徐力群，趙邵峰，沈振中，2，劉得潭，3，甘 磊，2，張志銀

(1.河海大學(xué) 水利水電學(xué)院，江蘇 南京 210098；2.河海大學(xué) 水文水資源與水利工程科學(xué)國家重點實驗室，江蘇 南京 210098；3.大唐水電科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，廣西 南寧 530007；4.四川大唐國際甘孜水電開發(fā)有限公司，四川 康定 626001)

1 研究背景

壩基防滲體是水利工程中用于提高壩基防滲能力的結(jié)構(gòu)，包括防滲墻和灌漿帷幕等，多以水泥基材料構(gòu)成。以黏性土為主要防滲材料的土石壩也常采用水泥基材料構(gòu)建壩基防滲體[1]。壩基防滲體承擔(dān)了壩體主要防滲任務(wù)，能削減地層滲透坡降、降低壩體浸潤線、減少滲流量[2-5]。在水溶液中，水泥基材料中的氫氧化鈣(CH)與水化硅酸鈣(C-S-H)固相鈣會發(fā)生分解[6-7]，且滲流作用會加劇CH與C-S-H的分解，使得水泥基材料滲透系數(shù)、擴散系數(shù)與孔隙率增大，致使抗?jié)B性能下降，強度降低[8]，本文稱這種現(xiàn)象為“滲透溶蝕效應(yīng)”。壩基防滲體中水力梯度大，水泥基防滲結(jié)構(gòu)的滲透溶蝕效應(yīng)嚴(yán)重。

滲透溶蝕效應(yīng)是主要的大壩病害之一[9]，Colorado拱壩、Drum Afterbay拱壩[10]、豐滿混凝土重力壩[11]和石漫灘碾壓混凝土重力壩[12]均因滲透溶蝕效應(yīng)產(chǎn)生了嚴(yán)重?fù)p壞。近年來，特高土心墻堆石壩應(yīng)用廣泛[13-14]，其工作環(huán)境水頭高[1，15]，壩基水泥基材防滲結(jié)構(gòu)(如防滲帷幕和防滲墻)及心墻內(nèi)部的混凝土廊道都存在滲透溶蝕效應(yīng)，圖1展示了長河壩特高土心墻堆石壩的大壩基礎(chǔ)廊道與右岸斜坡廊道排水管的鈣析出現(xiàn)象。我國有大量已建、在建和擬建的高土石壩，如兩河口(壩高295.0 m)、雙江口(壩高312.0 m)、如美(壩高315.0 m)、糯扎渡(壩高261.5 m)和其宗(356.0 m)等堆石壩，這些高壩中的壩基防滲體滲透溶蝕問題亟需探討。

圖1 長河壩特高土心墻堆石壩滲透溶蝕現(xiàn)象

在分析滲透溶蝕效應(yīng)時，需要考慮滲流模型、鈣離子運移模型與固相鈣分解模型之間的耦合以及材料特性的演變[7-8]。滲流-溶蝕耦合模型的數(shù)值實現(xiàn)多采用溶液中的鈣離子濃度、孔隙率及孔隙水壓力作為基本的求解自由度[16-17]，求解過程中容易降低二次求解的固相鈣濃度的精度，然而試驗中固相鈣濃度通常被用于與水泥基材料性能建立直接關(guān)系[18]。因此，可建立一種能夠高精度求解固相鈣濃度的求解算法，便于建立固相鈣濃度與水泥材料性能之間的關(guān)系。

目前，一些工程已經(jīng)考慮了水泥基材料滲透溶蝕效應(yīng)，主要集中在混凝土重力壩[19-20]，滲透溶蝕效應(yīng)會抬升某重力壩的浸潤線，易在帷幕頂部形成“貫穿型”滲漏通道。Zhang等[21]研究了石漫灘碾壓混凝土重力壩的滲流與溶蝕特征；賈攀[22]研究了重力壩滲透溶蝕效應(yīng)對滲透-溶蝕模型參數(shù)的敏感性。此外，甘磊等[23]研究了某堤壩防滲墻滲透溶蝕演變規(guī)律，預(yù)測了該堤壩的使用年限。然而，特高土心墻堆石壩多采用水泥基材料作為壩基防滲材料，針對其滲透溶蝕效應(yīng)的研究尚未開展。因此，研究滲透溶蝕效應(yīng)下特高土心墻堆石壩水泥基材料壩基防滲體的性能演變過程，分析壩體滲流與溶蝕現(xiàn)象的演化規(guī)律，對工程結(jié)構(gòu)安全性評價及全生命周期的性態(tài)把控具有重要意義。

因此，本文針對滲透溶蝕效應(yīng)下特高土心墻堆石壩壩基防滲體的滲流與溶蝕問題，提出一種水泥基材料的滲流-溶蝕耦合模型，研究滲透溶蝕效應(yīng)下特高土心墻堆石壩壩基防滲體滲流溶蝕特征，探討滲透溶蝕效應(yīng)下特高土心墻堆石壩的退役標(biāo)準(zhǔn)，預(yù)測壩體的服役年限。以期該研究成果可為特高土心墻堆石壩的設(shè)計及長效運行提供參考。

2 水泥基材料滲流-溶蝕耦合模型

在構(gòu)建滲流-溶蝕耦合模型控制方程時，本文假定：(1)不考慮溫度對滲流及溶蝕的影響；(2)分解產(chǎn)生的鈣離子不會發(fā)生二次反應(yīng)。

2.1 控制方程采用達(dá)西定律描述水泥基材料孔隙中水的流動行為[24-25]，其可表示為：

(1)

水泥基材料中固相鈣分解僅考慮CH分解反應(yīng)，該假定已被廣泛應(yīng)用于水泥基材料的溶蝕研究[20，23，26]，這主要是由于水泥基材料的CH與C-S-H依次分解[8]，CH溶出量達(dá)到25%時，其強度已降低50%以上[27]，導(dǎo)致其結(jié)構(gòu)無法滿足工程要求。根據(jù)文獻(xiàn)[28-29]中的固相鈣分解速率與溶液中鈣離子和氫氧根離子關(guān)系，可得固相鈣分解模型：

(2)

式中：Cs為水泥基材料中固相鈣濃度；Cion為孔隙溶液中鈣離子濃度；COH為孔隙溶液中氫氧根離子濃度，COH=2Cion+COH，0，COH，0為孔隙溶液中氫氧根離子初始濃度；m和Ksp分別為動力學(xué)指數(shù)和CH的溶度積常數(shù)，m可取為4.5，Ksp可取為4.68×103mol3/m9[20]；λ為反應(yīng)動力學(xué)系數(shù)，為1×10-5mol/(m3·s)。

本文考慮鈣離子在水泥基材料孔隙水的對流與擴散，基于Fick定律，可得鈣離子運移模型[7]：

(3)

式中：Jion為鈣離子傳輸通量；D為水泥基材料溶蝕后溶液中鈣離子的有效擴散系數(shù)；α為彌散度；De為鈣離子在水泥基材料中的擴散系數(shù)。

2.2 水泥基材料性能演化滲透溶蝕下水泥基材料孔隙率、鈣離子擴散性和滲透性均會發(fā)生改變，本文采用以下模型進行表征。

(1)孔隙率。滲透溶蝕過程中水泥基材料孔隙率可由該點的初始孔隙率與固相鈣溶蝕量獲得[30]：

(4)

式中：θ0為水泥基材料的初始孔隙率；MCH為CH的摩爾質(zhì)量；ρCH為CH的密度；Cs0為水泥基材料的初始的固相鈣濃度；φp為水泥基材料中水泥基體的體積分?jǐn)?shù)，水泥凈漿中φp=1，混凝土中φp=1-φg-φs，φg為混凝土中石子的體積分?jǐn)?shù)，φs為混凝土中砂子的體積分?jǐn)?shù)[31]；β為水泥基材料最大水化程度，可參考文獻(xiàn)[32]經(jīng)驗公式β=0.239+0.745tanh[3.62(rwc-0.095)]取值；rwc為水灰比。

水泥基材料的初始固相鈣濃度Cs0可采用Bogue法[33]根據(jù)水泥中主要氧化物質(zhì)量分?jǐn)?shù)進行計算：

(5)

式中：mCaO、mSiO2、mAl2O3和mSO3分別為水泥中對應(yīng)氧化物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；mC3S和mC2S分別為硅酸三鈣和硅酸二鈣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；ρw為單位體積的水泥用量；MC3S和MC2S分別是硅酸三鈣和硅酸二鈣的摩爾質(zhì)量。

(2)擴散系數(shù)。采用van Eijk擴散系數(shù)演化模型[34]描述水泥基材料擴散系數(shù)與孔隙率的關(guān)系：

(6)

式中：D0為水溶液中鈣離子的擴散系數(shù)，取為1×10-9m2/s；H(x)為單位躍遷函數(shù)，即當(dāng)x<0時，H(x)=0，否則H(x)=1。

(3)滲透系數(shù)。采用Kozeny-Carman方程[35-36]描述水泥基材料滲透溶蝕過程中滲透系數(shù)的演變，即：

(7)

式中k0為水泥基材料初始滲透系數(shù)。

2.3 控制方程求解條件式(1)—(3)偏微分方程為計算域Ω內(nèi)的滲流-溶蝕耦合模型控制方程，需要合適的邊界條件和初始條件以滿足其邊界值問題。以圖2所示模型為例，其所需邊界條件為：

圖2 滲流-溶蝕耦合模型邊界示意

(8)

式中：H0為邊界已知水頭；y為高程；n為邊界的單位外法線方向余弦；qu為邊界上已知滲流通量；C0為環(huán)境水中已知鈣離子濃度；qc為邊界上鈣離子因彌散與對流產(chǎn)生的通量；kT為邊界上孔隙溶液與環(huán)境水之間的傳質(zhì)系數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[16]，其值為6×10-7m/s。

模型控制方程的初始條件為：

(9)

式中：H0為計算域Ω初始水頭；C0為計算域Ω初始鈣離子濃度。

2.4 模型有限元實現(xiàn)流程滲流-溶蝕耦合模型控制方程是強耦合的非線性方程組，為了精確求解水泥基材料固相鈣濃度，本文以固相鈣濃度、孔隙水壓力與鈣離子濃度為基本自由度，采用恒定Newton迭代法進行全耦合求解，求解流程如圖3所示，首先通過式(7)計算模型材料的滲透系數(shù)，進而采用式(1)求解孔隙水壓力，得到整個模型的滲流場?；诠滔噔}分解模型式(2)求解固相鈣濃度，依據(jù)式(6)計算模型材料擴散系數(shù)的改變，最后通過鈣離子運移模型式(3)得到鈣離子濃度。

圖3 滲流-溶蝕耦合模型求解流程圖

3 模型驗證

文獻(xiàn)[18]采用直徑為430 mm、高為230 mm的圓柱體試樣開展過混凝土滲透溶蝕試驗。試驗中水壓施加于混凝土圓柱試件上表面，加壓方式為逐級加壓(如圖4所示)，混凝土圓柱試件側(cè)面無通量，底面水壓為0 Pa。采用本文提出的模型對該試驗開展相應(yīng)的數(shù)值模擬，計算參數(shù)詳見文獻(xiàn)[16，18]。文獻(xiàn)[18]物理試驗發(fā)現(xiàn)滲透溶蝕初始階段混凝土試樣的滲流量和滲透系數(shù)會明顯減小，這是由于所采用的混凝土試樣中水泥水化并未完成，在滲透溶蝕過程中的水泥會持續(xù)地發(fā)生水化反應(yīng)。因此，本文滲透系數(shù)演化不采用式(7)進行表征，而是采用物理試驗測得的分段時間內(nèi)的平均滲透系數(shù)(見圖4)，這種處理方法與文獻(xiàn)[16]相同。

圖4 滲透系數(shù)與滲透壓強隨時間變化情況

圖5展示了文獻(xiàn)[18]物理試驗成果、文獻(xiàn)[16]模擬結(jié)果和本文數(shù)值試驗結(jié)果，從圖5可以看出，鈣離子累計溶蝕量與累計滲流量呈現(xiàn)良好的線性關(guān)系，表明滲流中的鈣離子濃度穩(wěn)定。本文計算結(jié)果、文獻(xiàn)[16]與試驗結(jié)果之間的決定性系數(shù)R2分別為0.9995和0.9990，表明本文結(jié)果更貼近試驗實測值，說明本文提出的滲流-溶蝕耦合模型能夠較好地表征水泥基材料滲流及溶蝕特征的演變。

圖5 鈣離子累計溶蝕量隨累計滲流量變化情況

4 長河壩溶蝕與滲流特征分析

以長河壩礫石土心墻堆石壩為例，采用本文提出的水泥基材料滲流-溶蝕耦合模型，研究該壩中水泥基防滲材料的溶蝕過程以及整個壩體的滲流場演化過程，探討滲透溶蝕作用下該壩的長效服役問題。

4.1 工程概況長河壩礫石土心墻堆石壩位于深厚覆蓋層上，最大壩高240.00 m，壩軸線長502.85 m，正常蓄水位為1690.00 m，正常尾水位為1477.88 m，多年平均流量7.28×107m3/d。壩基設(shè)有兩道混凝土防滲墻防滲，副防滲墻厚度1.2 m，主防滲墻厚度1.4 m，兩墻凈距離14.0 m，頂部設(shè)置混凝土廊道與高塑性黏土連接心墻，底部嵌入防滲帷幕[37]。

4.2 有限元計算模型和參數(shù)長河壩滲透-溶蝕耦合計算模型選取壩體典型剖面，如圖6所示，壩體中水泥基材料構(gòu)造物包括混凝土廊道、固結(jié)灌漿、主防滲帷幕、副防滲帷幕、主防滲墻和副防滲墻。

圖6 長河壩滲透溶蝕計算模型 (編號對應(yīng)的壩體材料如表1所示)

計算模型邊界條件按照2.3節(jié)的闡述進行設(shè)定。整個模型鈣離子初始濃度采用水庫實測值0.96 mol/m3。壩體各材料滲透系數(shù)參考文獻(xiàn)[37]進行取值，孔隙率參考文獻(xiàn)[23，26]進行取值，如表1所示，壩體與基巖的彌散系數(shù)參考文獻(xiàn)[26]取值，橫向彌散系數(shù)αL為40 m，縱向彌散系數(shù)αT為5 m。

表1 初始壩體材料計算參數(shù)[37]

4.3 計算結(jié)果與分析

4.3.1 滲流分析 圖7是長河壩處于正常蓄水位時計算出的壩體和壩基總單寬滲流量隨溶蝕時間變化情況，初始壩體和壩基總單寬滲流量為39.5 m2/d，與文獻(xiàn)[37]中計算出的結(jié)果37.6 m2/d相差僅5%，說明了本文長河壩滲流-溶蝕耦合分析模型中滲流場的合理性。當(dāng)溶蝕時間為100 a時，估算得到的壩體總滲流量為2.38×104m3/d，占多年平均流量的0.032%。對壩體和壩基總單寬滲流量與溶蝕時間進行線性擬合，決定性系數(shù)值為0.9978，表明壩體和壩基總單寬滲流量與溶蝕時間之間具有較好的線性關(guān)系。圖8為兩道防滲墻與防滲帷幕單寬滲流量隨溶蝕時間變化情況，當(dāng)溶蝕時間為100 a，副防滲帷幕、副防滲墻和主防滲墻單寬滲流量分別較初始滲流量增大了7.89、21.75與9.46倍，單寬滲流量均低于20.0 m2/d。當(dāng)溶蝕時間為100 a，主防滲帷幕的單寬滲流量從初始時刻的34.90 m2/d到100 a時的67.78 m2/d，相對于主防滲墻，主防滲帷幕對壩體和壩基總單寬滲流量的貢獻(xiàn)較大。

圖7 壩體和壩基總單寬滲流量隨溶蝕時間變化情況

圖8 防滲帷幕與兩道防滲墻單寬滲流量隨時間變化情況

圖9展示了溶蝕時間為0 a與100 a時壩體的總水頭線與浸潤線，當(dāng)溶蝕時間為0時，主防滲墻與主防滲帷幕承擔(dān)大部分防滲任務(wù)，隨著溶蝕時間的增加，壩基處水泥基材料防滲能力逐漸降低，削減水頭作用減少，相對于壩體開始服役時，運行100 a后壩體相同位置處的水力梯度變小，浸潤線在心墻逸出點升高1.95 m。

圖9 總水頭線與浸潤線 (單位：m)

圖10為水泥基結(jié)構(gòu)滲透系數(shù)增大倍數(shù)隨溶蝕時間變化情況，滲透系數(shù)增長較大的區(qū)域集中在兩道防滲墻中下部、固結(jié)灌漿靠下游一側(cè)和兩道防滲帷幕，滲透系數(shù)增長較小的區(qū)域集中在貼近高塑性黏土與復(fù)合土工膜的混凝土廊道、兩道防滲墻和固結(jié)灌漿。當(dāng)溶蝕時間為100 a，水泥基材料滲透系數(shù)增大倍數(shù)最大處達(dá)到20，該位置處于主防滲墻和副防滲墻底部。

圖10 水泥基結(jié)構(gòu)滲透系數(shù)增大倍數(shù)隨溶蝕時間變化情況

圖11為主防滲墻與主防滲帷幕、副防滲墻與副防滲帷幕削減水頭隨溶蝕時間變化情況，溶蝕時間從0到100 a，主防滲墻與主防滲帷幕聯(lián)合削減水頭與上下游水頭差的比值從66.6%降低到48.3%，副防滲墻與副防滲帷幕削減水頭與上下游水頭差的比值從30.4%增加到45.2%，主防滲墻與主防滲帷幕削減水頭任務(wù)逐漸轉(zhuǎn)移至副防滲墻與副防滲帷幕；兩道防滲墻與防滲帷幕總削減水頭與上下游水頭差的比值從97.0%降低到93.5%，壩基整體防滲能力降低。在溶蝕前60 a內(nèi)，削減水頭隨時間變化大，在60至100 a期間，削減水頭隨時間變化小。

圖11 主防滲墻與主防滲帷幕、副防滲墻與副防滲帷幕削減水頭隨溶蝕時間變化

隨著服役年限的增加，壩基處水泥基結(jié)構(gòu)滲透系數(shù)增大，防滲能力降低，將會對壩體與基巖滲透坡降產(chǎn)生影響。表2為不同時間下壩體與基巖材料最大滲透坡降，從表2可看出除主防滲墻、兩道防滲帷幕、心墻外的壩體材料最大滲透坡降均存在不同程度的增大，且均在允許滲透坡降內(nèi)。覆蓋層3在運行100 a后最大滲透坡降達(dá)到0.098，接近允許坡降0.1，位于正常尾水位與覆蓋層3的交點處，應(yīng)重點關(guān)注該處的運行狀況。主防滲墻與防滲帷幕最大滲透坡降降低，副防滲墻最大滲透坡降增大，這與削減水頭趨勢一致，主防滲墻與主防滲帷幕削減水頭任務(wù)逐漸轉(zhuǎn)移至副防滲墻與副防滲帷幕，使副防滲墻滲透坡降增大。

表2 不同溶蝕時間下部分壩體材料最大滲透坡降

4.3.2 固相鈣濃度分析 固相鈣濃度分布直接表征了水泥基材料的溶蝕程度，圖12展示了水泥基結(jié)構(gòu)固相鈣分解率隨溶蝕時間的變化，固相鈣分解率為已分解的固相鈣占初始固相鈣的比例?？梢钥闯?，當(dāng)溶蝕時間為20 a，水泥基結(jié)構(gòu)固相鈣分解率不超過10%，當(dāng)溶蝕時間為40 a，水泥基結(jié)構(gòu)固相鈣分解率不超過25%，當(dāng)溶蝕時間為100 a，水泥基結(jié)構(gòu)大部分區(qū)域固相鈣分解率大于60%，最大值位于固結(jié)灌漿靠近上游的邊緣處，固相鈣分解率為79.6%。隨著溶蝕時間的增加，固相鈣分解速率逐漸增加。

圖12 水泥基結(jié)構(gòu)固相鈣分解率隨溶蝕時間變化情況

由于長河壩兩道防滲墻與防滲帷幕受溶蝕影響最為嚴(yán)重，且上述結(jié)構(gòu)承擔(dān)了壩基主要防滲任務(wù)，因此在主防滲墻、副防滲墻與主防滲帷幕內(nèi)分別選取三點，在副防滲帷幕內(nèi)選取一點，作為該結(jié)構(gòu)的典型位置(見圖12)分析固相鈣濃度。圖13繪制了典型位置固相鈣分解率隨溶蝕時間變化情況，溶蝕時間100 a時，Z1、Z2、Z3、F1、F2、F3、W1、W2、W3和M1各點固相鈣分解率分別為27.27%、55.23%、58.80%、50.17%、57.17%、59.07%、65.51%、65.57%、63.40%和65.60%。綜合圖12與圖13，固相鈣分解相對嚴(yán)重的區(qū)域與滲透系數(shù)增長較大區(qū)域保持一致。

圖13 典型位置固相鈣分解率隨溶蝕時間變化情況

主防滲帷幕頂部與主防滲墻相連，下部嵌入滲透系數(shù)較小的微風(fēng)化基巖1，經(jīng)兩道防滲墻阻滲后滲透水流主要于主防滲帷幕頂部流過，使得主防滲帷幕頂部的固相鈣溶蝕情況較為嚴(yán)重。高塑性黏土與復(fù)合土工膜為非水泥基材料，且滲透系數(shù)低，通過影響滲流場中水的對流降低鈣離子遷移速率，延緩其附近區(qū)域固相鈣的分解，保護了防滲墻頂部，因此溶蝕時間為100 a時副防滲墻與主防滲墻頂部典型位置F1與F2固相鈣分解率為50.17%與27.27%，低于其他典型位置固相鈣分解率，副防滲墻與主防滲墻頂部未形成明顯的“貫穿型”滲流通道[26]。因此，在壩基處設(shè)置非水泥基材料對水泥基結(jié)構(gòu)頂部進行防滲保護，可避免水泥基結(jié)構(gòu)頂部形成“貫穿型”滲流通道，提高水泥基結(jié)構(gòu)的抗溶蝕性能。

4.3.3 壩坡穩(wěn)定 隨著溶蝕過程的進行，壩基水泥基材料防滲能力降低，浸潤線抬升，可能會對壩體穩(wěn)定產(chǎn)生影響，本文采用簡化畢肖普法對下游邊坡進行穩(wěn)定性計算。下游邊坡在溶蝕時間為100 a時安全系數(shù)為2.20，大于允許安全系數(shù)1.5。

5 討論

5.1 服役年限探討《碾壓式土石壩設(shè)計規(guī)范》(SL 274—2020)[38]要求土石壩滿足滲透穩(wěn)定與抗滑穩(wěn)定，且壩體的水泥基受力結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力不應(yīng)超過其相應(yīng)的強度，壩體滲漏量不應(yīng)超過多年平均流量的1%～10%。滲透溶蝕效應(yīng)改變了水泥基材料的強度、滲透系數(shù)，影響了壩體滲流場，進而改變了滲流穩(wěn)定性與抗滑穩(wěn)定性等。基于此，本文探討滲透溶蝕效應(yīng)下特高土心墻堆石壩服役年限問題：

對于應(yīng)力，水泥基結(jié)構(gòu)中混凝土廊道與固結(jié)灌漿為受力結(jié)構(gòu)，需要考慮其力學(xué)性能失效控制指標(biāo)；對于滲流，水泥基結(jié)構(gòu)中兩道防滲墻與防滲帷幕為防滲結(jié)構(gòu)，需要考慮其防滲性能失效控制指標(biāo)，在服役年限內(nèi)，壩體滲流量應(yīng)小于多年平均流量的1%～10%；對于滲透穩(wěn)定與邊坡穩(wěn)定，在服役年限內(nèi)，滲透坡降應(yīng)在允許范圍之內(nèi)，壩體邊坡安全系數(shù)應(yīng)大于最小安全系數(shù)。

(1)當(dāng)混凝土中固相鈣的分解率達(dá)到25%時，其強度將降低50%以上[27]，故采用固相鈣分解率達(dá)到25%作為控制指標(biāo)，預(yù)估需要考慮力學(xué)性能的混凝土廊道和固結(jié)灌漿的服役年限?；炷晾鹊篮凸探Y(jié)灌漿的服役年限見表3。

表3 水泥基結(jié)構(gòu)服役年限

(2)兩道防滲墻與防滲帷幕的服役年限的指標(biāo)應(yīng)使用直接反映材料防滲性能的滲透系數(shù)，故本文采用滲透系數(shù)作為控制指標(biāo)，且該指標(biāo)同時采用兩種標(biāo)準(zhǔn)進行限定：其一，以滲透系數(shù)增加倍數(shù)小于10為控制標(biāo)準(zhǔn)，甘磊等[23]將防滲結(jié)構(gòu)的滲透系數(shù)從初始值1×10-9增長至1×10-8m/s計算壩體服役年限，本文考慮到兩道防滲墻與防滲帷幕初始滲透系數(shù)不同，當(dāng)滲透系數(shù)增加倍數(shù)達(dá)到10，可認(rèn)定該結(jié)構(gòu)已失去其應(yīng)有的防滲能力；其二，以該結(jié)構(gòu)滲透系數(shù)增長至周圍基巖的滲透系數(shù)為控制標(biāo)準(zhǔn)，即本文認(rèn)為兩道防滲墻與防滲帷幕滲透系數(shù)增長至超過周圍基巖的滲透系數(shù)時其已失去應(yīng)有的防滲能力，兩道防滲墻與防滲帷幕在各控制指標(biāo)下服役年限如表3所示。

(3)根據(jù)4.3.1與4.3.3節(jié)，運行100 a后壩體總滲流量占多年平均流量的0.032%，小于多年平均流量的1%，各壩體材料滲透坡降均在允許滲透坡降范圍之內(nèi)，下游邊坡安全系數(shù)大于最小安全系數(shù)。

綜合考慮滲透溶蝕效應(yīng)下長河壩固相鈣的分解率、滲透系數(shù)增長倍數(shù)、滲流量、滲透坡降、邊坡穩(wěn)定等，本文認(rèn)為滲透溶蝕效應(yīng)下壩體服役年限為68.3 a。

5.2 服役年限對防滲墻和防滲帷幕滲透系數(shù)的敏感性防滲墻和防滲帷幕初始滲透系數(shù)會影響它們的滲流溶蝕過程，改變壩體的服役年限，故本文采用正交試驗法研究了服役年限對兩道防滲墻與防滲帷幕的初始滲透系數(shù)的敏感性。假設(shè)模型計算中的各個滲透系數(shù)相互之間沒有影響，選取主防滲墻、副防滲墻、主防滲帷幕、副防滲帷幕共4個因素，每個因素分3個水平(0.8，1.0，1.2，即滲透系數(shù)相對于4.2節(jié)中滲透系數(shù)的倍數(shù))，進行L9(34)正交試驗分析，按照5.1節(jié)計算壩體的服役年限，結(jié)果如表4所示。

表4 敏感性分析工況及壩體服役年限

根據(jù)正交試驗極差分析法，計算得到以壩體服役年限位置的4個因素對應(yīng)3個水平下的均值與極差值，均值響應(yīng)表見表5。壩體服役年限對各影響因素的排秩依次為：主防滲帷幕、主防滲墻、副防滲墻、副防滲帷幕，表明壩體服役年限對主防滲帷幕滲透系數(shù)較為敏感，且隨著主防滲帷幕滲透系數(shù)的增大，壩體服役年限明顯減少。因此，為了延長壩體的服役年限，盡量降低主防滲帷幕初始滲透系數(shù)是較為合適的工程措施。

表5 均值響應(yīng)表

6 結(jié)論

為探查在壩基防滲體滲透溶蝕效應(yīng)下特高土心墻堆石壩的滲流與溶蝕問題，本文構(gòu)建了水泥基材料的滲流-溶蝕耦合模型，以孔隙水壓力、固相鈣濃度與鈣離子濃度為基本自由度，采用恒定Newton迭代法求解了非線性控制方程組，研究了長河壩心墻堆石壩壩基防滲體的滲流與溶蝕特征，探討了滲透溶蝕效應(yīng)下特高土心墻堆石壩服役年限問題，主要結(jié)論如下：(1)構(gòu)建的滲流-溶蝕耦合模型較好地呈現(xiàn)了滲透溶蝕試驗的滲流量與鈣離子溶蝕量，表明滲流-溶蝕耦合模型可準(zhǔn)確地捕捉水泥基材料的滲透溶蝕效應(yīng)。(2)隨著服役年限的增加，壩基防滲體防滲能力降低，壩體心墻下游的逸出點有所抬升，由于防滲帷幕防滲性能的衰減，主防滲墻與主防滲帷幕削減水頭任務(wù)逐漸轉(zhuǎn)移至副防滲墻與副防滲帷幕，且削減水頭任務(wù)轉(zhuǎn)移主要發(fā)生在壩體服役的前60 a內(nèi)，故需要注重壩體早期運行的抗溶蝕保護；壩體服役100 a時，覆蓋層3的滲透坡降接近于允許滲透坡降，運行管理時應(yīng)著重關(guān)注覆蓋層3與下游水面交點處的滲透破壞；長河壩壩基防滲體中固相鈣溶蝕相對嚴(yán)重的區(qū)域集中在兩道防滲墻中下部、固結(jié)灌漿靠下游側(cè)和兩道防滲帷幕，溶蝕相對輕微的區(qū)域集中在貼近高塑性黏土與復(fù)合土工膜的混凝土廊道、兩道防滲墻上部和固結(jié)灌漿。(3)綜合考慮壩基防滲體固相鈣的分解率、滲透系數(shù)增長倍數(shù)、滲透坡降和邊坡穩(wěn)定等，從力學(xué)性能與防滲性能角度探討了滲透溶蝕效應(yīng)下壩基防滲體的失效標(biāo)準(zhǔn)，認(rèn)為壩體服役年限為68.3 a，低于長河壩的設(shè)計年限。壩體服役年限對各滲透系數(shù)的敏感性由強到弱依次為主防滲帷幕、主防滲墻、副防滲墻、副防滲帷幕。針對長河壩心墻堆石壩而言，降低主防滲帷幕的初始滲透性可較為有效地延長壩體的服役年限。在特高土心墻壩壩基防滲體結(jié)構(gòu)設(shè)計時應(yīng)充分考慮滲透溶蝕效應(yīng)。