官地水电站消力池底板抗浮稳定研究

闫 勇，陈 强，石太军

(中国水电顾问集团成都勘测设计研究院，四川成都 610072)

1 前 言

底流消能是利用在消力池内产生水跃进行消能的一种传统的消能方式，其优点是流态稳定、冲刷轻微、泄洪雾化小，因此被广泛应用于地质条件较差的中低水头水电站，但在高水头电站中应用仍较少。从底流消能的工程实践看，目前世界上底流消能规模较大的工程是前苏联兴建的萨扬舒申斯克(Sayano－Shushensk)水电站和印度的特里(Tehri)水电站［1］。萨扬舒申斯克水电站大坝最大坝高242m，最大单宽流量184m3/(s·m);特里水电站大坝是斜心墙堆石坝，最大坝高260.5m，右岸溢洪道采用底流消能，最大单宽流量110m3/(s·m)。底流消能工之所以在大型高坝水电工程中所占的份额较低，一方面是由于高坝底流消能工一般造价较高;而另一方面则是由于高坝底流消能的技术难度较大。国内外采用底流消能的高坝大流量工程中，消力池水流形态不佳、流态不稳、底板出现不同程度甚至严重破坏的事例屡见不鲜，如前苏联的萨扬舒申斯克(Sayano－Shushensk)水电站、印度的巴克拉(Bhakra)水电站、国内的安康水电站和五强溪水电站等［2～4］。尽管这些工程消力池遭到破坏的原因不尽相同，但都与消力池临底水力学指标过高有直接联系。消力池工作条件和破坏机理是十分复杂的，是水流和结构两方面因素综合作用的结果。消力池底板安全既与水流的动水压力、脉动压力、压力沿缝隙的传播、渗透压力等有关，还与底板的结构型式、锚固、止水和排水方式等有关。因而通过模型试验和计算分析，从水流和结构两方面来深入研究消力池底板的安全性是高坝大流量底流消能工程面临的重要课题。

2 工程概况

官地水电站是雅砻江卡拉至江河口河段水电规划5级开发方式的第3个梯级电站，工程为一等大(1)型工程，正常蓄水位为1 330.00m，总库容7.6亿m3，总装机2 400MW。电站最大坝高168m，为亚洲已建、在建碾压混凝土第三高坝。枢纽布置方案为碾压混凝土重力坝挡水、右岸地下厂房、坝身5个表孔+2个中孔承担全泄洪，采用底流消能方式，具有大落差、高流速、大流量、单宽泄洪功率大的特点，其底流消能工的规模和技术难度居国内前列。为了降低入池流速，增加消能效果，底流消能工采用宽尾墩+跌坎+底流消力池的结构型式。

底流消力池布置在泄水建筑物下游，底板顶高程1 188.00m，池底宽95m，池长135m，底板厚8m，尾坎高程为1 210.50m。消力池前两块底板纵缝间距分别为27.5m和22.5m，其余底板纵缝间距为20m，底板横缝间距为20m，分块尺寸为20m×20m(长×宽)～27.5m×20m(长×宽)。消力池底板平面分块见图1，典型纵剖面见图2。为了降低消力池底板扬压力，底板结构采用抽排方式排水，在底板四周设置纵横排水廊道，底板底部设置排水沟及基础排水孔幕，下游侧设有封闭防渗帷幕，右岸设集水井并有自动抽水设备进行抽排。

消力池消能防冲设计洪水标准采用100年一遇，相应下泄流量为11 900m3/s，坝下游水位1 221.78m，单宽流量为125.3m3/s·m。常遇洪水标准采用5年一遇，相应下泄流量为7 720m3/s，坝下游水位1 216.82m，单宽流量为77.3m3/s·m，由于官地水电站大坝深层抗滑稳定需要考虑消力池底板的抗剪作用方可满足规范要求，故消力池采用大坝校核洪水标准(5 000年一遇)进行校核，相应下泄流量为15 500m3/s，敞泄库水位为1 330.21m，坝下游水位1 225.62m，单宽流量为163.2m3/s·m，上下游水头差为104.59m。

由于近年来多数消力池底板失事均是由于底板间止水破坏，脉动压力通过底板间分缝处进入底板底面缝隙层中迅速传播开来，引起底板上作用有强大的脉动上举力，进而导致底板发生揭底破坏，所以仅考虑止水完好的情况是不够的，必须考虑止水破坏后底板的抗浮稳定情况［5］。因而需分别对止水破坏前后的消力池底板开展水工模型试验，研究消力池动水压力，特别是脉动压力分布及其变化规律，分析动水压力对消力池底板稳定性的影响，从而确定合理的消力池底板抗浮稳定措施。

图1 消力池底板平面分块

图2 消力池底板典型纵剖面示意

3 止水完好时底板抗浮稳定分析

水工模型试验表明，消力池底板脉动压力较大值主要集中在(坝)0+131.00～(坝)0+181.00m范围内，(坝)0+181.00m之后的底板脉动压力普遍较小，故可认为消力池底板最危险的板块为前两块底板。由于篇幅有限，本文只列出消力池前两块底板的抗浮稳定分析成果。

3.1 模型试验

官地水电站消力池底板止水完好时的动水荷载模型试验委托中国水利水电科学研究院进行，模型比尺为1∶80。由于官地水电站的消力池边墙采用斜边墙，时均压力和脉动压力在消力池内的横向变化较明显。因此，需要沿溢流中心线向消力池两侧每隔10m布置1列测压管和脉动压强传感器(共布置9列)，直接量测消力池内时均压强和脉动压强的分布，为底板的抗浮稳定计算提供依据。

以消能设计洪水工况为例，各列测得的时均压强和脉动压强均方根值沿程分布见图3和图4。

图3 消能设计洪水工况横向各列时均压强沿程分布

图4 消能设计洪水工况横向各列脉动压强均方根值沿程分布

从图3和图4中可以看出，由于官地消力池边墙采用斜边墙，消力池两侧的时均压强和脉动压强均大于消力池溢流中心线部位。综合考虑时均压强和脉动压强在消力池的空间分布，选用0－030.00m剖面作为消力池底板抗浮稳定计算的控制断面。0－030.00m剖面在各工况下时均压强与脉动压强均方根值的沿程试验结果见表1。

表1 时均压强与脉动压强均方根值试验结果

3.2 底板抗浮稳定计算

(1)计算公式:

根据(SL253 －2000)《溢洪道设计规范》［6］，消力池底板抗浮稳定按式(1)计算:

(2)作用荷载。作用在底板上的荷载有:

G——底板自重，混凝土容重取24kN/m3。

Ptr——时均压力，采用动水荷载模型试验实测的时均压力值。根据试验值计算出各板块时均压力分布，从而计算出每一板块的时均压力。

F——锚固地基有效重，由于锚固措施在多年使用后容易产生疲劳失效，所以在底板抗浮稳定分析中首先考虑通过增加底板自重来满足抗浮稳定要求，其次才考虑锚固措施作为偶然或短暂工况的安全储备，故暂不考虑锚固措施。

U——扬压力，按下游水位计算。根据(SL253－2000)《溢洪道设计规范》，当消力池底板周边设纵横排水廊道，地基表面设有排水，排水孔口高程以下设有集水井并有自动抽水设备保证抽排，底板纵横缝设有可靠的止水设施，底板下游及两侧设有防渗帷幕和排水幕时，可取扬压力折减系数α=0.2～0.3。出于安全考虑，本计算中泄洪和检修工况时取α=0.4。抽排失效工况时认为抽排设施全部失效，取α=1.0。

Pfr—— 脉动压力，Pfr= βpfrA。根据相关资料［7］，脉动压强代表值Pfr取3倍脉动压强均方根值σ，即pfr=3σ。其中σ为模型试验实测的点脉动压强均方根值，β为面积均化系数，根据板块尺寸与第二共轭水深的比值取用。根据试验值计算出各板块脉动压力分布，从而计算出每一板块的脉动压力。

(3)计算工况。消力池内水流形态很复杂，在进行底板抗浮稳定计算时应尽可能考虑各种不利情况，具体各计算工况及其特征参数、安全标准见表2。

表2 消力池底板抗浮稳定计算工况

(4)计算成果。经计算，止水未破坏情况下，消力池底板前两块板块的抗浮稳定计算成果见表3。

分析表3的计算成果，由于消力池底板设置了抽排系统，底板下扬压力大大降低，使得除抽排失效外的其他工况抗浮稳定安全系数均较高。而在抽排全部失效工况下，1－4块的抗浮稳定安全系数小于1，不满足规范要求。对比抽排失效前后消力池底板的抗浮稳定安全系数，可以看出消力池底板设置抽排系统是非常必要的，对于相对消力池底板下游水位较高的工程尤其重要。对于抽排全部失效的偶然工况，考虑采用锚固措施来提供必要的安全裕度。拟定在底板下设置3Ф32锚筋桩，间排距2.5m，深入地基8m。设置在锚筋桩后，1－4块和2－4块的抗浮稳定安全系数可分别达到1.16和1.31，从而达到安全标准。

表3 消力池底板抗浮稳定计算成果

4 止水破坏后底板抗浮稳定分析

止水完好时由于抽排系统的作用，消力池底板抗浮稳定安全系数较高，但近年来底板失事的事故表明止水存在被破坏的风险。当止水破坏后，抽排系统将无法发挥作用，需要复核在这种情况下消力池底板的抗浮稳定安全。

4.1 模型试验

官地水电站消力池底板止水破坏后的动水荷载模型试验委托中国水利水电科学研究院进行。模型比尺为1∶80，在底板下安装高精度拉应力传感器。试验的条件为底板的止水完全破坏，抽排设施完全失效，并且没有锚固措施。

以往针对止水破坏后消力池底板的受力特性研究，多集中于研究动水压强特性，分别量测板块底面与表面瞬时压强，以表面瞬时压强与底面瞬时压强之差作为计算荷载，由于表面瞬时压强与底面瞬时压强存在一定的相位差，确定瞬时上举力比较困难，且如以表面瞬时压强的最小值与底面瞬时压强的最大值来确定板块所受上举力，由于两者同步发生的概率很小，计算结果过于保守。

本次试验，着重研究导致消力池底板板块失稳的由同一时刻上、下表面的脉动压强差所产生的瞬时上举力。试验直接同步测量各测力支点的受力，将结果瞬时迭加为底板总体水力动荷随机过程，进而获取底板整体所受瞬时上举力，避免了脉动压强点面转换时人为假定带来的误差，使板块的稳定分析建立在较高的置信水平上，为底板的抗浮稳定计算提供依据。

根据官地水电站消力池脉动压力分布的特点，试验仅对消力池溢流中心线左侧的前两块底板的瞬时上举力进行了测量。测得的瞬时上举力见表4。

表4 底板瞬时上举力试验结果 9.8kPa

4.2 底板抗浮稳定计算

(1)计算公式。根据(SL253－2000)《溢洪道设计规范》，止水完全破坏后，消力池底板抗浮稳定按式(2)计算。

式(2)分母中底板上下表面的时均压力差与脉动压力之和即为模型实测的瞬时上举力［8］，故将公式调整为:

(3)计算工况。主要分析止水破坏后消力池过水时底板的抗浮稳定安全，计算工况为表2中的消能设计洪水工况、常遇洪水工况以及校核洪水工况。根据(SL253－2000)《溢洪道设计规范》，采用式(2)进行抗浮稳定计算时，安全系数Kf应大于1.5～1.7。考虑各工况的保证度后，确定在消能设计洪水工况以及常遇洪水工况下，安全标准为Kf≥1.7;在校核洪水工况下，安全标准为Kf≥1.5。

(4)计算成果。经计算，止水破坏后，消力池底板的抗浮稳定计算成果见表5。

分析表5的计算成果，在底板不采取锚固措施的情况下，止水破坏后，各板块在消能设计洪水工况以及校核洪水工况下的抗浮稳定安全系数均小于安全标准1.7，仅在常遇洪水工况下可满足规范要求。考虑采用锚固措施来提供消能设计洪水工况以及校核洪水工况下的安全裕度。拟定在底板下设置3Ф32锚筋桩，间排距2.5m，深入地基8m。设置锚筋桩后，各板块的抗浮稳定安全系数可满足规范要求，计算结果见表6。

表5 消力池底板抗浮稳定计算成果

表6 锚固后消力池底板抗浮稳定成果

5 增强底板安全性的其它措施

对官地水电站而言，由于大坝坝基存在深层抗滑稳定问题，对消力池的运行安全有很高的要求，故除设置了抽排系统与锚固措施外，还采取了其它增强底板安全性的抗浮稳定措施。

(1)底板基础均设置在Ⅲ类岩体上，以减少底板底面与基岩之间的接触缝隙并降低基础不均匀沉降。

(2)在底板间横缝处设置键槽，提高板块的整体性，减小基础不均匀沉降对板块稳定带来的不利影响。

(3)在底板顶面设置一道铜片止水和一道橡胶止水，缝内用沥青充填，防止脉动压力通过底板间缝隙传入底板底面缝隙层中。

(4)混凝土浇筑时，要求底板顶面最后一层浇筑厚度不小于2.5m，顶面50cm厚的抗冲磨混凝土需与下部常态混凝土一起浇筑并在两种混凝土层间设置插筋，以保证底板的整体性。

(5)根据国内外类似工程的运行实践，对于高水头大流量底流消力池而言，难以做到一劳永逸，往往需要进行检修。在尾坎设计时，将尾坎顶高程抬高至电站满发时下游水位之上，以使官地水电站消力池具备发电检修条件。

(6)为了避免消力池底板因严重的高速水流紊动、冲击导致揭底破坏，根据水工模型试验制定了合理的电站运行方式。

6 结 论

通过对底流消能水流动水荷载的模拟分析，并采取一系列增强消力池底板安全性的工程措施后，官地水电站成功解决了高水头、大流量泄洪消能底流消力池底板的抗浮稳定安全工程设计问题。虽然高坝大流量底流消能工的设计难度较大，但与挑流消能工相比，底流消能工引起的泄洪雾化很小，对周边环境影响较小。在目前人们对高坝泄洪雾化等环境问题日益重视的现状下，底流消能工将会越来越多地在高坝中被采用。以官地水电站为代表的一批高水头、大流量底流消能工程的成功修建，将极大地推动我国在这方面技术水平的提高，为今后类似工程的修建提供宝贵经验。

［1］孙永娟，孙双科．高水头大单宽流量底流消能技术研究成果综述［J］．水力发电，2005，31(8):70 －72．

［2］叶菲缅科 A．萨扬舒申斯克水电站消力池运行经验［J］．水利水电快报，1995(20)．

［3］Richard P P，Anthony V M，Ernest K S．Cavitation and erosion damages of sluices and stilling basins at two high－head dams［C］．13thICOLD Proceedings，Q50，R11，Vol．Ⅲ，New Delhi，India，1979:177 －198．

［4］潘家铮，何璟．中国大坝五十年［M］．北京:中国水利水电出版社，2000．

［5］刘沛清．消力池或水垫塘底板稳定性设计与防护［J］．水力发电，2001(10):53－55．

［6］李启业，郭竟章，夏毓常，等．SL253－2000《溢洪道设计规范》［S］．北京:中国水利水电出版社，2000．

［7］刘沛清，刘心爱，李福田．消力池底板块的失稳破坏机理及其防护措施［J］．水利学报，2001(9):1－9．

［8］杨敏，彭新民，崔广涛．水垫塘底板的试验仿真模拟研究［J］．水利水电技术，2002，33(3):40 －42．