快林水库水位骤降与土坝内坡滑坡相关性分析

何善国

（广西南宁水利电力设计院，广西南宁530001）

快林水库水位骤降与土坝内坡滑坡相关性分析

何善国

（广西南宁水利电力设计院，广西南宁530001）

本文简析了快林水库隧洞漏水与水位下降变化情况和土坝内坡滑坡及其成因，采用简化Bishop法对该库水位降落过程中土坝内坡抗滑稳定性状态及不利水位进行了计算分析。根据现场检查分析，认为水库放水塔后隧洞进口段不良地质构造带和衬砌结构施工质量缺陷导致局部基础渗透破坏形成漏水口，使库水位失控性过块下降而引发内坡滑坡。计算结果表明，坝体渗透系数小于1.0×10-5cm/s时，坝内坡抗滑稳定安全系数随水位下降而持续减小，不存在最不利水位；渗透系数大于1.0×10-5cm/s时，约1/3坝高以下的低水位区间存在内坡稳定性最不利水位，该水位与实际发生滑坡的始滑水位基本吻合。

隧洞漏水；水位骤降；坝体滑坡；稳定性最不利水位；始滑水位；快林水库

1 概况

1.1 水库概况

广西横县快林水库兴建于1957年7月，竣工于1958年3月，2010年11月进行除险加固，一年之后完工，2012年11月中旬主体工程验收并蓄水运行。该水库是一座以灌溉为主，兼有防洪等综合利用的小（1）型水库，设计灌溉面积0.37万亩，总库容152万m3，有效库容123万m3，设计（P= 2%）和校核（P=0.2%）洪水洪峰流量分别为72.2m3/s和106m3/s，相应洪水位分别为104.11m和104.43m，正常高水位102.85m，死水位88.82m。大坝为均质土坝，最大坝高19.3m，坝长142m，坝顶宽4.5m。溢洪道位于大坝左侧的山坳处，宽17m，校核洪水位时下泄流量91m3/s。放水塔及放水隧洞位于大坝右端外侧，隧洞布置于山体内，断面形式为城门洞型，钢筋混凝土衬砌，洞长113.9m，洞宽和高度分别为1.2m和1.6m，设计灌溉引用流量为0.6m3/s，无压状态下最大过水流量为2.437m3/s。

1.2 隧洞漏水致库水位下降情况

1.2.1 隧洞漏水及其成因

2013年12月26日早上7时，水库管理所值班人员发现放水隧洞出口有小流量出水，当时水库放水塔并未开闸放水。现场调查发现，隧洞漏水过程中放水塔后水面有旋涡现象，库水位降至90.96m之后发现放水塔后偏左侧坡脚有一直径约2.3m的漏水洞口，与水面出现旋涡位置基本一致，漏水洞最高达3.7m，于水平进深约11m处与隧洞进口段相连通，隧洞衬砌结构被渗透水击穿，缺口长度约3.3m，库水由此通道再经隧洞后段泄至下游河道，隧洞进口段基础底板冲淘破坏长度约12.4m，下游出口处右灌溉渠分水闸和局部渠道及边墙被冲毁。

根据现场地质调查和前期勘探资料，隧洞进口段地质条件较差，洞身围岩为强风化粉砂质泥岩夹全风化页岩，全风化页岩夹层厚度约0.2～0.4m，呈软～可塑状，力学强度低，易透水，分析认为在持续较长时间的水压力浸透作用下，进口段洞周岩土层已形成较强渗透压力场，在较大的外部渗透压力作用，隧洞衬砌结构薄弱处被击穿而形成缺口。根据快林水库除险加固工程质量抽检报告资料，多处隧洞衬砌的强度、厚度和钢筋配置不满足设计要求，局段不按设计配筋，最薄处衬砌厚度不足设计值1/2。分析认为，上述不良地质构造及施工质量缺陷是造成快林水库放水隧洞进口段渗透破坏而成为漏水通道的直接原因。

1.2.2 库水位降落变化情况

据观测资料，隧洞出现漏水时库水位为102.45m，比正常水位低0.4m，之后隧洞出口漏水量逐渐增大，库水位也随之急速下降，到27日晚上21时55分，土坝内坡开始滑动，此时库水位为92.10m。为了存留部分库容水量用于春灌，在漏水洞口前边用袋装土堆筑挡水堰，故库水位降至91.10m之后便停止对库水位随时间下降变化的观测工作，挡水堰形成后库水位稳定维持于90.96m。至土坝内坡发生滑坡，库水位下降达10.35m，历时38.917h，平均降速0.266m/h（约6.384m/d）。库水位下降情况见表1。

表1 快林水库水位降落变化情况

2 内坡滑坡成因分析

2.1 滑坡特性

滑坡体稳定后的大坝外观现场情况见图1。地质分析认为水位线附近以下填土层含水较饱和的坝体首廒失稳下滑，进一步引起水位线以上坝坡失稳，滑坡体形态呈牵引式。

根据勘探成果分析，滑坡体前缘滑动界面为原坝基耕土层与冲积卵石土层接触面，滑体最大厚度达7m；滑坡体平面形状近于马蹄，见图2，滑体主滑方向垂直坝轴线，前缘已延伸至库内，后缘至坝顶防浪墙后边，纵向长约50m，最宽约133m，平面面积约0.65万m2，约为上游坝面的90%，滑坡体总方量约2.28万m3。综合判定此滑坡为弧面型浅层小型滑坡。

图1 内坡滑坡后大坝外观

内坡滑动时大坝上游坝面及防浪墙后侧坝顶路面出现纵向裂缝，之后数小时裂缝发展迅速，至2013年12月28日5时，坝顶路面最大裂缝宽度已发展至1.60m，滑坡体水平位移0.13m，垂直位移0.60m；2014年1月9日，滑坡体基本稳定时，坝顶最大裂缝宽度为2.32m、最大深度达1.0m，滑坡体中心（位于上游坝面中心）最大水平位移5m、最大垂直位移1.5m。

滑坡体后缘最高伸至坝顶防浪墙后侧路面，坝顶中段防浪墙随内坡滑动下沉外移，但没有危及下游坝坡安全。

2.2 内坡滑坡成因分析

综合分析快林水库水位下降变化情况及勘察成果，认为滑坡是由下面几个因素综合作用的结果。

（1）库水位降落速度过快

快林水库隧洞因进口段基础被渗透破坏形成漏水通道，造成不可控制的严重漏水，致使库水位下降速度过快。由表1可知，快林水库各时段平均水位降速V降均大于2.9m/d，最大达6.384m/d。坝体给水度μ取0.003，渗透系数k渗取室内土工试验小值平均值2.39×10-4cm/s时，则k渗/（μ V降）为10.76～23.26，介于骤降与慢降之间，但当k渗较小时，则k渗/（μ V降）值接近于或小于0.1即水位下降接近或属于骤降的情形。分析认为，快林水库处在长时间的正常高水位运行，使土坝上游坝坡体已呈饱和状态，加上坝体的渗透及排水性能相对较弱，当库水位骤降到较低位置时，坝内浸润线最高点和内坡逸出点位置较高（如k渗为2.39×10-5cm/s时，浸润线最高点和内坡逸出点高程比始滑水位92.1m分别高出7.07m和2.76m，当k渗为1.93×10-6cm/s时，分别高出8.53m和4.53m），水面线以上坝面水压虽已消失，但大坝土体内水分不能及时排出，库内一侧的坝内浸润线坡降较大，坝坡内外还存在水位差，坝坡土体内水体向外排泄及水面线降落过程中会产生较大的动水水压力，这极易引发坝内坡失稳。

图2 大坝及内坡滑坡体范围平面示意图

图3 大坝计算剖面图（单位/m）

（2）大坝施工有质量缺陷

根据快林水库土坝土工试验成果，原坝体填土压实度为83.3～88%，不合格；坝体填土塑性指数为14.1～51.4%，液限为33.0～73.8%，坝体填土质量欠佳，在水位骤降条件下对内坡稳定性不利。

大坝是在上世纪50年代后期建的，筑坝时除了大坝基础防渗齿槽开挖至弱风化砂岩夹泥岩层外，其它部位耕植土层和卵石土层没有挖除，见图3。坝基耕植土层抗剪指标较小，构成大坝抗滑稳定的一个薄弱环节。

（3）坝体填土力学指标偏低

由快林水库工程勘探资料知，坝体填土材料粘聚力建议值浸润线以上为25kpa，浸润线以下为23kpa，较小值15kpa，浸润线之上和之下的内摩擦角分别为14°、12°，较小值为7.6°，最小值为5.7°，大坝土体力学性能指标偏低可能是该坝内坡在库水位骤降情况下失稳的主要地质成因。

3 内坡抗滑稳定性及不利水位分析

对快林水库土坝内坡进行水位骤降下的稳定性验算分析，其目的在于了解库水位由开始漏水至内坡开始滑坡的水位降落全过程中，坝体不同渗透系数对该坝内坡稳定性敏感影响、内坡抗滑稳定性最不利水位（稳定安全系数最小值Kmin对应的水位）位置及其变化趋势，并验证该坝内坡稳定性最不利水位与实际发生滑坡始滑水位的吻合性。

3.1 计算方法及计算参数

渗流及内坡抗滑稳定安全系数均采用岩土工程分析软件计算，抗滑稳定性计算方法采用简化Bishop法。

大坝为均质土坝，土坝材料为粉质粘土。室内土工试验结果表明，坝体土水平和垂直渗透系数小值平均值分别为3.895×10-4cm/s、2.39×10-4cm/s，浸润线以上和以下垂直渗透系数最小值分别为1.93×10-6cm/s、0.81×10-6cm/s，浸润线以上和以下垂直渗透系数最大值分别为8.37×10-6cm/ s、1.434×10-5cm/s，浸润线以上和以下垂直渗透系数平均值分别为3.54×10-6cm/s、4.745×10-6cm/s；现场注水试验为2.39×10-5cm/s～8.21× 10-3cm/s。有关岩土参数c、φ值采用总应力法指标，其他岩土计算参数如表2。

表2 快林水库土坝坝体及坝基岩土计算参数

3.2 内坡抗滑稳定性状态分析

取5组坝体垂直渗透系数即室内土工试验小值平均值2.39×10-4cm/s和浸润线以上最小值1.93×10-6cm/s、现场注水试验最小值2.39× 10-5cm/s和平均值5.64×10-4cm/s及1.0×10-5cm/s，其他计算参数按表2，取最大坝高剖面为计算剖面如图3。计算工况为水位降落期，库水位由102.45m降落至91.10m，节点水位和时段平均水位降速按表1。计算时用自动搜索最危险滑动面获取相应的稳定系数最小值，计算结果绘成曲线如图4a所示。

为了解水位骤降情况下较小的坝体力学指标对内坡稳定性敏感影响，并验证前述有关内坡滑坡的地质成因，这里改变坝体填土材料力学指标，即粘聚力浸润线以上取25kpa，浸润线以下分别取23kpa和15kpa，内摩擦角水上取14°，水下分别取12°和7.6°，其他岩土计算参数按表2。坝体垂直渗透系数取室内土工试验小值平均值和现场注水试验最小值。不同坝体抗剪指标的内坡稳定性及变化趋势如图4b所示。

图4 抗滑稳定安全系数变化趋势图

由图4a可以看出，快林水库土坝内坡的抗滑稳定状态随着库水位下降和不同的坝体渗透系数而显著变化，坝体渗透系数为1.93×10-6cm/s时的稳定安全系数随库水位的下降而持续减小，库水位与稳定安全系数关系曲线末端没有回翘迹象，渗透系数为1.0×10-5cm/s时曲线末尾开始出现微小回翘，其他3组渗透系数在水位下降到约1/3坝高以下低水位区间时库水位与稳定安全系数关系曲线趋缓且尾段上翘明显。

图4b表明，坝体渗透系数取室内试验小值平均值和现场注水试验最小值，当浸润线以下坝体填土粘聚力c取15kP a、内摩擦角φ取12°，库水位速降至96m以下时内坡抗滑稳定安全系数略大于或接近1.0，当浸润线以下坝体填土粘聚力c取15kP a、内摩擦角φ取7.6°，库水位降落至98.0m以下时内坡抗滑稳定安全系数均小于1.0，说明水位骤降情况下，在低或中低水位区间土坝内坡抗滑稳定状态不佳，验证了前述有关大坝土体力学性能指标偏低可能致该坝内坡遇库水位骤降时失稳的地质成因分析。

3.3 最不利水位分析及始滑水位验证

取10个不同的坝体渗透系数，其他岩土计算参数按表2，节点水位和时段平均水位降速按表1。图5是计算成果中水位98.0m以下的内坡稳定系数最小值对应水位的变化趋势图。

图5 稳定系数最小值对应水位变化趋势图

计算成果表明，坝体渗透系数为1.93×10-6cm/s、4.745×10-6cm/s、8.37×10-6cm/s时，内坡抗滑稳定安全系数在91.10m和91.45m水位处相同且最小，之上没有出现更小的稳定系数；其他各组渗透系数在91.10m（约坝高1/5）到94.65m（约坝高1/2.5）低水位区间各存在内坡稳定系数最小值，如坝体渗透系数为1.0×10-5和1.434× 10-5cm/s，水位降落至91.45m时内坡稳定系数最小；2.39×10-5cm/s、5.0×10-5cm/s、1.0×10-4cm/s和2.39×10-4cm/s的内坡稳定系数最小值对应的水位均为92.1m（约坝高的1/4处）；渗透系数为5.02×10-4cm/s时，稳定系数最小值对应的水位为93.0m，但93.0m与92.10m两个水位的稳定系数相差很小。

由此可见，坝体渗透系数不同，内坡稳定性最不利水位也不同，当坝体渗透系数较小时，库水位骤降过程中不存在最不利水位，当坝体渗透系数稍大或大到一定值时，库水位骤降过程中存在一个内坡稳定性最不利水位，而且该水位随坝体渗透系数的增大而升高、随坝体渗透系数的减小而降低。

由计算成果知，坝体渗透系数1.93～8.37× 10-6cm/s的最不利水位（即理论始滑水位）为91.10m和1.0×10-5cm/s～1.434×10-5cm/s的最不利水位为91.45m，均在实际始滑水位92.10m之下，但其稳定系数最小值比水位为92.10m的稳定系数仅小0.2～0.4%；渗透系数为2.39×10-5～2.39×10-4cm/s的稳定系数最小值对应的水位为92.10m，与实际始滑水位相吻合；渗透系数为5.02×10-4cm/s的稳定系数最小值对应的水位虽为93.0m，但比水位为92.10m的稳定系数仅小0.3%左右。由此可知，内坡稳定性最不利水位的理论值在93.0～91.10m之间，但各渗透系数的内坡稳定系数最小值对应水位为92.10m或趋近于92.10m，说明理论计算得出的内坡稳定性最不利水位与实际发生的始滑水位基本吻合。

4 结论

通过以上的分析研究，得到如下启示及认识:

（1）水位降落速度过快对土坝内坡的潜在危害性很大，对于小型水库库容较小而坝较高的均质土坝尤甚。近几年来，小型水库输水设施进口段因局部工程质量缺陷造成水力渗透破坏而失控性漏水，致库水位速降而引发大坝滑坡事故或险情时有发生，因此小型水库除险加固工程新建输水隧洞进口段不良地质构造与基础防渗透技术处理等设计与施工质量应加强审查把关和监督。

（2）当快林水库坝体渗透系数小于1.0×10-5cm/s时，库水位骤降过程中稳定系数随库水位的下降而持续减小，不存在最不利水位，当坝体渗透系数大于该值时，库水位下降过程中约于1/3坝高以下低水位区间存在一个抗滑稳定安全系数最小值的水位即最不利水位，而且该水位位置随坝体渗透系数的不同而有所升降。理论计算得出的该坝内坡稳定性最不利水位与实际发生的始滑水位基本吻合。

（3）坝轴线上游侧坝体渗透性能较弱对坝体防渗有利，但在库水位骤降时，对土坝内坡稳定性不太有利。水面或浸润线之下的土坝坝体c值和φ值因受水体长期浸泡饱和而有所降低，库水位急降时内坡抗滑稳定系数在中低水位区间降低得较快或变得较小，这可能是大部分均质土坝遇突发性不可控的水位骤降时，其内坡易在中低水位区间失稳的重要原因。

［1］汝乃华，牛运光.大坝事故与安全·土石坝［M］.北京:中国水利水电出版社，2001.

图9 丰水时段电站建成后四级电站尾水河道断面流量过程线图

图10 丰水时段天然情况下和电站建成后四级电站尾水河道断面流量过程线对比图

（4）统计天然情况下四级电站尾水断面河道最大1日、2日、3日、5日的径流量，以及电站建成后同期、同时段径流量，对比电站建成前后同期径流量的变化，见表10。

表10 天然情况和电站建成后四级电站尾水断面河道同期径流量对比表

从表10中能看出，电站建成后对四级电站尾水断面河道的径流量有一定的影响。对枯水、平水、丰水的影响成减小趋势；随着统计时段的加长影响也成减小趋势。其中对平水2日径流量影响最大，相对偏差达到了-16.3%；对丰水5日径流量影响最小只有0.1%。由此规律，当径流量统计时间超过旬时，电站的建设对下游河道水量基本无影响。TSKEG河上游河道建引水式电站后，电站引水渠和河道的纵比降不同，水流从一级电站引水渠首传播到四级电站尾水渠的速度与河道的传播速度有差别，但电站引水只改变了河道的流量过程线，影响时段不会超过38h。因此，电站建成后在枯水、平水期对下游河道日平均径流影响较大，对旬、月、年平均径流基本无影响。对河道的总水量基本无影响。综上所述，TSKEG河上游修建引水式电站后，电站对下游河道的径流过程及传播影响很小。

3 结论

目前随着我国水利基础设施的建设的不断完善，水电站的开发建设迎来了新的发展时期，许多投资小，经济效益高，建设周期短段的引水式开发的水电站成为水电开发的主力军。随着这一批水电站建成投产后，也面临电站建成前后河流原来的河道水流传播速度，水面宽度等河道特征的变化，可能会带来建设电站所在河流的一些生态问题。本文通过针对TSKEG河修建引水式水电站对水流传播的影响分析，从工程水文专业的角度进行分析研究，指导今后对引水式水电站的开发建设有一定的技术依据和经验教训。

参考文献

［1］DL/T5042-95.河流水电规划编制规范［S］.

［2］电力部成都勘测设计研究院.水能设计［M］.1980.

TV641

B

1672-2469（2015）10-0055-06

10.3969/j.issn.1672-2469.2015.10.17

何善国（1956年—），男，教授级高级工程师。