库水位下降（精选六篇）
库水位下降 篇1
对于水库坡体来说，库水位的下降对坡体稳定最为不利，往往导致滑坡的发生。而坡体内的孔隙水压力是影响坡体稳定的最重要因素之一。目前的分析方法中，孔隙水压力的计算都依据坡体中的浸润线来确定，因此，浸润线确定的正确与否直接影响到坡体的稳定分析和工程治理。实际工程中，有的用下降前后的一条直线来定浸润线，有的以滑体的下三分之一线作为浸润线，有的将浸润线假定为一条抛物线，然后确定水位下降高度和影响范围，由此确定浸润线[1]。不同的方法得到的分析结果亦不同，导致不同部门做出的评价不同，治理经费相差甚远。严格来说，库水位的下降属于非稳定渗流问题，浸润线与库水的下降速度、坡体的渗透系数、给水度等多项因素有关[2]。正确的方法是综合考虑这些因素来确定浸润线，从而为库坡的稳定分析提供可靠依据。笔者研究了库水位等速下降时的库坡浸润线方程，并根据有限元模拟结果对其进行了修正，以室内模拟试验对修正公式进行了验证。
1 库水位等速下降时库坡内浸润线的求解
库水位下降到某一水位的瞬间，坡体中的水不能马上排出，此时对坡体的稳定最为不利。当水位下降到某一高度后水位保持不变时，随时间的增加坡体内的浸润线逐渐降低，渗透力(动水压力)减小，其稳定性是增加的。因此库水下降对库坡稳定性的研究应采用库水下降至某一高度时的瞬时稳定性。
1.1 基本假设
(1)含水层均质、各向同性，侧向无限延伸，具有水平不透水层;
(2)库水降落前，原始潜水面水平;
(3)潜水流为一维流;
(4)库水位以V0的速度等速下降;
(5)库坡按垂直考虑。
1.2 非稳定渗流的基本方程
式中:
kx、ky—x、y方向的渗透系数(m/d);
H—含水层厚度(m);
W—垂直补给强度(m/d);
μ—给水度;
h—水头高度(m);
t—时间(d)。
式(1)即为包辛涅斯克(Boussinesq)方程，它是研究潜水非稳定运动的基本微分方程[3,4]。该方程是一个二阶的非线性偏微分方程，除了对某些个别情况找到了几个特解以外，还没有精确的解析解。
将括号中的H近似地看作常量，可对其进行线性简化。即不考虑边界的补给量，将近似地用时段始、末含水层厚度的平均值hm代替。同时，由于坡体中的浸润面比较平缓，为了简化问题，可忽略垂直方向的渗流，即认为流速在垂直方向上无变化，在此情况下问题即简化为一维渗流问题。再假定上部无流量补给(W=0)，则式(1)变为:
则可得到简化的一维非稳定渗流方程:
1.3 计算模型及浸润线求解[2,5]
计算坐标如图1所示，初始时刻，即t=0时，由假设条件(2)可知区内各点水位为h0,0。设距库岸x处在t时刻的地下水位变幅为:
令
则可把上述半无限含水层中的地下水非稳定渗流归结为下列数学模型:
将式(6)～(9)对变量t进行拉普拉斯(Laplace)积分变换[2,4,6]，可得到解答[7]:
式中
将式(10)代入式(5)得:
上式即为所求的库坡浸润线的计算公式。
可以看出，式(12)的计算较为复杂，不便于工程应用。文献[2]提出如下的拟合公式:
将式(15)代入式(13)，就得到库水位等速下降时的浸润线简化计算公式:
k—渗透系数(m/d);
hm—含水层的平均厚度(m)，取hm=(h0,0+h0,t)/2;
h0,0—库水初始水位(m);
hx,t—x位置，t时刻库水的水位(m);
V0—库水位的下降速度(m/d);
μ—给水度;
t—库水下降时间(d);
x—计算点的水平位置(m)。
经分析，Q(λ)为减函数，当λ=2时，Q(λ)≈0，定义此时的x值为库水下降的影响范围，该值可由式(17)得到:
2 有限元计算及公式修正
2.1 有限元程序简介
本文采用有限元软件GeoStudio(GEO-SLOPE)中的SEEP/W模块进行分析。在SEEP/W模块中，通过渗流有限元计算，可以分析坡体在不均匀饱和条件、非饱和条件下的孔隙水压力，也可以对坡体稳定时的瞬态孔隙水压力进行研究。
该程序采用的渗流微分方程如下:
式中:
h—总水头;
kx—x方向的渗透系数;
ky—y方向的渗透系数;
q—边界补给量;
Q—单位体积贮水量;
t—时间。
2.2 有限元计算
简化公式(16)忽略了竖向渗流效应，而按一维渗流问题来处理，其计算结果必然存在误差。现采用有限元程序进行二维渗流的模拟计算。再将有限元计算结果与简化公式结果进行比较，从而对简化公式进行修正。算例条件为:渗透系数kx=ky=0.28m/d，库水的下降高度为30m，下降速度1m/d，给水度为0.035，孔隙率为0.37ㄢ
有限元分析中，含水层厚度取库水下降前和下降后的平均值，即hm=15m。模型的计算范围按式(17)确定:
另设库坡倾角为30°、45°、60°、90°四种情况进行分析。有限元和简化公式计算结果如图2所示。
可以看出:
(1)简化公式中并无坡角参数，是对应于库坡竖直的情况，故计算结果不受坡角影响。
(2)坡角对于浸润线的影响范围有限，大约在1倍库水位下降高度范围。
(3)当计算点水平距离小于1倍库水位下降高度时，简化公式的计算结果小于有限元的结果;反之，简化公式的计算结果大于有限元的结果，并且两者的浸润线大致呈平行状态。
2.3 浸润线公式的修正将式(13)改写成下式
式中:
h0,t—库水位下降后的高度;
[1-Q(λ)]V0t—x位置浸润线至下降后库水位的高度。
在大部分区域内，简化公式的计算结果与有限元的结果近似为平行线，因此可将一维公式乘以一个系数进行修正。将式(19)中右侧第二项乘以修正系数ξ，修正后的公式为:
将式(15)代入(20)得:
式(21)即为修正后的浸润线计算公式。
研究发现修正系数ξ与下降速度指数α有关，α的表达式如下:
现以图2的结果为例，分析修正系数ξ的取值。其它参数不变，V0取某一定值时，根据式(22)可求出相应的α值;根据有限元计算，可求出t时刻(t=ht/V0)各个x位置(对应不同λ)的hx,t值。将t、V0、h0,t(其值为h0,0-V0t)、值代入式(21)，可求出各个x位置的ξ值，选择代表性位置点的ξ值，取其平均值。当V0取不同值时，可得到相应的α、ξ值，从而得到α-ξ的对应曲线，如图3所示。
将图3中的点用分段函数拟合，结果如下:
式(21)和式(23)即为修正后的浸润线计算公式。将有限元分析算例中的参数代入修正公式，其计算结果见图2。可以看出，修正公式的计算结果与有限元计算结果较为吻合。
3 室内模型试验验证
为了进一步验证修正公式的准确性，用砂槽室内模型试验对其进行验证。砂槽的净尺寸为:长3.7m，宽1.5m，高1.5m。槽壁用水泥砂浆和砖砌筑，为了便于观察和量测水位，在槽壁一侧设置了测压管，以测定试验中水头高度，测压管的水平间距为0.3m。在槽壁另一侧设置玻璃窗，可以直观了解自由水面的变化情况。在槽壁侧面设置5个进排水龙头，以实现砂槽的蓄水和排水功能。砂槽修筑好后，将进水龙头打开，蓄满水，并保持24h。该项工作完成后，在槽中修筑试验模型，进行模拟试验。图4为试验模型示意图。
3.1 试验方案
砂槽建好后，按以下步骤在槽中进行试验。
(1)在槽中设置模型的支挡结构。该支挡结构由木格架和砂网构成，使其具有挡土透水的功能。
(2)在槽中分层铺砂土，每层厚度为300mm，分层压实，直到模型建成。
(3)打开进水阀门，向槽中蓄水，直到水淹没模型为止。随着时间的增长，槽中的水逐渐渗入到模型中，槽中水位降低，注意随时打开阀门向槽中补给水量，直到模型中的水位与模型同高为止。
(4)降水试验。启动抽水泵或打开排水龙头排水，记录不同时刻各测压管的水头高度。
(5)试验结束后，在模型中用环刀取样，测定土的物理参数。
模型的长度应大于按式(17)计算的库水下降影响范围，即12号测压管处的λ应大于2。鉴于式(17)与渗透系数和下降速度有关，因此可根据场地条件先确定模型尺寸，再通过改变试验材料和下降速度来满足所需要的试验条件。
3.2 试验结果与分析
试验结束后，在模型中部用环刀取样，测定该模型材料的容重、孔隙率、渗透系数、给水度等参数，如表1所示。
由于砂土的渗透系数较大，因此试验采用水泵抽水的降水方式，试验结果见图5。同时，按修正后的浸润线计算公式(21)和式(23)，采用表1中的参数及具体的试验条件参数进行理论计算，结果同绘于图5中。
从图5可以看出:在靠近排水端处试验值大于计算值;在远离排水端处试验值小于计算值。但试验值与公式计算值较为吻合，除个别奇异点外，误差都在在5%以内，说明修正后的浸润线计算公式是准确可行的。
4 结论
(1)通过对库水位等速下降时浸润线解析解的曲线拟合，可以得到便于工程应用的简化计算公式。
(2)借助有限元数值模拟结果，对简化计算公式进行修正，提出了适合工程应用的修正公式，对简化计算公式进行了有效改进。
(3)室内模型试验结果表明，试验值与公式计算值较为吻合，说明修正后的浸润线计算公式是准确可行的。
摘要：库坡浸润线计算的准确性直接影响到坡体的稳定分析和工程治理。将库坡浸润线的求解简化为一维非稳定渗流问题,可以得到库水位等速下降时的浸润线解析解。通过对解析解曲线的拟合,得到了便于工程应用的简化计算公式。借助有限元模拟方法,对简化计算公式进行修正,并通过室内模型试验对修正公式进行了验证。结果表明,试验值与公式计算值较为吻合,修正后的浸润线计算公式准确可行。
关键词：浸润线,解析解,有限元模拟,室内模型试验,库水位下降
参考文献
[1]张友谊,胡卸文.库水位等速上升作用下岸坡地下水浸润线的计算[J].水文地质工程地质,2007,(5):46～49.
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[4]李俊亭,王愈吉.地下水动力学[M].北京:地质出版社,1987.
[5]冯文凯,石豫川,柴贺军等.降雨及库水升降作用下地下水浸润线简化求解[J].成都理工大学学报(自然科学版),2006,33(1):90～94.
[6]杨秀雯,梁立华.数学物理方程与特殊含水[M].天津:天津大学出版社,1985.
库水位下降 篇2
三峡水库正常运行以后, 库岸很多古滑坡在库水的周期性涨落和库区较大强度的降雨下发生了复活[10,11], 产生了较大的变形, 给人民的生命财产安全和长江航道的正常运行带来了很大的威胁。因此非常有必要对降雨及库水位涨落作用下库岸滑坡的稳定性进行研究。
1 树坪滑坡工程地质概况及变形特征分析
1.1 滑坡工程地质概况
树坪滑坡发育于湖北省宜昌市秭归县长江右岸的沙镇溪镇树坪村一组, 距离三峡大坝约47 km处。该滑坡属古崩滑堆积体, 滑坡位于长江南岸向北倾斜的逆向斜坡上, 前缘直抵长江, 滑坡体地形总体呈南高北低、陡缓相间。滑体南北纵长800 m, 东西宽约700 m, 面积约55×104m2, 滑体厚10 m~70 m, 总体积达2 750×104m3。
滑体物质主要为第四系的残坡积物 (Q4el+dl) 和滑坡堆积物 (Q4del) , 由粉质粘土夹碎 (块) 石、碎裂岩等组成。粉质粘土夹碎石层在滑坡分布广泛, 主要分布于滑坡表层, 但在滑坡中下部的钻孔深部亦有揭露。碎裂石层主要分布于滑体的表层以下, 局部地表也有出露, 结构较松散, 局部结构架空。滑带土为粉质粘土夹碎石角砾, 一般呈黄褐色、青灰色和紫红色, 厚度为0.6 m~1.0 m, 结构比较密实, 稍湿。滑床为三叠系中统巴东组地层, 包含紫红色或灰绿色的中厚层粉砂岩夹泥岩, 浅灰、灰黄色中厚层泥灰岩。岩体结构较为破碎。
1.2 滑坡变形特征分析
2003年6月开始对树坪滑坡进行专业监测, 根据湖北省地质环境监测总站《湖北省三峡库区后续地质灾害秭归县树坪滑坡勘察报告》中的监测数据可知 (见图1) , 自2003年6月三峡水库蓄水以来, 树坪滑坡主滑区变形有随着库水位下降而明显加快的趋势。由此可见, 库水位涨落特别是库水位下降对滑坡稳定性影响显著。
2 降雨和库水位下降联合作用下树坪滑坡稳定性分析
2.1 计算工况
通过分析可知, 库水位上升对滑坡变形影响不大, 滑坡变形量在库水位下降过程中明显增加。故在分析库水位变化和降雨联合作用对滑坡稳定性影响时, 选择在库水位下降过程开始时叠加短时暴雨和长时小雨等不同情况进行讨论。通过对秭归县近50年来降雨资料进行数理统计分析, 确定50年一遇和10年一遇暴雨的降雨量分别为164.51 mm/d和122.56 mm/d。具体模拟工况见表1。
2.2 计算参数的确定
根据勘察报告试验成果, 结合三峡库区相似堆积层滑坡岩土体参数, 采用工程地质类比法和地质分析法初步拟定了岩土体物理力学参数以及水力学参数, 具体见表2。
2.3 滑坡稳定性分析
在SEEP/W程序中模拟得到不同工况渗流场的基础上, 考虑滑坡自重及滑坡前缘受到的库水压力作用, 采用Morgenstern-Price极限平衡法分析库水位变化与叠加不同降雨强度时滑坡的稳定性变化。水库运行一年时滑坡稳定性系数变化和工况一、二、三滑坡稳定性系数随时间变化分别如图2, 图3所示。
从图2可以看出, 滑坡的稳定性变化与库水位升降变化相关性显著。具体来说, 在库水位下降初始阶段, 由于库水还在向坡内补给, 对滑坡的影响相对较小, 此时滑坡稳定性变化不大;随着库水位的继续下降, 由于滑体渗透性较差, 滑坡内的地下水位下降速度滞后于库水位, 使得滑坡内外产生水头差而形成了指向滑坡外的渗透压力, 在这一不利渗透力的作用下, 滑坡体稳定性急剧下降, 滑坡稳定性系数由175 m时的1.057稳定状态降至145 m时1.004的不稳定状态;在145 m稳定水位运营的初始几天, 滑坡体内的库水继续排出, 滑坡的稳定性略有下降;而当滑坡内的水位几乎与145 m库水位线平齐时, 水头差消失, 滑体仅受库水的浮托力作用, 此时滑坡稳定性略有升高;在145 m升至175 m的过程中, 库水位上升速率较大, 而滑体渗透能力有限, 库水向滑体“倒灌”, 对滑坡下部施加了一个指向滑坡内的渗透压力, 对滑坡稳定性有利, 滑坡稳定性也不断提高;当库水位升至175 m开始稳定运营后, 库水继续向坡内渗入, 滑坡稳定性系数继续小幅增加;随着稳定在175 m高程, 此时滑坡体内外水压力平衡, 而滑坡受到的浮托力更大, 其稳定性略有降低。
通过计算库水下降阶段叠加不同强度降雨时的稳定性系数 (见图3) 可以发现, 在库水位下降阶段, 叠加30 d的10 mm/d小雨时, 随着雨水不断入渗, 滑体自重增加, 岩土体力学强度降低, 滑坡稳定性不断降低;在库水下降开始叠加3 d的10年一遇的降雨和50年一遇的降雨, 降雨量过大来不及入渗, 会在浅表层形成暂态饱和区, 此时滑坡体有很大的孔隙水压力, 随着降雨的不断渗入, 滑体基质吸力迅速下降并丧失, 滑坡稳定性急剧下降, 处于不稳定状态。相比前述叠加30 d小雨的工况, 在库水下降阶段叠加3 d暴雨时滑坡稳定性下降更迅速, 稳定性系数也更小, 滑坡也更易复活变形, 而且降雨强度越大, 对滑坡稳定性越不利。
3 结语
1) 集中降雨及库水位周期性波动是诱发滑坡复活变形重要因素。一方面, 随着库水位的下降, 滑坡内的地下水向水库排出, 由于滑体渗透性较差, 滑坡内地下水位下降速度滞后于库水位, 从而使得滑坡内外产生水头差而形成了指向滑坡外的渗透压力, 在这一不利渗透力的作用下, 滑坡稳定性急剧下降。另一方面, 长时间小雨和短时间暴雨会增加滑坡体的自重和下滑力, 大量的水富集于易滑软层, 软化滑带土, 降低滑坡体抗滑强度, 使滑坡体变形加剧。
库水位下降 篇3
工程降水是地下工程施工中经常采用的地下水控制方法,在降水过程中,孔隙水压力的变化反映了土体中渗流场与应力场的变化,对支护结构及土体的固结均有很大的影响;地下水作为影响地下工程的一个重要因素,近年来越来越被重视。但是针对地下水抽降过程中的孔隙水压力变化的研究却不多见。本文以天津站交通枢纽工程副广场工程的抽水试验为例,对该场地水位下降过程中的孔隙水压力的变化规律进行了分析,以更好的指导基坑工程地下水控制的设计和施工。
1 试验区水文地质条件
天津历史上曾遭遇3次海进和海退,形成现在地面以下约50～70m厚陆相与海相交互出现的土层[1]。工程前期地质勘察结果显示,埋深约50m范围内土层主要由粉土、粘土及粉细砂组成。由于土层渗透能力的差异,渗透系数较小的粘性土弱透水层,将50m范围内的土层划分成一个潜水含水层和一个承压水层,潜水含水层主要由粉土组成,承压含水层主要由粉细砂组成。各含水层具体情况见表1。
2 试验简介
本次研究针对潜水含水层与第一承压含水层进行抽水试验,同时试验区埋设有孔隙水压力传感器,分别对试验水井水位及孔隙水压力进行观测,将各观测结果作分析对比以研究水位下降过程中孔隙水压力的变化情况,试验平面布置如图2。
试验监测采用振弦式孔隙水压力计,采用一孔一点埋设,表2为孔隙水压力计对应的埋深相应层位及初始孔压对应表。将表中初始水位标高与试验水井中观测到的水位(水头)标高可以看出孔隙水压力观测的水位标高要高于水井中的水位,这主要是由于在孔隙水压力计埋设过程中回填土固结而产生的超孔隙水压力所致。
注:表中初始水位标高是以1m高的水柱产生的水压力为10kPa换算得出的。
3 试验观测结果分析
3.1 孔隙水压力变化反映出各含水层的水力联系
将潜水抽水过程中承压含水层孔隙水压力的变化情况及承压水抽水过程中潜水含水层孔隙水压力的变化情况进行比较(如表3、4所示),可以看出潜水层与承压含水层有水力联系,抽水过程中上下两个含水层的水头差增大使水力坡度增大,大于起始水力坡度后产生越流补给。
潜水(W1)抽水过程中承压水含水层孔隙水压力值变化表3
3.2 孔隙水压力的变化规律
将实测的孔隙水压力值绘制成历时曲线,与水位观测曲线相比(如图3、4所示)发现孔压下降曲线与水位下降曲线极为相似,说明孔压的变化依赖于水位的变化。孔隙水压力变化幅度随着距离抽水孔的距离增大而变小;孔隙水压力的变化幅度和灵敏程度随深度的增加而增大。
3.3 抽水前后不同深度孔隙水压力的变化规律
试验在承压含水层抽水井附近,距离W2抽水井约1.5m左右处不同深度埋置5个孔隙水压力计,用以研究在抽水井距离相等的情况下不同岩性的地层在抽水过程中孔隙水压力的变化情况(如图5、6),可以发现(1)不同岩性的地层孔隙水压力消散的变化幅度和灵敏程度不同,其规律是粉细砂>粉土>粉质粘土;(2)砂土中的孔隙水压力在停止抽水后立即恢复,而粘性土中在停止抽水后孔隙水压力仍然降低,说明孔隙水压力恢复总是滞后于水位的变化;(3)地层的渗透性不同,孔隙水压力恢复所需要的时间也不同,其规律是粉质粘土>粉土>粉细砂。(4)隔水层(粘性土层)的孔隙水压力随上下两层地下水水位标高之差的增大而减小。(5)潜水含水层与隔水层中孔隙水压力都有变化,说明潜水层与承压含水层有水力联系,隔水层为弱透水层(相对隔水层)。
3.4 孔隙水压力变化的滞后效应
KXS12(25.0m)、KXS2(21.5m)、KXS7(17.5m)孔压计分别位于粉细砂、粉土和粉质粘土中。为了研究不同岩性土层在降水过程中孔隙水压力的消散滞后状况,将由水位下降引起理论上的孔隙水压力消散值和孔隙水压力消散的实测值进行对比(如图7～9所示)。位于粉质粘土中的XS7(17.5m)孔隙水压力计其孔隙水压力消散的实测值明显滞后于计算值;位于粉土中的KXS2(21.5m)孔隙水压力计其孔隙水压力消散的实测值也滞后于计算值;而位于细砂中的KXS12 (25.0m)孔隙水压力计其孔隙水压力消散的实测值与计算值几乎是同步变化。由表5、6可以看出试验在粉质粘土中要达到水位下降0.5m所产生孔隙水压力消散值需经过约49h,在粉土中要达到水位下降0.5m所产生的孔隙水压力消散值需经过约32h。说明抽水引起的孔隙水压力消散的滞后状况在不同岩性的土层是不相同的,其滞后程度为粉质粘土>粉土>细砂。
3.5 残余孔隙水压力问题
以1m高的水柱产生的水压力为10kPa计算,将各点的最大水位降深和孔压消散值进行比较可以发现,多数孔压变化并不等于水位下降所产生的孔隙水压力消散值;参考图7～图9可以发现,细砂的孔隙水压力消散值与水位降深最为接近,粉土次之,粉质粘土相差最多。说明不同岩性的土层在短期降水过程中孔隙水压力的消散程度是不相同的,除了渗透性良好的砂类土,一般粘性土会有不同程度的残余孔隙水压力。
因此在采用分层总和法进行抽水沉降计算时,短期抽水水位降低施加于地基土的附加应力(Δp)不应该是Δp=ΔHrw,而应该在其前加一个调整系数Δp=kΔHrw,k随着土层岩性的不同而变化。
4 结论
(1)在试验区内潜水、第一承压含水层存在着水力联系,水力联系强弱是与隔水层的渗透系数、厚度、起始水力坡度有直接关系。研究表明,在进行降水井结构类型、涌水量等方面的设计时,要对含水层之间水力联系进行考虑。
(2)抽水过程中的孔隙水压力的变化依赖与地下水位的变化但不完全等于水位变化所产生的孔隙水压力变化。
(3)在抽水过程中除砂土外,土层中的孔隙水压力变化存在着不同程度的滞后效应,其滞后程度为粉质粘土>粉土>细砂。因此,在进行降水井结构类型、降水井数目、降水井布置等方面的设计时,除了要考虑含水层渗透性、涌水量等因素外,还要考虑不同岩性的土层孔隙水压力消散滞后时间对降水周期的影响。
(4)在短期降水过程中不同岩性的土层的孔隙水压力消散程度是不相同的,除了渗透性良好的砂类土,一般粘性土会有不同程度的剩余孔隙水压力。在降水设计时应采取相应措施加快孔隙水压力的消散减小剩余孔隙水压力。
参考文献
[1] 候钊.天津软土地基[M].天津:天津科学技术出版社,1987
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库水位下降 篇4
河北省深州市地热资源丰富,自20世纪90年代开采以来,地热资源开发利用成为深州市新的经济增长点。为了追求地热资源开发最大利益,地热资源不断超量开采,水位出现了较大幅度下降,冬季供暖开采期动水位可达150 m左右[1],水位下降幅度大大高于河北省区域水位降幅。水位大幅度下降不仅增加了地热资源开采难度,同时可能诱发一系列地质灾害,促使地面建筑设施遭到破坏[2],对城市健康发展极为不利。
2 地热水水位下降现状及成因分析
2.1 地热水水位下降现状
深州市地热资源开采层位为新生界明化镇组和馆陶组,多年的超量开采致使水位呈不断下降趋势。
明化镇组:2006年第一眼地热井成井时静水位25.70 m,至2008年静水位降至35.67 m,年均下降速率4.99 m/年;馆陶组:2002年静水位高出地面0.71 m[2],2008年静水位埋深降至地面以下30.66 m,年均下降速率5.22 m/年[1],见图1。
2.2 水位下降因素分析
1)断裂阻水作用对水位下降的影响分析。
馆陶组底界断裂较发育,断裂大多呈北西西向和北东向展布,两组断裂将新生界馆陶组以下地层切割成不规则四边形块状,断裂上下盘落差一般为20 m～40 m。断裂存在一定的断距,使上下盘砂层错开,如果砂层对应率高,形成导水断层,如果砂层对应率低,则形成阻水断层。
区域地质资料显示,深热1、深热4与深热2之间分布有一条北东—南西向的断裂。孔组抽水试验显示,当深热2抽水时,深热1、深热4井水位未呈现下降现象,深热3井水位出现明显下降,证实了该断层为阻水性质。阻水断裂阻断了深热2井开采时来自其西侧的侧向径流补给,削弱了深热2井出水能力,其单位出水率(0.005 3 m3/h·m·m)明显小于深热3井单位出水率(0.010 2 m3/h·m·m)。
因此,阻水断裂构造的存在,使位于阻水断裂附近的热储层补给能力减弱,极易造成地热水水位的下降。
2)热储层渗透性对水位下降的影响分析。
深州市地热田热储层受岩性结构影响,其渗透性能较差。物探测井资料显示,深州市地热田馆陶组平均孔隙度为19.18%,渗透率44×10-3 μm2～492×10-3 μm2,远低于临近衡水地热田馆陶组孔隙度31.785%,渗透率67.2×10-3 μm2～991×10-3 μm2[3]。深州市地热田馆陶组渗透系数为0.39 m/d,仅为衡水地热田馆陶组渗透系数的1/2.72。
渗透性能较差使得地热井开采时侧向补给较缓慢,造成了开采水位降深过大(深热2井,涌水量116 m3/h时,动水位降深达108.52 m),且出现了供暖期结束后水位难以恢复的状况,导致水位呈较大降幅下降态势。如深热2井,2006年10月30日供暖前测得水位埋深为4.14 m,2007年10月30日水位埋深恢复至7.65 m,水位远未恢复至上一年水准[1]。
综上所述,热储层较差的渗透性能以及阻水断裂的分布限制了该区地热资源的可开采能力,极易造成过量开采,是促使河北省深州市地热水水位大幅度下降的主要原因。
3 水位下降对地质环境影响分析预测
根据地质条件以及目前该区地热资源开采现状,该区存在潜在诱发地震、地面沉降及地热水资源枯竭等地质灾害发生的可能,危及城市建设的安全。1)地震。深州市构造断裂发育。分布于馆陶组底部的断裂大多呈北西西向和北东向展布,两组断裂将新生界馆陶组以下地层切割成不规则四边形块状,断裂的发育给地震发生提供了有利地质条件。据地震监测显示,仅1990年6月27日起至年底半年时间,深州市共发生13次小震,地震震级ML2.2～ML3.0,震源深度18 km～23 km,证明深县断裂受华北板块大的构造体系影响而不平静,处于活动状态。地热水是地球壳体的重要组成部分,具有缓冲地基岩石板块应力的作用,并承受和分散地表压力[2]。地热水补给极其微弱,地热水开采不可避免地产生岩层内及岩层下的水体空缺,深州市地热开采层位为新生界地层,其固结程度远不及基岩,地热水的不断开采导致地层稳定性受到影响,使断裂活动动力不断加剧,从而诱发和加剧地震的发生。2)地面沉降。该区明化镇组和馆陶组地热开采层位属于正常固结地层,地热水未开采时地层内应力处于天然平衡状态,当地热水开采引起水位下降时,地层内孔隙水压力降低,有效应力增加,地层内应力平衡受到破坏,将出现压缩变形,引起地面沉降[4]。根据天津市地热水开采量和地面沉降的监测资料,初步计算分析,开采馆陶组热储层热水在目前开采量为350万m3/年～450万m3/年时,引起的地面沉降量约5 mm/年～6 mm/年[5]。以此推测,目前深州市区集中开采区年开采量为191.34×104 m3,每年由于地热水开采引起的地面沉降约为2 mm。随着地热资源开发的不断增加,由此产生的地面沉降将逐渐加重,势必会对城市建设造成一定的影响。3)地热资源枯竭。地热资源不属于可大量再生的资源。地热水同位素测试及C14测年均表明地热水来源于古代水,热储层间补给能力极其微弱,加之该区热储层较差的渗透性能与阻水断裂的分布,使其补给更加微乎其微,增大了水位降幅与开采量之比。尤其在市区集中开采区,地热井井距较小(一般700 m～1 000 m,最小为50 m),开采时出现相互干扰,进一步加剧了水位下降幅度。以目前水位降速预测,50年后地热水水位埋深将超过200 m,存在地热资源枯竭的可能。
4预防对策
为了避免因地热资源过量开采诱发地质灾害的发生,地热开采应做到以下几点工作:1)建立健全地热资源监督管理,实行统一规划,综合管理。2)进行不同层位地热水开发利用优化配置,实现地热资源均衡开采。3)进行地热资源梯级利用。在目前以供暖为主的开发模式下,供暖尾水可再次进入供暖系统进行二次利用,此举既可解决供暖水量不足的状况,又可有效减少地热资源开采量。4)加强地热尾水回灌工程建设[6],实现地热尾水同层回灌。
5结语
断裂构造的分布及热储层渗透性较差是深州市地热水水位大幅下降的原因,地热水水位下降潜在着诱发地震、地面沉降、地热资源枯竭等地质灾害隐患,采取合理利用地热水,减少地热水开采及地热资源人工补给等措施可减缓地热水水位下降速度,预防地热开采引发的地质灾害发生,实现城市健康发展。
参考文献
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库水位下降 篇5
某水库地处A市境内, 是一座以灌溉为主, 兼有防洪和水产养殖综合功能的小 ( 一) 型水库, 水库总库容464 万m3。水库枢纽工程挡水建筑物为均质土坝, 最大坝高16 m, 坝顶宽4 m, 坝顶轴线长200 m。溢洪道位于大坝右端, 为开敞式正槽溢洪道, 总长145 m, 堰型为宽顶堰, 堰顶净宽12. 8 m。在2008 年汶川特大地震中, 水库曾出现险情, 经鉴定为“次高危”险情水库。水库经过除险加固后, 险情得到了有效控制, 但由于水库坝体材料欠密实, 加之坝体渗透性强, 导致坝体自身稳定性较差, 特别是在蓄水位不断变化过程中, 大坝内部土体材料长期处于非饱和状态, 因此有必要对水库水位下降过程中大坝坝坡的稳定性进行定量评估[1,2]。
1 工程概况
水库大坝坝顶路面基本平整, 坝顶无防浪墙。大坝上游坡面为干砌块石护坡, 受风浪涛刷严重; 下游坡面为草皮护坡, 无排水棱体。大坝内坡坡比从坝顶到坝底分别为1∶ 2, 1∶ 2. 5, 上游设有宽为2. 0 m的马道; 下游坡分3 级, 从上到下坡比为1∶ 2. 62, 1∶ 2. 76和1∶ 2. 81。坝体筑坝材料物理力学性质指标见表1, 并结合相关资料, 发现材料渗透系数虽满足抗渗要求, 但坝体筑坝欠密实, 且因设计缺陷及施工质量问题, 大坝上下游坡较陡, 导致大坝运行过程中曾出现下游局部滑坡和散浸, 直接危及到大坝的安全稳定, 建议对大坝坝坡的稳定性问题进行深入分析。
2 计算方法
2. 1 渗流计算基本原理
本文在考虑库区水位变化对土石坝渗流的影响时, 假定地下水位已经形成稳态渗流, 这样可以更好地利用数值模拟的方法分析坝体的稳定性[3,4,5]。根据有限元计算中的连续性假设, 并结合达西渗透定律, 可推出地下水运动的连续性方程, 见式 ( 1) :
其中, H为总水头; kx为x方向的渗透系数; ky为y方向的渗透系数; Q为施加的边界流量; t为时间; θ 为水的体积分数 ( θ =Vw/ V, Vw为在水流过土体时驻留在土体结构中的水的体积, V为土体的总体积) , 当土体达到饱和状态时, θ 就等于土的孔隙率。
2. 2 有限元强度折减法
土坝的稳定性分析方法主要包括传统刚体极限平衡法和有限元强度折减法, 刚体极限平衡法由于需要的假设条件较多, 在计算渗流作用时坝体的稳定性分析的时候, 受到很大的限制。因此, 本文采用有限元强度折减法进行坝体的稳定性分析。
目前, 针对各类水工建筑物的稳定性大小, 大多采用材料抗剪强度 τ 来进行表征, 根据岩土工程上常采用的Mohr-Coulomb破坏准则, 具体计算公式为[6,7]:
其中, c为材料黏聚力; σ 为单元法向应力; φ 为内摩擦角。
有限元强度折减法是指通过强度折减的方法对坡体材料的真实抗剪强度除以一个折减系数F, 以达到强度折减的目的, 直到达到破坏状态为止, 根据弹塑性有限元计算结果得到破坏状态时坝体的滑裂面, 还可获得水位变化时土石坝各个部位的应力应变趋势, 相对于极限平衡法, 具有较大优势。当坡面达到极限破坏状态时, 此时的折减系数即为大坝的安全系数[8]。其计算公式为:
其中, c, φ 分別为岩土体真实的黏聚力和内摩擦角; c', φ'分別为折减后的黏聚力和内摩擦角。
3 土石坝稳定性分析
根据坝体实际尺寸, 建立了二维土石坝有限元数值模型, 并采用高精度的15 节点单元进行网格划分, 模型一共788 个单元, 6 625 个节点, 有限元网格模型见图1。
3. 1 位移分析
图2 和图3 给出了水库蓄水位从设计洪水位降低到正常高水位和死水位时坝体内部发生的位移增量, 所谓“位移增量”, 是表示在这个阶段内发生的位移。例如, 图2 表示了水库内蓄水位从校核洪水位下降至正常高水位时坝体内部位移增量, 此位移是水位下降期间发生的, 坝体中间线条为渗流稳定时刻的浸润线。分析可知: 水位下降至正常高水位时, 均质坝顶部和偏上游位置发生了较大的位移, 方向向上游方向发展, 最大值1. 6 mm左右, 且从上到下发生位移逐渐减小, 这是由于水位下降后上游坝坡原本饱和的坝土体饱和度逐渐降低造成的。
另外, 图3 表示了水库内蓄水位从正常高水位下降至死水位时坝体内部位移增量, 可以发现, 随着水位的继续下降, 上游坝坡土体部位发生位移的范围逐渐向下扩展, 最终扩展至上游坝体中部位置, 此阶段内发生的最大位移增量约1. 1 mm, 而顶部发生的位移有减少趋势, 说明此时上游顶部坝体含水量已经大大降低。
以上分析说明水位下降会造成上游坝坡土体的运动, 且发生位移的区域随着水位的下降而下降, 但滞后于库水位的变化, 原因可能是水位下降速度很快, 而坝体材料渗透性较小, 内部土体中渗流过程相对较缓慢造成的。
3. 2 稳定安全系数分析
采用有限元强度折减法计算并得到了3 种水位下水库坝体的稳定安全系数, 见表2。可以发现: 在校核洪水位时, 坝体稳定安全系数为1. 35; 当水位下降到正常高水位时, 安全系数减小到1. 28; 而当水位下降到死水位时, 坝体安全系数仅有1. 13, 比较危险。因此可以得出结论: 随着水库蓄水位快速下降, 大坝坝坡的稳定性也逐渐降低。
4 结语
以某均质土石坝为计算背景, 采用有限元—渗流耦合计算程序建立了水库均质坝数值分析模型, 研究分析了水库在蓄水位下降过程中土石坝内部土体发生的位移和坝坡安全系数变化, 数值计算结果表明: 1) 在蓄水位从校核洪水位下降到死水位的过程中, 坝体前缘坝坡土体不断发生位移, 且发生位移的位置有往下部扩展的趋势, 但滞后于水位的发展; 2) 随着蓄水位的下降, 大坝坝体的稳定安全系数也逐渐降低, 在死水位时安全系数最小, 仅有1. 13, 应尽量避免出现此类运行工况。
参考文献
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库水位下降 篇6
关键词：土坝,渗流,滑动面,安全系数,稳定性
人类在与江河水患斗争的过程中孕育了文明, 兴利除弊的历史过程形成了今天的江河堤防工程体系。由于渗流引起的大小险情难以胜数, 这表明堤坝渗流稳定是制约堤防防洪能力的主要因素, 由此引发的堤身稳定问题是堤防工程面临的重大课题[1,2,3,4,5,6,7,8,9]。当前具有代表性的工程渗流问题主要表现在以下几个方面[1,2,3,4,5]:①在水利工程中, 闸坝渗漏损失引起下游浸没, 土坝中渗流作用引起的冲蚀和滑坡等破坏。②在建筑工程中, 渗流引起的基坑边坡失稳, 基坑支护结构的破坏;渗透变形和破坏以及引起周围土体移动, 引发的地面建筑和地下设施破坏。③在采矿工程中, 矿坑突水造成矿井淹没, 矿山排水造成的塌陷等。④在农业工程中, 灌渠渗漏造成的工程效益下降等。⑤与渗流有关的环境问题, 地震引起的砂土液化, 水库蓄水诱发的地震, 大量抽取地下水或开采液体矿引起的地面沉降等。⑥库水位变化时, 引起上游边坡发生滑坡等问题。
本文以某均质土坝为研究目标, 建立堤坝渗流计算的数学模型, 设计多种库水位升降工况, 利用非饱和稳定渗流理论, 计算分析了其对渗流场的影响, 并在此基础上考虑了渗流场变化对上下游坝坡稳定性的影响。为水库调水、蓄水和泄水管理提供参考。
1 计算模型和分析方案
1.1 物理模型和计算参数
某均质土坝, 坝高50 m, 顶宽10 m, 上游坝坡为1∶2.5, 下游坝坡为1∶2, 均质坝填筑沙壤土料的渗透系数0.293 76 m/d, 孔隙率为0.464, 大坝的模型如图1所示。
1.2 计算方案
考虑到蓄洪时库水位上升速度不同对坝体渗流场和坝坡稳定性的影响不同;同时水库泄水速度的不同同样会对大坝的稳定性带来不利影响。为定量分析上述水库使用过程中可能出现的水位升降对坝体稳定性的影响, 为水库安全运行及科学管理制度的制定提供参考依据, 特设计了如下水位升降计算方案, 具体见表1。
2 计算结果分析
2.1 自由面变化情况
2.1.1 库水位下降工况
计算边界条件:上游库水位从45 m分别以速度4 m/d、2 m/d和1 m/d下降到5 m水位, 下游水位保持在5 m的水位, 大坝底部按不透水边界处理, 初始渗流场为大坝上游水位保持在45 m时的饱和稳定渗流计算结果, 库水位下降工况下不同降速计算结果整理成图2, 时间单位为d。
从图2可以看出, 下降速度的不同对上游半边坝体渗流场影响较大, 图中表现为自由面上半段随着降速的减小下弯程度减弱;下游半边坝体渗流场则变化不大, 这跟筑坝材料的渗透系数有关, 渗透系数越大, 降速影响范围越大。而且20 d之内自由面变化由密变疏, 说明降速较小时, 坝体内水分可以慢慢疏干, 降速大初期会形成超孔隙水压力, 坝体内水分来不及排出, 不利坝体稳定。不同水位下降速度, 自由面在100 d以后变化逐渐变慢, 直到趋于稳定, 这是因为经过长时间的渗流, 上游水位早已降到某一确定的水位, 坝体内的孔隙水压力已逐渐消散。孔隙水压力消散的时间与坝体的渗透系数有很大的关系, 渗透系数小, 需要较长时间孔隙水压力才能逐渐消散, 自由面下降的速度会减慢很多, 自由面在初期变化很慢, 但水向上游“倒流”会严重得多。总的来说, 水位下降速度快, 在上游面附近会形成比较严重的“倒流”, 这样会严重危及上游坝坡的稳定。
2.1.2 库水位上升工况
上游水位从0 m分别以速度2.0 m/d和1.0 m/d上升到45.0 m水位。下游水位以1.0 m/d速度上升到5.0 m的水位。库水水位上升工况下不同水位上升速度计算结果整理成图3。
从图3可以看出, 不同水位上升速度, 60 d之内的自由面靠近上游面的半边整体变化差别很大, 下游面的半边则变化不大。升速越大初期自由面的上弯越大, 这是水位上升坝体内渗流场来不及调整造成的, 筑坝材料的渗透系数越大, 升速影响范围越大, 但是影响程度越小, 即图中60 d以内的自由面上弯程度减小。随着时间的延长, 坝体内渗流场调整到位, 80 d以后自由面开始稳定变化, 图中表现为80 d以后自由面位置基本同幅演化。
2.2 非稳定渗流下坝坡稳定性分析
在上述非稳定渗流计算结果基础上, 也分析了各计算工况条件下的坝坡稳定性。整个计算过程在Geo-studio下完成, 其中渗流计算用seep/w模块实现, 然后把不同时段的渗流计算结果调入slope/w模块计算瞬态坝坡稳定性。
2.2.1 库水位下降工况上游面坝坡稳定性分析
由于库水位下降时上游面坝体内水分不能及时排出, 存在超孔压, 对坝坡稳定不利;下游面在该计算工况下安全系数只会越变越大, 因为下游坝坡水分补给来源消除, 残留水分还一直往坡外排出, 所以坡内水位降低, 坝坡逐步变为干坡。在此只分析最不利工况, 上游面坝坡稳定性计算结果整理成图4。
图4 (a) 表明, 滑弧圆心x坐标随着水位下降先增后减, 而且水位下降速度越大, 滑弧圆心x坐标初期增长越快;图4 (b) 显示, 滑弧圆心y坐标随着水位下降先减后增, 而且水位下降速度越大, 滑弧圆心y坐标初期减小越快, 说明圆心位置先是靠近上游面坝坡, 后来随时间的变化又远离坝坡。图4 (c) 说明, 滑弧半径先减后增, 也就是说滑体由大变小再变大。图4 (d) 揭示, 随着水位的下降, 上游边坡安全系数是逐渐下降的。水位下降速度越大, 安全系数达到最小值的时间越短, 最小值越小, 即曲线斜率最大, 探底最深。圆心位置、滑弧半径和安全系数均在40 d以后受降速影响不大, 图中表现为三条曲线基本一致。
2.2.2 库水位上升工况下游面坝坡稳定性分析
水位上升时, 上游面坝坡由于存在坡外水体压力作用有利安全, 而下游面则由于库水位上升坝坡自由面逐步抬高, 不利于坝坡稳定。在库水位上升时, 仅分析最不利的下游面坝坡稳定性, 计算结果整理成图5。由于150 d之前对坝坡稳定影响不大, 所以稳定性计算从150 d开始。
图5 (a) 表明, 滑弧圆心x坐标随着水位上升逐步增加;图5 (b) 显示, 滑弧圆心y坐标随着水位上升整体呈减小趋势, 说明圆心位置先是靠近下游面坝坡, 后来随时间的变化又远离坝坡。图5 (c) 说明, 滑弧半径整体呈减小趋势, 也就是说滑体变小。图5 (d) 揭示, 随着水位的上升, 下游坝坡安全系数是逐渐下降的。水位上升速度越大, 安全系数达到最小值的时间越短, 即曲线斜率最大。
3 结论与建议
利用非稳定渗流理论, 在GEO-STUDIO的SEEP/W模块下, 计算了水位升降时坝体内孔隙水压力的分布, 并把不同时段的渗流计算结果用于两类最不利工况下的坝坡稳定性分析。坝坡稳定性分析使用SLOPE/W模块实现。经计算分析文中设计的工况, 所得主要结论如下。
(1) 上游水位下降时, 在上游面容易形成“倒流”现象, 造成上游边坡的安全系数都是随着水位的下降而下降, 水位下降速度越大, 安全系数达到最小值的时间越短, 最小值越小。
(2) 上游水位上升时, 上游边坡的安全系数是逐渐上升的;经过一段时间后, 水从下游面坝坡溢出, 这时下游面坝坡的安全系数逐渐下降。水位上升速度越大, 安全系数达到最小值的时间越短, 即曲线斜率最大。
参考文献
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