300m级高土石坝心墙直—斜轴线布置型式选择中的渗流和静动力计算分析

田景元,姜媛媛

(中国水电顾问集团成都勘测设计研究院,四川 成都 610072)

1 研究背景

拟建的某心墙堆石坝高 310m,属于超高坝,工程规模超过了国内已建和在建的同类型大坝。对大坝的设计力求建筑技术可行、长期运行安全可靠、投资最省,因此,大坝结构设计的每一个方案或细节,都需仔细推敲。土石坝心墙轴线布置有直、斜两种常用型式,亦即土石坝心墙型式有直心墙和斜心墙两种型式。因此该心墙堆石坝设计面临着这两种心墙型式的选择。

据不完全统计[1],世界上已建和在建的坝高在230m以上的当地材料坝共有 12座。12座坝主要采用土心墙堆石坝坝型,防渗体布置一般采用土质斜心墙和土质直心墙两种型式。塔吉克斯坦已建成的 300m高的努列克坝、中国在建的 263m高的糯扎渡大坝及墨西哥已建成的 261m高的奇科森大坝均采用直心墙型式;而塔吉克斯坦的 335m高的罗贡(停建)、哥斯达黎加建成的 267m高的博鲁卡、印度在建的 260m高的特里、哥伦比亚建成的 247m高的瓜维奥、加拿大建成的 242m高的买加、哥伦比亚建成的 237m高的契伏、美国建成的 230m高的奥罗维尔等坝采用斜心墙型式。

防渗心墙在静力情况下的应力、变形特性和抗水力劈裂性能一直是土石坝工程设计中受到重点关注的关键问题之一。一般情况下,与直心墙相比,斜心墙应力拱效应较小,抗水力劈裂性能较优,但抗震性能及施工方便性较差些。两种心墙型式各有优缺点。但由于各个大坝工程,其坝料特性、坝区地形地质条件、地震烈度各不相同,因此对于某一具体工程有必要通过渗流和静、动力计算分析,综合其它如坝基处理、枢纽布置条件、投资等工程因素,进行心墙方案的选定。

被研究的两个方案的砾石土心墙堆石坝的顺河向剖面见图1。坝顶高程 2510m,初拟坝顶宽度16.00m,上、下游坝坡坡度分别为 1∶2.0和 1∶1.9。基底岩石为黑云母钾长花岗岩γ2K5,河床冲积覆盖层最大厚度约 60m,从下至上总体可分为 3层,第①、③层为漂卵砾石,第 ②层为(砂)卵砾石层。河床部位心墙底部覆盖层全部挖除,基底设 6m厚混凝土基座,基座内设置用于基岩帷幕灌浆的廊道。在心墙后的坝基与过渡料和堆石料之间设置一层2m厚的下游反滤排水层。

坝址区地震基本烈度为Ⅶ度;设防烈度为Ⅷ度,对应 100年超越概率 2%的基岩地震动峰值加速度为 205gal。计算采用平面有限元。

图1 直、斜心墙两方案的大坝顺河向剖面

2 渗流分析

二维模型边界条件的上游水位取正常蓄水位2500.00m,下游水位取相应最低水位 2251.21m。计算所用的渗透参数根据地质专业提供的建议值拟定(见表1)。对直心墙方案和斜心墙方案进行了坝体坝基渗流特性对比分析,各部位最大坡降及总渗漏量对比见表2。表2表明,两方案坝体和坝基各区域水力坡降均未超过允许渗透坡降,坝体及坝基在渗透作用下是稳定的。斜心墙方案坝体坡降较直心墙坡降有明显增大(见图2),且其单宽总渗流量也约大 10%。从渗流的角度看,两方案都是可行的,而直心墙方案略优。

3 静力分析

坝体和覆盖层静力计算采用了邓肯张 E-μ模型,计算参数见表3。

计算时认为心墙不透水,水压面力施加在心墙上游侧边界。蓄水过程分为 5级,其中,大坝填筑到2458m时,蓄水至 2420m;大坝填筑全部完成后,蓄水至正常水位 2500m。

最后一级蓄水引起直心墙坝顶水平位移1.21m,斜心墙为 0.99m。两者之所以有这种量上的差别,是因为斜心墙所受的水压面力的水平分量略小。由于二维计算无法考虑坝肩的约束作用,实际的水平位移应比计算值小。

表1 计算采用的材料参数

表2 坝体各部位最大渗透坡降对比

图2 直心墙与斜心墙坝体坡降分布对比

表3 静力应力、应变非线性 E-μ模型计算参数

两者竣工期和正常蓄水期的累计沉降值较为接近。直心墙蓄水至正常蓄水位时累计沉降最大值为2.91m,发生在上游堆石中高程与过渡层交界处。由于该处浸水后有效围压相对较小,弹性模量随之相对较小,在上部后期填筑过程中产生较大沉降。斜心墙蓄水至正常蓄水位时累计沉降最大值为2.61m,发生在下游堆石中高程与过渡层交界处。由于斜心墙坝浸水区域相对小些,坝体整体上弹性模量稍大,故最大沉降稍小。

从竣工时σ3的等值线(见图3)可以看出,直心墙在约2420m高程处有微弱的应力拱效应。该处σ3小于最后一级蓄水后的水压力 Pw,但水力劈裂判断一般通过σ2与Pw相比较,在此高程处σ2＞Pw并有相当余度,可见水力劈裂的可能性很小。斜心墙内则基本上无应力拱效应和水力劈裂的可能性。心墙掺砾料的弹性模量相对较大,是应力拱效应微弱的主要原因。

从静力分析结果看,两方案都是可行的,而斜心墙方案略优。

4 动力分析

输入的地震动时程见图4。

土体的动本构采用 Hardin粘弹性模型,最大动剪切模量 Gmax按下式计算:

图3 直心墙坝竣工时的σ3(MPa)

式中 Pa——标准大气压;

P——静平均静围压。

动力基本参数见表4,其中主堆石、过渡料、覆盖层③为本工程的试验参数,其它参数为拟定参数。

表4 动力计算基本参数

计算永久位移时,先利用计算出的动应力结合循环三轴试验确定的动应力与残余应变的关系求解出单元永久变形,然后将永久变形转化为等效结点力,最后求出永久位移。

残余体应变ευr与动剪应力 τav的关系为ευr=Kv(τav/σ0)nv,ευr采用 %的形式。

残余剪应变γr与残余轴应变εd之间的关系为γr=(1+μ)εd,μ为动泊松比。

而残余轴应变 εd与 τav的关系为εd=Ka(τav/σ0)na,εd亦采用 %的形式。

但 K(Kv或 Ka)和 n(nv或 na)与σ′3和振次 N有关,可表示为:

上两式中σ3单位取 kPa。

各材料的ευr、εd所对应的 K0、K1、K2和 n0、n1、n2见表5,主堆石、反滤料、过渡料、覆盖层 ③为本工程试验参数,其它参数为拟定参数。

图4 输入的水平和竖向地震动

图5 各滑弧位置

滑弧稳定计算亦采用有限元法,抗剪强度采用非线性指标。

各材料的 c、φ值与静力的相同。为保守起见,对于处于饱水状态的透水土体,抗剪强度指标 c、φ折减系数取为 90%。

指定滑弧的位置见图5,各滑弧在直心墙和斜心墙的位置相同。

用加速度放大系数α1可定性评价坝坡表面散粒体沿表层滑动或滚动的可能性[2],α1为加速度反应值与输入水平地震动的峰值之比的最大值。散粒处由于其临空周边广,地震惯性力在散粒所受的力中占主导,散粒处的 α1越大,其所受的地震惯性越大,滚动或滑动的可能性越大。

表5 各材料永久变形参数

砌块逸出安全系数 Ks反映了标准砌块沿坝坡法向逸出的危险程度,它综合考虑了水平向和竖向反应加速度 αx、αr及坡角 θ对坝坡表面散粒体稳定的影响,可定量评价坝坡表面散粒体的稳定。

由于斜心墙坝浸水区域相对小些,坝体整体上动弹性模量稍大,水平加速度放大系数σx较直心墙坝的略大,坝顶为 2.85(此处最大水平加速度反应值为 0.584g),而直心墙坝为 2.78。坝顶的 αx最大,另上游坝坡中等高程表面的 αx也较大。但由于输入地震加速度峰值仅 0.205g,所以反应的加速度并不十分强烈,相应地,坝坡各点的砌块逸出安全系数Ks一般在1.60左右。上游坝坡中等高程表面的 Ks最小,直心墙的为 1.438,斜心墙的为 1.45,两方案 Ks没有显著的差别。

直心墙坝顶永久沉降最大,为 1.80,上游堆石永久沉降大于下游;水平永久位移最大值为0.71,位于下游坝坡表面 2480m高程。直心墙坝震后永久位移比斜心墙稍大。

各滑弧的稳定系数 Fs在动力情况下都大于1.0(见表6)。斜心墙坝上游靠坝顶的滑弧 4)的 Fs最小,为 1.04;直心墙滑弧 4)的 Fs=1.15。两者的差别主要是由正常蓄水期静力的 Fs底数造成的,其分别为 1.96和 1.80。心墙掺合料的 φ值较低,为35°。滑弧 9)穿过斜心墙的长度虽然较大,但由于蓄水后水压面力(若考虑流固耦合时则为渗透力)是基本垂直滑动方向的,因此其 Fs较大,正常蓄水期为 3.32,地震时为 2.22。

综上所述,在地震情况下,斜心墙坝加速度放大系数比直心墙坝略大,但砌块、滑弧稳定系数与直心墙坝相当,永久变形比直心墙坝略小,综合来看,抗震性能两种坝型相当。坝顶反应相对强烈,可在靠近坝顶部位内用土工格栅加固土体,提高其 c、φ强度指标值,也就提高了滑弧安全系数。在围堰高程以上采用大块石或砌块护坡,因砌块本身的稳定性较好。另心墙坝顶永久沉降最大达 1.80m,只需预留相应超高即可。

由于坝址区的地震烈度并不高,动力反应都不很强烈,因此大坝抗震性能不是制约心墙型式选择的主要因素。

表6 直、斜心墙坝各滑弧的稳定系数 Fs

5 心墙布置形式选择

两个坝体结构布置方案在地形地质条件的适宜性、枢纽建筑物布置条件、施工特性和施工条件等方面基本没有大的差异,均有在同规模的大坝中采用的设计和建设经验。通过渗流、坝体坝基的静力与动力计算(包括坝坡稳定)的分析表明,两个方案均成立,其量值均符合心墙堆石坝的一般规律和变化范围。防渗心墙仍有较大的安全余度,不会发生水力劈裂破坏。斜心墙抗水力劈裂能力略好,而渗透坡降、渗流量略高,抗震性能两种坝型相当。两方案的选择,还得从投资上进行比较。

从图1可见,斜心墙方案的心墙基底混凝土基座在顺河向上略长,于是基础开挖和处理范围、坝体填筑工程量等略大,导致两个方案的投资略有差异,直心墙方案较斜心墙方案投资约低 5%。

综上比较,各方案总体差异不大,直心墙方案略优,故推荐采用土质直心墙堆石坝方案。

6 结束语

对于坝高超过 300m的超高土石坝,大坝的质量和安全相当重要。本文所研究的大坝的渗控措施要求严格,坝轴线防渗帷幕覆盖了渗透系数大于1Lu的基岩。为了改变黏土心墙料偏软易导致心墙产生较大变形甚至开裂的情况,对心墙料采取了掺砾措施,以增大其变形模量。另为了提高大坝的抗震性能,对坝顶采取了用土工格栅加固土体和预留超高等措施。有限元计算为这些措施的采取及复核提供了依据。

通过有限元计算,论证了两心墙坝型方案都是可行的。直心墙坝型的选定对工程投资的影响相对工程总投资(200亿以上)虽然不大,但绝对数字并不小,因此选定直心墙方案,可为国家节省大量建设资金。我国今后还有多个高度超过 300m的超高土石坝待修建,每个大坝所处的工程条件都不完全一样,应对心墙型式的选择进行包括渗流和静、动力计算在内的全面分析,以达到“技术可行、投资最省”的目的。

[1]陈宗梁.世界超级高坝[M].北京:中国电力出版社,1998:1-3.

[2]田景元,张志伟.大岗山面板堆石坝加速度放大系数对材料动参数和输入地震动的敏感性分析[J].水电站设计,2006,22(4):20-22.