淮北矿区朱仙庄煤矿地质及水文地质条件十分复杂，主采煤层8号煤开采时受顶板侏罗系砾岩含水层—“五含”以及新生界松散含水层“四含”地下水的严重威胁[1]。866-1首采工作面开采时曾发生顶板“五含”溃水溃沙事故，造成巨大经济损失[2]。为防止同类事故再次发生，需要对顶板水害进行预先治理。目前，顶板水害治理主要采用疏水降压[3-4]。由于该矿“五含”和“四含”分别与下伏石炭系太原组灰岩(以下简称“太灰”)及奥陶系灰岩(以下简称“奥灰”)有着极其密切的水力联系。太灰、奥灰与“五含”和“四含”呈现高角度不整合接触，太灰、奥灰地下水均通过隐伏露头补给“五含”和“四含”地下水，同时，“四含”通过与“五含”的角度不整合接触带补给“五含”。因此，作为8煤直接顶板的“五含”具有静储量大、水压高、补给条件好等特点，疏水降压不可行，因此，通过帷幕截流工程切断其水力联系再实施疏水降压工程，是朱仙庄煤矿实现8煤安全开采的必由之路，而复杂水文地质条件下大型帷幕截流工程效果评价对于工程质量控制具有重大意义。

20世纪60年代中期，针对岩溶大水矿区，我国矿山水文地质工作者提出了建造钻孔注浆帷幕堵截地下水流的方法[5]，帷幕工程的结束标准及注浆帷幕效果评价一直是重点和难点问题。如针对某岩溶大水铁矿，徐加夫等[6]从钻孔涌水量、注浆量、注浆压力、地表水位变化及帷幕体下围岩内部位移变化等评价注浆帷幕效果。周俊博[7]从钻孔注浆效果、压水试验以及检查孔效果等方面对广东凡口铅锌矿帷幕注浆截流效果进行了评价。剡公瑞等[8]通过采取隔河岩大坝灌浆帷幕后的岩芯进行扫描电镜试验，分析水泥结石和胶结的裂隙面力学参数，得到高压水泥灌浆后岩基的强度和刚度，评价注浆效果。众多学者采取不同的手段和方法评价帷幕注浆效果，大多从压水试验[9-10]、检查孔水位观测[11]以及采取检查孔岩芯[12]等方面进行评价，这些都是在某些局部地段取样或少量钻孔进行试验的基础上，进行注浆效果的分析，帷幕注浆工程整体效果的定量评价研究还相对较少，这可能导致帷幕工程某些地段薄弱带无法发现，影响工程的安全。因此需要采取可靠的手段方法来预测帷幕工程的整体截流效果。

自20世纪60年代以来，地下水流数值仿真技术开始应用于地下水工程计算中，并开发了一系列地下水仿真软件，如Modflow，Feflow等软件[13]。数值仿真技术具有方便灵活、适用性强的特点，目前，已广泛应用于地下水资源评价[14]、地下水溶质运移[15]以及地下水环境影响评价中[16]，而将地下水流数值仿真分析技术应用于多层、复杂接触、复合边界的复杂水文地质条件下的大型帷幕截流工程整体效果评价中具有非常明显的优势。笔者针对大型帷幕截流工程复杂水文地质条件的概化、大型数值模型的建立以及模型收敛性的控制方法等关键问题，在井下放水试验的基础上，通过相关技术概化朱仙庄煤矿复杂的水文地质条件，建立水文地质概念模型和地下水流数值模型，通过动态调整算法阻尼因子控制数值模型计算的收敛性，预测计算地下水头疏降至目标值后帷幕截流墙的残余水量，定量评价整体注浆截流效果，为8煤安全开采提供了科学依据。

1水文地质背景

淮北矿业股份有限公司朱仙庄煤矿位于安徽省宿州市东南，核定生产能力245万t/a，8煤层为主采煤层，平均厚10.03 m，占可采煤层总厚的69%，矿井水文地质类型为极复杂型。

井田内含煤地层均被新生界松散层覆盖，经钻孔揭露地层由老至新依次为:奥陶系、石炭系、二叠系、侏罗系、古近系、新近系和第四系。8煤顶板“五含”地层为侏罗纪砾岩，与太灰、奥灰呈不整合接触。该地层为侏罗纪下段的一层紫红色砾岩段，属山麓洪积相沉积，砾石分选性极差，主要成分为灰岩碎块，粒径0.2～7.0 cm，钙质胶结，钻探时见12～16 m洞穴，一般0.2～1.0 m，充填物有泥质、方解石和石膏等。“五含”侏罗系地层与太灰、奥灰呈不整合接触，后期沉积在太灰和奥灰的风化带上，经过地层压实之后，太灰和奥灰的碎屑石灰岩部分进入“五含”侏罗系地层，在与含CO2的酸性地下水反应后出现了岩溶，因此出现了罕见的侏罗系地层中存在岩溶的现象。根据勘探的钻孔统计，-300 m以上岩溶发育率为8.82%，-350 m以上13.2%，-400 m以上为0.83%。

井田内主要含水层有“四含”、“五含”、太灰和奥灰。其中“四含”全井田分布，在“五含”范围内富水性中等。“五含”具有厚度大、岩溶发育、富水性较强、透水性较好等特点[2]。太灰和奥灰含水层岩溶发育较好，富水性较好，水压较高。这些含水层均对8煤的开采有直接或间接的影响。

井田内8煤层开采导水裂隙带发育范围内各含水层水文地质条件极其复杂。“四含”直接覆盖在基岩各含水层之上，天然状态下与下伏各含水层通过基岩露头带发生水力联系。“五含”与“四含”及下伏奥灰含水层同样存在水力联系，“五含”水主要来自奥灰含水层补给，各含水层之间均通过直接或间接的方式与奥灰含水层发生水力联系，如图1所示。“五含”直接威胁着煤矿安全生产，需要提前进行治理。

图1 含水层之间的补给关系示意
Fig.1 Sketch map of recharge relationship between aquifers

2帷幕截流墙设计与施工

根据井田内8煤开采受到的水害特征分析，如果直接采用疏水降压方式对顶板“五含”水害进行治理，很难将“五含”水位降至安全水头，为此建造帷幕截流墙、切断各含水层之间的水力联系是朱仙庄矿顶板水害的治本之策。经过帷幕墙的可行性论证后，对其参数和建成指标进行了设计。

整个帷幕墙长度为3.13 km。帷幕墙的有效厚度为40 m，帷幕墙建设孔间位置为预设帷幕线五含顶底外扩10 m所圈闭的厚度范围，平均为60 m。如此长度、厚度和深度规模的帷幕截流工程在国内煤炭行业尚属首例(图2)。设计建造的帷幕截流墙主要技术参数:渗透系数小于1 Lu(折合渗透系数约为0.008 m/d);墙内“五含”水位降至-350 m时，帷幕墙截流率达到85%以上;帷幕截流墙的过水量不大于300 m3/h。

图2 帷幕截留墙平面位置示意
Fig.2 Plane position of curtain wall

帷幕截流工程于2015-12-15正式开工，2016年3月钻孔施工完毕开始注浆，2018年5月帷幕墙南北线基本贯通并试放水，至2018-08-16帷幕墙全线贯通，历时900余天，帷幕墙体建设完成。

3放水试验设计与过程

3.1放水试验设计与过程

为了检验帷幕截流墙的整体截流效果，为流场和涌水量预测提供技术参数，开展了井下放水试验。放水钻孔为SF2钻孔，放水层位为“五含”含水层。放水孔流量采用在线磁漩涡流量仪监测。“四含”、“五含”含水层观测孔分布帷幕墙内外，包含帷幕墙的端点处观测孔(S2孔和17-g12孔，17-观17孔和17-观14孔)以及帷幕墙南北线交界处(CJ20和17-g8)，其中“四含”观测孔9个，“五含”含水层观测孔22个(墙内10个，墙外12个)，共计观测孔31个，水位观测数据均采用无线自动传输至电脑终端。放水孔流量和观测孔水位观测实时数据均可在电脑终端随时查看。具体分布位置如图3所示。

图3 放水孔和观测孔位置
Fig.3 Location of discharge hole and observation holes

本次放水试验设计3个降深3个阶段。第1阶段调整放水孔流量，使墙内“五含”水位降至-120 m后稳定。根据该阶段的稳定放水孔流量以及观测孔水位，与1993年未建墙时开展的放水试验进行对比;第2阶段为调整放水孔流量，使墙内“五含”水位降至-220 m(“四含”底板)。根据该阶段放水孔流量以及观测孔水位，初步计算“四含”对“五含”的补给量;第3阶段为调整放水孔流量，使墙内“五含”水位稳定在-230 m。

放水试验于2018-08-16T13:00正式开始，9月16日13:00结束，历时31 d，共分为3个阶段：第1阶段为8月16日至8月20日，放水量较平稳，水量基本在100 m3/h左右;第2阶段为8月20日至8月25日，放水量波动较大，平均为224 m3/h;第3阶段为8月25后，放水量较平稳，波动较小，水量基本为150～170 m3/h，平均166 m3/h。放水孔历时曲线如图4所示。

图4 放水孔流量历时曲线
Fig.4 Discharge curve of discharge hole

根据放水期间实际观测水位数据(图5)可知，帷幕墙内“五含”初始水位除了84-14(南部)孔为-116.9 m以外，其他长观孔水位(北部)均在-70 m左右;帷幕墙外“五含”初始水位为-11.7～-21.1 m，平均约-17 m，东墙外水位较高，北墙外基本一致，墙内外水位差为50 m。“四含”17-20孔、17-22孔和02基观孔初始水位较高，为-29～-52 m，J2和工广初始水位均较低，为-72.3～-75.6 m。

放水试验期间，“四含”和“五含”长观孔的水位变化随着放水孔水量的变化分为3个阶段。第1阶段，放水量为100 m3/h，帷幕墙内“五含”水位呈现“平盘式”下降趋势，北部观测孔由-70 m降至-120 m左右，降深约为50 m，最大降速为22.72 m/d，南部84-14孔附近水位降幅相对较小，降深约为5 m;帷幕墙外“五含”水位降深约为1 m;“四含”水位略有下降，降深小于0.5 m。第2阶段，放水量平均为224 m3/h，帷幕墙内“五含”水位一直下降，北部观测孔由-120 m降至-220 m左右，降深约为100 m，最大降速为49.72 m/d，南部84-14孔附近水位降至150 m左右，降深约为30 m;受大水量放水的激发，帷幕墙外“五含”水位降深变大，约为5 m;“四含”水位下降幅度略有增加，降深为3～6 m;第3阶段，放水量平均为166 m3/h，墙内“五含”水位降幅急剧变小，从-220 m降至-230 m左右(历时10 d)，最终趋于稳定，墙外“五含”水位降幅较第2阶段略有减小，水位下降约5 m，“四含”水位同样趋于稳定。

放水试验末期，墙内“五含”水位降至-230 m，累计降深约160 m(除84-14孔外)，墙外“五含”水位平均降至-25 m，累计降深约11 m，帷幕墙内外水位差约为200 m，“四含”水位累计降深平均为10 m。太灰和奥灰受放水试验影响均较小，累计降深均为2 m左右。长观孔水位历时曲线如图5所示。

图5 长观孔水位历时曲线
Fig.5 Water level of observation holes

3.2放水试验结果分析

根据“五含”帷幕墙内初始水位和放水试验期间各长观孔的水位变化趋势可以看出，墙内北部水位降基本表现为同步下降，只有南部84-14附近初始水位和放水试验期间水位变化明显不同，可以推断，帷幕墙内“五含”可分为两部分，84-14附近以及北部区域，存在一个阻隔两部分水力联系的弱径流带。帷幕墙外“五含”水位变化基本一致，其水文地质参数可作为同一区域。放水试验期间，“四含”北区水位最大降深5.6 m，水位降至-6.8 m，南区最大降深为17.5 m，水位降至-89.8 m，疏降中心位于“四含”“五含”直接接触带的J2孔附近，因此，推断同样存在两个参数分区。“四含”和“五含”水文地质参数分区如图6所示。

图6 水文地质参数分区示意
Fig.6 Map of hydrogeological parameter

同时，根据“四含”水位随“五含”放水量的变化呈现“滞后”现象，且水位变幅与降深都较小，因此，可推断“四含”和“五含”之间的水力联系并不密切，“四含”降落漏斗基本位于J2观测孔附近,“五含”和“四含”主要通过J2与84-14孔附近的接触带发生水力联系，但补给量有限，其他地方两个含水层之间的水力联系极其微弱。

第3阶段，放水量为150～170 m3/h，观测孔水位和放水孔水量均略有下降，基本呈稳定状态。此时放水量由帷幕墙过墙水量、“四含”的补给量以及“五含”静储量组成，因此，可以确定此时帷幕墙的残余水量必定小于放水量170 m3/h。

通过以上分析，放水试验阶段“五含”水位降至-230 m时帷幕墙残余水量小于170 m3/h，但准确的残余水量尚不知。且疏干开采治理措施的最终目标需将“五含”水位降至-350 m，此时的残余水量、帷幕截流墙的整体渗透性以及截留率均需要预测计算，因此需要建立大型帷幕截流墙的数值模型，对这些关键参数进行预测和计算。

4地下水流数值模型

根据朱仙庄煤矿“五含”、“四含”、太灰和奥灰的接触关系(图1)，平面上将计算范围选定为包括整个“五含”、奥灰、太灰与其接触带以及井田工业广场，南部边界为Ⅳ勘探线，如图7所示。垂向上包含“五含”和“四含”以及相对隔水层共3层。

图7 模拟区平面范围图
Fig.7 Scope of simulation area on the plane

由于“五含”分布范围有限，从东向西厚度逐渐减小，至西部尖灭，即“五含”与“四含”在西部存在一定范围的直接接触带。为了刻画这种接触关系，在模型中的接触范围内将第2层的参数设为第3层(五含)的水文地质参数，第1层为“四含”的水文地质参数，如图8所示。

图8 东西向剖面示意
Fig.8 Cross-section in the E-W Direction

根据研究区地质及水文地质条件，模拟区边界条件概化为模型顶部为砂质黏土类隔水层(三隔)，底部边界为煤层顶板侏罗系砂泥岩相对隔水层，在模型中均概化为隔水边界。“四含”地下水基本由奥灰和太灰补给，从边界四周向“五含”排泄，“四含”与奥灰的接触关系可概化为变水头边界(AB和CD)，“四含”与太灰的不整合接触补给关系可概化为由下向上的补给项(EF和GH)，在模型中用GHB(General Head Boundary)模块进行刻画;北部为导水能力较弱的塔桥断层，概化为相对隔水边界(AD);南部为人工边界，该边界以南“四含”富水性及渗透性均较弱，通过该边界的流量较小，因此，该边界可概化为零流量边界(BC)。“五含”地下水有下伏奥灰和太灰补给，通过煤层开采排泄地下水，“五含”外边界均为隔水边界;太灰及奥灰与“五含”的不整合接触补给关系可概化为由下向上的补给项(IJ和KL)，模型中用GHB模块进行刻画，如图9所示，其数学模型[17]如下：

式中,H为水头，m;K为渗透系数，m/d;Ss为弹性释水率,1/d;C为水力传导系数，m2/d;t为时间，d;n为边界面的外法线方向;H0为初始流场，m;W为太灰、奥灰的补给量，m3/d;Hc为边界外的定水头,m;Ht为边界处的实际水头，m。

图9 水文地质概念模型示意
Fig.9 Hydrogeological conceptual mode

根据帷幕墙实际位置，在数值模型中通过设置帷幕墙范围内独立的、较小的渗透系数K来刻画帷幕墙这一人为边界(图6)。因为帷幕墙的作用就是通过注浆人为改变过水断面范围内的渗透系数来达到减少补给的目的。帷幕墙的初始渗透系数K可根据现场检查孔压水试验数据计算得出。帷幕墙现场检查孔实测渗透系数平均为0.003 m/d。在后期进行模型参数反演过程中，帷幕墙的整体渗透系数作为待反演的参数之一。

根据本区渗透介质空间分布特点，为了真实再现地下水的渗流规律，在满足模拟精度的前提下，模型剖分以20 m×20 m等间距剖分。模型横向上共剖分成420个单元格，纵向上共剖分成260个单元格;垂向上共剖分成3层，模型最终剖分成420行×260列×3层的单元体，共剖分成327 600个单元格，建立了朱仙庄煤矿大型地下水流数值模型，如图8所示。模拟计算时间为2018-08-16T13:00—09-08T13:00，共计23 d，根据放水过程以天为单位对模拟期进行离散化，共划分为23个应力期。数值模拟采用MDOFLOW软件的WHS求解器进行计算，参数设置为外部最大迭代次数为5 000，内部最大迭代次数为2 000，水位变化收敛标准为0.001 m，残差收敛标准为0.001 m，阻尼系数为1。

图10 数值模型示意
Fig.10 Sketch map of numerical model

5帷幕墙截流效果仿真分析

为了评价帷幕墙截流效果，以数值模型为工具，反演帷幕墙整体渗透系数、预测“五含”水位疏降至-350 m时的残余水量以及截流率，对放水试验进行仿真模拟计算[18-19]。

5.1模型收敛性控制

计算中由于“五含”西边界厚度小，底板标高相对较低，其地下水最先被疏干，模型中单元格容易出现干单元(dry cell)，从而影响模型计算的收敛性。模型收敛性的控制方法一方面在模型中设置干单元重新湿润(Rewet)进行干单元控制，另一方面通过动态调整阻尼系数来控制模型的收敛性。

MODFLOW软件中，水头迭代计算[20]按照以下公式计算。

其中,w为阻尼系数，其值为0～1;Hi，k+1为i单元内k+1时刻的水头；m为迭代次数。阻尼系数可使在每个连续的外部迭代中减少水头变化，使一个非收敛(振荡或发散)的求解过程变得更加稳定[21]。因此，在实际计算过程中需要根据模型的收敛情况动态调整阻尼系数，使模型快速收敛。例如，在一次迭代计算中，最初阻尼系数设置为0.8，计算过程中模型出现发散时，将阻尼系数调整为0.7，模型趋于收敛，继续调整为0.6，直到模型收敛为止。通过本次计算发现，WHS算法的阻尼系数在0.8～0.5动态调整时，模型基本趋于收敛。

5.2帷幕墙整体渗透系数反演

通过对放水试验3个阶段的数值仿真分析，通过不断调整各含水层的水文地质参数，来拟合观测孔实测水位与计算水位，使所有观测孔的实际水位与计算水位差的平方和最小，帷幕墙内外“五含”典型钻孔拟合曲线如图11所示。此时的参数即为含水层的反演参数[22]，最终确定的模型水文地质参数见表1。

图11 帷幕墙内外典型“五含”水位长观孔拟合曲线
Fig.11 Fitting curves of water Level of typical observation holes inside and outside curtain wall

表1 水文地质参数校正结果
Table 1 Correction results of hydrogeological parameters

含水岩组分区编号渗透系数K/(m·d-1)Kx=KyKz弹性释水率 Ss/m-1“四含”10.10.0011×10-620.50.00510.10.001“五含”21011×10-6310.140.40.001帷幕墙10.0050.005—

根据参数反演结果，“五含”参数分为4个区，第2区为放水试验主要范围，范围内有主放水孔和8个观测孔，放水试验期间，8个观测孔水位变化基本呈现“同步式”变化，水位降深基本一致，说明此范围内“五含”连通性好，渗透系数大，因此反演的渗透系数结果相应较大。第1区内只有一个观测孔84-14，放水试验期间其水位变化和2区变化趋势基本一致，但是下降幅度明显较小，说明第1区和第2区之间存在一个渗透系数较小“隔离区”以及自身渗透系数相对较小。第3区的渗透系数反演受到帷幕墙和自身渗透系数的综合影响。为此，反演的渗透系数结果基本和放水试验各区观测孔的水位变化情况相符。同时从图11可以看出，典型观测孔的水位拟合曲线拟合效果较好，仿真计算值与实测值的趋势基本一致，可以用该模型预测“五含”疏降工程的流场变化规律。

5.3残余水量计算与预测

在MODFLOW软件Zonebudge模块中读取墙内进入“五含”的水量。本次放水试验稳定时，墙内水位-230 m，墙外水位-27 m，地下水由墙外向墙内的残余水量约为50 m3/h。

在前述校正模型的基础上，按照疏降方案设计，在模型对应位置添加疏降钻孔，采用自然疏放方式，采用Drain边界[23]处理疏放钻孔，疏降标高设置为单元格底板标高，进行非稳定流计算，计算从-230 m(放水试验末期)疏降至-350 m时的帷幕墙残余水量。

根据数值模拟结果，自然疏放60 d后，墙内疏降至-350 m标高时，初始疏降水量约1 900 m3/h，稳定疏降水量约为220 m3/h。地下水由墙外向墙内的残余水量约为91 m3/h。此时帷幕墙内水位降至-350 m，墙外水位略有下降，水位约为-50 m，帷幕墙内外水位差约300 m(图12)，可以看出，帷幕墙体不存在明显的薄弱带。

图12 “五含”疏降至-350 m时水位等值线
Fig.12 Water level contour when the fifth aquifer is discharged to -350 m

5.4帷幕墙截流效果评价

(1)放水试验初始水位

由放水期间实际观测孔水位数据(图5)可知，帷幕墙内“五含”初始水位基本在-70 m;帷幕墙外“五含”初始水位为-11.7～-21.1 m，平均约-17 m，墙内外水位差较为明显，水位差为50 m。由此可见，帷幕墙施工完成后，其截流作用已开始显现。

(2)放水试验期间帷幕墙内外“五含”水位

放水试验末期，墙内“五含”水位降至-230 m，累计降深约160 m(除84-14孔外)，墙外“五含”水位平均降至-25 m，累计降深约11 m，帷幕墙内外水位差约为200 m，水压为2 MPa左右，墙内外水位相差明显。由图11中典型长观孔水位变化可知，放水试验期间，墙内水位变化较明显，前4 d放水量为100 m3/h，水位变幅约为-9 m/d，4～10 d放水量平均为224 m3/h，水位变幅约为-16 m/d，10 d后放水量平均为166 m3/h，水位变幅较上一阶段变小。墙外水位变化较小，前4 d变幅约为-0.2 m/d，4～10 d变幅约为-0.7 m/d，10 d后在疏放水量未发生大的变化时水位变幅较小。后期有趋于稳定的趋势。放水试验期间，帷幕墙内外水位降深、降幅差异均较大，可见帷幕墙的截流效果明显。

(3)帷幕墙整体渗透系数

由表1可知，放水试验仿真计算反演的帷幕墙整体渗透系数为0.6 Lu(折合渗透系数为0.005 m/d)，小于帷幕截流墙工程设计指标1 Lu(折合渗透系数为0.008 m/d)。同时，由施工阶段的压水试验实测数据可知，所有钻孔的终孔压水试验所计算的单位吸水率均小于1 Lu，达到了设计要求。

(4)帷幕墙过墙水量及截留率

根据数值仿真分析结果，“五含”水位疏降至-230 m时，地下水由墙外向墙内的残余渗水量约为50 m3/h，疏降至-350 m时，地下水由墙外向墙内的残余水量约为91 m3/h，小于设计要求的300 m3/h，其截流率达到95.26%。帷幕墙内外水位差达300 m，且帷幕墙体不存在明显的薄弱带。综上所述，该大型帷幕截流墙的截流效果显著。

5.5存在的问题

本次计算是根据放水试验揭露的水文地质条件对各含水层进行参数分区，通过数值模拟手段仿真再现放水试验过程并进行预测。由于放水试验观测孔数量有限，不能完全覆盖整个区域，可能局部参数设置会出现一些偏差。且数值仿真方法要求对区域复杂的水文地质条件进行高度概化，而在数值仿真软件中无法对复杂的边界条件进行完全概化，可能出现局部流场偏差。因此，需要根据实际工作中水文地质条件的不断揭露，对数值仿真模拟进行不断的完善。

6结 论

(1)开展了井下三阶段放水试验，结果显示随着放水量增加，帷幕墙内“五含”观测孔水位呈现三阶段变化，“四含”和墙外“五含”观测孔水位存在“滞后”现象且水位累计降深相对较小，可确定“四含”和“五含”之间水力联系较微弱;帷幕墙内外各处观测孔水位相差明显，最大可达200 m，可见帷幕墙截流效果好。

(2)建立了朱仙庄煤矿大型帷幕截流工程大型数值模型，该模型共剖分为420行×260列×3层，327 600个节点。通过将第2和第3层赋值为相同参数概化了“四含”和“五含”的高角度不整合接触关系，奥灰与“四含”的接触带概化为变水头边界，同时将奥灰、太灰与“四含”和“五含”的接触补给作为源汇项处理，很好的概化了多层、复杂接触、复合边界的水文地质模型。

(3)动态调整WHS算法的阻尼系数控制数值模型的收敛性。由于各地层复杂的不整合接触关系，数值模型在运算过程中容易出现不收敛现象。计算过程中根据模型的收敛情况随时对阻尼系数进行动态调整，使模型快速从发散向收敛稳定运算。通过本次计算发现，WHS算法的阻尼系数在0.8～0.5动态调整时，模型基本趋于收敛。

(4)综合分析了帷幕墙的截流效果非常明显。以放水试验观测孔水位实测数据为基础，反演了帷幕墙的整体渗透系数为0.6 Lu(折合渗透系数为0.005 m/d)，计算了放水试验期间的过墙水量为50 m3/h，预测了“五含”水位疏降至安全水头下的残余水量为91 m3/h，截流率达95.26%，定量评价认为帷幕墙截流效果非常明显。

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