礫石土心墻堆石壩心墻孔隙水壓力分析

倪 沙 沙， 遲 世 春

( 大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部 水利工程學(xué)院, 遼寧 大連 116024 )

礫石土心墻堆石壩心墻孔隙水壓力分析

倪 沙 沙， 遲 世 春*

( 大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部 水利工程學(xué)院, 遼寧 大連 116024 )

土石壩的碾壓施工會(huì)在大壩心墻中產(chǎn)生較高的超靜孔隙水壓力．對(duì)高土石壩，施工期心墻內(nèi)產(chǎn)生的超靜孔隙水壓力難以有效消散，使得心墻內(nèi)長(zhǎng)期存在較高的孔隙水壓力，導(dǎo)致其有效應(yīng)力降低，影響心墻的工作性態(tài)和大壩穩(wěn)定性．以某礫石土心墻監(jiān)測(cè)資料為基礎(chǔ)，分析了心墻填筑及水庫(kù)蓄水對(duì)孔隙水壓力及其變化的影響．提出了一種計(jì)算堆石壩心墻孔隙水壓力消散的簡(jiǎn)化方法，即豎向受壓而水平排水的一維固結(jié)方法．將其應(yīng)用于心墻填筑完成后庫(kù)水位保持不變時(shí)段的心墻孔隙水壓力消散計(jì)算，通過(guò)計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的比較，驗(yàn)證了心墻孔隙水壓力簡(jiǎn)化計(jì)算方法的合理性；并進(jìn)一步計(jì)算了心墻測(cè)點(diǎn)的固結(jié)過(guò)程，發(fā)現(xiàn)其固結(jié)度達(dá)到95%所需的時(shí)間長(zhǎng)達(dá)10～30 a，其中前10 a各測(cè)點(diǎn)的固結(jié)度均已達(dá)到了70%．

礫石土心墻；孔隙水壓力；監(jiān)測(cè)；一維固結(jié)；固結(jié)度

0 引 言

壓實(shí)后的礫石土防滲體強(qiáng)度高、壓縮性低，可有效降低壩殼料對(duì)心墻的拱效應(yīng)及水力劈裂的發(fā)生；可限制裂縫開展；對(duì)含水量不敏感，便于重型施工機(jī)械的運(yùn)輸和碾壓．因此，國(guó)內(nèi)外已建和在建的高土石壩越來(lái)越普遍采用礫石土作為防滲料．國(guó)外如蘇聯(lián)高300 m的努列克壩、印度高260 m的特里壩、美國(guó)高230 m的澳洛維壩等，國(guó)內(nèi)如已建的高103 m的魯布革堆石壩、高186 m瀑布溝堆石壩、高261.5 m糯扎渡堆石壩和在建的高314 m雙江口堆石壩等[1-3]．

土石壩防滲料在上壩碾壓時(shí)其飽和度通常達(dá)到90%以上，因此，在施工期心墻內(nèi)容易產(chǎn)生較高的孔隙水壓力，這會(huì)導(dǎo)致心墻中有效應(yīng)力降低，進(jìn)而影響壩體的穩(wěn)定和強(qiáng)度．如挪威的海蒂朱維特壩，在施工過(guò)程中心墻內(nèi)就產(chǎn)生了較高的孔隙水壓力，而后雖變更設(shè)計(jì)將心墻寬度變小，仍在竣工1 a后因發(fā)生水力劈裂而出現(xiàn)了心墻破壞的事故[4]．因此，對(duì)高堆石壩施工期孔隙水壓力的研究一直備受關(guān)注．陳立宏等[5]利用有限元固結(jié)程序計(jì)算并分析小浪底大壩心墻中的孔隙水壓力，結(jié)果表明，大壩心墻在施工期內(nèi)出現(xiàn)了較高的孔隙水壓力，且實(shí)測(cè)超靜孔隙水壓力的消散比有限元計(jì)算預(yù)測(cè)的要緩慢．陳繼平等[4]以瀑布溝堆石壩施工期的監(jiān)測(cè)資料為基礎(chǔ)，分析了上壩土料的含水量和施工進(jìn)度對(duì)堆石壩心墻孔隙水壓力的影響，并認(rèn)為與施工速率相比，含水量是影響孔壓的主要因素．鄭俊等[6]分析了瀑布溝堆石壩心墻施工期孔隙水壓力的特征與形成機(jī)制，認(rèn)為對(duì)黏土心墻壩的認(rèn)識(shí)和研究方法未必適用于礫石土心墻壩．

本文以某礫質(zhì)心墻監(jiān)測(cè)資料為基礎(chǔ)，分析心墻填筑及水庫(kù)蓄水對(duì)孔隙水壓力及其變化產(chǎn)生的影響，提出一種計(jì)算堆石壩心墻孔隙水壓力消散的簡(jiǎn)化方法，即豎向受壓而水平排水的一維固結(jié)方法，應(yīng)用于心墻填筑完成后庫(kù)水位保持不變時(shí)段的心墻孔隙水壓力消散的計(jì)算，并通過(guò)計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的比較驗(yàn)證簡(jiǎn)化計(jì)算方法的合理性．

1 工程概況與監(jiān)測(cè)布置

1.1 工程概況

某礫石土心墻堆石壩，心墻頂高程820.5 m，頂寬10 m，心墻基礎(chǔ)最低建基面高程560.0 m，上下游坡度均為1∶0.2．為保護(hù)心墻土料，根據(jù)反濾設(shè)計(jì)原則，在心墻區(qū)上下游兩側(cè)均設(shè)置了Ⅰ、Ⅱ兩層反濾料，在上下游反濾層Ⅱ與壩殼粗堆石料間設(shè)置了細(xì)堆石過(guò)渡料，以便保護(hù)Ⅱ?qū)臃礊V料，同時(shí)可協(xié)調(diào)心墻與壩殼粗堆石體間的變形．根據(jù)粗堆石料分區(qū)優(yōu)化的設(shè)計(jì)原則，將強(qiáng)度高、透水性好的優(yōu)質(zhì)堆石料布置在壩頂、壩殼外部及下游壩殼底部等對(duì)壩坡穩(wěn)定及壩體抗震有重要影響的關(guān)鍵部位，而在壩殼內(nèi)部采用強(qiáng)度指標(biāo)稍低的次堆石料．心墻、反濾料Ⅰ、反濾料Ⅱ與基巖接觸范圍設(shè)置鋼筋混凝土墊層，并在心墻下設(shè)置1～2排帷幕灌漿[7]．

大壩心墻自2009年開始填筑，經(jīng)歷3次雨季并在雨季暫停施工，2012年底填筑完成．大壩于2011年11月開始下閘蓄水，8個(gè)月后蓄水至死水位765 m附近并保持水位基本不變，2013年第二次蓄水．

1.2 心墻礫石土性狀簡(jiǎn)介

心墻防滲土料為黏土質(zhì)砂和含砂低液限黏土．天然土料顆粒級(jí)配細(xì)，黏粒含量偏高，防滲性較好，但力學(xué)性能特別是壓縮性能難以滿足高壩的筑壩要求，最終確定摻礫35%(質(zhì)量比)．心墻摻礫料的設(shè)計(jì)指標(biāo)為擊實(shí)功2 690 kJ/m3，全料控制壓實(shí)度不小于95%，含水率ω為(ωop-1%)～(ωop+3%)[8]．根據(jù)碾壓試壓，土料摻礫后碾壓，摻礫土為天然含水，碾壓后全料含水率ω為(ωop+2.7%)～(ωop+3.2%)，滿足設(shè)計(jì)要求，無(wú)須調(diào)節(jié)土料天然含水率．根據(jù)心墻摻礫料的擊實(shí)試驗(yàn)，在2 690 kJ/m3擊實(shí)功下?lián)降[料最大干密度為2.01～2.15 g/cm3，平均為2.06 g/cm3，最優(yōu)含水率為7.3%～9.6%，平均為8.8%．考慮到碾壓后全料含水率大于最優(yōu)含水率，則ρd<ρdmax，取干密度ρd=2.01 g/cm3．摻礫料的相對(duì)密度為2.68，可求得心墻壓實(shí)后的孔隙比為0.33，飽和度為93.4%～97.5%．

由非飽和土力學(xué)知識(shí)可知，當(dāng)土壤中的含水量很高時(shí)，土壤中的氣相體積微小并被液體所包圍，只能隨液體一起流動(dòng)，此時(shí)的土壤可視為一種挾氣水的二相體系．該二相體系土壤氣滲性極小，其有效應(yīng)力表達(dá)式可視為與飽和土相同．通常認(rèn)為飽和度高于95%的土可作飽和土處理．因此，該心墻料填筑后可近似看作處于飽和狀態(tài)．

1.3 監(jiān)測(cè)布置

心墻碾壓填筑后近似飽和，而心墻填筑過(guò)程中由于其滲透系數(shù)很小，無(wú)法在短時(shí)間內(nèi)將水?dāng)D出，從而在心墻內(nèi)產(chǎn)生高孔隙水壓力．為了監(jiān)測(cè)心墻孔隙水壓力變化情況，心墻填筑時(shí)在心墻3個(gè)斷面內(nèi)埋設(shè)了振弦式滲壓計(jì)，如圖1所示．

(a) C-C斷面(0+309.60)

(b)A-A斷面(0+169.36)

(c)D-D斷面(0+482.30)

圖1 心墻滲壓計(jì)布置圖

Fig.1 Layout of osmometers in core-wall

2 孔隙水壓力變化與分析

3個(gè)斷面內(nèi)具有較完整觀測(cè)數(shù)據(jù)的滲壓計(jì)共計(jì)15個(gè)．為了分析心墻內(nèi)孔隙水壓力的變化規(guī)律，給出部分測(cè)點(diǎn)的滲壓計(jì)實(shí)測(cè)水頭-時(shí)間過(guò)程線，如圖2、3所示．

由圖2、3可以看出，滲壓計(jì)埋設(shè)后孔隙水壓力便開始增長(zhǎng)，幾乎沒有滯后性，而后隨心墻填筑及庫(kù)水位變化而變化的規(guī)律相似．歸納如下：

圖2 不同高程心墻內(nèi)滲壓計(jì)實(shí)測(cè)水頭-時(shí)間過(guò)程線

Fig.2 Measured varying hydraulic head-time curves of osmometers at different heights in core-wall

圖3 701.00 m高程心墻內(nèi)滲壓計(jì)實(shí)測(cè)水頭-時(shí)間過(guò)程線

Fig.3 Measured varying hydraulic head-time curves of osmometers at 701.00 m elevation in core-wall

(1)由圖2不同高程心墻內(nèi)部滲壓計(jì)實(shí)測(cè)水頭-時(shí)間過(guò)程線可以看出，測(cè)點(diǎn)高程越低，即上覆壓力越大，心墻填筑完成時(shí)產(chǎn)生的孔隙水壓力越高；由圖2、3中同一高程心墻內(nèi)部滲壓計(jì)實(shí)測(cè)水頭-時(shí)間過(guò)程線可以看出，相同高程不同位置測(cè)點(diǎn)的孔隙水壓力，心墻上游側(cè)>心墻中部>心墻下游側(cè)．

(2)心墻填筑期，孔隙水壓力隨心墻填筑而增大，且增大速率與心墻的填筑速率有良好的相關(guān)性．當(dāng)心墻填筑快時(shí)，孔隙水壓力增長(zhǎng)速率快；當(dāng)心墻填筑慢或在雨季暫停填筑時(shí)，孔隙水壓力保持不變或略有下降；在2012-07-01雨季來(lái)臨大壩暫停施工(此時(shí)填筑高程約為807.68 m)時(shí)，孔隙水壓力達(dá)到最大值．孔隙水壓力隨心墻填筑而增大的主要原因是在心墻填筑過(guò)程中，作用在土體上的總應(yīng)力不斷增大，使得土體骨架被壓縮，土內(nèi)孔隙體積減小，而孔隙內(nèi)的水不能及時(shí)有效消散，導(dǎo)致原來(lái)由土體骨架承擔(dān)的部分壓力轉(zhuǎn)由孔隙水承擔(dān)．

(3)滲壓計(jì)埋設(shè)后很快便能測(cè)得孔隙水壓力，幾乎沒有滯后性，這主要是由于滲壓計(jì)埋設(shè)時(shí)外面包裹一層滲透系數(shù)量級(jí)為10-4cm/s的細(xì)砂,其滲透系數(shù)遠(yuǎn)大于周圍礫石土的滲透系數(shù)，使得細(xì)砂中的水可瞬間滲入滲壓計(jì)內(nèi)腔．

(4)大壩填筑完成后，心墻內(nèi)孔隙水壓力主要受上游庫(kù)水位變化引起的作用在心墻上的荷載變化的影響，表現(xiàn)為上游庫(kù)水位上升，作用在心墻上的荷載增大，心墻孔隙水壓力的上升速度大于消散速度，從而使得心墻孔隙水壓力上升．

3 豎向受壓水平排水的一維固結(jié)微分方程

飽和土體的有效應(yīng)力原理指出，由于水的壓縮模量比土骨架高，當(dāng)外載施加于土體后，土中水首先產(chǎn)生超靜孔隙水壓力，該超靜孔隙水壓力會(huì)使孔隙水沿著滲壓梯度向低壓區(qū)滲透，這就是超靜孔隙水壓力消散，同時(shí)作用于土骨架上的有效應(yīng)力會(huì)增加以平衡外載．在孔隙水被擠出的同時(shí)，土體被不斷壓縮，直到超靜孔隙水壓力消散完畢，土體的壓縮亦趨于穩(wěn)定，這一過(guò)程稱為固結(jié)．

固結(jié)過(guò)程中，孔隙水一定是沿著滲壓梯度方向從孔壓高處向低處滲透．具體到礫石土心墻，其填筑過(guò)程是豎向不斷增加壓力，豎向滲徑也不斷增長(zhǎng)的過(guò)程．再加上當(dāng)前的心墻施工碾壓工藝使得心墻的豎向滲透系數(shù)比水平向小，一些壩水平滲透系數(shù)達(dá)到豎向的3～5倍．從心墻的剖面圖(圖1)可以看出，若考慮心墻外圍的反濾為全透水，則每個(gè)測(cè)點(diǎn)的水平方向幾乎是最短滲徑．

因此，可以近似認(rèn)為超靜孔隙水壓力形成的滲流場(chǎng)的滲徑接近水平．即心墻在豎向承受荷載，孔隙水主要沿水平方向向上、下游兩側(cè)滲透系數(shù)較大的反濾料排出．也就是心墻超靜孔隙水壓力是豎向承壓水平排水的單向固結(jié)問題．

3.1 基本假定

大壩心墻在自重作用下超靜孔隙水壓力消散問題基本符合太沙基單向固結(jié)理論的基本假定．只不過(guò)太沙基單向固結(jié)的承壓方向與滲流方向一致，而大壩心墻的超靜孔隙水壓力消散問題的承壓方向與滲流方向垂直．需要特別說(shuō)明的是，由于壩體心墻體積龐大，上部土體和底部土體的應(yīng)力條件差別巨大，其滲透系數(shù)和壓縮系數(shù)自然因高程而異．但同一高程上，同一測(cè)點(diǎn)心墻在竣工期間的外部條件變化不大，可以近似認(rèn)為其滲透系數(shù)和壓縮系數(shù)為常數(shù)．特別是研究同一觀測(cè)高程心墻在某一時(shí)間段內(nèi)的超靜孔隙水壓力消散問題時(shí)，認(rèn)為心墻的滲透系數(shù)和壓縮系數(shù)為常數(shù)是可以接受的．

3.2 微分方程的建立與求解

在心墻中深度z處取一斷面積為1×1，厚度為dx的微元體，如圖4所示．

圖4 一維滲流固結(jié)過(guò)程

該微元體固體體積為

(1)

孔隙體積為

(2)

式中：e1表示固結(jié)前土的孔隙比．

在dt時(shí)間內(nèi)，微元體中孔隙體積的變化等于同一時(shí)間內(nèi)從微元體中流出的水量，即

(3)

式中：q表示單位時(shí)間內(nèi)流過(guò)單位橫截面積的水量．

將式(2)、(3)聯(lián)立，得

(4)

由土的壓縮系數(shù)公式和飽和土體有效應(yīng)力原理可得

(5)

式中：a表示土的壓縮系數(shù)；?σ′z表示粒間有效應(yīng)力；u表示孔隙水壓力．

達(dá)西定律：

(6)

將式(5)、(6)代入式(4)得

(7)

定義土的固結(jié)系數(shù)為

(8)

式中：kx為水平滲透系數(shù)，cm/s；a為壓縮系數(shù)，kPa-1．

得一維固結(jié)微分方程

(9)

求解該微分方程的初始條件和邊界條件如下：

初始條件

t=0，0≤x≤l，u=u0=φ(x)

(10)

邊界條件

00t=∞,0≤z≤H，u=0

(11)

由分離變量法可求得該問題的解為

(12)

式中，疊加系數(shù)

(13)

對(duì)于心墻內(nèi)的某一點(diǎn)A，其初始孔隙水壓力為已知的某一值p，其疊加系數(shù)可由式(13)求得，即

(14)

心墻內(nèi)某一點(diǎn)孔隙水壓力消散問題的解答為

(15)

4 豎向受壓水平排水固結(jié)方程的應(yīng)用

為了驗(yàn)證心墻一維固結(jié)計(jì)算公式的合理性，進(jìn)行孔壓消散計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的擬合．選擇孔壓消散計(jì)算的起始時(shí)間為2012-07-01(心墻填筑至807.68 m)，此時(shí)進(jìn)入雨季，心墻暫停填筑，心墻內(nèi)測(cè)點(diǎn)孔隙水壓力達(dá)到填筑期的最大值．直至2012-09-23重新開始填筑，2012-12-18填筑至壩頂．選取心墻填筑完成且?guī)焖槐３窒鄬?duì)穩(wěn)定時(shí)段(2012-12-18～2013-07-08)測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與一維固結(jié)計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比．

由式(8)可知，固結(jié)系數(shù)與kx、e1和a有關(guān)．本文在基本假定中已經(jīng)說(shuō)明同一觀測(cè)點(diǎn)在選取的某一時(shí)間段內(nèi)滲透系數(shù)、壓縮系數(shù)可近似視為常數(shù)，即同一觀測(cè)點(diǎn)在某個(gè)固結(jié)過(guò)程中的固結(jié)系數(shù)視為常數(shù)．已知心墻填筑壓實(shí)后的孔隙比為0.33，根據(jù)摻礫心墻土料固結(jié)試驗(yàn)成果可知，孔隙比為0.30～0.36的處于飽和狀態(tài)的摻礫料的固結(jié)系數(shù)范圍為0.011～0.040 cm2/s．本文在該范圍內(nèi)取合適的固結(jié)系數(shù)，使得孔壓實(shí)測(cè)值與一維固結(jié)計(jì)算值擬合得更好．布置有滲壓計(jì)的3個(gè)斷面A-A(0+169.36)、C-C(0+309.60)和D-D(0+482.30) 中有15個(gè)測(cè)點(diǎn)觀測(cè)數(shù)據(jù)有效，進(jìn)行一維固結(jié)計(jì)算所需參數(shù)l和x見表1，不同測(cè)點(diǎn)固結(jié)系數(shù)取值如圖5所示(柱狀圖旁括弧內(nèi)的數(shù)值為固結(jié)系數(shù)，單位為cm2/s)，測(cè)點(diǎn)孔壓實(shí)測(cè)值與一維固結(jié)計(jì)算值擬合情況如圖6～8所示．

表1 參數(shù)統(tǒng)計(jì)表

由圖5可知，心墻內(nèi)15個(gè)滲壓計(jì)測(cè)點(diǎn)的固結(jié)系數(shù)取值均在孔隙比為0.30～0.36(心墻填筑壓實(shí)后的孔隙比平均值為0.33)的處于飽和狀態(tài)摻礫料固結(jié)試驗(yàn)成果范圍內(nèi)，即0.011～0.040 cm2/s，從試驗(yàn)的角度講，所取的固結(jié)系數(shù)是合理的．固結(jié)系數(shù)的分布總體為不同斷面同一高程心墻中部固結(jié)系數(shù)>心墻下游側(cè)固結(jié)系數(shù)>心墻上游側(cè)固結(jié)系數(shù)，這主要是由于大壩竣工蓄水后心墻大主應(yīng)力分布特征為心墻中部最大，距心墻中部相等距離的下游測(cè)點(diǎn)大于上游測(cè)點(diǎn)，而大主應(yīng)力越大，心墻壓得越密實(shí)，與固結(jié)系數(shù)相關(guān)的a、kx和e1越小，但壓縮系數(shù)a相對(duì)滲透系數(shù)kx和初始孔隙比e1的變化更大，最終導(dǎo)致大主應(yīng)力大的地方固結(jié)系數(shù)大．

由圖6～8可知，測(cè)點(diǎn)滲壓計(jì)水頭計(jì)算值與實(shí)測(cè)值最大絕對(duì)誤差均小于2 m．相對(duì)誤差(相對(duì)誤差=絕對(duì)誤差/(壩頂高程-最低建基面高程)×100%)最大值出現(xiàn)在測(cè)點(diǎn)DB-A-P-20，該點(diǎn)絕對(duì)

(a) C-C斷面(0+309.60)

(b)A-A斷面(0+169.36)

(c)D-D斷面(0+482.30)

圖5 心墻測(cè)點(diǎn)固結(jié)系數(shù)柱狀圖

Fig.5 Bar chart of consolidation coefficient in core-wall

(a) DB-A-P-20 (A斷面，心墻中部)

(b) DB-D-P-19 (D斷面，心墻上游側(cè))

(c) DB-C-P-45 (C斷面，心墻下游側(cè))

圖6 738.00 m高程心墻滲壓計(jì)水頭計(jì)算值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

Fig.6 Comparison between measured and simulated hydraulic heads of osmometers at 738.00 m elevation in core-wall

(a) DB-A-P-14 (A斷面，心墻上游側(cè))

(b) DB-D-P-15 (D斷面，心墻中部)

(c) DB-C-P-36 (C斷面，心墻下游側(cè))

圖7 701.00 m高程心墻滲壓計(jì)水頭計(jì)算值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

Fig.7 Comparison between measured and simulated hydraulic heads of osmometers at 701.00 m elevation in core-wall

(a) DB-C-P-15 (C斷面，心墻上游側(cè))

(b) DB-C-P-17 (C斷面，心墻下游側(cè))

圖8 626.10 m高程心墻滲壓計(jì)水頭計(jì)算值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

Fig.8 Comparison between measured and simulated hydraulic heads of osmometers at 626.10 m elevation in core-wall

誤差最大值約為1.9 m，所處斷面最低建基面高程為642.00 m，求得相對(duì)誤差為1.1%．較好的擬合結(jié)果說(shuō)明將大壩心墻填筑完成后孔隙水壓力消散問題簡(jiǎn)化為一維固結(jié)問題是可行的，文中將實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與一維固結(jié)計(jì)算值進(jìn)行擬合時(shí)所取的固結(jié)系數(shù)是合理的．

5 孔隙水壓力消散時(shí)間

經(jīng)某一時(shí)間t后，土體內(nèi)孔隙水壓力消散的程度稱為固結(jié)度．對(duì)某一深度z處經(jīng)過(guò)時(shí)間t后，測(cè)點(diǎn)的固結(jié)度U可用下式表示：

(16)

式中：p表示測(cè)點(diǎn)的初始孔隙水壓力；u表示t時(shí)刻該點(diǎn)的孔隙水壓力．

將式(15)代入式(16)，可得到

(17)

由表1及圖5給出的各測(cè)點(diǎn)l、x和Cν的取值，以各高程不同位置的8個(gè)測(cè)點(diǎn)為例，將各測(cè)點(diǎn)的固結(jié)度U與時(shí)間t的關(guān)系繪制成曲線，如圖9所示．

圖9 固結(jié)度與時(shí)間關(guān)系曲線

由圖9可知，固結(jié)初期，相同高程位于心墻中部的測(cè)點(diǎn)因距排水邊界較遠(yuǎn)，固結(jié)速率較距排水邊界近的測(cè)點(diǎn)慢．固結(jié)時(shí)間t=10 a的時(shí)間段內(nèi)，各測(cè)點(diǎn)的固結(jié)度達(dá)到了70%～95%．當(dāng)固結(jié)度U≥95%后，不同測(cè)點(diǎn)的固結(jié)速率均趨于很小(接近零)，各測(cè)點(diǎn)固結(jié)度與時(shí)間的關(guān)系曲線趨于重合．該現(xiàn)象可從式(16)得到解釋，即當(dāng)U→100%時(shí)，t→+∞．本文近似認(rèn)為當(dāng)測(cè)點(diǎn)的固結(jié)度達(dá)到95%后，測(cè)點(diǎn)的固結(jié)基本完成．將3個(gè)斷面不同測(cè)點(diǎn)固結(jié)度達(dá)到95%所需的時(shí)間列于表2．

表2 固結(jié)度95%各測(cè)點(diǎn)所需固結(jié)時(shí)間

由表2可知，在不考慮上游庫(kù)水位影響的情況下，不同高程測(cè)點(diǎn)固結(jié)度達(dá)到95%所需的時(shí)間：738.00 m高程測(cè)點(diǎn)所需時(shí)間平均為10.14 a，701.00 m高程測(cè)點(diǎn)所需時(shí)間平均為12.99 a，660.00 m高程測(cè)點(diǎn)所需時(shí)間為21.32 a，626.10 m高程測(cè)點(diǎn)所需時(shí)間平均為28.42 a．可見，由心墻填筑引起的超靜孔隙水壓力消散所需時(shí)間長(zhǎng)達(dá)10～30 a．但在大壩填筑完成的前2 a內(nèi)，心墻內(nèi)的超靜孔隙水壓力較高，會(huì)導(dǎo)致其有效應(yīng)力降低及易產(chǎn)生水力劈裂，應(yīng)引起足夠的重視．

6 結(jié) 論

(1)心墻填筑期，滲壓計(jì)埋設(shè)后很快便能測(cè)得孔隙水壓力，幾乎沒有滯后性，說(shuō)明心墻料填筑時(shí)接近飽和；超靜孔隙水壓力隨心墻填筑而增大，且增大速率與心墻的填筑速率有良好的相關(guān)性，當(dāng)心墻填筑慢或在雨季暫停填筑時(shí)，超靜孔隙水壓力增長(zhǎng)慢并趨于零增長(zhǎng)甚至逐漸消散；心墻填筑完成時(shí)，測(cè)點(diǎn)高程越低，(超靜)孔隙水壓力水頭值越高；相同高程不同位置測(cè)點(diǎn)的孔隙水壓力，心墻上游側(cè)>心墻中部>心墻下游側(cè)．

(2)心墻內(nèi)15個(gè)滲壓計(jì)測(cè)點(diǎn)的固結(jié)系數(shù)取值范圍為0.014～0.039 cm2/s，從固結(jié)試驗(yàn)的角度講，所取的固結(jié)系數(shù)是合理的；固結(jié)系數(shù)的分布大體呈現(xiàn)不同斷面同一高程心墻中部固結(jié)系數(shù)>心墻下游側(cè)固結(jié)系數(shù)>心墻上游側(cè)固結(jié)系數(shù)的規(guī)律．

(3)3個(gè)斷面15個(gè)測(cè)點(diǎn)滲壓計(jì)水頭計(jì)算值與實(shí)測(cè)值最大絕對(duì)誤差均小于2 m，相對(duì)誤差最大值為1.1%．較好的擬合結(jié)果說(shuō)明將大壩心墻填筑完成后的孔隙水壓力消散問題簡(jiǎn)化為一維固結(jié)問題是可行的，測(cè)點(diǎn)所取的固結(jié)系數(shù)是合理的．

(4) 由心墻填筑引起的超靜孔隙水壓力消散所需時(shí)間長(zhǎng)達(dá)10～30 a，尤其在大壩填筑完成的前一兩年內(nèi)，心墻內(nèi)超靜孔隙水壓力較高，會(huì)導(dǎo)致其有效應(yīng)力降低及易產(chǎn)生水力劈裂，應(yīng)引起足夠的重視．

[1] 中華人民共和國(guó)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)編寫組. 碾壓式土石壩設(shè)計(jì)規(guī)范: DL/T 5395—2007 [S]. 北京:中國(guó)電力出版社, 2008.

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Analysisofporewaterpressureingravellysoilcore-wallofrock-filldam

NIShasha,CHIShichun*

(SchoolofHydraulicEngineering,FacultyofInfrastructureEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian116024,China)

High excess static pore water pressure will rise in the core-wall of earth dam during the rolling construction period. For the high earth dam, the excess static pore water pressure produced in the core-wall of earth dam during construction can not be effectively dissipated, and the existing high pore water pressure will lead to the reduction of effective pressure in the core-wall, which influences the performance of core-wall and stability of the dam. Based on the monitoring data of a gravelly soil core-wall, the influences of core-wall filling building and reservoir storage on the pore water pressure formation and variation are analyzed. The calculation of pore water pressure dissipation in the core-wall is simplified to one-dimensional consolidation method of vertical compression and horizontal drainage, and it is applied to the calculation of pore water pressure dissipation in the core-wall under the condition that the core-wall filling building is completed and reservoir water level keeps constant. The reasonability of simplifying calculation is verified through the comparison of the tested and calculated data. It is found through the consolidation process of the core-wall that it will take 10 to 30 years when the degree of consolidation achieves 95%, and at each monitoring point achieves 70% at 10 years.

gravelly soil core-wall; pore water pressure; monitoring; one-dimensional consolidation; degree of consolidation

1000-8608(2017)06-0593-08

TU443

A

10.7511/dllgxb201706007

2016-10-10；

2017-07-17．

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51379029).

倪沙沙(1985-)，女，博士生，E-mail:548899337@qq.com；遲世春*(1964-)，男，教授，E-mail:schchi@dlut.edu.cn.