碾盤山水利水電樞紐工程水下拋填筑壩應力變形安全性分析

中圖分類號：TV5文獻標志碼：A

0 引言

在土石壩工程建設中，常采用水下拋填塊石、砂、砂礫石及石碴料等散粒體材料形成擋水圍堰或下部壩體。在自重、水阻力和黏滯力等共同作用下，拋填材料的水下堆積過程十分復雜，水下拋填壩體密度相對松散且難以控制[1]。堆積密度是影響壩體結構型式和防滲體系設計的關鍵參數，然而針對水下拋填施工形成的壩體密實度，工程界迄今缺乏可靠的理論計算方法及經驗公式。

針對顆粒堆積問題，部分學者嘗試從堆積方式、堆積強度、顆粒粒徑、顆粒形狀和不同粒徑的組合等方面開展研究，取得了不少成果[2-7]。然而，水下填料的顆粒組成不均勻，級配變化大，導致水下堆積不確定性大，使得土石壩工程中的水下拋填顆粒堆積問題非常復雜。填料的堆積密度是影響其力學性質的主要因素，對大壩工程建設和運行安全具有重要影響[。青海直崗拉卡水電站采用水下拋填卵礫石方式填筑壩體，實際拋填深度約 2.1m ，由于無法準確測定水下拋填密度，擔心拋填料密實度可能不夠導致壩體變形過大甚至心墻開裂，最終設計方案中在上游壩面增設一道土工膜與心墻共同組成壩體防滲體系[9]。三峽工程二期圍堰施工水位達 60m 三分之二堰體在水下施工，操作難度極大[10-11]，20世紀80年代，長江科學院利用土工離心模型試驗裝置，在 100g 離心加速度條件下模擬 60m 水深原型情況，針對不同料場、不同級配的花崗巖風化砂開展8組離心模型試驗。試驗結果表明，風化砂拋填后密度與水深、 P₅ （粒徑小于 5mm 的顆粒）含量密切相關，風化砂拋填體干密度沿深度逐漸增大，當 P₅ 含量為 30%～60% 時，水下拋填干密度達到1.65～1.86g/cm³ 。基于試驗成果，建議上部 30m 堰體的干密度取 1.70g/cm³ ，下部 30m 堰體的干密度取 1.80g/cm³ 。這一研究結果大大簡化了圍堰斷面結構和工程量，其可靠性也在后續堰體開挖中得到證實[12-13]，為三峽工程二期圍堰筑壩材料的室內力學參數試驗及應力變形數值分析提供了重要支撐。

本文針對湖北碾盤山水利水電樞紐工程二期土石壩水下填筑問題，采用離心模型試驗得到水下拋填體的密度與坡角，通過大型三軸試驗得到筑壩材料的力學參數，基于二期土石項典型斷面建立有限元應力變形數值模型開展計算分析，評價不同運行工況下的大壩結構安全，研究成果為碾盤山水利水電樞紐二期工程設計和施工提供了重要支撐。

1 工程概況

碾盤山水利水電樞紐工程位于漢江中下游干流湖北省鐘祥市境內，上距規劃中的雅口樞紐 58km 下距鐘祥市區 10km ，距丹江口水利樞紐壩址262.27km 。大壩正常蓄水位 50.72m ，總庫容8.77億 m³ ，壩址控制流域面積 140 340km² ，多年平均流量 1465m³/s ，多年平均徑流量462億 m³ 。

碾盤山水利水電樞紐工程從左至右依次布置左岸連接土壩、泄水閘、電站廠房、連接混凝土重力壩、魚道及船閘。左岸連接土壩段總長 450.60m 壩頂高程 53.80m ，底高 37.92～47.00m ，最大壩高15.88m ，頂寬 10m ，大壩上、下游壩坡均為 1：3 采用塑性混凝土心墻防滲，墻厚 60cm 。上游土石圍堰堰頂高程 51.13m ，寬 10m ，迎水坡為 1：3.0 ，背水坡為 1：2.5 ，采用塑性混凝土防滲墻上接復合土工膜斜墻防滲，防滲墻厚 0.40m ，入巖 lm 。下游土石圍堰堰頂高程 49.51m ，寬 10m ，迎水坡為 1：3.0 背水坡為 1：2.5 ，采用塑性混凝土防滲墻上接復合土工膜斜墻防滲，防滲墻厚 0.40m ，入巖 1m 。大壩施工次序為先采用水下拋填方式形成上、下游圍堰，再填筑中間壩體部分直至設計高程。

2水下拋填離心模型試驗研究

2.1 試驗設備

水下拋填試驗在長江科學院CKY-200型現代化多功能土工離心機上進行。該機有效半徑 3.7m ，吊籃平臺尺寸 1.2m×1.0m×1.5m ，最大加速度 200g 無級調速，調速精度 0.1g ，有效容量 200g?t 模型箱尺寸為 100cm×40cm×80cm （長 × 寬 × 高），箱體一側為透明有機玻璃，便于試驗過程中監控觀察。模型箱中部設置隔板，尺寸為 45cm×38cm×1 cm（長 × 寬 × 厚），隔板上部堆放拋填材料，下部裝水。試驗過程中，在模型離心加速度逐級增大至設計加速度后，啟動電動提升裝置，通過鋼絲繩和滑輪連接，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，再將離心機在恒定加速度下運轉到填料穩定為止。在模型箱上部布置豎向加載裝置，可施加豎向荷載來模擬上覆堆載。圖1和圖2分別為水下拋填離心模型試驗三維示意圖和實物。

2.2 拋填材料

拋填材料采用3種漢江河床內砂礫石料NPS1、NPS2、NPS3。如圖3所示，拋填材料的最大粒徑不超過 100mm ， ΔP₅ 含量分別為 36.8% 、 51.2% ，28.3% 。根據篩分試驗得到3種拋填材料的 d₆₀ d₃₀ 、 d₁₀ ，計算得到3種拋填材料的不均勻系數 C_u 分別為58.4、77.1、16.4，曲率系數 C_c 分別為 0.1， 0.1， 7.6。 C_u?5 且 C_c 為 1～3 的土級配良好，因此3種砂礫石拋填料均為級配不良土。

2.3 試驗方案

表1列出了水下拋填離心模型試驗方案。針對NPS1、NPS2、NPS3等3種拋填材料，開展不同水深條件下（模擬水深分別為5、10、 14m ）的水下拋填離心模型試驗，離心模型試驗中采用進占式拋填模擬現場實際情況。

2.4離心試驗結果分析

離心試驗結束后，首先通過預留排水管將模型中的水排出，取出部分拋填料后稱量質量，采用灌水法測量體積，計算得到不同工況下拋填料的密度和相對密度（見圖4）。結果表明，對于同一種拋填材料，水下拋填密度隨著水深的增大逐漸增大。在水深 5m 條件下，砂礫石的拋填相對密度約為0.24～0.31 ，為松散階段；在水深 10m 條件下，砂礫石的拋填相對密度約為 0.26～0.37 ，為松散－中密過渡階段，相對密度略有提高；隨著水深繼續增大至 14m ，相對密度進一步增大，約為 0.31～0.39 進一步施加上覆堆載 12.8m ，相對密度增大至0.42～0.56 ，達到中密狀態，說明上覆荷載作用能顯著提高水下拋填砂礫石的相對密度。

3水下拋填料力學特性研究

3.1 試驗設備

如圖5所示，采用YLSZ30-3型高壓三軸儀對水下拋填料開展三軸試驗研究。該儀器由豎向荷載加載、穩壓、控制系統，周圍壓力加載、穩壓、控制系統，三軸壓力室，反力框架，位移、體變量測系統，荷載傳感器及數據采集系統等組成。三軸試樣直徑為300mm ，高度為 610mm ，試驗最大圍壓 3.0MPa 最大軸向應力 21MPa ，最大軸向行程 300mm 。

3.2 試驗材料

分析拋填料級配曲線可知，3種拋填料粒徑超過60mm 顆粒含量均小于 10% ，因此室內三軸試驗采用剔除法進行級配縮尺得到試驗級配。如表2所示，分別采用表面振動擊實法和人工松填法測得試驗級配下拋填料的最大干密度和最小干密度，根據水下拋填試驗得到的 14m 水深、上覆堆載 12.8m 條件下的相對密度結果，計算得到3種試驗級配的試驗干密度分別為2.02、1.86、 2.03g/cm³ 。

3.3 三軸試驗結果

表3為根據三軸試驗結果整理得到的3種水下拋填料的鄧肯模型參數和抗剪強度指標。對于NPS1填料，凝聚力 C_d 為 8kPa ，摩擦角 為 37.1^° ；對于NPS2填料，凝聚力 C_d 為 6kPa ，摩擦角 為35.6^° ；對于NPS3填料，凝聚力 C_d 為 15kPa ，摩擦角 為 38.0^° 。3種大壩填筑料的內摩擦角均滿足《水利水電工程天然建筑材料勘察規范》（SL251—2015）中填筑料質量技術指標中內摩擦角的要求 ）。

4二期土石壩應力變形分析

4.1有限元計算模型及參數

基于碾盤山左岸土石壩典型斷面建立二維有限元應力變形數值模型（見圖6），計算分析左岸土石壩的應力變形發展規律。壩體、堰體防滲墻與筑壩材料、壩基覆蓋層之間材料性質相差較大，計算中在防滲墻與筑壩材料、壩基覆蓋層之間均設置接觸單元。計算中精確模擬大壩施工及蓄水全過程，施工程序為： ① 上、下游圍堰填筑； ② 主壩的分級填筑施工； ③ 分級蓄水。荷載施加按照填筑次序依次進行。

初期發電期對應的工況為上、下游圍堰填筑完成，圍堰上游水位為初期發電水位 46m ，圍堰下游水位為 39.67m ；大壩竣工期對應的工況為大壩填筑完成，圍堰上游水位為初期發電水位 46m ，圍堰下游水位為 39.67m ；大壩蓄水期對應的工況為大壩填筑完成，大壩上游水位為正常蓄水位 50.72m ，大壩下游水位為 39.67m

計算中各種材料計算參數根據室內試驗成果及參考類似工程經驗確定，其中塑性混凝土防滲墻計算參數參考三峽工程二期圍堰塑性混凝土防滲墻試驗成果[14]。基巖的密度 ρ 為 2.60g/cm³ ，彈性模量 E 為 2.75GPa ，泊松比 μ 為0.30

4.2 壩體及上、下游圍堰變形、應力分析

4.2.1 初期發電期

約定項體的應力以拉應力為正、壓應力為負。表4為初期發電期上、下游圍堰的變形、應力最大值統計。當上、下游圍堰填筑完成、水位蓄至初期發電水位時，上游圍堰豎向沉降最大值為 7.8cm 占最大堰高的 0.295% ，位于堰體中部高程附近，向上游位移的最大值為 0.2cm ，位于圍堰上游側堰腳附近，向下游位移的最大值為 5.6cm ，位于堰體軸線中部高程附近，堰體大、小主應力最大值分別為 -0.398MPa 和 -0.142MPa ，均位于堰體底部。下游圍堰豎向沉降最大值為 9.3cm ，占最大堰高的0.415% ，位于堰體中部高程附近，向上游位移的最大值為 6.7cm ，位于堰體軸線中部高程附近，向下游位移的最大值為 0.1cm ，位于圍堰下游側堰腳附近，堰體大、小主應力最大值分別為 -0.341MPa 和-0.066MPa ，均位于圍堰底部。初期發電期堰體的應力、變形均在合理的范圍之內。

4.2.2 大壩竣工期

表5為大壩竣工期上、下游圍堰及大壩整體的變形、應力最大值統計，圖7為大壩竣工期上、下游圍堰和大壩整體變形分布。當大壩整體填筑完成后，上、下游圍堰的豎向變形和水平變形較初期發電期均有所增大。上游圍堰豎向最大沉降為16.0cm，占最大堰高的 0.597% ，位于圍堰下游側中部高程，向上游位移的最大值為 0.9cm ，位于圍堰下游側堰腳附近，向下游位移的最大值為 4.5cm ，位于堰體軸線中部高程附近；堰體大、小主應力最大值分別為 -0.493MPa 和 -0.216MPa ，均位于圍堰底部。下游圍堰豎向沉降最大值為 13.8cm ，占最大堰高的0.618% ，位于圍堰上游側中部高程，向上游位移的最大值為 5.6cm ，位于圍堰上游側中上高程，向下游位移的最大值為 1.9cm ，位于圍堰上游側堰腳附近，堰體大、小主應力最大值分別為 -0.356MPa 和-0.111MPa ，均位于圍堰底部。大壩整體沉降最大值為23.2cm，占最大壩高的 0.699% ，位于壩體中部高程下游側壩體內，向上游位移的最大值為 5.6cm ，位于下游圍堰中部高程，向下游位移的最大值為 4.5cm ，位于上游圍堰中部高程，壩體大、小主應力最大值分別為 -0.493MPa 和 -0.216MPa ，位于壩體底部。竣工期大壩整體和堰體的變形、應力均在合理范圍之內。

4.2.3 大壩蓄水期

表6為大壩蓄水期上、下游圍堰及大壩整體的變形、應力最大值統計，圖8為大壩蓄水期上、下游圍堰及大壩整體變形分布。當水位蓄至正常蓄水位后，受浮力作用影響，上游圍堰豎向沉降較大壩竣工期略微減小，豎向沉降最大值為 14.9cm ，占最大堰高的 0.556% ，位于圍堰下游側中部高程，向上游位移的最大值為 0.9cm ，位于圍堰頂部高程附近，向下游位移的最大值為 3.4cm ，位于圍堰頂部高程附近。堰體大、小主應力最大值分別為 -0.520 MPa和 -0.215MPa ，均位于圍堰底部。下游圍堰豎向沉降最大值為 13.9cm ，占最大堰高的 0.622% ，位于圍堰上游側中部高程，向上游位移的最大值為5.2cm，位于圍堰上游側中上高程，向下游位移的最大值為 2.7cm ，位于圍堰上游側堰腳附近，堰體大、小主應力最大值分別為 -0.369MPa 和 -0.113MPa 均位于圍堰底部。大壩整體豎向沉降最大值為23.0cm，占最大壩高的 0.693% ，位于壩體中部高程下游側壩體內，向上游位移的最大值為 5.2cm ，位于下游圍堰中部高程，向下游位移的最大值為 8.3cm 位于壩體下游側中部高程，壩體大、小主應力最大值分別為 -0.572MPa 和 -0.215MPa ，均位于圍堰底部。蓄水期大壩整體和堰體的變形、應力均在合理范圍之內。

4.3 防滲墻變形、應力分析

圖9為不同階段壩體和堰體的塑性混凝土防滲墻水平位移沿高程的變化曲線。可知，由于壩體填筑順序為上、下游圍堰填筑完成后再填筑中間壩體，上游圍堰防滲墻向下游位移逐漸減小，初期發電期、大壩竣工期、大壩蓄水期分別為5.7、5.4、5.1cm;下游圍堰防滲墻向上游變形逐漸減小，初期發電期、大壩竣工期、大壩蓄水期分別為6.8、5.6、 5.2cm 水平位移最大值均出現防滲墻體中上部。上游圍堰、下游圍堰、壩體防滲墻水平位移最大值對應的最大撓跨比為 0.22% 、 0.28% 、 0.25% ，說明防滲墻發生撓曲破壞的可能性不大。

表7為不同階段塑性混凝土防滲墻變形、應力最大值統計。可知，初期發電期和大壩竣工期各防滲墻均無拉應力，大壩蓄水期在水壓力作用下，壩體防滲墻出現拉應力，最大拉應力為 0.25MPa ，位于防滲墻下部。表明塑性混凝土防滲墻受力狀態良好，未發現剪切破壞單元，大壩防滲墻在自重和水壓力荷載作用下不會發生剪切破壞。

5 結論

以湖北碾盤山水利水電樞紐工程水下拋填填筑土石壩為研究對象，通過離心模型試驗、大型三軸試驗以及有限元數值模擬，對水下拋填料的工程特性及大壩結構安全性進行研究。主要結論如下：

（1）針對3組砂礫石料開展水下拋填離心模型試驗，得到拋填料的水下拋填密度，為二期土石壩斷面優化設計提供準確的參數指標。

（2）根據離心模型試驗得到的水下拋填料相對密度，對3組砂礫石料開展了大型三軸試驗研究，得到拋填料的鄧肯模型參數和強度變形指標，為大壩應力、變形數值分析提供準確的計算參數。

（3）建立了考慮施工過程的大壩應力變形有限元數值模型，通過計算分析，揭示了上下游圍堰、壩體和防滲墻在初期發電期、大壩竣工期、大壩蓄水期的應力、變形發展規律。在施工期及運行期大壩整體和堰體的應力、變形均在合理范圍之內，塑性混凝土防滲墻受力狀態良好，不會發生剪切破壞。

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Safety Analysis of Stress and Deformation for Underwater Filled Dam in Hubei Nianpanshan Hydroelectric Junction Project

LIU Xiancai1，LU Yiwei2，SHENLiqun1，JIANG Fengming1，SHI Xiaoshi1，CHENLei1 （1.Hubei Institute of Water Resources Survey and Design，Wuhan 430070，China；2.Key Laboratory of Geotechnical Mechanicsand Engineering ofMinistryof Water Resources，Changjiang River Scientific Research Institute，Wuhan 430010，China）

Abstract：Thecofferdamsand mostof the dam bodyofearth-rock damin the leftbankofthe Hubei Nianpanshan Hydroelectric Junction Project were constructed by underwater filing method.Theengineering characteristics of underwater filing materials are highlycomplex，and the development pattrnsofstress and deformationof the dam during construction andoperation stages require further study.This study employed the centrifugal model tests and large-scale triaxialtests toinvestigate thedensityandstrength-deformationcharacteristicsofthefillmaterials forearthrock daminthe leftbankof Nianpanshan.Afiniteelement numericalmodelofthedam was establishedtoanalyse the stressand deformation distributionpatterns inthe upstreamand downstream cofferdams，dam body，andcutoff wals during the initial power generation period，dam completion period，and dam impoundment period.Results show that the stressand deformation of the damandcofferdams are within the acceptablerange during the construction and operation periods，and the plasticconcretecutoff wals are in good stress conditions with no shear failure observed.

Key words：underwater filling；centrifugal model test；enginering characteristic；stress；deformation; safety analysis