大藤峽二期圍堰結構和滲控安全性研究

左永振,陳 良,徐 晗,李 波,陳勁松

(1.長江水利委員會長江科學院,湖北 武漢 430010;2.廣西大藤峽水利樞紐開發有限責任公司,廣西 桂平 537200)

大藤峽水利樞紐工程位于珠江水系西江流域黔江干流上,為紅水河梯級規劃中最末一個梯級,是以防洪、航運、發電、補水壓咸、灌溉等綜合利用的流域關鍵性工程[1-3]。大藤峽水利樞紐施工導流采用二期導流方式[4],一期導流先圍左岸,江水由束窄后的右岸河床過流,左岸主體工程建成后再實施二期大江截流,在二期施工導流期間,為獲得工程前期經濟效益和施工期通航要求,需要利用二期上游圍堰擋水,滿足施工期首批機組發電和施工期永久船閘通航的要求;根據施工進度安排,二期圍堰擋水歷時30多個月。

土石圍堰是水利水電工程使用中廣泛采用的圍堰型式,能適應不同的地質條件并充分利用開挖棄渣,便于機械化施工。圍堰防滲措施種類有很多,其結構形式大體分為兩類,一類是土質防滲體,在水中拋填成心墻,水上干地填筑;另一類是水下堰體和基礎用垂直的造孔防滲墻,水上堰體為土質防滲體或其他防滲結構。目前國內建成的土石圍堰高度超過50 m的比較多,如:雙江口上游圍堰[5],圍堰高56 m,防滲體采用單排1.0 m厚混凝土防滲墻;大崗山上游圍堰[6],高53.5 m,防滲體采用0.8 m厚混凝土防滲墻上接土工膜斜墻;梨園上游圍堰[7],高65.5 m,防滲體采用0.8 m厚混凝土防滲墻上接土工膜;向家壩二期上游圍堰[8],堰高59.0 m,防滲體采用0.8 m厚混凝土防滲墻上接土工膜心墻;三峽二期圍堰[9],堰高82.5 m,最大擋水水深79 m,采用1.0 m厚兩道防滲墻上接土工膜心墻;葛洲壩二期圍堰[10],最大堰高50 m,全斷面采用兩道混凝土防滲墻。上述圍堰中大部分圍堰僅洪水時段需要高水位擋水運行,其他時段均可在低水位擋水運行。

大藤峽二期圍堰需要經歷2個汛期并擋水發電,雖然是臨時建筑物,但攔蓄總庫容達到16.94億m3,按水利水電工程分等指標,其工程規模達到大(1)型,因此二期土石圍堰的設計是大藤峽水利樞紐工程的重大關鍵技術之一,為保障二期深水圍堰工程安全,針對二期深水圍堰結構和滲控安全性進行了論證研究。

1 大藤峽二期圍堰的特點

大藤峽二期圍堰特定的工程性質和所承擔的任務,決定了它的技術難度,其主要技術特點如下。

a)二期圍堰填筑工程量大,二期上下游橫向土石圍堰總長約780 m,圍堰最大高度50.30 m,土石方總填筑量223×104m3,混凝土防滲墻1.34×104m2,工程規模在國內同類工程中居于前列[11]。并且施工工期短,二期圍堰要在一個枯水期內完成全部施工,施工強度大。

b)圍堰長期高水位擋水國內罕見,攔蓄庫容大,攔蓄庫容16.94億m3,保護下游重要防洪城市,安全穩定性要求高,圍堰結構須保證長期高水位運行安全。為滿足通航、發電水位要求,圍堰需持續高水位擋水,最大擋水水深48.8 m,并經歷2個汛期擋水發電,在國內同類工程中罕見。

c)圍堰由擋枯水期堰體及上部加高堰體組成,擋枯水期堰體需要在水下拋填填筑施工,拋填最大設計水深約26 m,防滲結構采用單排塑性混凝土防滲墻型式。圍堰水下拋填最大深度約26 m,堰體61%為直接水下拋填施工,水下拋填形成堰體的過程非常復雜,堰體密度的影響因素較多,對圍堰安全運行造成不利影響,對圍堰斷面結構設計提出了更高要求。

d)圍堰范圍內基巖巖性主要有砂巖、粉砂巖、泥質粉砂巖和泥巖等,多為全風化—強風化狀態,巖體側向順層風化嚴重[12],并為全風化巖體與弱風化巖體互層。為充分利用工程開挖棄料,包括黏土、石渣、塊石料等均是圍堰填料,填料性質雜亂,嚴重制約了圍堰斷面結構形式。

2 主要研究方法

二期土石圍堰的安全性主要取決于其防滲體系的安全性。二期土石圍堰防滲型式為混凝土防滲墻上接黏土心墻防滲,堰體水下部分主要由開挖石渣料及砂礫料水中拋填形成,并在拋填體中成槽澆筑塑性混凝土防滲墻,水上部分接碾壓黏土心墻及石渣料等堰體。混凝土防滲墻安全性取決于堰體材料的物理力學特性。采用室內堰體與防滲墻特性參數試驗、數值模擬對比分析相結合的方法進行研究,最后提出合理的結構型式。

主要開展的工作包括:拋填料的水下密度休止角試驗,拋填料與碾壓料的力學特性試驗,圍堰整體離心模型試驗,塑性混凝土配合比設計,圍堰應力變形計算,滲透穩定性分析,斷面優化設計等內容。研究的技術路線見圖1。

圖1 研究的技術路線

3 填料工程特性試驗

圍堰填料主要開展了3方面的研究:拋填料的水下拋填密度及水下坡角的離心模型試驗;堰體填筑料工程特性及其應力應變關系;堰體填筑料與塑性混凝土防滲墻接觸特性。

3.1 拋填料的水下拋填密度與休止角

水下拋填是圍堰工程常用的施工方式,塊石、砂、砂礫石及石渣料等散粒料常被用作拋填料[13]。由于堰體是在水下拋填的,不像在陸地上可以控制壓實密度,拋填的堰體到底能夠形成多大的密度在設計中是關注的重點[14]。離心機模擬技術可以較好地解決這一難題,其原理是:將縮小尺寸的模型置于高速轉動的離心機中,借助離心加速度來補償因幾何尺寸縮小引起的自重應力損失,能使模型的自重應力場與原型一致[15]。

大藤峽二期圍堰拋填料來源復雜,為此開展了5種材料的離心模型試驗,試樣的最大粒徑為20 mm,在模型箱上部堆填樣品,當離心加速度逐級增大至設計加速度70g時,啟動電動提升裝置,將模型箱中部隔板拉出,隔板上部填料拋填至模型箱下部的水中。試驗成果見表1。

表1 加速度70g條件下的水下拋填密度試驗成果

材料類型和級配對水下拋填密度影響比較顯著,拋填料一般可以達到稍密—中密狀態,當礫石磨圓度較高、級配較優下可以達到密實狀態。離心模型試驗確定的水下拋填密度和休止角成果,為斷面優化設計提供了試驗依據。

3.2 拋填料與碾壓料的力學特性

拋填料和碾壓料進行了三軸剪切、壓縮、滲透變形等力學試驗,拋填料的試驗密度采用離心試驗確定的相對密度,計算最大粒徑60 mm所對應的干密度,碾壓料為設計孔隙率對應的干密度。

拋填料和碾壓料的三軸剪切試驗,試樣尺寸φ300×H600 mm,試驗周圍壓力為0.2、0.4、0.6、0.8 MPa,為飽和固結排水剪切試驗。表2給出了經試驗得到的E—B模型參數。

表2 填筑料E—B模型參數成果

相同樣品,碾壓料的干密度提高后,非線性抗剪強度指標和E—B模型參數均有一定的提高。

3.3 填筑料與塑性混凝土接觸特性

填料與塑性混凝土防滲墻結構界面的接觸面問題,涉及到非線性、大變形、局部不連續等力學前沿問題,是土體與結構物相互作用研究的核心課題之一。依據經驗,在防滲墻與堰體材料間有一層泥皮,這層泥皮作用很大,因此在試驗中考慮了無泥皮工況和有泥皮工況(厚度為3.0 cm)。

試驗采用大型疊環式剪切儀,上下盒樣品尺寸長寬高均為600 mm×600 mm×300 mm,下盒中放置塑性混凝土,上盒中充填砂礫石料,分別在100、200、400、600 kPa的法向壓力下固結,然后采用0.5 mm/min的剪切速率進行剪切。

2種接觸面材料的試驗曲線見圖2,無泥皮時接觸面應力隨著剪切位移的增加逐漸變大,接觸面剪應力與位移呈現出很好的雙曲線關系;有泥皮時接觸面剪應力與剪切位移呈現出一定的應變軟化特性。按Duncan非線性彈性本構模型整理的模型參數見表3。

表3 接觸面參數試驗成果

a)無泥皮剪應力-剪切位移

4 塑性混凝土防滲墻材料試驗

塑性混凝土防滲墻具有較低的彈性模量、較低的模強比和較大的極限應變,其初始模量不隨圍壓的加大而增大,具有與土料相似的應力應變關系和破壞型式,具有良好的抗滲性和耐久性。因此,塑性混凝土防滲墻在國內外的水利工程中運用非常廣泛,如三峽二期圍堰[17]。

塑性混凝土的配合比是指單位體積中各種原材料的用量,其中原材料中干料(水泥、黏土/膨潤土、骨料)是控制力學參數的關鍵因素。本次試驗采用工程類比法,結合工程經驗,初步推薦各原材料的用量范圍:水泥用量在120～200 kg/m3,黏土+膨潤土用量在60～200 kg/m3,骨料用量在1 540～1 740 kg/m3,砂率為80%,減水劑添加量均為水泥用量的6‰,共設計了22組配合比。

大藤峽現場有大量的低液限黏土,其液限38.0%,塑性16.7%,塑性指數21.3%,性能較優,試驗中進行了膨潤土和黏土的摻量對比,經優選后推薦的是單摻黏土方案,有效降低了工程造價。

參考三峽二期圍堰等工程中塑性混凝土配合比的工程經驗[18],本次采用的優選配合比標準為:塑性混凝土抗壓強度不小于2.5 MPa,模量不大于625 MPa,模強比小于250。經拌合物性能、抗壓強度、彈性模量等,確定的優選配合比成果見表4,其中S13和S17是最優配合比成果,S3和S10是結合施工實際需要選定的高強度配合比成果。

表4 優選配合比

按優選配合比,制備了尺寸為φ101 mm×H200 mm和φ170 mm×H30 mm的圓柱體試樣,分別開展了三軸試驗和滲透試驗,塑性混凝土三軸試驗成果見表5。滲透試驗表明,塑性混凝土在達到28 d齡期后,試樣的滲透系數為i×10-7cm/s量級,在達到90 d齡期后,滲透系數略有減小,為i×10-8cm/s量級,均滿足一般防滲墻的抗滲要求。

表5 塑性混凝土E—B模型參數成果

5 圍堰應力變形計算

采用試驗獲得的堰體填料參數,模擬施工填筑及水位升降過程,開展了二期圍堰的平面二維有限元應力變形計算和三維整體模型應力變形計算分析。二維平面計算重點是塑性混凝土防滲墻參數敏感性分析和應力變形分析,三維計算重點是圍堰與防滲體系的三維應力變形性狀,對防滲體系破壞可能性進行了分析,詳細論證了圍堰設計方案的安全性。

在有限元分析中,接觸條件是一類特殊的不連續約束條件,容許力從分析模型的一部分傳遞到另一部分;接觸狀態可以分為黏接、張開和滑動3種,強烈地依賴于材料特性、接觸界面特性和受力狀態,本次采用應用廣泛的Mohr-Coulomb接觸定理,用界面摩擦系數來表征接觸表面的摩擦行為。

由于復合土工膜厚度薄,且不具備抗壓和抗彎特性,因此如何在有限元計算中考慮土工膜的作用存在較大的難度。本次研究中提出采用薄膜單元來模擬復合土工膜,同時在復合土工膜與上、下游墊層料之間均設置接觸。這種模擬能較好地反映土工膜自身的基本力學特性,又能較好模擬土工膜與墊層料之間的張拉脫開、剪切滑移等接觸力學特性,同時水壓力也直接加在土工膜上,可真實有效地模擬土工膜的應力應變。

對完建期和蓄水期大壩的應力與變形特征進行分析,完建期和蓄水期分別對應的工況為:①完建期,大壩圍堰填筑完畢,此時防滲墻兩邊水位為圍堰填筑時最高洪水位;②蓄水期,填筑完成后蓄水到壩頂,下游抽水到基巖面。

5.1 二維平面應力變形

對塑性混凝土防滲墻采用線彈性本構模型,進行防滲墻參數敏感性分析,豎直向壓力極值與防滲墻彈性模量的關系曲線見圖3,隨著模量的提高,計算壓應力極值逐步平緩,呈現明顯的非線性曲線特征。

當塑性混凝土防滲墻采用配比S10/28 d時,完建期與蓄水期防滲墻均無豎向拉應力,豎向壓應力極值為-5.8 MPa,位于防滲墻中下部(圖4)。結合試驗成果,計算極值-5.8 MPa遠小于標號S10的配比28 d的抗壓強度極值-7.2 MPa,因而標號S10的配比可以滿足強度設計要求。完建期與蓄水期防滲墻的應力水平極值分別為0.69與0.77,表明防滲墻發生剪切破壞的可能性較小。

a)中軸線豎直向應力

5.2 三維應力變形

表6—8分別給出了三維分析中圍堰、塑性混凝土、土工膜的應力變形極值。

表6 圍堰應力變形極值統計

表7 塑性混凝土防滲墻應力變形極值統計

表8 土工膜應力變形極值統計

完建期堰體豎向位移極值為27.2 cm,占最大壩高的0.54%,向上游的水平位移極值為-8.0 cm,向下游的水平位移極值為11.6 cm,大主應力極值為-1.3 MPa;蓄水期堰體豎向位移極值為31.6 cm,占最大壩高的0.63%,向上游的水平位移極值為-7.2 cm,向下游的水平位移極值為14.3 cm,大主應力極值為-1.6 MPa。堰體的應力變形在合理的范圍內。

防滲體系中的塑性混凝土應力水平極值為0.85,小于1.0,三維防滲墻豎向壓應力極值為-5.3 MPa,小于標號S10的配比28 d的抗壓強度極值-7.2 MPa,有一定的安全儲備。建議設計采用標號S10的配比。

土工膜主拉力極值為1.6 kN/m,主拉應變極值為0.6%,均遠小于土工膜的極限抗拉強度與延伸率,處于安全狀態。

6 圍堰滲透穩定性分析

針對二期圍堰的地質特性及堰體結構,開展了一系列滲流計算分析工作。包括二維穩定計算、二維非穩定計算和三維計算。

6.1 二維穩定滲流

通過二維穩定計算,分析堰基和堰體的滲流狀態,研究混凝土防滲墻施工缺陷與滲透穩定的關系。共進行了3種工況的分析。

方案1:圍堰正常擋水運行工況,下游無水,混凝土防滲墻深入基巖下2 m。

方案2:圍堰正常擋水運行工況,下游無水,混凝土防滲墻深入基巖下2 m,但防滲墻基巖內開叉,寬度0.1 m。

方案3:圍堰運行期工況,基坑開挖到底,下游取廠房基坑開挖后的最低底高程。

表9 滲流計算成果

方案1成果,在土工膜和防滲墻等防滲體系的共同作用下,取得了較好的滲控效果。墻后自由面明顯降低,堰腳垂直和水平出逸比降分別為0.04和0.07,單寬流量為0.60 m3/(d·m),圍堰的滲透穩定可以滿足要求。

方案2成果,開叉處墻后自由面高程和堰腳比降均略有提高,同方案1比,墻后自由面高程抬高了1 m,堰腳比降為0.10,單寬流量比未開叉時增大了0.38 m3/(d·m)。可見單個的開叉對圍堰局部的滲透穩定是不利的,若開叉過多將會影響圍堰的安全運行。因此,施工過程中必須確保防滲墻的質量。

方案3中的自由面已降至堰腳以下,重點是考慮基坑邊坡的滲透穩定。開挖后的坑底已進入下部巖層內,此時基坑的最大水平比降為0.27,位于基坑最低處,邊坡的一、二級平臺均有出逸,因此開挖前需做好基坑周邊和平臺的降水和排水措施。

6.2 二維非穩定滲流

長期蓄水的土壩,當庫水位以太快的速度下降時,壩體內孔隙水壓力可能不能很快消散,壩體的浸潤線高于上游庫水水面。在這種情況下,滲流的動水壓力或滲透力的作用對上游壩坡造成浮起及下滑的趨勢,甚至釀成滑坡事故。因此,在實際工程中必須防止因庫水位下降速度太快而導致這類事故的發生。為進行壩坡的穩定分析,需要進行非穩定滲流計算,確定庫水位下降過程中各時段壩體浸潤線的位置。

對典型斷面進行材料分區概化,建立二維飽和非飽和非穩定滲流模型,重點分析上游壩體內水位消落過程中上游壩體的滲透比降變化。水位降落條件為:上游水位由52.8 m高程降至44 m高程(最低通航水位),降落時長為20 h,降速為0.44 m/h。

堆石區44 m高程坡面處比降過程曲線見圖5。當庫水位以0.44 m/h的速度降落時,上游堆石區自由面基本與水位同步下降,反濾料由于滲透系數小于堆石區,滯后于江水位降落。降落過程中,堆石區和反濾料最大比降出現在水位持續降落20 h的時刻,最大滲透比降分別為0.05和0.15,結合室內試驗成果,能夠滿足滲透穩定性要求。

圖5 水上堆石44 m高程上游側滲透比降過程曲線

6.3 三維滲流

三維穩定滲流計算模型主要對圍堰形成后基坑開挖情況進行模擬,通過三維計算,分析堰內基坑開挖前后的基坑涌水量,為保證施工期圍堰安全提供技術支撐。

根據三維滲流計算結果,右岸山體地下水主要呈由西南向東北流動的態勢,黔江為排泄面,二期上、下游和縱向圍堰及其防滲體系形成后,受河床地勢控制,地下水向基坑內地勢最低處排泄。防滲墻入巖形成封閉式防滲后,基坑開挖前后排水量變化不大,排水量約135.6～140.6 m3/d。如果河床或左岸灘地表層存在局部弱風化透水層,防滲墻未全截斷該層,則可能導致基坑排水量明顯增大。

7 監測資料驗證

大藤峽二期圍堰于2019年10月完成截流,2020年4月圍堰填筑到設計高程,開始擋水發電,2022年5月開始拆除,共運行了30個月。圍堰運行期間,對二期圍堰的變形和滲透壓力等進行了監測。監測資料表明:圍堰累計沉降測值在54.34～212.20 mm變化,蓄水期間沉降變化量在50.17～171.81 mm變化,本次圍堰填料在26 m以下都是水下拋填,拋填密度相比較碾壓密度偏低,而本次圍堰的最大沉降約占圍堰高度的0.42%,相比較一般碾壓式堆石壩的沉降比0.5%～1.0%,處于低值,說明沉降量值較小。累計水平位移測值在-9.00～85.00 mm變化,蓄水期間水平位移變化量在-13.60～67.30 mm變化(向下游變化為正),監測資料說明水平位移量值也較小。

圍堰防滲墻后側滲透壓力測值最大值為63.50 kPa,蓄水后滲透壓力變化在-2.75～25.95 kPa,滲透壓力最大值對應的約3 m水頭,相比較二期圍堰最大擋水水頭(48.8 m),也處于較小值,說明塑性混凝土防滲墻的防滲效果較好。

8 結語

大藤峽二期圍堰結構和滲控安全性研究,開展了拋填料與碾壓料的力學試驗和數值模擬試驗,驗證了設計方案的合理性與可靠性,并提出了優化措施,研究成果與工程實際緊密結合,為二期擋水圍堰設計、施工及安全運行提供關鍵技術支撐。本次研究中,在以下方面取得了創新成果。

a)開展了離心模型試驗,確定了拋填料的水下拋填密度和水下休止角,為圍堰斷面優化設計提供了準確的參數指標;通過摻配膨潤土和黏土方案試驗論證,推薦了最大化摻配當地黏土材料的塑性混凝土配合比方案。

b)在有限元程序中首次實現了對填料與塑性防滲墻的接觸特性和復合土工膜性能的準確模擬,得到了更符合工程實際的變形規律。

c)數值計算的準確性有效支撐了設計提出的“單防滲墻+土工膜結構”防滲體系,經2 a的工程運行驗證,取得了較好的實施效果,這種防滲體系可以有效加快工程進度、降低工程造價,可以為其他同類項目提供參考和借鑒。

本次研究不足之處在于,數值計算中的豎向變形值(316 mm)和水平變形值(143 mm),與監測資料的豎向變形值(212 mm)和水平變形值(85 mm)仍有差異,這說明施工質量可靠,引起實測變形值較小,也說明了數值計算的精度和試驗參數選取仍有待進一步提高,可通過監測資料反分析的方法驗證參數合理性。