大藤峡二期围堰结构和渗控安全性研究

左永振,陈 良,徐 晗,李 波,陈劲松

(1.长江水利委员会长江科学院,湖北 武汉 430010;2.广西大藤峡水利枢纽开发有限责任公司,广西 桂平 537200)

大藤峡水利枢纽工程位于珠江水系西江流域黔江干流上,为红水河梯级规划中最末一个梯级,是以防洪、航运、发电、补水压咸、灌溉等综合利用的流域关键性工程[1-3]。大藤峡水利枢纽施工导流采用二期导流方式[4],一期导流先围左岸,江水由束窄后的右岸河床过流,左岸主体工程建成后再实施二期大江截流,在二期施工导流期间,为获得工程前期经济效益和施工期通航要求,需要利用二期上游围堰挡水,满足施工期首批机组发电和施工期永久船闸通航的要求;根据施工进度安排,二期围堰挡水历时30多个月。

土石围堰是水利水电工程使用中广泛采用的围堰型式,能适应不同的地质条件并充分利用开挖弃渣,便于机械化施工。围堰防渗措施种类有很多,其结构形式大体分为两类,一类是土质防渗体,在水中抛填成心墙,水上干地填筑;另一类是水下堰体和基础用垂直的造孔防渗墙,水上堰体为土质防渗体或其他防渗结构。目前国内建成的土石围堰高度超过50 m的比较多,如:双江口上游围堰[5],围堰高56 m,防渗体采用单排1.0 m厚混凝土防渗墙;大岗山上游围堰[6],高53.5 m,防渗体采用0.8 m厚混凝土防渗墙上接土工膜斜墙;梨园上游围堰[7],高65.5 m,防渗体采用0.8 m厚混凝土防渗墙上接土工膜;向家坝二期上游围堰[8],堰高59.0 m,防渗体采用0.8 m厚混凝土防渗墙上接土工膜心墙;三峡二期围堰[9],堰高82.5 m,最大挡水水深79 m,采用1.0 m厚两道防渗墙上接土工膜心墙;葛洲坝二期围堰[10],最大堰高50 m,全断面采用两道混凝土防渗墙。上述围堰中大部分围堰仅洪水时段需要高水位挡水运行,其他时段均可在低水位挡水运行。

大藤峡二期围堰需要经历2个汛期并挡水发电,虽然是临时建筑物,但拦蓄总库容达到16.94亿m3,按水利水电工程分等指标,其工程规模达到大(1)型,因此二期土石围堰的设计是大藤峡水利枢纽工程的重大关键技术之一,为保障二期深水围堰工程安全,针对二期深水围堰结构和渗控安全性进行了论证研究。

1 大藤峡二期围堰的特点

大藤峡二期围堰特定的工程性质和所承担的任务,决定了它的技术难度,其主要技术特点如下。

a)二期围堰填筑工程量大,二期上下游横向土石围堰总长约780 m,围堰最大高度50.30 m,土石方总填筑量223×104m3,混凝土防渗墙1.34×104m2,工程规模在国内同类工程中居于前列[11]。并且施工工期短,二期围堰要在一个枯水期内完成全部施工,施工强度大。

b)围堰长期高水位挡水国内罕见,拦蓄库容大,拦蓄库容16.94亿m3,保护下游重要防洪城市,安全稳定性要求高,围堰结构须保证长期高水位运行安全。为满足通航、发电水位要求,围堰需持续高水位挡水,最大挡水水深48.8 m,并经历2个汛期挡水发电,在国内同类工程中罕见。

c)围堰由挡枯水期堰体及上部加高堰体组成,挡枯水期堰体需要在水下抛填填筑施工,抛填最大设计水深约26 m,防渗结构采用单排塑性混凝土防渗墙型式。围堰水下抛填最大深度约26 m,堰体61%为直接水下抛填施工,水下抛填形成堰体的过程非常复杂,堰体密度的影响因素较多,对围堰安全运行造成不利影响,对围堰断面结构设计提出了更高要求。

d)围堰范围内基岩岩性主要有砂岩、粉砂岩、泥质粉砂岩和泥岩等,多为全风化—强风化状态,岩体侧向顺层风化严重[12],并为全风化岩体与弱风化岩体互层。为充分利用工程开挖弃料,包括黏土、石渣、块石料等均是围堰填料,填料性质杂乱,严重制约了围堰断面结构形式。

2 主要研究方法

二期土石围堰的安全性主要取决于其防渗体系的安全性。二期土石围堰防渗型式为混凝土防渗墙上接黏土心墙防渗,堰体水下部分主要由开挖石渣料及砂砾料水中抛填形成,并在抛填体中成槽浇筑塑性混凝土防渗墙,水上部分接碾压黏土心墙及石渣料等堰体。混凝土防渗墙安全性取决于堰体材料的物理力学特性。采用室内堰体与防渗墙特性参数试验、数值模拟对比分析相结合的方法进行研究,最后提出合理的结构型式。

主要开展的工作包括:抛填料的水下密度休止角试验,抛填料与碾压料的力学特性试验,围堰整体离心模型试验,塑性混凝土配合比设计,围堰应力变形计算,渗透稳定性分析,断面优化设计等内容。研究的技术路线见图1。

图1 研究的技术路线

3 填料工程特性试验

围堰填料主要开展了3方面的研究:抛填料的水下抛填密度及水下坡角的离心模型试验;堰体填筑料工程特性及其应力应变关系;堰体填筑料与塑性混凝土防渗墙接触特性。

3.1 抛填料的水下抛填密度与休止角

水下抛填是围堰工程常用的施工方式,块石、砂、砂砾石及石渣料等散粒料常被用作抛填料[13]。由于堰体是在水下抛填的,不像在陆地上可以控制压实密度,抛填的堰体到底能够形成多大的密度在设计中是关注的重点[14]。离心机模拟技术可以较好地解决这一难题,其原理是:将缩小尺寸的模型置于高速转动的离心机中,借助离心加速度来补偿因几何尺寸缩小引起的自重应力损失,能使模型的自重应力场与原型一致[15]。

大藤峡二期围堰抛填料来源复杂,为此开展了5种材料的离心模型试验,试样的最大粒径为20 mm,在模型箱上部堆填样品,当离心加速度逐级增大至设计加速度70g时,启动电动提升装置,将模型箱中部隔板拉出,隔板上部填料抛填至模型箱下部的水中。试验成果见表1。

表1 加速度70g条件下的水下抛填密度试验成果

材料类型和级配对水下抛填密度影响比较显著,抛填料一般可以达到稍密—中密状态,当砾石磨圆度较高、级配较优下可以达到密实状态。离心模型试验确定的水下抛填密度和休止角成果,为断面优化设计提供了试验依据。

3.2 抛填料与碾压料的力学特性

抛填料和碾压料进行了三轴剪切、压缩、渗透变形等力学试验,抛填料的试验密度采用离心试验确定的相对密度,计算最大粒径60 mm所对应的干密度,碾压料为设计孔隙率对应的干密度。

抛填料和碾压料的三轴剪切试验,试样尺寸φ300×H600 mm,试验周围压力为0.2、0.4、0.6、0.8 MPa,为饱和固结排水剪切试验。表2给出了经试验得到的E—B模型参数。

表2 填筑料E—B模型参数成果

相同样品,碾压料的干密度提高后,非线性抗剪强度指标和E—B模型参数均有一定的提高。

3.3 填筑料与塑性混凝土接触特性

填料与塑性混凝土防渗墙结构界面的接触面问题,涉及到非线性、大变形、局部不连续等力学前沿问题,是土体与结构物相互作用研究的核心课题之一。依据经验,在防渗墙与堰体材料间有一层泥皮,这层泥皮作用很大,因此在试验中考虑了无泥皮工况和有泥皮工况(厚度为3.0 cm)。

试验采用大型叠环式剪切仪,上下盒样品尺寸长宽高均为600 mm×600 mm×300 mm,下盒中放置塑性混凝土,上盒中充填砂砾石料,分别在100、200、400、600 kPa的法向压力下固结,然后采用0.5 mm/min的剪切速率进行剪切。

2种接触面材料的试验曲线见图2,无泥皮时接触面应力随着剪切位移的增加逐渐变大,接触面剪应力与位移呈现出很好的双曲线关系;有泥皮时接触面剪应力与剪切位移呈现出一定的应变软化特性。按Duncan非线性弹性本构模型整理的模型参数见表3。

表3 接触面参数试验成果

a)无泥皮剪应力-剪切位移

4 塑性混凝土防渗墙材料试验

塑性混凝土防渗墙具有较低的弹性模量、较低的模强比和较大的极限应变,其初始模量不随围压的加大而增大,具有与土料相似的应力应变关系和破坏型式,具有良好的抗渗性和耐久性。因此,塑性混凝土防渗墙在国内外的水利工程中运用非常广泛,如三峡二期围堰[17]。

塑性混凝土的配合比是指单位体积中各种原材料的用量,其中原材料中干料(水泥、黏土/膨润土、骨料)是控制力学参数的关键因素。本次试验采用工程类比法,结合工程经验,初步推荐各原材料的用量范围:水泥用量在120～200 kg/m3,黏土+膨润土用量在60～200 kg/m3,骨料用量在1 540～1 740 kg/m3,砂率为80%,减水剂添加量均为水泥用量的6‰,共设计了22组配合比。

大藤峡现场有大量的低液限黏土,其液限38.0%,塑性16.7%,塑性指数21.3%,性能较优,试验中进行了膨润土和黏土的掺量对比,经优选后推荐的是单掺黏土方案,有效降低了工程造价。

参考三峡二期围堰等工程中塑性混凝土配合比的工程经验[18],本次采用的优选配合比标准为:塑性混凝土抗压强度不小于2.5 MPa,模量不大于625 MPa,模强比小于250。经拌合物性能、抗压强度、弹性模量等,确定的优选配合比成果见表4,其中S13和S17是最优配合比成果,S3和S10是结合施工实际需要选定的高强度配合比成果。

表4 优选配合比

按优选配合比,制备了尺寸为φ101 mm×H200 mm和φ170 mm×H30 mm的圆柱体试样,分别开展了三轴试验和渗透试验,塑性混凝土三轴试验成果见表5。渗透试验表明,塑性混凝土在达到28 d龄期后,试样的渗透系数为i×10-7cm/s量级,在达到90 d龄期后,渗透系数略有减小,为i×10-8cm/s量级,均满足一般防渗墙的抗渗要求。

表5 塑性混凝土E—B模型参数成果

5 围堰应力变形计算

采用试验获得的堰体填料参数,模拟施工填筑及水位升降过程,开展了二期围堰的平面二维有限元应力变形计算和三维整体模型应力变形计算分析。二维平面计算重点是塑性混凝土防渗墙参数敏感性分析和应力变形分析,三维计算重点是围堰与防渗体系的三维应力变形性状,对防渗体系破坏可能性进行了分析,详细论证了围堰设计方案的安全性。

在有限元分析中,接触条件是一类特殊的不连续约束条件,容许力从分析模型的一部分传递到另一部分;接触状态可以分为黏接、张开和滑动3种,强烈地依赖于材料特性、接触界面特性和受力状态,本次采用应用广泛的Mohr-Coulomb接触定理,用界面摩擦系数来表征接触表面的摩擦行为。

由于复合土工膜厚度薄,且不具备抗压和抗弯特性,因此如何在有限元计算中考虑土工膜的作用存在较大的难度。本次研究中提出采用薄膜单元来模拟复合土工膜,同时在复合土工膜与上、下游垫层料之间均设置接触。这种模拟能较好地反映土工膜自身的基本力学特性,又能较好模拟土工膜与垫层料之间的张拉脱开、剪切滑移等接触力学特性,同时水压力也直接加在土工膜上,可真实有效地模拟土工膜的应力应变。

对完建期和蓄水期大坝的应力与变形特征进行分析,完建期和蓄水期分别对应的工况为:①完建期,大坝围堰填筑完毕,此时防渗墙两边水位为围堰填筑时最高洪水位;②蓄水期,填筑完成后蓄水到坝顶,下游抽水到基岩面。

5.1 二维平面应力变形

对塑性混凝土防渗墙采用线弹性本构模型,进行防渗墙参数敏感性分析,竖直向压力极值与防渗墙弹性模量的关系曲线见图3,随着模量的提高,计算压应力极值逐步平缓,呈现明显的非线性曲线特征。

当塑性混凝土防渗墙采用配比S10/28 d时,完建期与蓄水期防渗墙均无竖向拉应力,竖向压应力极值为-5.8 MPa,位于防渗墙中下部(图4)。结合试验成果,计算极值-5.8 MPa远小于标号S10的配比28 d的抗压强度极值-7.2 MPa,因而标号S10的配比可以满足强度设计要求。完建期与蓄水期防渗墙的应力水平极值分别为0.69与0.77,表明防渗墙发生剪切破坏的可能性较小。

a)中轴线竖直向应力

5.2 三维应力变形

表6—8分别给出了三维分析中围堰、塑性混凝土、土工膜的应力变形极值。

表6 围堰应力变形极值统计

表7 塑性混凝土防渗墙应力变形极值统计

表8 土工膜应力变形极值统计

完建期堰体竖向位移极值为27.2 cm,占最大坝高的0.54%,向上游的水平位移极值为-8.0 cm,向下游的水平位移极值为11.6 cm,大主应力极值为-1.3 MPa;蓄水期堰体竖向位移极值为31.6 cm,占最大坝高的0.63%,向上游的水平位移极值为-7.2 cm,向下游的水平位移极值为14.3 cm,大主应力极值为-1.6 MPa。堰体的应力变形在合理的范围内。

防渗体系中的塑性混凝土应力水平极值为0.85,小于1.0,三维防渗墙竖向压应力极值为-5.3 MPa,小于标号S10的配比28 d的抗压强度极值-7.2 MPa,有一定的安全储备。建议设计采用标号S10的配比。

土工膜主拉力极值为1.6 kN/m,主拉应变极值为0.6%,均远小于土工膜的极限抗拉强度与延伸率,处于安全状态。

6 围堰渗透稳定性分析

针对二期围堰的地质特性及堰体结构,开展了一系列渗流计算分析工作。包括二维稳定计算、二维非稳定计算和三维计算。

6.1 二维稳定渗流

通过二维稳定计算,分析堰基和堰体的渗流状态,研究混凝土防渗墙施工缺陷与渗透稳定的关系。共进行了3种工况的分析。

方案1:围堰正常挡水运行工况,下游无水,混凝土防渗墙深入基岩下2 m。

方案2:围堰正常挡水运行工况,下游无水,混凝土防渗墙深入基岩下2 m,但防渗墙基岩内开叉,宽度0.1 m。

方案3:围堰运行期工况,基坑开挖到底,下游取厂房基坑开挖后的最低底高程。

表9 渗流计算成果

方案1成果,在土工膜和防渗墙等防渗体系的共同作用下,取得了较好的渗控效果。墙后自由面明显降低,堰脚垂直和水平出逸比降分别为0.04和0.07,单宽流量为0.60 m3/(d·m),围堰的渗透稳定可以满足要求。

方案2成果,开叉处墙后自由面高程和堰脚比降均略有提高,同方案1比,墙后自由面高程抬高了1 m,堰脚比降为0.10,单宽流量比未开叉时增大了0.38 m3/(d·m)。可见单个的开叉对围堰局部的渗透稳定是不利的,若开叉过多将会影响围堰的安全运行。因此,施工过程中必须确保防渗墙的质量。

方案3中的自由面已降至堰脚以下,重点是考虑基坑边坡的渗透稳定。开挖后的坑底已进入下部岩层内,此时基坑的最大水平比降为0.27,位于基坑最低处,边坡的一、二级平台均有出逸,因此开挖前需做好基坑周边和平台的降水和排水措施。

6.2 二维非稳定渗流

长期蓄水的土坝,当库水位以太快的速度下降时,坝体内孔隙水压力可能不能很快消散,坝体的浸润线高于上游库水水面。在这种情况下,渗流的动水压力或渗透力的作用对上游坝坡造成浮起及下滑的趋势,甚至酿成滑坡事故。因此,在实际工程中必须防止因库水位下降速度太快而导致这类事故的发生。为进行坝坡的稳定分析,需要进行非稳定渗流计算,确定库水位下降过程中各时段坝体浸润线的位置。

对典型断面进行材料分区概化,建立二维饱和非饱和非稳定渗流模型,重点分析上游坝体内水位消落过程中上游坝体的渗透比降变化。水位降落条件为:上游水位由52.8 m高程降至44 m高程(最低通航水位),降落时长为20 h,降速为0.44 m/h。

堆石区44 m高程坡面处比降过程曲线见图5。当库水位以0.44 m/h的速度降落时,上游堆石区自由面基本与水位同步下降,反滤料由于渗透系数小于堆石区,滞后于江水位降落。降落过程中,堆石区和反滤料最大比降出现在水位持续降落20 h的时刻,最大渗透比降分别为0.05和0.15,结合室内试验成果,能够满足渗透稳定性要求。

图5 水上堆石44 m高程上游侧渗透比降过程曲线

6.3 三维渗流

三维稳定渗流计算模型主要对围堰形成后基坑开挖情况进行模拟,通过三维计算,分析堰内基坑开挖前后的基坑涌水量,为保证施工期围堰安全提供技术支撑。

根据三维渗流计算结果,右岸山体地下水主要呈由西南向东北流动的态势,黔江为排泄面,二期上、下游和纵向围堰及其防渗体系形成后,受河床地势控制,地下水向基坑内地势最低处排泄。防渗墙入岩形成封闭式防渗后,基坑开挖前后排水量变化不大,排水量约135.6～140.6 m3/d。如果河床或左岸滩地表层存在局部弱风化透水层,防渗墙未全截断该层,则可能导致基坑排水量明显增大。

7 监测资料验证

大藤峡二期围堰于2019年10月完成截流,2020年4月围堰填筑到设计高程,开始挡水发电,2022年5月开始拆除,共运行了30个月。围堰运行期间,对二期围堰的变形和渗透压力等进行了监测。监测资料表明:围堰累计沉降测值在54.34～212.20 mm变化,蓄水期间沉降变化量在50.17～171.81 mm变化,本次围堰填料在26 m以下都是水下抛填,抛填密度相比较碾压密度偏低,而本次围堰的最大沉降约占围堰高度的0.42%,相比较一般碾压式堆石坝的沉降比0.5%～1.0%,处于低值,说明沉降量值较小。累计水平位移测值在-9.00～85.00 mm变化,蓄水期间水平位移变化量在-13.60～67.30 mm变化(向下游变化为正),监测资料说明水平位移量值也较小。

围堰防渗墙后侧渗透压力测值最大值为63.50 kPa,蓄水后渗透压力变化在-2.75～25.95 kPa,渗透压力最大值对应的约3 m水头,相比较二期围堰最大挡水水头(48.8 m),也处于较小值,说明塑性混凝土防渗墙的防渗效果较好。

8 结语

大藤峡二期围堰结构和渗控安全性研究,开展了抛填料与碾压料的力学试验和数值模拟试验,验证了设计方案的合理性与可靠性,并提出了优化措施,研究成果与工程实际紧密结合,为二期挡水围堰设计、施工及安全运行提供关键技术支撑。本次研究中,在以下方面取得了创新成果。

a)开展了离心模型试验,确定了抛填料的水下抛填密度和水下休止角,为围堰断面优化设计提供了准确的参数指标;通过掺配膨润土和黏土方案试验论证,推荐了最大化掺配当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实现了对填料与塑性防渗墙的接触特性和复合土工膜性能的准确模拟,得到了更符合工程实际的变形规律。

c)数值计算的准确性有效支撑了设计提出的“单防渗墙+土工膜结构”防渗体系,经2 a的工程运行验证,取得了较好的实施效果,这种防渗体系可以有效加快工程进度、降低工程造价,可以为其他同类项目提供参考和借鉴。

本次研究不足之处在于,数值计算中的竖向变形值(316 mm)和水平变形值(143 mm),与监测资料的竖向变形值(212 mm)和水平变形值(85 mm)仍有差异,这说明施工质量可靠,引起实测变形值较小,也说明了数值计算的精度和试验参数选取仍有待进一步提高,可通过监测资料反分析的方法验证参数合理性。