某水電站左岸邊坡泄洪霧化防護措施比選

王 勁，羅玉龍，殷 亮，詹美禮，盛金昌

(1，河海大學水利水電學院，江蘇南京 210098;2.中國水電顧問集團華東勘測設計研究院，浙江杭州 310014)

某水電站位于金沙江下游四川省寧南縣和云南省巧家縣境內(nèi)，上接烏東德電站，下鄰溪洛渡電站。電站裝機容量16000 MW。攔河壩為混凝土雙曲拱壩，壩頂高程834.0 m，最大壩高289.0 m。

泄洪霧化作用對電站左岸邊坡的抗滑穩(wěn)定性不利，是影響大壩安全的控制因素。一方面，由于泄量巨大、河道狹窄，且采用挑流、空中碰撞等消能方式，泄洪霧化的強度大，影響范圍廣，為左岸邊坡的滑動提供了動力條件;另一方面，左岸下游邊坡存在強卸荷發(fā)育區(qū)、緩傾層間、層內(nèi)錯動帶等軟弱結構面(見圖1)，為左岸下游邊坡的變形和失穩(wěn)提供了地質(zhì)條件。

筆者基于考慮泄洪霧化作用的飽和-非飽和非穩(wěn)定滲流理論，探討泄洪霧化過程中左岸下游邊坡潛在滑坡塊體周界上揚壓力的演變規(guī)律，通過對比不同的泄洪霧化防護設計方案的應用效果，確定最優(yōu)防護方案，以便指導工程設計。

圖1 壩址左岸下游邊坡Fig.1 Downstream slope on left banKof dam site

1 泄洪霧化范圍及潛在滑坡體的確定

1.1 泄洪霧化范圍

參照二灘、小灣、錦屏等水電站的泄洪原型觀測數(shù)據(jù)［1-4］，確定該電站泄洪霧化范圍(如圖2所示，q表示降雨強度):雨濺區(qū)縱向延伸至壩下800 m，橫向?qū)挾燃s為460 m，左岸岸邊高程至800 m，右岸岸邊高程至850 m;濃霧區(qū)縱向延伸至壩下900 m，橫向?qū)挾燃s550 m，左岸岸邊高程至壩頂834 m，右岸岸邊高程至925 m;薄霧區(qū)縱向延伸至壩下1500 m，橫向?qū)挾燃s為860 m。

1.2 潛在滑坡體

勘探表明，塊體1-1和塊體4-1是左岸下游2個主要的潛在滑坡體。其中，塊體1-1位于左岸勘Ⅰ線—勘Ⅹ線，以層內(nèi)錯動帶LS337為底滑面、裂隙J110(J139)為后緣面、斷層f114為側滑面邊界;塊體4-1位于左岸勘Ⅰ2線—勘Ⅹ1線，以層間錯動帶C3-1為底滑面、斷層f101(裂隙J101)為后緣面、斷層f114為側滑面邊界，如圖3所示。塊體1-1和塊體4-1的體積分別約為203.9萬m3、125.5萬m3。

圖2 泄洪霧化區(qū)范圍Fig.2 Range of flood discharge atomization

圖3 左岸邊坡下游潛在滑坡體Fig.3 Potential landslide of downstream left-banKslope

2 飽和－非飽和非穩(wěn)定滲流理論

考慮入滲的飽和-非飽和非穩(wěn)定滲流方程為

其中

式中:kx、ky、kz——x、y、z方向的滲透系數(shù);h——壓力水頭;hc——毛細管壓力水頭;c(hc)——溶水度，當hc＞0時c(hc)=0;ω——降雨入滲量;μ——入滲系數(shù);r——降雨量。

對非飽和狀態(tài)，采用VG模型［5］描述非飽和滲流規(guī)律，負壓水頭與含水率的關系為

式中:t——巖體基質(zhì)勢;θ——含水率;θr——殘余含水率;θs——飽和含水率;α、m——非線性回歸系數(shù)。非飽和滲透系數(shù)采用Mualem的統(tǒng)計模型，計算公式為

式中:a、b、β——擬合參數(shù);ks——飽和滲透系數(shù)。

對于泄洪霧化過程的模擬，屬于動態(tài)邊界問題，這里考慮2種可能的邊界條件:

a.入滲流量補給，最大入滲能力為

式中:H——坡面水深;ψ——入滲濕潤鋒面處的基質(zhì)勢;l——坡面入滲點至濕潤鋒面的距離。

有效入滲量取最大入滲能力與實際降雨可能入滲量ω二者中的小值，按第2類已知入滲流量邊界模擬。

b.在形成地表徑流后則以地表徑流水深為第1類邊界條件。

基于上述理論開發(fā)出的考慮泄洪霧化作用的飽和-非飽和非穩(wěn)定滲流有限元程序參見文獻［6］。

3 防護方案設計

3.1 設計方案

為減小泄洪霧化對邊坡穩(wěn)定性的影響，需對左岸下游邊坡進行防護處理。設計的防護方案如下:(a)水墊塘高程635 m以下為水墊塘結構與河道襯護。(b)斷層F14上游高程635～730 m混凝土襯護30～50 cm;高程730 m以上噴混凝土12 cm。(c)斷層F14～f320之間，勘Ⅹ1線上游開挖邊坡混凝土襯護30～50 cm;勘Ⅹ1線下游高程830m以下為混凝土襯護30～50cm、高程830m以上噴混凝土12cm。(d)斷層f320下游開挖邊坡噴混凝土12 cm保護。(e)下游霧化區(qū)邊坡高程730 m以下噴混凝土12 cm保護。

3.2 有限元模型及計算參數(shù)

為了充分反映樞紐區(qū)的地形、地貌特征，考慮到水庫、泄洪霧化對左岸邊坡滲流場的影響，選取有限元模型范圍如下［7-8］:取上游側邊界距大壩左岸頂拱拱端約1 000 m，下游側取至電站尾水出口再向下游延伸500 m，山體內(nèi)側邊界距河床中心線約2000 m，外側邊界取至河床中心線，底邊界取至250 m高程。整個模型上下游邊界相距約2500 m，左右邊界相距約2000m，高程方向相差約600m。圖4、圖5分別給出了左岸邊坡有限元模型網(wǎng)格和主要排水系統(tǒng)的有限元網(wǎng)格。

圖4 左岸邊坡有限元模型網(wǎng)格Fig.4 Finite element model of left-banKslope

圖5 左岸邊坡主要排水系統(tǒng)有限元網(wǎng)格Fig.5 Finite element model of main drainage system for left-banKslope

模型中模擬的主要巖層有 P2β2、P2β3、P2β4玄武巖;斷層有 F14、F16、F17、F33、f101、f108、f114、f320;裂隙有 J101、J110、J139;層間錯動帶有 C2、C3、C3-1;層內(nèi)錯動帶有 LS331、LS3319、LS337;此外還有編號為 1-1、4-1 的潛在滑坡塊體，廠壩區(qū)帷幕、排水廊道、排水孔幕，抗力體排水平洞及排水孔幕，水墊塘排水廊道、排水孔幕，二道壩排水廊道、集水廊道，水墊塘混凝土襯砌等［9-10］。

表1給出了巖體及結構面的滲透參數(shù)。巖體入滲系數(shù)是非飽和降雨入滲分析中一個重要的計算參數(shù)，但是由于目前對巖體入滲系數(shù)的研究欠缺，只能根據(jù)已有的研究資料、該水電站壩址區(qū)多年平均降雨量、表層巖體滲透性參數(shù)、地表坡度等信息綜合近似確定巖體入滲系數(shù)。參考文獻［11-12］中提供的多年平均年降雨入滲補給系數(shù)表，確定巖體入滲系數(shù)為0.2;混凝土襯護30～50 cm及噴混凝土12 cm區(qū)域的入滲系數(shù)在巖體入滲系數(shù)的基礎上做不同程度的折減，分別取為0.02、0.08。

表1 巖體及主要結構面滲透系數(shù)Table 1 Permeabilities of rocks and main structural surfaces

3.3 泄洪霧化過程

假設上游水位為正常蓄水位825.0 m、下游水位為621.56 m時形成穩(wěn)定滲流場。以該穩(wěn)定滲流場作為后續(xù)泄洪霧化研究的初始條件。整個飽和-非飽和非穩(wěn)定的泄洪霧化過程包括:泄洪之前持續(xù)2 d的天然降雨(雨強20 mm/h)，隨后，泄洪 15 d，最后停止泄洪5 d。其中，2 d天然降雨的入滲范圍為整個模型區(qū)域，后續(xù)的泄洪過程降雨入滲范圍僅為泄洪霧化區(qū)。需要說明的是，對于本工程而言，在工程服役期內(nèi)發(fā)生上述泄洪霧化過程的概率極小，但考慮到該工程的重要性及施工等其他不確定因素，本文考慮這種最危險的泄洪霧化過程。

3.4 結果分析

在天然降雨—泄洪—停止泄洪的過程中，潛在滑坡塊體邊界面上的揚壓力是不斷變化的，當揚壓力的合力達到某一臨界值時將誘發(fā)潛在滑坡塊體發(fā)生失穩(wěn)滑坡。

表2給出了塊體1-1底滑面LS337上的揚壓力合力，顯示了其變化過程。在天然降雨2d及泄洪15d的過程中，塊體1-1底滑面LS337上的揚壓力合力逐漸增大，由穩(wěn)定滲流期的0 N增大到泄洪15 d時的1.04×109N。在停止泄洪后，合力又迅速減小至5.74×106N。這種變化規(guī)律是由LS337與泄洪霧化區(qū)的相對位置決定的。底滑面LS337大部分位于雨濺區(qū)，一小部分位于濃霧區(qū)。因此，經(jīng)過2 d降雨量為20 mm/h的強降雨后，在泄洪霧化降雨過程中，降雨入滲量仍然處于繼續(xù)增大的過程，揚壓力會繼續(xù)增大，待15 d泄洪過程結束后揚壓力才會減小。

表2 塊體1-1的底滑面LS337揚壓力合力變化Table 2 Evolution of uplift pressure on LS337 of total landslide 1-1

表3 塊體4-1的底滑面C3-1揚壓力合力變化Table 3 Evolution of total uplift pressure on C3-1 of landslide 4-1

表3給出了塊體4-1底滑面C3-1上的揚壓力合力，顯示了其變化過程。塊體4-1底滑面C3-1大部分位于濃霧區(qū)及薄霧區(qū)內(nèi)，很少部分位于雨濺區(qū)。因此，經(jīng)過2 d降雨量為20 mm/h的強降雨后，在泄洪霧化過程中，降雨入滲量處于逐漸減小的過程，當泄洪4.5 d時揚壓力合力達到最大(為6.76×108N)之后揚壓力緩慢減小，隨著泄洪降雨的入滲補給，待15 d泄洪過程結束后，揚壓力在停止泄洪的0.5 d小幅度增大到4.07×108N，隨后再次逐漸減小。

4 防護方案比較

為了獲得防護效果好、綜合造價低的最優(yōu)防護方案，在設計方案的基礎上，給出如下3種方案進行比較。(a)比較方案1:全噴混凝土。除水墊塘635 m以下范圍仍為混凝土襯護外，其他均噴混凝土。(b)比較方案2:全混凝土襯砌。(c)比較方案3:高程760 m以下混凝土襯砌，以上噴混凝土。

表4給出了各方案下主要塊體底滑面滲透壓力合力最大值的對比情況。與設計方案相比，比較方案1中深層地下水位基本沒有變化，僅淺層飽和區(qū)的范圍有較大差別。在天然降雨2 d及泄洪過程中，淺層飽和區(qū)的面積明顯大于設計方案，而在停止泄洪的過程中2種方案下淺層飽和區(qū)的面積差別不大。比較方案1中，塊體1-1底滑面LS337上的揚壓力合力在泄洪15d時達到最大(為1.15×109N)，塊體4-1底滑面C3-1上揚壓力合力在泄洪3 d時達到最大(為1.49×109N)。

表4 各方案下重點塊體底滑面滲透壓力合力最大值比較Table 4 Comparison of maximum total uplift pressures on bottom slip surfaces of major landslides in different schemes

與設計方案相比，比較方案2中山體深層地下水位基本不變。在天然降雨2 d及泄洪過程中，淺層飽和區(qū)的面積明顯小于設計方案的面積。在停止泄洪的過程中，2種方案下淺層飽和區(qū)的面積差別不大。比較方案2中，塊體1-1底滑面LS337上的揚壓力合力在泄洪15 d時達到最大(為5.84×108N)，塊體4-1底滑面C3-1上揚壓力合力在泄洪6 d時達到最大(為4.97×108N)。

與設計方案相比，比較方案3中山體深層地下水位基本不變。在天然降雨2 d及泄洪過程中，淺層飽和區(qū)的面積明顯大于設計方案的面積。而在停止泄洪過程中，淺層飽和區(qū)的面積差別不大。比較方案3中，塊體1-1底滑面LS337上的揚壓力合力在泄洪15 d時達到最大(為1.08×109N)，塊體4-1底滑面C3-1上揚壓力合力在泄洪6 d時達到最大(為9.14×108N)。

5 結 論

a.幾種防護方案相比，全噴混凝土方案中，塊體1-1和塊體4-1底滑面上的揚壓力合力相對較大，其中，塊體4-1底滑面C3-1上揚壓力合力的最大值為1.49×109N，高于設計方提出的控制值1.02×109N。從這一角度分析，全噴混凝土方案不能滿足工程安全性要求，而其他防護方案均能滿足安全性要求。

b.設計方案及比較方案3均屬于噴混凝土、混凝土襯砌綜合使用的處理方案，相對比較經(jīng)濟合理。這2個方案在塊體1-1的底滑面LS337上最大揚壓力合力差別不大，前者為1.04×109N，后者為1.08×109N，均低于設計控制值1.58×109N，即2種方案下塊體1-1的底滑面LS337上最大揚壓力合力分別為設計值的65.8%和68.4%;而塊體4-1的底滑面C3-1上最大揚壓力合力相差較大，前者為6.76×108N，后者為9.14×108N，均低于設計方提出的設計控制值1.02×109N，即2種方案下塊體4-1的底滑面C3-1上最大揚壓力合力分別占設計控制值的66%和90%。

c.從幾種防護方案的對比結果可以看出，設計方案和比較方案3均能滿足工程安全性要求，但考慮到實際防護方案施工中可能存在的質(zhì)量缺陷，以及工程運行過程中不確定性因素的影響等，建議選擇設計防護方案作為實際的防護方案，以保證工程具有一定的安全儲備。

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