特高土心墙堆石坝坝基防渗体渗流-溶蚀特征研究

徐力群，赵邵峰，沈振中，2，刘得潭，3，甘 磊，2，张志银

(1.河海大学 水利水电学院，江苏 南京 210098；2.河海大学 水文水资源与水利工程科学国家重点实验室，江苏 南京 210098；3.大唐水电科学技术研究院有限公司，广西 南宁 530007；4.四川大唐国际甘孜水电开发有限公司，四川 康定 626001)

1 研究背景

坝基防渗体是水利工程中用于提高坝基防渗能力的结构，包括防渗墙和灌浆帷幕等，多以水泥基材料构成。以黏性土为主要防渗材料的土石坝也常采用水泥基材料构建坝基防渗体[1]。坝基防渗体承担了坝体主要防渗任务，能削减地层渗透坡降、降低坝体浸润线、减少渗流量[2-5]。在水溶液中，水泥基材料中的氢氧化钙(CH)与水化硅酸钙(C-S-H)固相钙会发生分解[6-7]，且渗流作用会加剧CH与C-S-H的分解，使得水泥基材料渗透系数、扩散系数与孔隙率增大，致使抗渗性能下降，强度降低[8]，本文称这种现象为“渗透溶蚀效应”。坝基防渗体中水力梯度大，水泥基防渗结构的渗透溶蚀效应严重。

渗透溶蚀效应是主要的大坝病害之一[9]，Colorado拱坝、Drum Afterbay拱坝[10]、丰满混凝土重力坝[11]和石漫滩碾压混凝土重力坝[12]均因渗透溶蚀效应产生了严重损坏。近年来，特高土心墙堆石坝应用广泛[13-14]，其工作环境水头高[1，15]，坝基水泥基材防渗结构(如防渗帷幕和防渗墙)及心墙内部的混凝土廊道都存在渗透溶蚀效应，图1展示了长河坝特高土心墙堆石坝的大坝基础廊道与右岸斜坡廊道排水管的钙析出现象。我国有大量已建、在建和拟建的高土石坝，如两河口(坝高295.0 m)、双江口(坝高312.0 m)、如美(坝高315.0 m)、糯扎渡(坝高261.5 m)和其宗(356.0 m)等堆石坝，这些高坝中的坝基防渗体渗透溶蚀问题亟需探讨。

图1 长河坝特高土心墙堆石坝渗透溶蚀现象

在分析渗透溶蚀效应时，需要考虑渗流模型、钙离子运移模型与固相钙分解模型之间的耦合以及材料特性的演变[7-8]。渗流-溶蚀耦合模型的数值实现多采用溶液中的钙离子浓度、孔隙率及孔隙水压力作为基本的求解自由度[16-17]，求解过程中容易降低二次求解的固相钙浓度的精度，然而试验中固相钙浓度通常被用于与水泥基材料性能建立直接关系[18]。因此，可建立一种能够高精度求解固相钙浓度的求解算法，便于建立固相钙浓度与水泥材料性能之间的关系。

目前，一些工程已经考虑了水泥基材料渗透溶蚀效应，主要集中在混凝土重力坝[19-20]，渗透溶蚀效应会抬升某重力坝的浸润线，易在帷幕顶部形成“贯穿型”渗漏通道。Zhang等[21]研究了石漫滩碾压混凝土重力坝的渗流与溶蚀特征；贾攀[22]研究了重力坝渗透溶蚀效应对渗透-溶蚀模型参数的敏感性。此外，甘磊等[23]研究了某堤坝防渗墙渗透溶蚀演变规律，预测了该堤坝的使用年限。然而，特高土心墙堆石坝多采用水泥基材料作为坝基防渗材料，针对其渗透溶蚀效应的研究尚未开展。因此，研究渗透溶蚀效应下特高土心墙堆石坝水泥基材料坝基防渗体的性能演变过程，分析坝体渗流与溶蚀现象的演化规律，对工程结构安全性评价及全生命周期的性态把控具有重要意义。

因此，本文针对渗透溶蚀效应下特高土心墙堆石坝坝基防渗体的渗流与溶蚀问题，提出一种水泥基材料的渗流-溶蚀耦合模型，研究渗透溶蚀效应下特高土心墙堆石坝坝基防渗体渗流溶蚀特征，探讨渗透溶蚀效应下特高土心墙堆石坝的退役标准，预测坝体的服役年限。以期该研究成果可为特高土心墙堆石坝的设计及长效运行提供参考。

2 水泥基材料渗流-溶蚀耦合模型

在构建渗流-溶蚀耦合模型控制方程时，本文假定：(1)不考虑温度对渗流及溶蚀的影响；(2)分解产生的钙离子不会发生二次反应。

2.1 控制方程采用达西定律描述水泥基材料孔隙中水的流动行为[24-25]，其可表示为：

(1)

水泥基材料中固相钙分解仅考虑CH分解反应，该假定已被广泛应用于水泥基材料的溶蚀研究[20，23，26]，这主要是由于水泥基材料的CH与C-S-H依次分解[8]，CH溶出量达到25%时，其强度已降低50%以上[27]，导致其结构无法满足工程要求。根据文献[28-29]中的固相钙分解速率与溶液中钙离子和氢氧根离子关系，可得固相钙分解模型：

(2)

式中：Cs为水泥基材料中固相钙浓度；Cion为孔隙溶液中钙离子浓度；COH为孔隙溶液中氢氧根离子浓度，COH=2Cion+COH，0，COH，0为孔隙溶液中氢氧根离子初始浓度；m和Ksp分别为动力学指数和CH的溶度积常数，m可取为4.5，Ksp可取为4.68×103mol3/m9[20]；λ为反应动力学系数，为1×10-5mol/(m3·s)。

本文考虑钙离子在水泥基材料孔隙水的对流与扩散，基于Fick定律，可得钙离子运移模型[7]：

(3)

式中：Jion为钙离子传输通量；D为水泥基材料溶蚀后溶液中钙离子的有效扩散系数；α为弥散度；De为钙离子在水泥基材料中的扩散系数。

2.2 水泥基材料性能演化渗透溶蚀下水泥基材料孔隙率、钙离子扩散性和渗透性均会发生改变，本文采用以下模型进行表征。

(1)孔隙率。渗透溶蚀过程中水泥基材料孔隙率可由该点的初始孔隙率与固相钙溶蚀量获得[30]：

(4)

式中：θ0为水泥基材料的初始孔隙率；MCH为CH的摩尔质量；ρCH为CH的密度；Cs0为水泥基材料的初始的固相钙浓度；φp为水泥基材料中水泥基体的体积分数，水泥净浆中φp=1，混凝土中φp=1-φg-φs，φg为混凝土中石子的体积分数，φs为混凝土中砂子的体积分数[31]；β为水泥基材料最大水化程度，可参考文献[32]经验公式β=0.239+0.745tanh[3.62(rwc-0.095)]取值；rwc为水灰比。

水泥基材料的初始固相钙浓度Cs0可采用Bogue法[33]根据水泥中主要氧化物质量分数进行计算：

(5)

式中：mCaO、mSiO2、mAl2O3和mSO3分别为水泥中对应氧化物的质量分数；mC3S和mC2S分别为硅酸三钙和硅酸二钙的质量分数；ρw为单位体积的水泥用量；MC3S和MC2S分别是硅酸三钙和硅酸二钙的摩尔质量。

(2)扩散系数。采用van Eijk扩散系数演化模型[34]描述水泥基材料扩散系数与孔隙率的关系：

(6)

式中：D0为水溶液中钙离子的扩散系数，取为1×10-9m2/s；H(x)为单位跃迁函数，即当x<0时，H(x)=0，否则H(x)=1。

(3)渗透系数。采用Kozeny-Carman方程[35-36]描述水泥基材料渗透溶蚀过程中渗透系数的演变，即：

(7)

式中k0为水泥基材料初始渗透系数。

2.3 控制方程求解条件式(1)—(3)偏微分方程为计算域Ω内的渗流-溶蚀耦合模型控制方程，需要合适的边界条件和初始条件以满足其边界值问题。以图2所示模型为例，其所需边界条件为：

图2 渗流-溶蚀耦合模型边界示意

(8)

式中：H0为边界已知水头；y为高程；n为边界的单位外法线方向余弦；qu为边界上已知渗流通量；C0为环境水中已知钙离子浓度；qc为边界上钙离子因弥散与对流产生的通量；kT为边界上孔隙溶液与环境水之间的传质系数，根据文献[16]，其值为6×10-7m/s。

模型控制方程的初始条件为：

(9)

式中：H0为计算域Ω初始水头；C0为计算域Ω初始钙离子浓度。

2.4 模型有限元实现流程渗流-溶蚀耦合模型控制方程是强耦合的非线性方程组，为了精确求解水泥基材料固相钙浓度，本文以固相钙浓度、孔隙水压力与钙离子浓度为基本自由度，采用恒定Newton迭代法进行全耦合求解，求解流程如图3所示，首先通过式(7)计算模型材料的渗透系数，进而采用式(1)求解孔隙水压力，得到整个模型的渗流场。基于固相钙分解模型式(2)求解固相钙浓度，依据式(6)计算模型材料扩散系数的改变，最后通过钙离子运移模型式(3)得到钙离子浓度。

图3 渗流-溶蚀耦合模型求解流程图

3 模型验证

文献[18]采用直径为430 mm、高为230 mm的圆柱体试样开展过混凝土渗透溶蚀试验。试验中水压施加于混凝土圆柱试件上表面，加压方式为逐级加压(如图4所示)，混凝土圆柱试件侧面无通量，底面水压为0 Pa。采用本文提出的模型对该试验开展相应的数值模拟，计算参数详见文献[16，18]。文献[18]物理试验发现渗透溶蚀初始阶段混凝土试样的渗流量和渗透系数会明显减小，这是由于所采用的混凝土试样中水泥水化并未完成，在渗透溶蚀过程中的水泥会持续地发生水化反应。因此，本文渗透系数演化不采用式(7)进行表征，而是采用物理试验测得的分段时间内的平均渗透系数(见图4)，这种处理方法与文献[16]相同。

图4 渗透系数与渗透压强随时间变化情况

图5展示了文献[18]物理试验成果、文献[16]模拟结果和本文数值试验结果，从图5可以看出，钙离子累计溶蚀量与累计渗流量呈现良好的线性关系，表明渗流中的钙离子浓度稳定。本文计算结果、文献[16]与试验结果之间的决定性系数R2分别为0.9995和0.9990，表明本文结果更贴近试验实测值，说明本文提出的渗流-溶蚀耦合模型能够较好地表征水泥基材料渗流及溶蚀特征的演变。

图5 钙离子累计溶蚀量随累计渗流量变化情况

4 长河坝溶蚀与渗流特征分析

以长河坝砾石土心墙堆石坝为例，采用本文提出的水泥基材料渗流-溶蚀耦合模型，研究该坝中水泥基防渗材料的溶蚀过程以及整个坝体的渗流场演化过程，探讨渗透溶蚀作用下该坝的长效服役问题。

4.1 工程概况长河坝砾石土心墙堆石坝位于深厚覆盖层上，最大坝高240.00 m，坝轴线长502.85 m，正常蓄水位为1690.00 m，正常尾水位为1477.88 m，多年平均流量7.28×107m3/d。坝基设有两道混凝土防渗墙防渗，副防渗墙厚度1.2 m，主防渗墙厚度1.4 m，两墙净距离14.0 m，顶部设置混凝土廊道与高塑性黏土连接心墙，底部嵌入防渗帷幕[37]。

4.2 有限元计算模型和参数长河坝渗透-溶蚀耦合计算模型选取坝体典型剖面，如图6所示，坝体中水泥基材料构造物包括混凝土廊道、固结灌浆、主防渗帷幕、副防渗帷幕、主防渗墙和副防渗墙。

图6 长河坝渗透溶蚀计算模型 (编号对应的坝体材料如表1所示)

计算模型边界条件按照2.3节的阐述进行设定。整个模型钙离子初始浓度采用水库实测值0.96 mol/m3。坝体各材料渗透系数参考文献[37]进行取值，孔隙率参考文献[23，26]进行取值，如表1所示，坝体与基岩的弥散系数参考文献[26]取值，横向弥散系数αL为40 m，纵向弥散系数αT为5 m。

表1 初始坝体材料计算参数[37]

4.3 计算结果与分析

4.3.1 渗流分析 图7是长河坝处于正常蓄水位时计算出的坝体和坝基总单宽渗流量随溶蚀时间变化情况，初始坝体和坝基总单宽渗流量为39.5 m2/d，与文献[37]中计算出的结果37.6 m2/d相差仅5%，说明了本文长河坝渗流-溶蚀耦合分析模型中渗流场的合理性。当溶蚀时间为100 a时，估算得到的坝体总渗流量为2.38×104m3/d，占多年平均流量的0.032%。对坝体和坝基总单宽渗流量与溶蚀时间进行线性拟合，决定性系数值为0.9978，表明坝体和坝基总单宽渗流量与溶蚀时间之间具有较好的线性关系。图8为两道防渗墙与防渗帷幕单宽渗流量随溶蚀时间变化情况，当溶蚀时间为100 a，副防渗帷幕、副防渗墙和主防渗墙单宽渗流量分别较初始渗流量增大了7.89、21.75与9.46倍，单宽渗流量均低于20.0 m2/d。当溶蚀时间为100 a，主防渗帷幕的单宽渗流量从初始时刻的34.90 m2/d到100 a时的67.78 m2/d，相对于主防渗墙，主防渗帷幕对坝体和坝基总单宽渗流量的贡献较大。

图7 坝体和坝基总单宽渗流量随溶蚀时间变化情况

图8 防渗帷幕与两道防渗墙单宽渗流量随时间变化情况

图9展示了溶蚀时间为0 a与100 a时坝体的总水头线与浸润线，当溶蚀时间为0时，主防渗墙与主防渗帷幕承担大部分防渗任务，随着溶蚀时间的增加，坝基处水泥基材料防渗能力逐渐降低，削减水头作用减少，相对于坝体开始服役时，运行100 a后坝体相同位置处的水力梯度变小，浸润线在心墙逸出点升高1.95 m。

图9 总水头线与浸润线 (单位：m)

图10为水泥基结构渗透系数增大倍数随溶蚀时间变化情况，渗透系数增长较大的区域集中在两道防渗墙中下部、固结灌浆靠下游一侧和两道防渗帷幕，渗透系数增长较小的区域集中在贴近高塑性黏土与复合土工膜的混凝土廊道、两道防渗墙和固结灌浆。当溶蚀时间为100 a，水泥基材料渗透系数增大倍数最大处达到20，该位置处于主防渗墙和副防渗墙底部。

图10 水泥基结构渗透系数增大倍数随溶蚀时间变化情况

图11为主防渗墙与主防渗帷幕、副防渗墙与副防渗帷幕削减水头随溶蚀时间变化情况，溶蚀时间从0到100 a，主防渗墙与主防渗帷幕联合削减水头与上下游水头差的比值从66.6%降低到48.3%，副防渗墙与副防渗帷幕削减水头与上下游水头差的比值从30.4%增加到45.2%，主防渗墙与主防渗帷幕削减水头任务逐渐转移至副防渗墙与副防渗帷幕；两道防渗墙与防渗帷幕总削减水头与上下游水头差的比值从97.0%降低到93.5%，坝基整体防渗能力降低。在溶蚀前60 a内，削减水头随时间变化大，在60至100 a期间，削减水头随时间变化小。

图11 主防渗墙与主防渗帷幕、副防渗墙与副防渗帷幕削减水头随溶蚀时间变化

随着服役年限的增加，坝基处水泥基结构渗透系数增大，防渗能力降低，将会对坝体与基岩渗透坡降产生影响。表2为不同时间下坝体与基岩材料最大渗透坡降，从表2可看出除主防渗墙、两道防渗帷幕、心墙外的坝体材料最大渗透坡降均存在不同程度的增大，且均在允许渗透坡降内。覆盖层3在运行100 a后最大渗透坡降达到0.098，接近允许坡降0.1，位于正常尾水位与覆盖层3的交点处，应重点关注该处的运行状况。主防渗墙与防渗帷幕最大渗透坡降降低，副防渗墙最大渗透坡降增大，这与削减水头趋势一致，主防渗墙与主防渗帷幕削减水头任务逐渐转移至副防渗墙与副防渗帷幕，使副防渗墙渗透坡降增大。

表2 不同溶蚀时间下部分坝体材料最大渗透坡降

4.3.2 固相钙浓度分析 固相钙浓度分布直接表征了水泥基材料的溶蚀程度，图12展示了水泥基结构固相钙分解率随溶蚀时间的变化，固相钙分解率为已分解的固相钙占初始固相钙的比例。可以看出，当溶蚀时间为20 a，水泥基结构固相钙分解率不超过10%，当溶蚀时间为40 a，水泥基结构固相钙分解率不超过25%，当溶蚀时间为100 a，水泥基结构大部分区域固相钙分解率大于60%，最大值位于固结灌浆靠近上游的边缘处，固相钙分解率为79.6%。随着溶蚀时间的增加，固相钙分解速率逐渐增加。

图12 水泥基结构固相钙分解率随溶蚀时间变化情况

由于长河坝两道防渗墙与防渗帷幕受溶蚀影响最为严重，且上述结构承担了坝基主要防渗任务，因此在主防渗墙、副防渗墙与主防渗帷幕内分别选取三点，在副防渗帷幕内选取一点，作为该结构的典型位置(见图12)分析固相钙浓度。图13绘制了典型位置固相钙分解率随溶蚀时间变化情况，溶蚀时间100 a时，Z1、Z2、Z3、F1、F2、F3、W1、W2、W3和M1各点固相钙分解率分别为27.27%、55.23%、58.80%、50.17%、57.17%、59.07%、65.51%、65.57%、63.40%和65.60%。综合图12与图13，固相钙分解相对严重的区域与渗透系数增长较大区域保持一致。

图13 典型位置固相钙分解率随溶蚀时间变化情况

主防渗帷幕顶部与主防渗墙相连，下部嵌入渗透系数较小的微风化基岩1，经两道防渗墙阻渗后渗透水流主要于主防渗帷幕顶部流过，使得主防渗帷幕顶部的固相钙溶蚀情况较为严重。高塑性黏土与复合土工膜为非水泥基材料，且渗透系数低，通过影响渗流场中水的对流降低钙离子迁移速率，延缓其附近区域固相钙的分解，保护了防渗墙顶部，因此溶蚀时间为100 a时副防渗墙与主防渗墙顶部典型位置F1与F2固相钙分解率为50.17%与27.27%，低于其他典型位置固相钙分解率，副防渗墙与主防渗墙顶部未形成明显的“贯穿型”渗流通道[26]。因此，在坝基处设置非水泥基材料对水泥基结构顶部进行防渗保护，可避免水泥基结构顶部形成“贯穿型”渗流通道，提高水泥基结构的抗溶蚀性能。

4.3.3 坝坡稳定 随着溶蚀过程的进行，坝基水泥基材料防渗能力降低，浸润线抬升，可能会对坝体稳定产生影响，本文采用简化毕肖普法对下游边坡进行稳定性计算。下游边坡在溶蚀时间为100 a时安全系数为2.20，大于允许安全系数1.5。

5 讨论

5.1 服役年限探讨《碾压式土石坝设计规范》(SL 274—2020)[38]要求土石坝满足渗透稳定与抗滑稳定，且坝体的水泥基受力结构最大应力不应超过其相应的强度，坝体渗漏量不应超过多年平均流量的1%～10%。渗透溶蚀效应改变了水泥基材料的强度、渗透系数，影响了坝体渗流场，进而改变了渗流稳定性与抗滑稳定性等。基于此，本文探讨渗透溶蚀效应下特高土心墙堆石坝服役年限问题：

对于应力，水泥基结构中混凝土廊道与固结灌浆为受力结构，需要考虑其力学性能失效控制指标；对于渗流，水泥基结构中两道防渗墙与防渗帷幕为防渗结构，需要考虑其防渗性能失效控制指标，在服役年限内，坝体渗流量应小于多年平均流量的1%～10%；对于渗透稳定与边坡稳定，在服役年限内，渗透坡降应在允许范围之内，坝体边坡安全系数应大于最小安全系数。

(1)当混凝土中固相钙的分解率达到25%时，其强度将降低50%以上[27]，故采用固相钙分解率达到25%作为控制指标，预估需要考虑力学性能的混凝土廊道和固结灌浆的服役年限。混凝土廊道和固结灌浆的服役年限见表3。

表3 水泥基结构服役年限

(2)两道防渗墙与防渗帷幕的服役年限的指标应使用直接反映材料防渗性能的渗透系数，故本文采用渗透系数作为控制指标，且该指标同时采用两种标准进行限定：其一，以渗透系数增加倍数小于10为控制标准，甘磊等[23]将防渗结构的渗透系数从初始值1×10-9增长至1×10-8m/s计算坝体服役年限，本文考虑到两道防渗墙与防渗帷幕初始渗透系数不同，当渗透系数增加倍数达到10，可认定该结构已失去其应有的防渗能力；其二，以该结构渗透系数增长至周围基岩的渗透系数为控制标准，即本文认为两道防渗墙与防渗帷幕渗透系数增长至超过周围基岩的渗透系数时其已失去应有的防渗能力，两道防渗墙与防渗帷幕在各控制指标下服役年限如表3所示。

(3)根据4.3.1与4.3.3节，运行100 a后坝体总渗流量占多年平均流量的0.032%，小于多年平均流量的1%，各坝体材料渗透坡降均在允许渗透坡降范围之内，下游边坡安全系数大于最小安全系数。

综合考虑渗透溶蚀效应下长河坝固相钙的分解率、渗透系数增长倍数、渗流量、渗透坡降、边坡稳定等，本文认为渗透溶蚀效应下坝体服役年限为68.3 a。

5.2 服役年限对防渗墙和防渗帷幕渗透系数的敏感性防渗墙和防渗帷幕初始渗透系数会影响它们的渗流溶蚀过程，改变坝体的服役年限，故本文采用正交试验法研究了服役年限对两道防渗墙与防渗帷幕的初始渗透系数的敏感性。假设模型计算中的各个渗透系数相互之间没有影响，选取主防渗墙、副防渗墙、主防渗帷幕、副防渗帷幕共4个因素，每个因素分3个水平(0.8，1.0，1.2，即渗透系数相对于4.2节中渗透系数的倍数)，进行L9(34)正交试验分析，按照5.1节计算坝体的服役年限，结果如表4所示。

表4 敏感性分析工况及坝体服役年限

根据正交试验极差分析法，计算得到以坝体服役年限位置的4个因素对应3个水平下的均值与极差值，均值响应表见表5。坝体服役年限对各影响因素的排秩依次为：主防渗帷幕、主防渗墙、副防渗墙、副防渗帷幕，表明坝体服役年限对主防渗帷幕渗透系数较为敏感，且随着主防渗帷幕渗透系数的增大，坝体服役年限明显减少。因此，为了延长坝体的服役年限，尽量降低主防渗帷幕初始渗透系数是较为合适的工程措施。

表5 均值响应表

6 结论

为探查在坝基防渗体渗透溶蚀效应下特高土心墙堆石坝的渗流与溶蚀问题，本文构建了水泥基材料的渗流-溶蚀耦合模型，以孔隙水压力、固相钙浓度与钙离子浓度为基本自由度，采用恒定Newton迭代法求解了非线性控制方程组，研究了长河坝心墙堆石坝坝基防渗体的渗流与溶蚀特征，探讨了渗透溶蚀效应下特高土心墙堆石坝服役年限问题，主要结论如下：(1)构建的渗流-溶蚀耦合模型较好地呈现了渗透溶蚀试验的渗流量与钙离子溶蚀量，表明渗流-溶蚀耦合模型可准确地捕捉水泥基材料的渗透溶蚀效应。(2)随着服役年限的增加，坝基防渗体防渗能力降低，坝体心墙下游的逸出点有所抬升，由于防渗帷幕防渗性能的衰减，主防渗墙与主防渗帷幕削减水头任务逐渐转移至副防渗墙与副防渗帷幕，且削减水头任务转移主要发生在坝体服役的前60 a内，故需要注重坝体早期运行的抗溶蚀保护；坝体服役100 a时，覆盖层3的渗透坡降接近于允许渗透坡降，运行管理时应着重关注覆盖层3与下游水面交点处的渗透破坏；长河坝坝基防渗体中固相钙溶蚀相对严重的区域集中在两道防渗墙中下部、固结灌浆靠下游侧和两道防渗帷幕，溶蚀相对轻微的区域集中在贴近高塑性黏土与复合土工膜的混凝土廊道、两道防渗墙上部和固结灌浆。(3)综合考虑坝基防渗体固相钙的分解率、渗透系数增长倍数、渗透坡降和边坡稳定等，从力学性能与防渗性能角度探讨了渗透溶蚀效应下坝基防渗体的失效标准，认为坝体服役年限为68.3 a，低于长河坝的设计年限。坝体服役年限对各渗透系数的敏感性由强到弱依次为主防渗帷幕、主防渗墙、副防渗墙、副防渗帷幕。针对长河坝心墙堆石坝而言，降低主防渗帷幕的初始渗透性可较为有效地延长坝体的服役年限。在特高土心墙坝坝基防渗体结构设计时应充分考虑渗透溶蚀效应。