高心墻堆石壩壩基防滲墻與心墻連接方案研究

吳夢喜，余學明，葉發(fā)明

（1.中國科學院力學研究所，北京 100190；2.中水顧問集團成都勘測設計研究院，成都 610072）

高心墻堆石壩壩基防滲墻與心墻連接方案研究

吳夢喜1，余學明2，葉發(fā)明2

（1.中國科學院力學研究所，北京 100190；2.中水顧問集團成都勘測設計研究院，成都 610072）

深厚覆蓋層壩基上的高心墻堆石壩越來越多地采用兩道防滲墻的設計方案。防滲墻與土質防滲體連接處是抵御滲透破壞的關鍵部位，該部位的混凝土結構設置方案優(yōu)化是防滲設計的重點內容。闡述了瀑布溝電站心墻堆石壩混凝土防滲墻與土質心墻幾種連接方案的設計比選過程，重點研究了防滲墻和廊道完全被高塑性黏土包裹和僅頂部被高塑性黏土包裹兩個優(yōu)化方案中心墻底部的孔隙水壓力和滲透坡降的性狀，表明這兩個方案都是可行的。連接部位的滲透坡降是非均勻的，混凝土結構頂部的滲透坡降較大，心墻底部出口處的滲透坡降較小；壩體與兩岸相接部位心墻底部滲流出口處的滲透坡降最大；高塑性黏土僅設置于混凝土結構頂部有利于心墻變形和施工進度，推薦設計采用。

防滲墻；滲流；滲透坡降；有限元；堆石壩

自1958年混凝土防滲墻在山東省青島月子口水庫試驗成功后，防滲墻成為我國砂礫石壩基上滲流控制的主要措施［1］。工程實例表明，防滲墻的上部，尤其是與大壩土質防滲體連接處，是滲流控制的關鍵部位。上部防滲墻滲流控制的失效，往往造成大壩防滲體的滲透破壞［1］。防滲墻與大壩土質心墻的連接目前主要有兩種形式：一種是墻頂設廊道的形式；另一種是防滲墻直接插入土質防滲體一定深度的形式［2］。墻頂設置廊道，墻中間預留灌漿孔，可以在墻體局部失效時進行補強灌漿。插入式連接由于插入段墻外側向土壓力的作用，墻與填土之間能夠緊密結合，不容易發(fā)生滲流接觸沖刷，因而是一種結構簡單而且效果較好的連接方式，在我國應用廣泛［2，3］。由于壩高的發(fā)展和防滲墻允許滲流梯度的限制，一些深厚覆蓋層地基的高水頭土石壩采用了兩道防滲墻［4］。兩道防滲墻在國內的應用經驗尚少，但隨著深厚覆蓋層上高壩的建設，其應用會越來越多。對兩道防滲墻與土質心墻的連接方式的研究，是水電開發(fā)建設的迫切需求。本文介紹瀑布溝電站心墻堆石壩兩道防滲墻與土質心墻連接的設計方案的研究發(fā)展過程，分析優(yōu)化方案心墻底部的滲流性狀，為瀑布溝工程和今后類似工程兩道防滲墻與心墻底部連接處防滲結構設計提供參考。

1 連接方案的研究與發(fā)展過程

瀑布溝水電站位于大渡河中游尼日河匯口上游覺托附近，裝機330萬kW。攔河大壩為礫石土心墻堆石壩，壩高186 m，壩頂長573 m。壩址區(qū)河谷狹窄。壩基覆蓋層深厚，以漂卵礫石等粗顆粒為主，透水性強，最大厚度約70.7 m。

設計采用兩道混凝土防滲墻截斷河床部位滲流，其中一道為主墻，另一道為副墻。主墻與兩岸和壩底基巖灌漿帷幕構成主防滲平面，副墻僅在墻底部基巖設置灌漿帷幕。對于防滲墻與土質心墻的連接方式，業(yè)主大渡河流域開發(fā)公司和設計單位中水顧問集團成都勘測設計研究院組織國內高校和科研單位進行了大量的研究，并公開發(fā)表了一些論文［4－8］。如圖1所示，瀑布溝防滲墻與土質心墻的連接有3個方案：①兩道墻均與頂部廊道連接［6，7］，廊道外部設置高塑性黏土區(qū)，心墻底部土體與覆蓋層之間設置鋼板（圖1（a））；②兩道墻均采用插入式連接［7］，兩道防滲墻之間設置廊道，心墻底部與廊道外部設置高塑性黏土區(qū)（圖1（b））；③一道墻插入式連接，一道墻與廊道連接［8］，心墻底部與廊道周圍設置高塑性黏土區(qū)（圖1（c））。對以上3種不同連接方式對壩體、防滲墻與廊道應力變形影響的研究表明，在高塑性黏土設置范圍相同的情況下，不同連接方案對壩體的應力變形影響很小，而對廊道與防滲墻的應力變形有一定影響。比較圖1中的3個方案：圖1（a）方案心墻底部大面積鋪設鋼板不經濟，較小的防滲墻間距使兩道墻施工時相互干擾大，對孔壁穩(wěn)定性也不利；圖1（b）方案廊道位于兩墻之間，不利于利用廊道對防滲墻局部缺陷處補強灌漿；圖1（c）方案將廊道置于主墻的頂部，在主墻出現(xiàn)缺陷的情況下可以利用廊道進行補強灌漿，副墻插入式連接，結構簡單可靠。對于防滲墻與廊道的連接方式，著重研究比較了空接頭、柔性接頭和剛性接頭3種接頭方案。空接頭和柔性接頭雖然可以減小防滲墻中的應力，但結構形式復雜，接頭處是防滲的薄弱環(huán)節(jié)，對止水的可靠性要求高，而剛性接頭雖然應力高于其他兩種接頭，但結構簡單，防滲可靠性高［6，8］。副墻插入式連接，主墻與廊道剛性連接的方式被初步設計所采用。圖1（b）、（c）兩方案中防滲墻插入心墻15 m，和廊道置于建基面上10 m這兩個數(shù)值，主要是參照我國行業(yè)標準《碾壓式土石壩設計規(guī)范》（SL.274－2001）中，“防滲墻插入土質防滲體的高度宜為壩高的1／10，高壩可適當降低”的規(guī)定確定的。

圖1 防滲墻與廊道連接方案Fig.1 Scheme of the cutoff wall to be conjoined w ith a gallery

基于三維應力變形分析，技施設計階段對于圖1（c）的方案進行了進一步的優(yōu)化，形成如圖2所示的方案。該方案兩道墻凈距12 m，廊道置于建基面并與主墻剛性連接，副防滲墻插入心墻15 m，廊道頂部高塑性黏土高度降低到690 m高程，心墻底部兩側5 m厚度的高塑性黏土予以取消。該方案降低了廊道的底板高程，減少了變形較大的高塑性黏土的設置范圍，因而減小了心墻的沉降變形量，也改善了廊道的應力狀態(tài)。

圖2 廊道置于建基面上的優(yōu)化方案Fig.2 Optimum scheme of the gallery to be set on the ground

2 副墻插入深度與高塑性黏土設置范圍優(yōu)化

由于副墻插入心墻的深度較大，副墻混凝土的澆筑與主副墻之間填筑土料的輸運相互制約，加上高塑性黏土填筑速度慢，如果不能在雨季前完成這一部位的施工，對壩體工期的影響將很大。如若降低副墻插入心墻的深度、減小高塑性黏土的設置范圍，設計仍然能夠滿足防滲安全的要求，這將大大降低施工難度。

圖2所示的方案中，連接部位兩道防滲墻之間存在寬度較大的土質防滲體，最不利的滲流通道不再是環(huán)繞一道防滲墻的接觸界面。連接部位最不利的滲流通道穿過處于緊密壓縮狀態(tài)的心墻底部高塑性黏土，與只有一道防滲墻的情況相比，不但滲徑增長，而且抗?jié)B透破壞能力更強。因而，《碾壓式土石壩設計規(guī)范》中，“防滲墻插入土質防滲體的高度宜為壩高的1／10，高壩可適當降低”的規(guī)定對設置兩道防滲墻的情況，其要求就過高了。由于防滲墻插入土質防滲體的深度，是根據(jù)連接部位的滲透穩(wěn)定性要求確定的。防滲墻或廊道頂部高塑性黏土的厚度，主要是防止心墻與混凝土結構之間的差異沉降而在混凝土結構頂部心墻土內造成裂縫，一般要求高塑性黏土的厚度大于差異沉降的1.5倍?；诖丝紤]，設計推出圖3所示的A，B兩個優(yōu)化方案。這兩個方案副墻插入深度減小為10 m，墻頂部高塑性黏土頂面比圖2方案下降5 m，其中B方案高塑性黏土只設于混凝土防滲墻與廊道的頭部。

圖3 兩個連接部位優(yōu)化方案Fig.3 Op timum scheme of conjoined position of the cutoff wall and gallery

3 心墻底部的滲流性狀

壩軸線剖面的材料分區(qū)如圖4所示，計算將天然巖體和筑壩材料分為13種材料，對應滲透系數(shù)如表1所示。

圖4 壩軸線截面巖體滲透分區(qū)圖Fig.4 Permeability division diagram of the rock mass in the dam axis cross-section

表1 材料滲透參數(shù)Table1 The seepage coefficients ofmaterials

整體有限元網格如圖5所示，共包括62 904個20節(jié)點六面體單元，266 118個節(jié)點。網格的外邊界上下游斷面均垂直于河流方向，上游斷面河谷中心處距壩軸線850 m，下游斷面河谷中心處距壩軸線870 m。左岸斷面距離河谷中心線870 m，右岸斷面距離河谷中心線600 m，底部斷面為高程400 m的平面。因壩體上游壩殼和反濾過渡層滲透坡降很小可忽略其影響而未參與計算。整體模型中采用圖2的防滲墻與心墻的連接方案。經計算檢驗本文的幾個連接方案的變化對壩基滲流場幾乎沒有影響。

圖5 三維有限元網格Fig.5 3-D m esh of themodel

利用第一作者開發(fā)的利科三維飽和非飽和滲流計算軟件SEEPAGE，計算正常蓄水位850 m、壩體下游水位670 m工況下壩體、壩基和兩岸山體整體的穩(wěn)定滲流場。左、右兩岸山體截斷處的邊界條件取已知水頭邊界，水頭根據(jù)鉆孔壓水資料反演分別確定為920 m和970 m。模型的上游表面，水位850 m以下者為已知水頭邊界。模型的下游表面，水位670 m以下者為已知水頭邊界，以上者為可能的溢出面邊界。模型上下游截斷處為不透水邊界。

圖6為河谷中心壩體橫剖面上壩基與壩體的水頭百分數(shù)，河谷覆蓋層中水頭變化集中在防滲墻上，副防滲墻、主防滲墻和下游堆石之間的水頭降落比例約為4∶5∶1。心墻底部上游覆蓋層、兩防滲墻之間覆蓋層上的水頭降落所占比例很小。覆蓋層中防滲墻表面壩軸線方向上的水頭變化也很小。計算分析表明壩基的滲流量約占總滲流量的90%，兩道防滲墻的水頭分擔比例對壩體心墻礫石土滲流參數(shù)不敏感。

為使壩體滲透坡降的情況更加準確，對壩體心墻（含下游反濾層）單獨進行精細有限元剖分，共剖分9 820個20節(jié)點六面體單元，44 295個節(jié)點。心墻底部局部方案的調整對心墻底面和心墻下游的滲流場影響甚微，局部模型的邊界條件根據(jù)壩體與壩基的整體的滲流計算結果確定。心墻上游面及副防滲墻前心墻底面為水頭850.0 m，主防滲墻后壩底面水頭688 m，心墻底部兩防滲墻之間水頭778.0 m。下游反濾層外表面為可能的溢出面邊界，其他邊界為不透水邊界。

圖7為A，B兩個方案河床部位心墻底部的滲流等勢線分布圖。B方案與A方案相比，由于高塑性黏土僅設置于廊道和防滲墻的頂部，混凝土結構與土體接觸處等勢線在高塑性黏土內更加密集，在其下部的心墻碎石土內比較稀疏。

圖6 河谷中心剖面壩體與壩基中的等水頭線（%）Fig.6 Equipotential lines at the center cross section of the dam

圖7 兩方案河床中截面心墻底部的滲流等勢線Fig.7 Equipotential lines in the earth core base area at them iddle of the river in two schemes

圖8 兩方案連接部位河床中部的滲透坡降Fig.8 Seepage gradients in the conjoined area at them idd le of the river in two schemes

圖9 兩方案心墻底部廊道后滲透坡降Fig.9 Seepage gradients at the earth core base behind the gallery in two schemes

圖8 為方案A，B連接部位河床中部的滲透坡降。連接部位內的滲透坡降變化是很大的，副防滲墻的頂部和廊道頂部下游側變化最為劇烈?？梢?，對于連接部位的滲透坡降，簡單地按照混凝土結構物外包線的長度估算得到平均滲透坡降，依此來判斷滲透穩(wěn)定安全性是不合適的。方案A副墻頂部的滲透坡降最大為10.2、廊道頂部的滲透坡降最大為8.8，方案B副墻頂部的滲透坡降最大為11.9、廊道頂部靠近高塑性黏土和心墻相接的部位的滲透坡降最大為12.8。圖9為心墻底部廊道下游側兩個方案的滲透坡降。圖中可見靠近岸坡處高塑性黏土內滲透坡降遠大于河床中部，這是因為該部位設置了滲透系數(shù)較小的高塑性黏土，滲透坡降的大值位于高塑性黏土內部。總體來說，心墻底面廊道下游側離廊道越近，滲透坡降越大。方案A廊道下游滲流出口的滲透坡降兩岸最大值為5.9，河谷小于3；方案B廊道下游滲流出口的滲透坡降兩岸最大值為4.9，河谷小于2.5。兩個方案比較，方案A廊道周圍都有高塑性黏土包裹，而方案B僅在廊道的上部設置高塑性黏土，前者的接觸滲透坡降較小，后者的出口滲透坡降較小，但兩者在數(shù)值上差別不大?？傮w而言，兩個方案雖然最大滲透坡降很大，但最大值處在離滲流出口比較遠的廊道和副防滲墻的頂部位置，該部位混凝土與土體之間處于受壓緊密接觸狀態(tài)，發(fā)生接觸沖刷的可能性是很微小的，而出口處的滲透坡降除了兩岸心墻后部較大外，其余部分均較小，因而在做好出口保護的前提下，兩個方案都是滲透穩(wěn)定的。高塑性黏土全部包裹連接部位混凝土結構的方案A出口處滲透坡降較大，但該處土體為抗?jié)B透破壞能力高的高塑性黏土；只在混凝土結構頂部設置高塑性黏土的方案B混凝土結構與高塑性黏土接觸范圍內滲透坡降較大，而土體為心墻礫石土的滲流出口滲透坡降較小。從滲透穩(wěn)定的角度看兩個方案都可行，并無明顯的優(yōu)劣。

從壩體心墻變形來看，連接處土體與混凝土結構表明法向應力為壓應力，接觸面處于緊壓狀態(tài)，因而只在混凝土結構頂部設置高塑性黏土協(xié)調變形，防止結構頂部心墻礫石土內產生剪切裂縫，即可滿足變形協(xié)調要求。高塑性黏土由于壓縮性大，其設置范圍的縮小可以減小心墻的沉降，對心墻的應力狀態(tài)有利，也有利于提高施工進度，因而高塑性黏土僅置于頂部的方案B為推薦方案。工程實施時為了確保連接部位混凝土結構與心墻土結合緊密，需要在結構外包裹2 m厚高塑性黏土，最終按照A方案施工。

4 結 論

通過對瀑布溝混凝土防滲墻與土質防滲體連接處設計方案的研究，可以得出以下結論：

（1）連接部位的滲透坡降是非均勻的，防滲墻與廊道頂部的滲透坡降大，滲流出口的滲透坡降小。

（2）設兩道防滲墻時，混凝土結構插入土質防滲體的深度可低于規(guī)范推薦的1／10壩高的規(guī)定，可通過有限元計算確定。

（3）連接處土體和混凝土結構接觸面一般處于緊壓閉合狀態(tài)，高塑性黏土僅設于混凝土結構頂部即可滿足防滲要求。

［1］ 劉 杰.混凝土防滲墻滲流控制幾個問題實例分析［J］.大壩觀測與土工測試，1992，16（5）：39－43.（LIU Jie.Case study of concrete diaphragm walls seepage control［J］.Dam Observation and Geotechnical Tests，1992，16（5）：39－43.（in Chinese））

［2］ 劉 杰，繆良絹.小浪底水庫壩基防滲墻與心墻接觸滲流控制試驗研究［J］.人民黃河，1993，（5）：19－22.（LIU Jie，MIAO Liang-juan.Experimental and research on seepage control of the interface of an anti-seepage wall in an earth core［J］.Yellow River，1993，（5）：19－22.（in Chinese））

［3］ 劉 杰，繆良絹，傅 裕.大壩心墻插有混凝土防滲墻段的應力與滲透穩(wěn)定性試驗研究［J］.水利學報，1994，（12）：47－54.（LIU Jie，MIAO Liang-juan，F(xiàn)U Yu.Investigation of stress and seepage stability at the conjoined section of concrete diaphragm and core of rockfill dam［J］.Journal of Hydraulic Engineering，1994，（12）：47－54.（in Chinese））

［4］ 郭成謙.論雙排防滲墻的設計［J］.水力發(fā)電，1992，（9）：18－22.（GUO Cheng-qian.Design of twin antiseepage wall［J］.Water Power，1992，（9）：18－22.（in Chinese））

［5］ 肖白云.混凝土防滲墻墻體材料及接頭型式的研究［J］.水力發(fā)電，1998，（3）：29－31.（XIAO Bai-yun.Research on material and joint type of anti－seepage wall［J］.Water Power，1998，（3）：29－31.（in Chinese））

［6］ 陳 剛，馬光文，付興友，等.瀑布溝大壩基礎防滲墻廊道連接型式研究［J］.四川大學學報（工程科學版），2005，37（3）：32－36.（CHEN Gang，MA Guangwen，F(xiàn)U Xing-you，et al.Research for the joint type by gallery between dam imperious wall and core wall of Pubugou project［J］.Journal of Sichuan University（Engineering Science Edition），2005，37（3）：32－36.（in Chinese））

［7］ 陳 紅，陳 剛，覃朝明，等.大渡河瀑布溝水電站大壩基礎混凝土防滲墻與心墻連接型式研究［J］.水力發(fā)電，2004，30（A01）：307－314.（CHEN Hong，CHEN Gang，TAN Zhao-ming，etal.Research on the joint type between imperious concretewall and corewall of Pubugou project［J］.Water Power，2004，30（A01）：307－314.（in Chinese））

［8］ 傅少君，陳勝宏.瀑布溝堆石壩防滲體自適應有限元分析［J］.巖土力學，2006，27（3）：499－504.（FU Shao-jun，CHEN Sheng-hong.Analysis of seepage prevention system of Pubugou rockfill dam by adaptive FEM［J］.Rock and Soil Mechanics，2006，27（3）：499－504.（in Chinese） ）

（編輯：羅玉蘭）

Research on Conjoining Scheme for Anti-Seepage W all of High Rock fill Dam w ith Earth Core

WU Meng-xi1，YU Xue-ming2，YE Fa-ming2
（1.Institute of Mechanics，Chinese Academy of Science，Beijing 100080，China；2.Chengdu Hydroelectric Investigation＆Design Institute of SPC，Chengdu 610072，China）

In the design of high rockfill dams on the deep and thick gravel-sand foundation with earth core，double anti-seepage walls will bemore frequently used.The conjoining area of the anti-seepage soil body and the concrete wall is the key part to prevent seepage failure，and the optimization of structural arrangement in this area is the emphasis in a design process.In this paper the process of design scheme of the conjoining area in the Pubugou Rolled Earth-rock Fill Dam is presented，and the research focused on the pore pressure and seepage gradient character of two optimum schemes，i.e.one is that the cutoffwall and the gallery are entirely packed by clay，and the other，those are partially packed on the top by clay.It is indicated that the two schemes are both suitable.Seepage gradient in the conjoined area is inhomogeneous around the concrete structure.Seepage gradient at the top of the structure ismuch bigger than that at the outlet of the earth core base.Using high plastic clay package only on the top of the concrete structure is favorable to the settlement of the earth core and the construction schedule，so it is recommended to be used in the design.

anti-seepage wall；seepage；seepage gradient；finite elementmethod；rock fill dam

TU443

A

1001－5485（2010）09－0059－06

2010-07-07

國家自然科學基金（10472122）

吳夢喜（1967-），男，湖南漣源人，高級工程師，博士，主要從事巖土工程滲流與變形的數(shù)值方法研究、軟件開發(fā)和工程應用，（電話）010-82544191（電子信箱）Wumx＠imech.ac.cn。