## 用于减轻渗流–漫顶堤防破坏的内部HDPE–PP防渗墙全尺寸试验评估

《Water》：Full-Scale Experimental Evaluation of Internal HDPE–PP Cut-Off Reinforcement for Mitigating Seepage–Overtopping Levee Failure

　　

在长时间高水位条件下，漫顶前的渗流可削弱堤防并加速溃决发展。本研究考察了在连续渗流–漫顶条件下，采用内部高密度聚乙烯–聚丙烯（HDPE–PP）防渗墙加固的全尺寸砂质堤防。采用与既往未加固试验相同的几何尺寸和可比的试验程序，对单一加固堤防进行了测试。试验以1–2 m³/s的入流量持续约40 h以诱发渗流，随后增大入流量以诱发侧向漫顶。采用孔隙水压力、分布式温度传感（DTS）以及可见光与热成像对水力响应和破坏进程进行了表征。加固堤防在渗流阶段表现出较低的背水侧孔隙水压力，且未见可见渗流逸出。在漫顶过程中，可见表面侵蚀的发展较既往未加固的渗流–漫顶工况更为缓慢，但仍大于仅漫顶工况。出露后，HDPE–PP防渗墙暂时阻挡了漫顶水流，随后墙体连续性的局部丧失导致水流集中和快速侵蚀。上述结果表明，在试验条件下，HDPE–PP防渗墙加固可减轻与渗流相关的劣化并延迟后续漫顶破坏，但先前渗流的不利影响并未被完全消除。

**研究背景与问题**

河流堤防在洪水事件中可能先经历长时间高水位，继而发生漫顶。在重大洪水事件中，堤防往往依次经历多种水力过程，而非受单一破坏机制作用。长时间高水位可诱发堤身内部渗流与渐进饱和，当河道水位超过堤顶时则发生漫顶。在这种连续的渗流–漫顶条件下，渗流期间堤防内部水力状态的改变会影响其随后抵抗漫顶的稳定性。该问题对老化堤防尤为重要，因为非均质材料、劣化以及反复暴露于高水位条件可能进一步增加其脆弱性。堤防破坏通常与漫顶、渗流、结构失稳和施工缺陷有关。漫顶通过水流剪应力使土颗粒从背水侧坡面剥离而引发表面侵蚀，持续侵蚀可形成集中过流路径、局部冲刷、堤顶坍塌，最终导致溃口扩大；渗流则增大孔隙水压力、降低有效应力与抗剪强度，可能促进内部侵蚀，包括集中渗漏侵蚀、反向侵蚀管涌、潜蚀和接触侵蚀。已有大量室内与大尺度试验分别研究了这些破坏机制，近期研究还考察了漫顶溃口发展及内部排水或结构构件对堤防破坏的影响。Kang et al. [10] 的全尺寸试验表明，与仅漫顶条件相比，先前渗流显著加速了随后的侧向漫顶破坏，说明漫顶前堤防的内部水力状态可强烈影响溃口发展进程。

在加固措施方面，表面加固技术可提高抗侵蚀能力并延缓漫顶期间的坡面侵蚀与溃口发展；内部加固措施如防渗墙、板桩、水泥土或土壤混凝土屏障则用于控制通过堤身和地基的渗流。Tran-Nguyen et al. [24] 评估了湄公河三角洲土堤中的水泥土深层搅拌墙，现场监测表明土壤混凝土墙可有效减少堤身渗流并提高整体稳定性。然而，这些加固功能大多被分别研究，关于内部渗流控制加固能否抑制长时间高水位期间的劣化、并在随后漫顶时延缓侵蚀、堤顶坍塌与溃口发展，尚缺乏试验证据。HDPE–PP屏障作为一种替代性内部渗流控制措施也受到关注，Kang and Lee [27] 通过准真实尺度试验表明，安装在横向结构物周围的HDPE–PP屏障可改变渗流行为并限制堤内优势渗流路径的发展，但该研究主要关注渗流控制性能，其效益能否延伸至随后的漫顶与溃口发展尚未得到充分评估。

因此，本研究通过试验考察在连续渗流–漫顶条件下采用内部复合HDPE–PP防渗墙加固的堤防的水力响应及随后的溃口发展，特别关注墙体在漫顶过程中出露后的行为。研究采用与既往未加固试验相同的堤防几何尺寸和可比程序，对全尺寸加固砂质堤防进行测试，利用孔隙水压力与主动DTS评估内部渗流行为，利用可见光图像分析量化漫顶诱发侵蚀与溃口发展的时间进程，并应用红外热成像识别漫顶期间表面状况的空间差异以补充可见光图像的几何信息。研究主要目的是考察内部HDPE–PP防渗墙限制渗流扩展的堤防是否表现出降低的漫顶前水力响应以及从表面侵蚀到大规模溃决的延缓进程。由于对比依赖已发表的未加固试验而非同期重复对照试验，结果被解释为试验条件下的描述性证据；此外还考察了红外热成像作为解释漫顶诱发破坏的补充方法的适用性。

**主要技术方法**

研究在韩国建设技术研究院（KICT）河流实验中心（REC）开展全尺寸试验，试验场地与既往未加固试验相同，堤防高2.5 m、长12 m、宽4 m，边坡1:2，堤顶设约0.2 m宽浅槽以诱发预定位置的侧向漫顶；堤内漫顶槽下方安装由约50 cm×50 cm、厚0.5 cm的HDPE–PP模块化面板构成的复合防渗墙，面板侧边通过凸凹互锁横向连接、上下通过T形连接件以螺栓–螺母紧固，墙体伸入槽底以下约0.5 m，属部分深度屏障。堤身材料分层填筑并以1吨压路机每约0.5 m压实。试验分渗流与侧向漫顶两个连续阶段，先以约1–2 m³/s入流持续约40 h，再增大入流诱发漫顶。监测包括上游声学多普勒流速剖面仪（ADCP-SL）测流、数字压力传感器（KELLER Series 26Y）与压力式水位记录仪（OTT Orpheus Mini）测孔隙水压力（传感器布设于z = ?0.5 m的Line 1–3，分别位于墙迎水侧3 m及背水侧3 m和5 m）、主动DTS（基于拉曼背散射，14 s记录间隔）、固定机位4K可见光图像分析（人工识别与基于颜色的K-means聚类，量化投影二维侵蚀面积比），以及FLIR T530红外热像仪（320×240非制冷微测辐射热计，7.5–14 μm，热灵敏度<0.04 °C，精度±2 °C或读数的±2%）的定性热成像。需注意加固堤料中值粒径d₅₀为3.3–4.5 mm（讨论与结论中记为4.3 mm），未加固堤为约2.5 mm，且未测定细粒含量、干密度、含水率、渗透系数与抗剪强度参数。

**研究结果**

*3.1. 复合HDPE–PP防渗墙堤防的渗流响应*：在约40 h渗流阶段连续监测孔隙水压力，与既往未加固渗流试验相比，峰值响应时Line 2压力水头由约1250 mm H₂O降至约650 mm H₂O（绝对降低约600 mm H₂O，相对降低约48%），Line 3由约1100降至约570 mm H₂O（绝对降低约530 mm H₂O，相对降低约48%）；渗流阶段大部分时间内背水侧压力响应均较低，约23 h后入流增至约2 m³/s时差异尤为明显。尽管本次入流略高，背水侧压力增量却明显更小，且随距迎水侧距离增加响应逐渐延迟和减弱，与渗流向背水侧扩展受限一致；但墙后传感器在约6、14、22 h仍出现压力升高，约23 h后最为显著，说明防渗墙并未完全阻止背水侧水力响应。主动DTS显示墙迎水侧温度变化明显，约24–27 h孔隙水压力显著升高期间迎水侧温度由约29 °C降至22 °C（ΔT ≈ ?7 °C），背水侧则稳定在约35–36 °C，两侧温差由约6–7 °C增至约13–14 °C；墙后由压力传感器识别的水力响应并非总能在DTS中清晰分辨，DTS被视为补充指标而非渗流的直接定量量度。可见光观测中，未加固堤在约1–2 m³/s连续入流下背水侧坡面出现可见渗流逸出，而加固堤在整个约40 h渗流阶段未见可见渗流逸出。综合较低背水侧孔隙水压力与墙后有限的DTS温度响应，结果与HDPE–PP防渗墙在漫顶开始前限制了渗流在堤内的扩展相一致，但未见逸出与明显DTS响应并不排除低于视觉与热探测限的渗流。

*3.2. 复合HDPE–PP防渗墙堤防的漫顶破坏*：渗流阶段后入流增至约4 m³/s诱发侧向漫顶，以图像表面损失分析评估破坏进程。在初期约210 s（3.5 min）内，加固堤的表面损失形态与既往试验视觉上相似，侵蚀围绕漫顶槽与背水侧坡面逐渐发展；此后差异显现，未加固渗流–漫顶试验中表面侵蚀迅速发展为堤顶坍塌与集中过流路径扩大并加速溃口发展，而加固堤表面损失进展相对平缓、由局部侵蚀向快速表面损失的转变被延迟。时间序列比较显示三种工况在漫顶早期趋势相近，随后差异增大；在约4.5–5.5 min的快速破坏阶段，未加固渗流–漫顶堤表面损失比增速约为35个百分点/min，加固堤约为13个百分点/min，明显更低；但后期观测中加固堤表面损失仍大于仅漫顶工况。上述结果表明内部HDPE–PP防渗墙与未加固渗流–漫顶工况相比可减缓漫顶诱发破坏进程，但并未使堤防响应恢复至仅漫顶工况水平；这些速率仅为投影图像表面损失比的近似变化率，不应解释为体积侵蚀速率。

**讨论与结论**

讨论指出，内部复合HDPE–PP防渗墙的主要贡献不在于阻止漫顶初期表面侵蚀，而在于改变大规模溃口发展前的破坏过程。渗流阶段加固堤背水侧孔隙水压力较低且无可见渗流逸出（尽管入流略高），主动DTS在墙后温度响应有限，表明防渗墙限制了渗流向背水侧扩展，可能因此限制了漫顶前高度饱和状态的发展，但饱和度与土体强度未被直接测定；表面损失比仅为投影二维图像指标，不直接量化侵蚀体积或堤顶坍塌的准确时刻，故主要作为三种工况间可见表面侵蚀相对进程的指标。漫顶前水力状态的差异似乎影响了后续破坏过程：先前渗流通过促进快速侵蚀与堤顶坍塌加速漫顶破坏，防渗墙虽减缓表面损失进展，但后期仍大于仅漫顶工况，说明先前渗流的不利影响依然存在，加固是减轻和延迟破坏进程而非恢复至仅漫顶行为。漫顶初期约210 s内，内部防渗墙并未直接阻止裸露土体表面的侵蚀；随着侵蚀发展和墙体出露，加固效果更为明显：约9.5 min时出露墙体仍阻挡漫顶水流并限制侵蚀断面立即扩大，约10.5 min时相邻面板连接处发生局部破坏导致墙体连续性丧失，漫顶水流随后经开口集中下泄，在受控入流条件下背水侧流量增加伴随漫顶槽水位相对降低，部分残留墙体仍局部阻挡水流。因此，加固堤的延迟溃决可解释为两个先后效应的结果：漫顶前限制渗流扩展，以及内部墙体出露后对集中漫顶水流的物理抵抗；但本试验未设计区分二者贡献。防渗墙并未完全阻止溃防破坏，一旦连接处局部丧失连续性，水流即集中并引发快速局部侵蚀与溃口扩大，表明模块化防渗墙系统的结构连续性与连接强度在加固体直接暴露于漫顶水流后可能成为关键，尽管本研究未独立测定连接的破坏模式与承载能力；未来加固设计应不仅考虑渗流控制性能，还应考虑后侵蚀过流条件下墙体连接的结构完整性。红外热成像提供了漫顶过程中侵蚀表面空间状况的补充信息：与可见光图像结合解读时，侵蚀基本停止区域与表面劣化仍活跃区域呈现不同的热特征，这些空间温差并非总能仅凭可见光图像清晰分辨；约9.5–10.5 min时背水侧坡面已大量损失而部分防渗墙仍完好，温度较低的漫顶水在残留墙体周围形成明显热对比，可识别出出露墙体继续阻挡漫顶水流的位置，说明热成像不仅能补充表面侵蚀的空间进程信息，还能提供加固体在周围土体大量损失后残余阻流功能的信息。但热像仪分辨率为320×240像素，远低于4K可见光图像，未尝试两种成像方法间侵蚀面积的直接定量比较，热成像仅作为定性的补充工具，热对比未作为侵蚀活动量度单独验证；表面温度还受含水率、水膜、日照与遮蔽影响，且42 h试验期间未连续监测气温、太阳辐射与风速等气象变量，环境对DTS与IRT响应的影响无法与实测温度变化定量分离。此外，对比还需考虑堤身材料差异：尽管几何尺寸与总体程序可比，加固堤料中值粒径为4.3 mm而未加固堤为2.5 mm，全尺寸填筑下离散取样粒径分布未必能完全代表整个堤身的空间变异性；较粗材料通常预期具有更大渗透系数，因此加固堤较低的背水侧孔隙水压力难以仅用粒径差异解释，与HDPE–PP防渗墙的有益渗流控制效应相一致，但粒径分布差异也可能影响渗流发展、抗侵蚀性、饱和度与溃口发展，且渗透系数等相关土性未直接测定，其各自影响无法定量分离，观测差异不应完全归因于防渗墙，需采用相同堤身材料和重复试验进一步定量区分加固效应。

结论部分译文如下：本研究开展了全尺寸堤防试验，考察在连续渗流–漫顶条件下采用内部复合HDPE–PP防渗墙加固的堤防行为，并与既往未加固试验结果进行比较。在约40 h渗流阶段，尽管入流略高于既往未加固试验，加固堤表现出较低的背水侧孔隙水压力响应，且背水侧坡面无可见渗流逸出；主动DTS在防渗墙迎水侧显示明显温度响应而墙后响应有限。这些观测与背水侧渗流扩展受限相一致，但饱和度和土体强度变化未被直接测定。漫顶期间，加固堤与既往试验工况在最初约210 s内呈现相似的初期侵蚀形态，表明内部防渗墙在墙体自身出露前并未阻止裸露土体的侵蚀；此后加固堤表面损失进展较未加固渗流–漫顶堤缓慢，但仍大于仅漫顶工况，表明防渗墙减轻并延迟了先前渗流的不利影响，但未使堤防响应恢复至仅漫顶工况水平；表面损失比代表投影图像面积损失，应与溃口体积及堤顶坍塌时刻相区分。侵蚀使HDPE–PP防渗墙出露后，墙体阻挡漫顶水流直至漫顶开始后约10 min，此后部分残留段仍局部阻挡水流；一旦墙体段间连接处发生局部连续性丧失，水流经开口集中，随后发生快速局部侵蚀与溃口扩大。观测行为可解释为两个效应的序列：漫顶前限制渗流扩展，以及墙体出露后对集中水流的物理阻挡。因此，模块化防渗墙的实际应用应将连接的结构连续性和抗漫顶水流能力与渗流控制性能一并考虑。红外热成像为表面状况的空间差异以及残留墙体继续阻挡水流的位置提供了补充性定性信息。加固堤与既往未加固堤的中值粒径（d₅₀）不同（分别为4.3和2.5 mm），入流条件不完全一致，且试验未重复，因此观测差异不能定量地完全归因于HDPE–PP防渗墙；需采用相同堤身材料和更严格受控水力条件开展进一步重复试验以量化加固效应。在上述局限范围内，本全尺寸试验表明内部防渗加固不仅可影响渗流行为，还可影响随后漫顶诱发堤防破坏的进程。