止水帷幕縫隙滲漏變化過程試驗研究

曹 洪，朱東風，范 澤，駱冠勇，潘 泓

（1. 華南理工大學土木與交通學院，廣東廣州 510640；2. 亞熱帶建筑科學國家重點試驗室，廣東廣州 510640）

1 研究背景

地下結構采用排水減壓抗浮技術時需要利用基坑的止水帷幕截滲止水［1］，常見的止水帷幕有地下連續墻、攪拌樁墻、板樁、排樁加樁間旋噴等形式。由于施工工藝和質量缺陷，樁或墻幅連接處可能存在豎向縫隙，地下連續墻還可能存在橫向施工縫，這些縫隙是帷幕滲水的主要通道。基坑在開挖階段，縫隙出口是臨空面，滲漏量可能隨時間而增大。當止水帷幕后期用于排水減壓抗浮時，其縫隙出口由于回填土而沒有臨空面。在這種情況下，經縫隙的滲漏流量能否逐漸減小或保持不變，是工程界十分關注的問題。

在以往的研究中，滲漏流量逐漸減小的現象被稱為“自愈”現象。“自愈”概念被用于描述堤壩黏土心墻裂縫滲漏量降低的現象，也被用于描述鋼板樁等有剛性縫壁的止水結構縫隙滲漏量降低的現象。“自愈”現象產生的條件是縫隙出口設置可靠的反濾保護［2-4］。黏土心墻裂縫“自愈”的機理是水流沖刷縫壁土體，引起縫壁顆粒流失并在出口堆積［5］；而板樁縫壁為剛性，本身不會被沖刷，其“自愈”機理與黏土心墻裂縫不同。

目前對剛性縫滲流問題有一定的研究基礎。在不考慮縫隙自愈情況下，涅德里加、丘也加夫等［6］將帶縫隙的板樁墻假定為均質弱透水墻，給出該墻與板樁兩側土的滲透系數關系，并賦予板樁區一個附加阻力長度并給出了相應的計算式；朱丹等［7］推導了板樁縫隙及前后區域的滲流場，并初步討論了縫隙內滲透系數變化對滲流場的影響。由于有自愈過程存在，實際滲流量與理論計算有較大的差異，工程中常以經驗取值。曹洪等［8］在處理鋼板樁圍堰抗滲問題時發現，滲入流量隨著抽水進程逐漸降低，原因在于鋼板樁接縫在抽水過程中滯留了大量砂顆粒，縫內逐漸被填充壓實；羅彥［9］基于這一發現，開展了若干室內模型試驗，初步研究了鋼板樁縫隙的滲漏過程；丁留謙等［10］則對土石壩面板縫隙的滲流問題進行了理論和數值分析。

對于剛性縫壁的縫隙滲流問題，以往研究以理論分析和初步試驗為主，對常見的止水帷幕縫隙滲漏問題研究也不夠深入。因此，開展具有普遍意義的縫隙滲流試驗研究很有必要。

2 試驗方法

2.1 試驗裝置自行設計并制作滲流試驗砂槽模型，見圖1。模型由供水加壓裝置、模型箱、測壓裝置等組成。模型箱采用10 mm厚的有機玻璃制成，外側使用角鋼框架加固。在砂樣進口和出口處設置了200 目紗網保護。用有機玻璃黏合成上下兩個長方體構成止水帷幕和縫隙，縫隙在水平向貫通，使模型呈二維流態。縫隙沿水流方向為長度方向，縫隙長度按50 mm 和30 mm 設置，圖1 中為50 mm；豎直向為寬度方向，寬度為10 mm，見圖1（b）。

圖1 砂槽模型示意圖（單位：mm）

砂樣頂部采用30 mm 厚軟黏土加水袋模擬覆蓋層。水袋用聚乙烯薄膜制成，并用頂部蓋板封閉，蓋板用螺栓與角鋼框架固定。水袋由供水箱2 供水，水頭保持固定，并始終高于供水箱1 的水頭，將軟黏土壓緊，避免頂部脫空形成集中滲流通道。供水箱1為雙桶組合，通過升降改變模型的上游水頭。水源1兩次通過供水箱，水中的絕大部分空氣被排出，剩余少量氣體集中到上游水箱頂部，通過排氣管定時排出。下游水箱用于砂顆粒沉積，并可通過底部收集閥取出觀察。

模型箱側面共布置了46根測壓管，見圖1和圖2。其中1#、45#分別與上、下游水箱相連，2#設置在砂樣進水端的紗網后，46#連接水袋。測壓管位于砂樣一端包裹200目紗網，伸入砂樣的長度為40 mm。17a#和17b#兩管相距17 mm，在縫隙中對稱設置。圖2中虛線表示縫隙長度為30 mm的情形。

圖2 測壓管布置圖（單位：mm）

2.2 試驗砂樣試驗砂樣S1—S4采用純凈的石英砂，不含有機質及黏粒，分為粗砂、中砂、細砂和粉砂4類，砂樣顆分曲線和參數見圖3和表1。S2級配不連續，缺少0.5 ～1 mm粒級；S1、S3和S4級配連續，S3 和S4 顆粒較細，最大粒徑分別為2 mm和1 mm。S1—S4均含有小于0.075 mm無黏性細顆粒，未作進一步細分。為了便于觀察縫隙附近砂顆粒運動情況，設置一組預備試驗，采用黃色河砂S5。按照Cu＜10為流土類土的標準判斷，除S2 外各砂樣均屬于流土類土，但S2也位于過渡區10＜Cu＜20的下限附近。

2.3 填砂、排氣及加載將充分干燥、混合均勻的砂樣分層填入模型箱，分層虛鋪厚度30 mm，噴水搗實，噴水量約為每層砂樣質量的10%。為防止填砂過程中砂顆粒把縫隙填滿，在填砂前先在縫隙中塞入粗顆粒工業鹽，試驗時鹽被溶解以形成空縫隙。

圖3 砂樣級配曲線

表1 試驗砂樣參數

模型箱封閉后開始排氣過程。首先向水袋供水，使46#管讀數高于供水箱1的預計最高水位300 mm時固定供水箱2；然后打開水源1 并升高供水箱1，使上游水箱的水位高于砂樣頂面約10 mm，同時向下游水箱內注水，下游水箱內水位略低于上游水箱水位；最后打開所有測壓管外露一端，使水攜氣滲出，保持該狀態24 h。

排氣完畢后，將測壓管外露一端與測壓板相連，開始加載過程。加載水頭以上下游的總水頭差ΔH控制，總水頭差ΔH為1#與45#管的差值。加載時，按升壓→穩壓→升壓→穩壓的順序進行。每次升壓高度60 mm，持續時間30 min，每次升壓使平均坡降升高約0.1～0.13。當砂樣平均坡降升至約0.7時，維持水頭不變一段時間；此后再次升壓，至平均坡降達到1.2左右，再次穩壓一段時間。

2.4 試驗分組按照不同的砂樣級配和縫隙長度進行組合，共進行6次試驗（T1—T6），見表2。

表2 試驗安排

3 試驗結果及分析

3.1 預備試驗砂顆粒運動現象設置一組預備試驗以觀察試驗現象。預備試驗上游砂樣采用黃砂S5，下游砂樣采用白色石英砂并按S5級配拌制。加載過程中可以觀察到縫隙前方有部分黃砂進入原工業鹽填充的縫隙，縫隙中的砂顆粒較疏松，縫隙下游白色石英砂部分變黃，見圖4（a）。下游水箱中有渾水流出，沉淀后可見薄層極細砂顆粒，見圖4（b）。

圖4 試驗現象

由上述現象可推測：由于縫寬（10 mm）遠大于砂顆粒直徑，縫隙進口處相當于臨空面，縫前砂樣在較小的水力坡降下即可流入縫隙，且縫隙中的砂樣較疏松，使得細顆粒可以穿透其孔隙。雖然本試驗所用砂樣為流土型，但仍有少量細顆粒在滲流作用下啟動而流失，使得下游出現渾水現象。

3.2 總流量隨時間變化圖5（a）為T1—T6的總水頭差ΔH過程線，每個試驗可分為兩次升壓和兩次穩壓過程。圖5（b）為T1—T6的總流量Q的過程線。可見在升壓階段，總流量隨總水頭同步升高；在穩壓階段，各試驗均出現總流量隨時間逐漸降低現象，且T1、T3和T4在第二次穩壓階段時總流量下降更明顯。上述現象說明在總水頭差維持不變的情況下，模型整體的透水能力隨時間而下降。

圖5 總水頭及總流量隨時間變化曲線

3.3 沿程水頭分布變化選取T1中一半填砂高度處（14#—26#管）的水頭測值計算相對水頭（圖6），相對水頭以45#管讀數為基準，原點見圖2。圖6相對水頭線中，實線為升壓階段每級測壓管值，虛線為穩壓階段初次測值。

圖6中縫內測壓管17a#和17b#間的水頭差很小，表明縫中砂顆粒疏松，滲透性較強。當相對水頭較低時，縫隙前后沿程水頭曲線以縫隙中心呈反對稱形態，上游側上凸，下游側下凹。隨著水頭提升，特別是第一次穩壓開始后，縫隙前、后的曲線形狀明顯分化。上游側保持上凸，接近縫口處（16#—17#）和縫隙進口附近（17#—17a#）曲線變陡。下游側曲線呈折線形狀，縫隙出口附近（17b#—21#）曲線呈陡降狀，而稍遠（21#—26#）的曲線則近似直線，且斜率隨水頭提升變化不大。這說明隨著水頭提升，部分區域的滲透能力在改變，表現為縫隙和緊挨縫隙前后區域的滲流阻力增大。由于止水帷幕本身透水性不可變，發生改變的原因只能是砂顆粒的移動和聚集。T2—T6沿程水頭的發展過程與T1相似。

圖6 T1沿程水頭分布

取所有試驗首次穩壓開始5 ～8 h后的沿程水頭繪制于圖7（a），用相鄰測壓管值求出相應的水力坡降繪于圖7（b）。可見水力坡降最大值都出現在縫隙出入口位置；除T6外，所有試驗縫隙內的坡降值都較低。這表明縫隙出入口處的滲流阻力最大，而縫隙內保持暢通（T6除外）。在縫隙上游，T2和T5的坡降呈漸進式增長，而其余試驗則表現為跳躍式增長，這說明各試驗的砂顆粒在上游縫口的聚集程度并不一樣。

圖7 沿程水頭和水力坡降

在距下游50 mm處（26#管），T2和T4在此管的水頭分別抬高24和95 mm，水力坡降也突然增大，這是由于模型的下游出口有200目紗網，砂顆粒在此淤積，形成一個高阻力區，這也導致T2和T4在止水帷幕縫隙前后區域的實際總水頭差減小。在圖7（b）中還可看到，縫隙下游側21#—23#測壓管間水力坡降較低，比上游側對應的15#—16#測壓管間低得更多，其原因將在4.2節解釋。

3.4 不同區域的滲透性變化由于縫隙的存在，不能簡單的按均勻流計算砂樣的滲透系數。因此將縫隙附近區域沿著流向依次劃分為上游縫口、縫隙進口、縫隙內、縫隙出口及下游縫口五個區段，縫隙區域以外為上下游遠離區域，劃分詳見圖8。

上下游遠離縫隙區和縫隙內的區域的過水斷面為等截面，近似按均勻流考慮，采用達西定律計算其滲透系數K：

式中：l和Δh分別為計算所采用的兩根測壓管間的距離和水頭差，上游遠離區取14#—15#管間數據，下游遠離區取24#—25#管間數據，縫隙內取17a#—17b#管間數據；B為過水斷面寬度，取120 mm；M為過水斷面厚度，對于上下游遠離縫隙區域，M=160 mm，對于縫隙內區域，M=b=10 mm，b為縫隙寬，見圖8。

當縫隙長度為50 mm 時（T1、T2），17#、18#管緊貼縫口，縫隙進出口段（17#—17a#和17b#—18#間）的K值可按（1）式計算。上下游縫口段（16#—17#和18#—21#間）的滲流較復雜，在均質滲流場中可近似看成中心在縫隙入口中點處的半個承壓完整井，井直徑為縫隙寬度b，井的濾管長度即為模型箱過水斷面寬度值B，取120 mm。參考單井流公式，可按式（2）近似換算上下游縫口段K值：

式中：r1、r2為選用的兩個測壓管分別到縫隙入口中點的距離；Δh為這兩個測壓管的水頭差。在下游側時Q取負值。

當模型的縫隙長度為30 mm 時（T3—T6），16#—17#管和18#—21#管間砂樣的K 值仍按（2）式計算；17#、18#管位于縫隙入口以外，距縫口距離s=10 mm。縫隙兩端的測壓管17#—17a#和17b#—18#間的區域跨過縫口，可按半個承壓井流與縫隙內的一小段均勻流串聯計算，若承壓井流段和均勻流段的水頭損失分別為Δh1和Δh2，則有下兩式成立：

式中：L 和s 的長度見圖8 所示。若Δh 為17 ～17a#管或17b ～18#管間的水頭差，則有Δh=Δh1+Δh2成立，將其代入式（3）和式（4）可得砂樣滲透系數：

表3 給出沿流向的五個區段初始和最終滲透系數，其中初始滲透系數為加壓到第三級時的計算值，最終滲透系數為第二次穩壓后期三次計算結果的平均值。

由表3的結果可知，在上下游遠離縫隙區域，與初值比較，T2和T4的滲透系數大幅增大，表明這兩個區域的砂樣被疏通。原因在于，T2與T4都采用了較粗的不連續級配砂樣S2，該砂樣裝填不易密實且細顆粒較容易移動。T5和T6縫隙上游裝填了較細的砂樣，因此滲透系數較小，變化也較小。

在上游縫口段，除T2 外，滲透系數都有所下降；下游縫口也有類似趨勢，僅T4 和T5 有所增加。而縫隙進出口段由于含有一小段空縫隙，因此滲透系數均大于砂樣，但其滲透性后期也都表現出下降趨勢，僅采用粗砂的T2例外。T6縫隙內的滲透系數顯著下降，推測應是砂樣大量進入縫隙，而其余試驗縫隙內仍保持較好的透水性，表明縫隙內水流暢通。

總體來看，在滲流作用下，在縫隙前后一定區域的砂樣及縫隙內的滲透能力有所改變，且大多表現為下降趨勢，其原因可能在于該區域砂顆粒聚集導致淤堵產生，或是砂樣發生流土破壞，大量涌入縫隙所致。

3.5 縫隙前后區域滲透性隨時間的變化將各試驗滲透系數隨時間變化曲線繪于圖9，觀察縫隙前后區域及縫內的滲透性變化過程。圖中三條豎直虛線從左到右表示三個時間點：第一次升壓結束、第一次穩壓結束和第二次升壓結束。

表3 各區域初始和最終滲透系數（單位：10-3cm/s）

在T1中（圖9（a）），第一次升壓時，滲透系數在下游縫口下降，上游縫口有所上升，在縫隙進出口處略高。第一次穩壓時，各段滲透系數都下降，縫隙出口處下降最顯著，下游縫口在后期略有上升。第二次升壓時，縫隙進口段滲透系數開始有所下降，然后再上升，其余3個區域均上升。第二次穩壓時，開始時各段滲透系數都有所上升，上游縫口及縫隙進口上升持續時間短（1 ～2h），縫隙出口及下游縫口持續時間長（7 ～8 h），此后各段均下降。在T2中（圖9（b）），與T1模型相同，但由于使用了更粗的砂樣S2，縫隙進出口段及縫隙內滲透系數遠比T1高；除縫隙出口區的滲透系數在二次穩壓時略有下降外，其他各區域未出現下降趨勢，縫隙進口處略有上升。

在T3和T4中，與T1和T2相比，縫隙長度縮短為30 mm。由于縫隙較短，砂粒較易進入并被壓實。由T3和T4縫隙內的滲透系數都比T1和T2小可以得到證明。在T4中，縫隙進口的滲透系數很早就與上游縫口處相近（圖9（d）），而后呈下降趨勢，也表明T4縫隙內較容易被砂充填。T3其余各段的變化規律與T1相似，在二次穩壓時均有下降趨勢；T4則與T2相似，各段下降趨勢并不顯著。

在T5 和T6 中，縫隙上游都采用了較細的砂樣S3 和S4（S4 更細），下游則為砂樣S1。不同的是，S3裝填更密實，因此T5上游縫口滲透系數更低。第一次升壓后，二試驗的表現完全不同，T5縫隙內滲透性基本維持不變，而T6縫隙內顯著下降，達到與下游砂樣相近，這表明T5上游砂樣保持穩定，縫隙內仍暢通，而T6縫隙內則填滿上游涌入的砂樣。此后，T6縫隙內滲透性再無顯著下降，表明封內砂樣已逐步密實。因為縫隙內有砂顆粒涌入的影響，T6下游縫口的滲透性也在首次穩壓時顯著下降。

3.6 縫隙及前后區域的等水頭線由于試驗為二維模型，水頭分布也應該是二維的，為此取靠近縫隙的測壓管數據，繪制等水頭線圖。各測壓管之間區域的等水頭線按等間距插值得到。

圖10為T1第一次維持壓力開始（t=4.1 h）及結束時（t=23.2h）縫隙附近區域的等水頭線，圖中圓圈位置表示測壓管，數字表示水頭值。上游、下游水箱水位讀數分別為562 mm、150 mm。由圖可見，縫隙下游出口區域等水頭線最密集。等水頭線凸向縫后斜上方和斜下方，呈“蝶形”。這與圖7（b）中21#—23#管間水力坡降低的現象對應，因為21#—23#管位于流速相對較低的區域。等水頭線呈“蝶形”的原因可解釋為：縫隙下游出口后方過水斷面急劇擴大，導致滲流速度急劇降低，上游帶來的細顆粒易于停留。在縫隙出口正前方產生淤堵，迫使水流向斜上方或斜下方滲流。縫隙上游區域等水頭線開始時近似同心半圓，與半井的等水頭線形狀相近，到后期稍有變化，縫隙進口的斜上方和斜下方等水頭線變稀疏，接近矩形。縫隙內部在進、出口附近等水頭線較密，中部稀疏，表明縫隙中部仍暢通。

與T1相似，圖11列出了T3、T5和T6第一次穩壓結束時縫隙附近的等水頭線，對應上游水箱水位分別為662 mm、660 mm 和780 mm，下游水箱水位為249 ～252 mm。T3縫隙附近的水頭損失相對較小，等水頭線較稀疏，但形狀與T1相似。T5、T6上游砂樣比下游細，上游等水頭線比下游密集，但形狀也與T1相似。T5縫隙內幾乎無等水頭線分布，說明縫隙內未被填充密實，等水頭線密集區在上游縫口。T6縫隙內則被填滿，等水頭線集中于縫隙進口段及上游縫口處。

圖10 T1縫隙前后區域等水頭線（單位：mm）

圖11 T3、T5和T6縫隙前后區域等水頭線（單位：mm）

4 縫隙滲漏變化過程的影響因素

在試驗中，砂樣裝填的密實程度可用孔隙率n表征，砂樣的粗細可用有效粒徑d10值表征。各試驗砂樣的孔隙率n可采用以下Kozeny-Carman公式反算［11］。砂樣d10值及算得的n值匯總于表4。

式中：K為上下游遠離區砂樣的初始滲透系數（見表3）；C為Carman常數，對于球形砂顆粒，該常數為4.8±0.3，這里取值為5［12-13］；D為砂顆粒有效粒徑，這里取d10值［11］；γw為水重度；η為水的動力黏度，根據試驗水溫取值；e為孔隙比；n為孔隙率。

為評估各試驗透水性變化程度，計算各試驗的單位流量qr：

式中：hu為距止水帷幕中線上游185 mm處的水頭值；hd為距止水帷幕中線下游185 mm處的水頭值。這里不采用上下游水箱的水頭差值是為了排除模型進出口處紗網的影響。

若單位流量的變化率μ=（穩壓初始單位流量-穩壓最小或最大單位流量）/穩壓初始單位流量，其值越大表明縫隙滲漏量降低越多，為負值時表示單位流量上升，縫隙滲漏量增加，其結果見表4。

表4 試驗結果匯總

從表4的結果來看，第一次穩壓時，T1、T5和T6的縫隙滲漏量逐漸降低，T2、T3和T4滲漏量增加；第二次穩壓時，所有試驗的滲漏量都降低。總體來看，上游砂樣越細，縫隙和砂樣尺寸比b/d85值越大，滲漏量降低越顯著。

從3.5和3.6節的結果來看，止水帷幕縫隙滲漏量下降的實質是由于砂樣顆粒移動和聚集導致了淤堵的產生，淤堵位置可能在上下游縫口、縫隙進出口或縫隙內，滲漏量增加則是淤堵的位置被疏通了。淤堵或疏通的過程伴隨著砂樣局部滲透破壞的發生，滲透破壞過程與級配、粒徑、密實程度及水力條件密切相關。以下分析這些因素對滲漏過程的影響。

4.1 砂樣特征砂樣特征包含砂樣級配、粒徑和密實程度幾個方面，這些因素決定了砂樣在滲流作用下的穩定性。

砂樣的粒徑可用相對值b/d85來表征。Valdes等開展了模擬試驗，認為此值小于5時，在縫隙進口處可由粗顆粒相互接觸頂托而產生“拱”效應，對后續的砂顆粒產生保護作用，避免砂樣大量涌入縫中；而當此值大于5 時，“拱”不能形成，保土作用消失［14］。從表4 結果判斷，T1—T4 的縫口可產生“拱”效應，砂樣未大量進入縫隙，淤堵主要上下游縫口的砂樣中產生；而T5 和T6 則不產生“拱”效應，砂樣可以大量進入縫隙。但T5縫隙內并未涌入大量砂樣，可能是由于T5上游砂樣密實程度較好（上游砂樣孔隙率最低），砂樣未發生流土破壞。

Raut認為，在級配穩定的砂樣中，粗細顆粒逐級接觸，使得細顆粒不易在滲流作用下移動，已經發生移動的細顆粒也容易被粗一級的顆粒攔截，而級配不穩定的砂樣（包括不連續級配、寬級配等）細顆粒容易移動，且由于級配缺陷細顆粒難以被攔截［15］。由圖3級配曲線判斷，S1的穩定性要優于S2，S2中的細顆粒更容易移動，但對于細顆粒的攔截能力弱于S1。因此，T1和T3的淤堵程度高于T2和T4，縫隙滲漏量下降更多。T2和T4中的細顆粒由于不能被下游砂樣攔截，大量移動到下游紗網處，見圖7（b）。這里可以推測，若T2和T4中下游砂樣采用級配穩定砂，則縫隙滲漏量的降低效果更顯著。此外，對比T2和T4，二者均采用S2，但T2的砂樣更密實（砂樣孔隙更細），對細顆粒的攔截能力稍強，因此滲漏量下降較T4顯著。

4.2 水力條件由圖7（b）坡降曲線來看，上下游縫口和縫隙進出口處的坡降急劇增大，而水流經過下游縫口以后坡降急劇減小。其原因在于，上游縫口處由于過水斷面減小導致坡降增加，為顆粒運動提供了驅動力，顆粒運動到下游縫口時，由于過水斷面增加而流速下降，顆粒在此處淤積導致坡降上升，此后的過水斷面增大且保持不變，坡降迅速下降，直至下游出口處紗網的攔截導致坡降又有所增加。

一般而言，在水平方向上，無黏性土局部發生滲透破壞需要的坡降值較小。因此，在預備試驗加載初期，可以觀察到下游出渾水現象。這個過程中砂樣細顆粒被水流攜帶向下游移動，但粗顆粒保持穩定，使得砂樣整體仍穩定。當上游縫口有“拱”效應保護時，進入縫隙內的粗顆粒不多，縫隙內可以保持暢通，僅細顆粒向下游運動。另外，由于較大的滲透力作用，使下游縫口處的砂樣承受了較大的水平推力，從而使縫隙出口斜上、斜下方的砂樣因開裂而變疏松，產生“蝶形”等水頭線，并使過水能力增加。但這個過程是短暫的，當壓力穩定后會逐步停止。

從圖9中觀察，幾乎所有試驗在水頭增加時，各區段滲透性增強；當水頭穩定時，滲透性逐漸降低。這表明止水帷幕縫隙的滲漏量下降需要相對穩定的水力條件，水頭增加的擾動因素是不利的。

4.3 縫隙幾何形態縫隙寬度影響b/d85值，從表面上看，縫隙越寬，砂樣涌入縫隙的可能性越大，縫隙越可能發生淤堵，但會導致總滲漏量增加［10］。對比T2和T4可知，縫隙較短時縫隙內的滲透系數較低，這是因為較短的縫隙容納能力更低，更容易被砂顆粒填充。縫隙彎折變化在本文試驗中未明確體現，但可以推測，除非縫隙中大量涌入細砂，所有試驗的縫隙內較為疏松，水流通暢，其形態變化產生的水頭損失幾乎可以忽略，彎曲縫隙可與等長直縫隙等效。

5 結論

本文采用自行設計制作的砂槽模型，開展了止水帷幕縫隙滲漏的試驗研究。基于試驗結果，得到以下幾點結論：（1）止水帷幕在縫隙后方回填時，通過其縫隙的滲漏量在水力條件穩定時可以逐漸降低，產生類似于“自愈”的效果，這為止水帷幕維持長期有效的截水能力提供了支持，但水頭升高則會破壞這一過程。（2）止水帷幕縫隙滲漏量下降的實質是砂顆粒移動和聚集導致淤堵的產生，淤堵的位置可能在上下游縫口、縫隙進出口或縫隙內。（3）粒徑較細的砂樣，淤堵的位置在縫隙內，縫隙滲漏量下降的效果最顯著；粒徑較粗、級配連續的砂樣由于上游縫口的粗顆粒保土作用，淤堵的位置在上下游縫口和縫隙進出口處，縫隙內保持暢通；下游回填級配不連續的砂樣時，縫隙滲漏量下降效果不佳。（4）下游縫口處淤積的砂顆粒分布不均勻，中部淤積較多，斜上方和斜下方較少，成為滲流通道。