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对于地基处理后的大坝进行安全评估，主要有如下方法。
（1）模型试验法。模型试验方法是采用一定的试验比尺，利用某些主要物理量的某种相似准则，对原结构及其周围环境进行一定比例的放大或缩小后，近似成试验模型和试验环境，通过对试验模型的测试和计算分析后，再将结果换算成原型结构的变化值，从而探求实际结构的变化规律和安全状况。模型试验方法与纯理论计算相比，分析难度小，现象比较直观，因而在工程技术界得到广泛应用。但是，这种方法耗资巨大，并且对于大坝而言，作为大型的建筑物，模型与实际大坝相比往往比例偏小，破坏相似性，使得试验结果不可信，有一定的局限性。
（2）弹塑性理论和有限元法相结合。在一定的假定条件下，建立工程结构的（理论或经验）物理模型，通过连续或离散的动、静力数值计算得到感兴趣的结构变化值，从而进行工程结构的分析和安全评价。但是，由于实际工程结构的客观复杂性，尤其是大体积水工混凝土结构（大坝和电站厂房等），受周边环境和施工质量等因素的影响，结构系统质量等特性分布不均匀，其力学参数、边界条件等与设计值难免存在差异，因此导致物理模型的计算分析结果与实际情况存在偏差，计算成果的精确度和可信度降低。
（3）大坝原型观测资料分析。通过对原型观测资料的分析处理，找出规律并建立相应的分析模型，根据建立的模型预测今后大坝的发展情况。按探求未知量的推求方向，观测资料分析可分为正分析和反分析两类。正分析是在系统结构及环境因素已知的情况下，对系统的变化进行计算或模拟分析，进而评价系统的实际运行性态，大坝安全监测正分析模型属于此类。反分析是通过对系统监测资料或测试数据的计算分析，反推系统结构或其环境影响因素中的未知量，通过实测变位或模态信息识别系统参数、荷载以及边界条件等属于此类。观测资料的正反分析是相辅相成的。通过反分析可以确定正分析过程中所需的某些未知因素；利用得到的反分析值进行正分析计算，又可以验证反分析的可靠性。正反分析现已成为解决实际工程问题的有力工具，在水利工程等诸多领域得到深入发展和广泛应用。
为对高压旋喷桩处理后的大坝安全和高压旋喷桩质量进行评价，主要进行如下研究。
高压旋喷桩在含有较多漂石大地层中，加固效果可能会有所降低，因此基础处理前需先进行现场试验，以验证处理效果，同时研究确定施工参数，为大坝基础处理提供设计方案及参数。试验区选择在地基加固区，试验区面积约520m 2 ，按生产桩的8%作为试验桩，共布置50根试验桩，桩间距同生产桩。灌浆水泥采用硅酸盐或普通硅酸盐水泥，强度等级为42.5。要求成桩后，桩体最小直径不小于1.2m，桩体28d抗压强度不小于3MPa。
通过对坝基高压旋喷桩进行静载试验、旁压试验、跨孔波速、瑞雷波、桩身检测等多项手段检测，检测试验方法见“2.2高压旋喷桩、防渗墙及帷幕检测技术应用”，加固后复合地基各项物理力学性质均得到不同程度的提升，从地基承载力看，提高幅度比较大，提高值达一倍以上，但从波速上看提高幅度不是很大，但也在15%～30%之间。整体来看，高压旋喷桩改善了坝基河床天然地层的不均匀特性，明显提高了坝基河床砂卵石层整体承载能力和抗变形能力，达到了设计的预期目的。
地基处理直接影响到大坝的沉降进而影响到大坝的安全，故采用数值模拟的手段对地基处理前后竣工期及蓄水期坝基部位位移场的垂直变化量进行比较。
（1）计算模型。根据最终设计图、大坝填筑和蓄水计划，以及开挖和基础处理说明，考虑坝体分区、施工程序及加载过程，并考虑到防渗墙的连接形式和地基处理方式对坝体及坝基进行剖分，建立三维有限元模型，见图2.1。
图2.1 有限元计算模型
（2）工况设置及参数。本仿真研究设定的计算工况为：工况1为深覆盖地基未经处理的情况；工况2为经强夯和固结灌浆处理的地基；工况3为高压旋喷桩和换填处理的地基。
根据已完成的大坝基础处理旋喷桩试验成果，对大坝基础处理前、原初设方案（强夯+固结灌浆）和高压旋喷+换填基础处理后进行三维有限元对比计算分析。其设计参数见表2.8。
表2.8 河口村大坝三维有限元设计参数表（工况1）
原初设强夯+固结灌浆方案处理，因未做试验，其处理后的变形指标系根据工程类比确定（见表2.9）。
表2.9 河口村大坝三维有限元设计参数表（工况2）
高压旋喷桩地基处理的地层，根据试验结果对变形参数进行修正（见表2.10）。
表2.10 河口村大坝三维有限元分析材料设计参数表（工况3）
（3）计算结果与分析。根据三维有限元计算，采用高压旋喷桩及换填基础后，大坝竣工期和运行期最大沉降分别降低为117.9cm和119.6cm （坝基处理前145.8cm，原初设强夯处理坝基为127.2cm），防渗墙-连接板-趾板-面板之间接缝的三向变位的明显提高；最大变形是周边缝的错动21.1mm （坝基处理前35.2mm，原初设强夯处理坝基为29mm ），趾板-连接板错动量最大达28.8mm （坝基处理前50.8mm，原初设强夯处理坝基为36.4mm），连接板-防渗墙相对沉降量39mm （坝基处理前52.2mm，原初设强夯处理坝基为47mm）。坝基覆盖层旋喷灌浆处理前后坝体变形、应力对比见表2.11。
表2.11 坝基覆盖层旋喷灌浆处理前后坝体变形、应力对比表
根据分析可知，高压旋喷桩+换填处理后的地基，变形大大减少，计算成果都能达到设计要求。
根据大坝沉降观测埋设仪器，在大坝0+140断面，基础高程170.00m处，埋设了水平固定测斜仪，总计63个测点，点间距5m、6m、7m，用于监测大坝基础沉降。
大坝基础沉降观测从2012年5月初开始观测，根据坝基水平固定测斜仪观测情况（见图2.2）；截至2016年，监测结果表明，当前坝基最大沉降为774mm，位于坝轴线下游51m （坝轴距0～51m），但坝基上游采用高压旋喷桩处理的范围（坝轴线上游0+140～0+193）沉降值约为12～150mm；反映坝基上游段采用高压旋喷桩加固效果良好，能够确保大坝上游防渗墙—连接板—趾板及周边缝的变形在设计控制范围之内。其次从坝基沉降曲线（见图2.3）可以看出坝轴线上游坝基沉降曲线相对平缓，从坝轴线下游曲线变陡，开始呈逐渐加大趋势，这也和坝轴线上游原河床下挖10m （原河床上游高程175.00m，下挖到165.00m），挖除了第一层坝基壤土夹层有很大关系，也说明坝轴线上游挖除10m （挖除第一层壤土夹层）是合适的。这一层挖除后减缓了坝轴线上游大坝的沉降，提高了坝轴线上游的整体变形能力。由于坝轴线下游基础仅清除表面，虽然在施工期坝轴线下游也有部分壤土夹层被挖出，但坝轴线下游坝基下四层壤土夹层未完全挖掉，造成坝轴线下游沉降加大，这也和坝基的实际地层状态相吻合，但由于坝轴线下游距离上游面板较远，同时施工期大坝加速了沉降，提高了坝轴线下游坝基的整体变形能力，其次由于自2013年底坝体填至高程286.00m （基本到坝顶）后再未进行填筑施工，坝基沉降变形速度随之逐渐趋缓，当前坝基总体沉降变形已基本稳定。
图2.2 大坝坝体及坝基0+140断面沉降综合观测曲线图
图2.3 坝基沉降变形分布曲线图
为监测坝体沉降变形，在桩号0+080、0+140和0+220监测断面，高程223.50m、244.50m和260.00m不同共布置7套振弦式水管沉降仪，其中0+080断面2套，0+140断面3套，0+220断面2套，每套仪器在坝后坡设置一个观测房。每套仪器按不同高程（自上而下）沿上下游方向各布置5个、7个和10个测点。沉降变形分布曲线及时间过程线见图2.4～图2.9。监测结果表明：
图2.4 0+080断面、高程244.50m坝体沉降变形分布曲线图
图2.5 0+080断面、高程223.50m坝体沉降变形分布曲线图
图2.6 0+140断面、高程244.50m坝体沉降变形分布曲线图
图2.7 0+140断面、高程223.50m坝体沉降变形分布曲线图
图2.8 0+220断面、高程244.50m坝体沉降变形分布曲线图
图2.9 0+220断面、高程223.50m坝体沉降变形分布曲线图
（1）0+080断面最大沉降为475mm （高程244.50m，坝轴距0-010.0m，CS5-6-5测点）。
（2）0+140断面最大沉降为577mm （高程223.50m，桩号0+038.0m，CS5-3-4测点）。
（3）0+220断面最大沉降为578mm （高程223.50m，桩号坝下0-071.0m，CS5-510测点）。
大坝坝体沉降随着填筑高程（时间）增加而增大，静置期随着时间增加而增大，但增幅有所减小，现阶段坝体沉降逐渐趋稳。
根据以上观测资料分析，目前坝体及坝基累积最大沉降约为1097mm，位于坝轴线下游46m （坝轴距0-46）处。根据大坝三维有限元计算，河口村水库坝高122.50m，竣工期和运行期大坝最大沉降分别为117.9cm和119.6cm （处理前145.8cm），实测观测资料未超过大坝三维有限元计算成果。坝轴线下游目前最大坝高116m，坝基覆盖层厚度39m，大坝坝体及坝基总高度155m，现阶段最大沉降量约占总高度的0.70%，未超过正常堆石坝沉降的1%，也说明坝体沉降属于正常。
综上所述，大坝坝基采用高压旋喷桩加部分换填处理后，提高了大坝坝基整体变形的能力，大坝坝体及面板的各种变形、大坝面板、趾板、防渗墙等各种接缝变形控制在大坝允许的设计范围之内，解决了面板、趾板、连接板与防渗墙接缝变形超量的问题，充分反映大坝的基础处理方案是可行的，达到了设计预期的效果。此方案实施后，通过了专家评审和蓄水安全鉴定。