左右坝肩（共4篇）
左右坝肩 篇1
一、工程概况
阿尔夏提水库位于新疆博尔塔拉蒙古自治州温泉县哈日布呼镇境内, 工程规模为小 (1) 型, 工程等别为Ⅳ等, 主要建筑物为四级, 阿尔夏提水库大坝坝顶高程1227.18米, 坝顶防浪墙墙顶高程1229.1米, 坝顶长度533米, 坝顶宽6.0米, 最大坝高39.4米, 大坝采用沥青砼心墙防渗, 大坝中部设置沥青砼防渗心墙, 墙均厚0.3米, 上部与L型防浪墙底连接, 下部基础若坐落至基岩时设置C20砼基座, 基座板宽4米, 厚度为0.8米;左右坝肩坐落在砂卵石基础时与槽孔砼防渗墙连接。
河床为大开挖沥青心墙防渗墙, 左岸坝肩混凝土防渗墙工程设计桩号为 (0+151~0-206) , 砼防渗墙长361米;右岸坝肩混凝土防渗墙工程设计桩号为 (0+375~0+724) 段, 砼防渗墙长349米, 总长合计710米。岸坡覆盖层深度较厚, 最深处达42.2米, 采用0.45米厚的砼防渗墙, 防渗墙伸入基岩面0.5米。主要施工项目有:砂卵石开挖;砂砾石回填;防渗墙混凝土C15;防渗墙成槽 (不含砼墙部分) 等。混凝土防渗墙设计指标为:C15F200W6。
左右岸坝肩基础覆盖层深度较厚, 上部为砂卵砾石层, 下伏基岩为泥岩砾岩互层, 基岩强风化层厚3米~5米。覆盖层最深处达45米, 采用0.45米厚的砼防渗墙, 防渗墙伸入基岩面以下0.5米。由于补充勘探发现右岸有局部渗漏现象, 勘探孔压水试验透水率在60Lu~90Lu之间, 因此, 采取帷幕灌浆处理。2012年增加灌浆设计和灌浆情况:左岸灌浆处理长度约50米左右, 桩号为B0+085~B0+133;右岸灌浆处理长度约110米左右, 桩号为B0+387.5~B0+500。灌浆孔布置在防渗墙的上游侧, 距砼防渗墙轴线80厘米, 灌浆孔单排布置, 孔距为1.5米, 灌浆孔深入基岩面以下5米, 灌浆深度为基岩面以上沙砾石层3米, 基岩面以下5米, 采用接触灌浆。灌浆质量检查, 按帷幕灌浆孔的10%布置检查孔, 每10个孔为一个单元, 每单元布置一个检查孔, 分段做压水试验, 检查孔压水试验透水率≤5Lu, 作为合格标准。灌前压水试验透水率在3.4~6.7之间, 检查孔压水试验透水率在0.6~2.27之间, 小于设计≤5Lu的要求, 单元工程质量全部合格。
2013年初对该水库进行蓄水基础渗漏检查, 发现左右坝肩基础仍存在渗漏情况。2013年补充灌浆设计情况:左岸灌浆处理桩号为B0+155~B0-206, 右岸灌浆处理桩号为B0+375~B0+724 (不包括2012年灌浆处理段) 。
灌浆孔布置在防渗墙的上游侧, 距砼防渗墙轴线80厘米, 灌浆孔单排布置, 孔距为1.5米, 灌浆孔深入基岩面以下5米, 灌浆深度为基岩面以上砂砾石3米, 基岩面以下基岩5米, 采用接触灌浆。基岩面以上砂砾石灌浆压力为0.2兆帕~0.3兆帕, 水灰比为2∶1;基岩面以下基岩灌浆压力为0.3兆帕~0.5兆帕, 水灰比为5∶1。
二、工程设计变更情况
一是溢洪道0+071~0+083段, 原设计孔底板以下至孔底全孔进行灌浆;上游另增加一排灌浆孔, 溢洪道底板以下至孔底全孔进行灌浆, 灌浆分三段进行, 即基岩5米一段 (灌浆压力0.5兆帕) , 其上3米覆盖层一段 (灌浆压力0.3兆帕) , 再往上至溢洪道底板为一段 (灌浆压力0.3兆帕) 。二是在0+142.75~0+108.25段, 增加24个加密孔, 孔距1.5米, 砂砾石灌浆自基岩面到1225米高程进行加高加密灌浆处理, 灌浆压力为0.5兆帕。同时在探洞部位, 基岩段灌浆深度加深为10米~15米, 根据压水试验情况进行调整为0.5兆帕~1.5兆帕, 灌浆浆液采用水泥水玻璃浆液。三是在左岸坝肩0+142~0+177段, 增加23个灌浆孔, 孔距1.5米, 砂砾石灌浆自基岩面到1226米高程进行加高加密灌浆处理, 灌浆压力为0.5兆帕。同时在右岸坝肩0+142~0+177段, 增加28个灌浆孔, 孔距1.5米, 砂砾石灌浆自基岩面到1226米高程进行加高加密灌浆处理, 灌浆压力为0.5兆帕, 灌浆浆液采用水泥水玻璃浆液。以上变更都是在检查孔取芯, 测量水位、坝前水位、左右检查孔水位差的变化情况, 进行分析对比, 有针对性地找出渗漏异常部位, 实施补灌措施的。
三、施工程序及方法
㈠施工程序
1.帷幕灌浆试验。先用YGL-100型履带式跟管钻机钻孔, 再采用套管灌浆法自下而上进行灌浆, 取得相应的灌浆参数。
2.套管灌浆法。套管灌浆法是利用钻孔时的护壁套管进行灌浆的方法。它的施工程序是:套管护壁钻孔→下入灌浆管→起拔套管 (0.2米~0.5米) →安装灌浆塞→灌浆→再起拔套管及灌浆管 (0.2米~0.5米) →安装灌浆塞→灌浆→重复上述工序, 灌注至孔口 (或设计高程) 。
㈡施工方法
1.钻孔。帷幕灌浆试验钻孔采用YGL-100型履带式跟管钻机一次性成孔。钻孔过程中, 为确保施工质量在设计要求的标准内, 施工中严格控制孔深进入基岩5米, 孔斜控制在1%以内。
2.钻孔冲洗。钻孔完成后, 使用清水冲洗钻孔20分钟, 冲净孔底钻渣。
3.压水试验。压水试验是在裂隙冲洗后灌浆前进行, 采用单点法。压力为灌浆压力的80%, 压水20分钟, 每5分钟测读一次压水流量, 取最后的流量值作为计算流量。其成果以透水率表示。
4.灌浆。套管护壁钻进灌浆孔至进入基岩5米后终孔。然后安装灌浆塞对基岩进行灌浆;之后再分别上提套管和灌浆管, 自下而上地逐段对砂砾石段进行灌浆。砂砾石段灌浆量控制:每米500千克水泥, 水灰比采用2∶1。基岩段灌浆水灰比采用5∶1。
5.灌浆段长、压力。根据先导孔灌浆试验中使用的灌浆压力, 基岩面以上3米砂砾石段灌浆压力为0.3兆帕, 库水位较高时, 灌浆压力为0.5兆帕;基岩面以下5米灌浆压力为0.5兆帕均可以达到结束标准, 因而帷幕灌浆的灌浆压力采用灌浆试验所得的灌浆压力。灌浆结束标准与封孔基岩面以上沙砾石层灌浆压力达到0.3兆帕;基岩面以下灌浆压力达到0.5兆帕, 注入率小于2升/分钟, 持续时间已达60分钟, 结束该段灌浆;灌浆孔经浓浆封孔灌浆结束后向孔内注入水泥砂浆进行封孔。灌浆过程中, 未发现冒浆、漏浆等特殊情况。
四、施工过程质量控制措施
一是孔位由测量人员按设计要求用全站仪测量定位, 保证孔位偏差不大于10厘米。二是钻孔过程中, 采用KXP-1型测斜仪每10米测量一次, 终孔偏斜控制在1%范围内。三是灌浆过程中对水泥浆液比重进行测试, 并做好记录。四是灌浆过程中, 有无吸浆量异常的孔 (段) 。五是采用灌浆自动记录仪记录压力, 流量等各项参数。六是检查孔对灌浆段采取岩芯, 由地质人员进行编录装箱备查, 拍照并绘制岩芯柱状图, 以了解岩石经灌浆后的改善情况。
五、帷幕灌浆效果分析
㈠2012年帷幕灌浆效果分析
1.灌浆注灰量整理分析。左右岸帷幕灌浆单排共109个孔, 灌浆总进尺872米, 水泥注入量126387.83千克, 平均单位水泥注入量144.94千克/米, 从单排帷幕灌浆Ⅰ、Ⅱ序孔单位注入量情况来看:I序孔55个, 灌浆进尺440米, 水泥注入量98450.1千克, 平均单位水泥注入量223.75千克/米;Ⅱ序孔54个, 灌浆进尺432米, 水泥注入量27934.73千克, 平均单位水泥注入量64.66千克/米, 较I序孔平均单位水泥注入量降低56%。由此可以看出, 帷幕灌浆分Ⅱ序施工各次序孔灌浆规律明显、递减较大。砂砾石灌浆段, I序孔55个, 灌浆进尺165米, 水泥注入量90539.17千克, 平均单位水泥注入量548.72千克/米;Ⅱ序孔54个, 灌浆进尺162米, 水泥注入量24965.45千克, 平均单位水泥注入量154.11千克/米, 较I序孔平均单位水泥注入量降低72%。由此可以看出, 帷幕灌浆分Ⅱ序施工各次序孔灌浆规律明显、递减较大。基岩灌浆段, I序孔55个, 灌浆进尺275米, 水泥注入量7912千克, 平均单位水泥注入28.77千克/米;Ⅱ序孔54个, 灌浆进尺270米, 水泥注入量2927.71千克, 平均单位水泥注入量10.84千克/米, 较I序孔平均单位水泥注入量降低62.3%。由此可以看出, 帷幕灌浆分Ⅱ序施工各次序孔灌浆规律明显、递减较大。
2.检查孔压水试验分析。基岩接触段灌浆前压水试验透水率在3.4Lu~6.7Lu之间, 而灌浆后检查孔压水试验透水率在0.6~2.27之间, 透水率明显减少, 灌浆效果明显。帷幕灌浆效果检查主要以钻孔压水试验为主, 共12个检查孔, 经钻孔压水试验, 透水率最大值2.27Lu, 最小值0.60Lu, 满足设计小于5Lu的标准。帷幕灌浆检查孔压水试验透水率在0.6~2.27之间, 小于设计≤5Lu的要求。
㈡2013年帷幕灌浆效果分析
1.灌浆注灰量整理分析。左岸共27个单元, 帷幕灌浆单排共265个孔, 灌浆总进尺2356米, 水泥注入量778863.3千克, 平均单位水泥注入量330.59千克/米, 从单排帷幕灌浆Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ序孔单位注入量情况来看:I序孔65个, 灌浆进尺537米, 水泥注入量297352.6千克, 平均单位水泥注入量553.73千克/米;Ⅱ序孔66个, 灌浆进尺545米, 水泥注入量202013.4千克, 平均单位水泥注入量370.67千克/米, 较I序孔平均单位水泥注入量降低23.1%。Ⅲ序孔134个, 灌浆进尺1274米, 水泥注入量279497.4千克, 平均单位水泥注入量219.39千克/米, 较Ⅱ序孔平均单位水泥注入量降低41%。由此可以看出, 帷幕灌浆分Ⅲ序施工各次序孔灌浆规律明显, Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ序孔单位注入量递减较大。右岸共19个单元, 帷幕灌浆单排共186个孔, 灌浆总进尺5340.62米, 水泥注入量809396千克, 平均单位水泥注入量151.55千克/米, 从单排帷幕灌浆Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ序孔单位注入量情况来看:I序孔46个, 灌浆进尺686米, 水泥注入量403439.1千克, 平均单位水泥注入量588.1千克/米;Ⅱ序孔46个, 灌浆进尺686米, 水泥注入量183677千克, 平均单位水泥注入量267.75千克/米, 较I序孔平均单位水泥注入量降低54.5%。Ⅲ序孔94个, 灌浆进尺3968.62米, 水泥注入量222280千克, 平均单位水泥注入量56.01千克/米, 较II序孔平均单位水泥注入量降低79.1%。由此可以看出, 帷幕灌浆分Ⅲ序施工各次序孔灌浆规律明显, Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ序孔单位注入量递减较大。
2.检查孔压水试验分析。基岩接触段灌浆前压水试验透水率在1.41Lu~9.43Lu之间, 探洞部位基岩第二段灌浆前压水试验透水率在11Lu~33.4Lu之间;帷幕灌浆效果检查主要以钻孔压水试验为主, 共46个检查孔, 灌浆后检查孔压水试验透水率在0.86Lu~4.06Lu之间, 透水率明显减少, 灌浆效果明显, 满足设计小于5Lu的标准。帷幕灌浆检查孔压水试验透水率在0.9Lu~4.06Lu之间, 小于设计≤5Lu的要求。
六、总结
通过原材料检测, 灌浆施工记录、工序质量检查、单元工程质量检查、帷幕灌浆检查孔的压水试验检查, 检查孔的压水试验透水率在0.86Lu~4.06Lu之间, 小于设计≤5Lu的要求, 单元工程质量全部合格。渗漏通道基本封闭, 满足设计要求。一是原设计孔距合理, 在岩石表层接触地段, 按Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ序孔分段分序加密施工, 保证了接触段的灌浆质量。二是由于砂砾石地层密实程度不同, 个别孔在灌浆时单位注入水泥量过大, 在施工过程中对类似情况的孔掺入一定量的水玻璃 (水泥重量的15%) , 可节约水泥用量。对于渗漏明显的部位应采取全孔灌浆, 封闭渗漏通道。三是建议水库运行后, 加强坝后渗漏观测, 发现问题及时进行处理。
左右坝肩 篇2
1.1 工程基本情况
西北口水库位于湖北省宜昌市夷陵区分乡镇。水库枢纽工程由混凝土面板堆石坝、右岸溢洪道、左岸泄洪隧洞、发电放空隧洞及发电站等5大建筑物组成。
水库总库容2.1亿 m3, 电站总装机18 900 kW。水库大坝长222 m, 坝高95 m。坝址以上承雨面积862 km2, 多年平均降水量1 150 mm, 多年平均径流量3.88亿m3。水库按100年一遇洪水设计, 10 000年一遇洪水校核。正常蓄水位为322.00 m;设计洪水位为322.55 mm, 校核洪水位为328.07 m, 死水位250.00 m。西北口水库是黄柏河流域梯级开发工程中的骨干工程, 水库枢纽工程于1992年建成投入运行。大坝作为国内第1座百米级混凝土面板堆石坝被列入“七五”期间科技攻关项目。
1.2 工程地质及水文地质情况
西北口水库库区位于黄陵背斜东翼, 构造比较简单, 为一单斜岩层, 岩层走向10°～20°, 倾向南东, 倾角10°。库区内广布着寒武—奥陶系的白云岩和石灰岩, 震旦系—下寒武系的炭质、硅质、泥质页岩和志留系砂页岩, 分布于分水岭地段。临近河谷山脊高程在400～600 m之间, 形成西陡东缓的单面山地形。两岸山地岩溶发育, 高程550 m以上溶蚀洼地, 落水洞为主。水库坝址区主要分布有上寒武统碳酸盐类岩石和第四系松散堆积层。由下而上分为①上峰尖组;②黑石沟组;③三游洞组;④第四系松散岩层。坝址区地质构造简单, 属单斜构造, 岩层走向10°～20°, 倾向南东, 倾角9°～12°, 所见构造规模都较小, 未见大的断裂。水库右岸坝肩地质勘察表明在270～290 m高程以上的山体为覆盖于右河道之上的滑塌体, 其组成为滑塌、崩塌堆积和坡积的块石、碎石夹粘土, 铅直厚十多米至数十米发育。右岸山体基岩面高程为270～310 m, 经地质平洞证实, 滑塌体与基岩接触处分布一层厚1 m多的粘土夹卵石层。坝区的水文地质条件除上峰尖组为相对不透水层外, 其它岩组透水性较强。地下水的主要类型为岩石裂隙水、岩流水和岩溶裂隙水以及第四系松散岩层中的孔隙水。在地质勘探时期通过对钻孔长期观测资料分析表明, 地下水位的变化与降水有关。地下水属弱碱性的重碳酸钙镁水, 对混凝土无侵蚀性。
2右坝肩的渗漏状况及观测情况
2.1 渗漏现状
西北口大坝右坝肩自建成投入运行以来就存在渗漏, 渗漏出溢点位于右坝肩山体背水坡与溢洪道左边墙结合处, 出溢点高程为280.00 m。渗漏呈年度周期循环态势, 渗漏从无到有, 漏量从小到大, 达到峰值后又逐渐降低直至干涸。由于各种原因, 右坝肩的渗漏没有从投入运行之初进行观测。自有观测记录以来观测到最大渗漏量为211.91 L/min, 发生时间为2006年1月9日, 相应库水位为317.79 m。最低渗漏量为0, 发生时间多为每年的夏秋季。
2.2 渗漏量的观测制度和观测手段
2.2.1 渗漏量观测制度
大坝右岸坝肩的渗漏量自2003年8月26日开始有观测记录。从2003年8月～2004年4月15日观测密度为1次/周。其中2003年12月30日～2004年2月20日无观测记录 (原因是管理单位春节放假未进行观测) 。自2004年4月15日以后至今, 观测密度为1次/d。同时建立了渗漏量、降雨量、库水位数据关联资料档案, 按年度整理存档。
2.2.2 观测手段
在渗漏出溢点兴建了1条导流沟, 将渗漏水顺坝坡引至坝后平台 (高程255.00 m) , 进入三角量水堰, 通过量水堰后流入下游河道。由于三角形量水堰的制作精度不够, 加之渗漏量小, 利用三角堰量测渗漏量的误差较大。为了提高量测精度, 一直采用量杯、量筒与秒表配合量测。具体的量测方法是:由2人到现场, 1人用适当容器接装渗漏水, 1人用秒表控制时间, 然后将控制时间段内接装的漏水用量杯、量筒进行测量, 计算出单位时间的渗漏量。
3渗漏相关性分析
西北口大坝右坝肩的渗漏观测自有观测记录以来已历时4年, 根据4年来的观测成果绘制的“渗漏量—水位、降雨、时间过程线”如图1所示。
由于从2003年8月～2004年4月15日观测密度为1次/周。其中2003年12月30日～2004年2月20日无观测记录, 过程线出现折线和中断, 连续性不理想, 因此在进行相关性分析时将2004年4月15日前的观测情况作参考, 重点分析具有逐日观测记录的时间段。
3.1 渗漏量与库水位的相关性分析
表1为渗漏量—水位特征值统计表。
从表1看出, 渗漏量的各种极值与库水位不存在规律性的对应关系, 特别是渗漏量为0的水位区间的不固定性更能说明这一点。再对库水位过程线和渗漏量过程线进行分析研究发现, 渗漏量与库水位两者过程线的走势不一致, 峰谷不对应。而且库水位急剧变化后, 也未见渗漏量变化有明显的滞后性同趋势反映。这说明渗漏量与水库水位相关性不明显或者说没有相关性。
3.2 渗漏量与降雨量的相关性分析
渗漏量与降雨量特征值统计见表2
注:因降水形成渗漏量有滞后性, 表中渗漏量为降雨次日的渗漏量。
对过程线图和观测记录进行分析, 情况如下。
(1) 明显的降水过程后, 右坝肩有渗漏水, 漏水量与降雨呈正相关态势。即使在漏水量为0的时段, 只要有集中降雨, 就出现渗漏现象。短暂过程后又趋于0渗漏量。如2005年4月7日, 渗漏量为0, 但4月8日～4月10日3 d降雨达44.1 mm, 渗漏量变由0上升为0.2 L/min, 持续1 d后又变为0;2005年7月7～10日连续降雨达106.6 mm, 7月11日渗漏量达2.5 L/min;2006年和2007年均出现类似情况。
(2) 在渗漏量为0而由于降雨出现渗漏的情况时, 渗漏量很小, 而且与降雨存在滞后同趋势现象, 渗漏量与降雨量的变化符合常规。
(3) 因坝址区降水形成的渗漏与连续渗漏时段的平均值相比要小许多, 显然坝址区降水不是渗漏量的主要相关因素。
3.3 渗漏量与季节的相关性分析
表3为渗漏量—时间特征值统计表。
注:根据观测资料, 2003年12月29日渗漏量为108.6L/ min, 但2004年1月1日～2月2日无记录, 但这段时间的渗漏量应该持续, 不可能突然消失, 无记录原因不详。
对观测记录和过程线图分析, 情况如下。
(1) 渗漏量在1年中存在周期性变化趋势。一般在当年末和次年初呈连续性升高达到峰值后连续性降低至0。
(2) 持续性渗漏在1年当中的枯水季节更明显, 峰值均发生在枯水期, 渗漏为0的时段却多发生在年中丰水期, 渗漏量与季节相关性较明显但又不符常规 (常规应是1年当中丰水期渗漏量大, 枯水期渗漏量小) 。
(3) 值得注意的是2006年的渗漏量为0的时段虽然与其他年份不太一致。但仔细查阅观测记录发现自2006年6月15日～9月12日期间, 在无连续降雨和大暴雨情况下, 渗漏量均在1.0 L/min以下 (如2006年6月21日～23日, 3日连续降雨达78.2 mm, 而渗漏量由6月21日的0.1 L/min上升到6月23日的18.5 L/min, 24日又锐减到4.6 L/min, 27日为0.4 L/min) , 如果将因即时降雨而使渗漏量增大的情况滤去, 把这段时间的渗漏量近似看为0, 那么2006年渗漏量为0的时段与其他年度基本一致, 表明渗漏量与季节相关性在每一个观测年度中有较一致的反映。
3.4 渗漏量与温度的相关性分析
从渗漏量过程线图可以看出, 在气温较高的夏秋季节渗漏量小, 在气温较低的冬春季节渗漏量大。在有观测记录的4年中, 最大渗漏量发生的时间分别是:2004年3月8日;2005年12月30日;2006年1月9日;2007年1月27日;西北口水库所在地区的低温季节为当年的11月下旬到次年的3月中旬, 最低气温可达-3 ℃, 冬季的平均气温在10 ℃左右, 夏季的最高气温可达38 ℃, 夏季平均气温26 ℃左右。按常规在热胀冷缩的作用下, 岩层裂隙会在低温季节张开增大一些, 而在高温季节缩小甚至闭合, 那么渗漏量的相关性表现应该是低温季节大, 而高温季节小, 渗漏量的大小与温度似乎存在相关性。
4右坝肩渗漏成因探析
通过对库水位、降水、时间的相关性分析, 可以认为西北口大坝右坝肩渗漏的主要相关性因素是季节和降水。导致渗漏与降水、季节明显相关的原因就是右坝肩渗漏的成因。
4.1 库区远距离右岸山体内裂隙渗水是右坝肩渗漏的主要成因
通过对渗漏量与时间的相关性分析发现渗漏存在年度性循环, 而循环过程又有悖于常理, 即在一年当中的丰水期小, 而在枯水期反而大。西北口水库所在黄柏河东支的降水主要集中在每年的6～9月, 占年降水量的80%左右, 按常理渗漏量应在此时段较大, 而其恰恰相反。在前述的坝区地质情况中, 坝区的水文地质条件中除上峰尖组为不透水层外, 其它岩组的透水性较强。在库区岸边550 m高程以上山体中存在落水洞和溶蚀洼地。地下水有岩石裂隙水、岩溶水和岩溶裂隙水及第四系松散岩层中的孔隙水。所以笔者认为右坝肩的渗漏水的主要来源是库区相当远距离的山体地下水, 而且地下水的主要来源也是地表降水经各种渠道汇入地下形成。其理由是:①查阅西北口水库库区地质资料表明:水库左右两岸与邻谷均有隔水层封闭, 构成天然“帷幕”, 无断层切穿分水岭, 无向邻谷渗漏问题, 反之, 也不存在邻谷向库区渗漏问题。②远距离某处地表降水经灭水洞溶蚀洼地等渗入地下经各种透水岩层汇集集中在右岸山体中, 沿地质裂隙通道流向下游。由于距离遥远加之流量小和沿程损失, 使流行速度缓慢, 所以虽然是在一年中丰水期形成的渗流, 但其到达右坝肩的出流点时已是当年末了, 渗流水持续到次年初结束。③根据测得的最大渗漏量只有0.003 5 m3/s, 每年开始和结束的时间不一致, 持续时间有差别, 且存在断流现象, 可以肯定这股渗流不是具有稳定来源的地下水, 只可能是来源不稳定的地表降水渗入地下经地质裂隙汇集而成;④右坝肩坝址区地质结构存在覆盖于古河道上的滑塌体, 其组成为滑塌、崩塌堆积和坡积的块石、碎石夹粘土, 透水性强。右岸山体基岩高程为270～310 m, 滑塌体与基岩面接触处分布有厚达1 m多的粘土夹卵石层, 右坝肩的渗漏出溢点高程为280 m, 正在上述范围内。所以远距离的山体地下水流至右坝肩区域后向粘土夹卵石层集中, 由于软弱夹层的透水性较强, 汇流到一定程度就会在基岩面以上经粘土夹层溢出地面。
另外, 渗漏量与温度的相关性是否表明气温变化导致岩层裂隙变化是渗漏发生或者说是渗漏量季节周期性变化的原因。这一点笔者认为右岸山体地表高程均在400～600 m, 而出溢点为280 m高程, 如此大的高程差异且在山体中, 当地高低温季节平均气温的高低相差绝对值只有16 ℃左右, 气温对山体中的裂隙几乎没有影响。水库地质勘探资料表明:水库左右两岸与邻谷均有隔水层封闭, 构成天然“帷幕”, 无断层切穿分水岭, 无向邻谷渗漏问题, 反之也无邻谷向库内渗漏问题, 所以不存在因冬季气温的变化导致岩层裂隙增大使库内蓄水或者邻谷水进入渗漏通道而使渗漏量增大的情况。如何解释渗漏量与温度的相关性, 原因是库区右岸山体内裂隙渗水经过远距离渗流, 到达出溢点时正好是年末, 恰好与低温季节吻合, 所以表面上看起来温度与渗漏量也存在明显相关性, 其实不然。
4.2 自然降水是右坝肩渗漏的次要成因
对观测成果的分析发现, 只要出现连续或较大的集中降雨, 渗漏就会发生, 降水前渗漏量为0, 降水后会出现渗漏, 降水前存在渗漏的, 渗漏量会加大。这是因为右坝肩区域的自然降水渗入地下后向位于270～310 m高程粘土夹卵石层集中, 由于软弱夹层的透水性降强, 汇流到一定程度就会在基岩面以上经粘土夹层溢出地面。这种渗漏是即时性的, 渗漏量不大, 但与降水的多少正相关。它不会形成长时段连续且流量相对稳定的渗流, 而形成长时段连续渗流量恰恰是在降雨量稀少的秋冬季, 因而只能是右坝肩渗漏的次要原因。
4.3 右坝肩渗漏水不是水库内的蓄水, 右坝肩渗漏的成因不是库水绕坝肩渗漏
由于渗漏与库水位没有相关性, 右坝肩的渗漏量大小并不与水库库水位同步 (或异步) 同趋势变化, 渗漏量大小极值与库水位无关联, 特别是渗漏量为0的情况存在多个水位区间, 而且各水位区间的水位有明显的差异, 这充分说明右坝肩渗漏的原因不是水库的库水渗漏导致的。
5结语
西北口大坝右坝肩的渗漏现象引起了各方面的关注, 也曾经有多种推测。通过对4年观测成果的分析, 判断渗漏的主要原因是库区内右岸山体地表降水渗入山体经地质裂隙通道远距离汇流至右坝肩出溢点所致;其次是坝址区地表降水渗入地下汇流所致。渗漏水的形成与库内蓄水无直接关联, 因此可以认为西北口大坝右坝肩的渗漏不是由于库内蓄水渗漏所致。显然, 工程管理单位也应加强观测和对观测成果的整理, 积累长系列的观测资料对渗漏原因进一步验证。
摘要：西北口水库大坝作为我国第1座百米级坝高的混凝土面板堆石坝被列入国家“七五”科技攻关项目, 大坝投入运行以来, 右坝肩即存在小股水流渗漏现象。通过对有渗漏观测记录以来的观测成果与库水位、降水量、时间的相关性分析, 研究了西北口大坝右坝肩渗漏的成因。结果表明:西北口水库大坝右坝肩漏水的成因是①库区内右岸山体地表降水渗入山体经地质裂隙通道远距离汇流至右坝肩出溢点溢出;②右岸坝址区地表降水渗入地下汇流至右坝肩出溢点溢出。
关键词：渗漏,相关性,成因,西北口水库
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左右坝肩 篇3
乐昌峡水利枢纽位于韶关乐昌市境内, 北江支流武江乐昌峡河段塘角火车站附近, 下距乐昌市约14 km, 韶关市81.4 km, 坝址以上集水面积4 988 km2。乐昌峡水利枢纽工程是北江上游防洪控制性工程, 以防洪为主, 结合发电, 兼顾灌溉、航运等综合利用, 在北江中上游和韶关市防洪体系中具有不可替代的地位和作用。右岸坝肩开挖, 将形成约215 m的开挖边坡, 山坡风化层深, 岩石强度弱, 在施工期边坡开挖过程中的变形稳定, 直接影响到碾压混凝土大坝的施工工期。右岸边坡开挖后的实景, 如图1所示。由于碾压混凝土大坝只有一年的工期, 因此边坡任何失稳破坏都将直接影响大坝的施工;而在运行阶段, 由于降雨及地下水位的变化, 将影响两岸边坡的变形、应力分布及稳定性, 直接关系到大坝能否正常运行及安全;因此非常有必要对边坡在施工期、运行期的变形稳定进行计算分析。通过对乐昌峡水利枢纽工程大坝右岸坝肩边坡的变形稳定计算, 评价边坡在各工况下的稳定性, 提出处理的建议措施。这些研究结果对于指导乐昌峡水利枢纽工程大坝坝肩边坡的开挖, 保证边坡及岸坡坝段的正常运行, 进而保证枢纽的正常运行及发挥经济效益, 具有重要意义。
2 地质条件
右岸坝肩地质地形复杂, 其山体雄厚, 山坡坡度为35°～45°。出露地层岩性以浅变质石英砂岩为主, 夹少量绢云母板岩, 岩层走向与坝轴线斜交, 倾向上游。岩层从上至下, 依次为全风化带 (最大厚度达21 m) , 强风化带 (厚度约15～35 m) , 弱风化带 (弱风化带埋藏深度变化较大, 1.6～41 m, 弱风化岩较新鲜坚硬, 强度较高) , 微风化带。从坝基到坝肩, 存在十余处断层, 如图2所示。
其中, 各类岩层岩石参数建议值, 如表1示。
3 有限元计算与分析
利用包含结构面的多层模型进行边坡岩体弹黏塑性计算[4,5], 利用降强度法, 计算边坡抗滑稳定安全系数[6] 。考虑到大坝坝顶上部边坡与大坝位置坝肩边坡倾向不一致, 因此分别对上部边坡及坝肩位置边坡分别取典型断面进行计算, 用于分析上部边坡及下部坝肩边坡的变形、稳定性。上部选择最高断面, 即YSK0+691.027断面作为典型断面进行计算分析, 下部选择坝轴线断面边坡进行计算。
3.1 有限元模型
限于篇幅, 本文以右岸边坡坝轴线断面为典型断面, 进行弹黏塑性有限元分析。边坡根据不同的风化层, 设置不同的材料属性。岩层中有多处断层, 从有限元模型中选取断层带的单元, 采用节理单元进行模拟。采用8节点三维等参数单元, 开挖前共6 954个单元, 14 515个节点。边界的约束情况是:垂直面上施加垂直于各个面的链杆, 底面固定, 上表面是自由面, 不施加任何约束。开挖前、后的有限元网格模型, 如图3和图4。
3.2 初始应力场及开挖计算
首先, 进行初始地应力场计算, 对于坝址区域, 由实测点的应力显示, 该区域构造应力不大。另外, 由于右岸边坡是一个山脊, 因此, 边坡位置的初始地应力场可近似为自重地应力场。通过计算, 得到初始力场, 其中边坡的初始地应力场最大、最小主应力等值线分布如图5所示。
上述初始地应力场计算完成以后, 进行分级开挖计算。坝顶以上边坡从上到下共有9级台阶, 坝顶以下有10级台阶, 在具体模拟开挖过程时, 将坝顶以上9个台阶作为一个开挖计算步进行计算, 将坝顶至河谷坝基作为第二个开挖步, 即:① 从顶部至164.6 m高程;② 从164.6 m至80.0 m高程。
首先, 从顶部至164.6 m高程, 边坡开挖后产生回弹变形, 由于全风化层变形模量低, 所以在全风化层区域开挖回弹变形量大, 坡面最大合位移增量约0.045 m, 其合位移增量如图6 (a) 所示。变形基本集中在全风化层内;在强风化层内, 由于强风化层变形模量相对于全风化层而言大得多, 因此在强风化层内变形相对较小。开挖以后边坡表面应力进行了局部调整, 但在坡面位置应力不大。其次, 从164.6 m开挖至80.0 m高程, 本次开挖计算式在上述开挖计算结果的基础上进行的。开挖在强风化层和弱风化层中进行, 由于强风化层变形模量、强度相对较低, 因此在强化风层出露区域开挖回弹变形相对较大, 最大位移增量约0.006 6 m, 其合位移增量如图6 (b) 所示。在应力调整后边坡表面附近应力不大。
3.3 强度折减法边计算坡安全系数
第二级开挖完成以后, 通过计算, 发现整个边坡没有出现新的屈服区, 同时上部全风化层的屈服区基本没有变化, 说明在下部强风化带开挖时, 对上部全风化层的屈服变形影响很小。从屈服云图7来看, 在整个边坡断面开挖以后, 全风化层受到扰动, 在全风化层与强风化层的交界面存在少量的带状屈服区, 表明屈服主要发生在全风化层与强风化层的交界面。不过需要指出, 由于在计算中假设全风化岩石的抗拉强度为0, 因此在顶部未开挖区中存在拉伸破坏区;而且由于受边界约束的影响, 该区域拉裂效应被夸大了。屈服区没有贯通, 表明边坡还没有形成贯通的滑动面, 具有抗滑潜在能力。
以开挖后边坡为基础, 利用降强度法进行抗滑稳定性计算。考虑到边坡从上向下逐步开挖, 边坡各岩层逐步揭露开来, 因此在进行边坡稳定计算时, 将参与降强度岩体区域分成3种类型:① 全风化区;② 包含全风化区及强风化区;③包含全风化区、强风化区及弱风化区。首先, 通过不断降低全风化带岩体及结构面的强度, 而不降低其他区域的强度, 计算边坡的强度安全储备系数, 通过计算, 在强度折减系数约为1.15时, 边坡中屈服区已完全贯通;其次, 进行全风化区及强风化区的抗滑稳定性计算, 同时降低这两个区域的岩层材料强度参数, 通过计算, 在强度折减系数约为2.45时, 边坡中屈服区已完全贯通;最后, 进行全风化带、强风化带和弱风化带的抗滑稳定性计算, 同时降低这3个区域的岩层材料强度参数, 通过计算, 在强度折减系数约为2.7时, 边坡中屈服区已完全贯通, 滑动位置包含有f145与f137、f139与f137等组合。
4 有限元法与刚体极限平衡法对比分析
为了进一步保障边坡的安全, 对边坡的稳定进行更全面的评价, 采用刚体极限平衡法计算边坡的抗滑稳定安全系数, 与上述降强度有限元法的进行对比分析。
根据边坡的平面布置情况, 选择坝轴线断面、上游侧向边坡断面、下游侧向边坡断面、YSK0+691.027断面、YK38+732.544断面、断面YK38+742.544、断面YK38+685.881、断面YSK0+597.604断面、YSK0+637.940断面等多个断面进行刚体极限平衡法计算。限于篇幅, 本文选择坝轴线断面为典型断面, 与有限元法进行对比分析。结果如表2。
据表2可知, 在上部全风化带以及贯穿全风化带和强风化带滑动时, 有限元降强度法和刚体极限平衡法所计算得的结果十分接近;在同时贯穿全风化层、强风化层和弱风化层时, 由于有限元计算得塑性屈服贯通区包含有f145与f137、f139与f137等组合, 而此时刚体极限平衡法未能较好的考虑其影响, 两者差异较为明显, 但都远远超过工程要求, 因此是安全的。
5 考虑降雨条件下的刚体极限平衡分析
上述计算中没有考虑降雨的影响, 而降雨条件下的非稳定渗流场计算, 是一个复杂的计算过程, 需要知道降雨过程、降雨入渗率、边坡中的初始渗流条件等。当不具备这些资料时, 无法进行边坡降雨条件下的渗流计算。我国各设计单位针对不同工程的具体情况, 对降雨产生的地下水位以上的暂态水压力分布分别作出不同的规定。漫湾大坝左岸施工中曾发生过数次滑坡, 滑坡体均在地下水位以上, 昆明院在漫湾边坡加固设计时取0.4 γ h为边坡水荷载, 即取全水头的0.4倍。五强溪左岸船闸边坡一遇降雨变位就明显增大, 中南院作边坡稳定分析时, 地下水位以上因降雨产生暂态水压力按下图分布选用。三峡船闸是在山体中开挖出来的, 边坡高170 m, 地下水位以上因降雨而产生的压力曾采用0.3 γ h作为锚固的设计荷载。图8为各种建议水压力分布, 彼此相差甚大。
考虑到乐昌峡坝肩边坡表部基本上是全风化层与强风化层, 降雨的影响不能忽视, 但具体取多少孔隙水压力进行计算却难于确定。为了反演孔隙水压力的作用对于边坡的影响, 将孔隙水压力水头分别按0.2 γ h、0.3 γ h和0.4 γ h 3种情况分别进行计算, 以反映边坡抗滑稳定安全系数对于孔隙水压力的敏感性。底部弱风化层及以下区域受降雨的影响相对较小, 只考虑上部两层易失稳区域进行分析。
为了更清晰地了解在降雨条件下边坡的稳定, 将上述计算结果与未考虑降雨条件下的计算结果绘于图9中。由图可知, 无论是全风化带还是贯穿全、强两个风化带, 当考虑孔压影响时, 其安全系数都会有相当幅度的降低, 并随着孔压的升高, 会不断减小。在考虑不同孔压影响情况下, 贯穿全风化带和强风化带滑动的安全系数依然保持在2以上, 因此在该区域安全的;对于全风化带, 在未考虑孔压作用时, 其安全系数能达到规范要求, 而当有孔压作用, 并随之增大时, 其安全系数甚至会降低到1以下, 这表明, 长时间的强降雨有可能导致全风化带的稳定性大大降低而发生局部破坏, 因此要特别注意该区域的排水和加固保护。
限于篇幅, 未对其他断面的情况进行介绍, 但计算表明, 各个断面的变形趋势、屈服状态和稳定性等, 与坝轴线断面基本相似。
6 结 语
通过上述计算及分析, 有下列几点认识:
(1) 全风化层的抗滑稳定安全系数最小, 对边坡稳定性起控制作用。
(2) 在施工开挖过程中, 边坡发生回弹变形, 其最大变形基本发生在全风化层内;而在强风化层中的变形相对很小, 一般情况下变形不大;就一般性而言, 边坡开挖对邻近区域的变形有影响, 而对较远位置的变形影响小;在全风化与强风化交界面中有少量的屈服带存在, 但延伸不长, 不会影响边坡的安全。
(3) 在考虑强降雨情况下, 由于降雨入渗明显降低边坡的抗滑稳定性, 所以应尽量减少雨水入渗, 同时采取防渗排水措施, 提高边坡的抗滑稳定性。因此建议:在边坡表面设置排水沟等措施, 尽快排除边坡表面的雨水, 尽量减少雨水的入渗;设置深入全风化层内部的排水孔, 以降低入渗雨水 (形成渗流) 对边坡稳定的影响;对于强风化区域, 也设置排水孔, 以尽量降低边坡中的孔隙水压力。
(4) 考虑到原型观测对于监控边坡稳定状况的重要作用, 特别是边坡各部分的物理力学特性不完全清楚的情况下, 建议加强边坡施工及运行阶段的变形观测。
摘要：乐昌峡水利枢纽右岸高边坡风化层深厚, 岩石强度弱, 大坝右岸坝肩开挖后, 将形成约215 m的开挖边坡, 边坡处于降雨强度大的地区, 在施工期边坡开挖过程中的变形稳定, 直接影响到碾压混凝土大坝的施工工期, 十分关键。为了验算边坡开挖中和开挖后的稳定性, 首先采用有限元法, 对边坡开挖过程进行模拟, 给出边坡的变形、屈服区等应力应变情况, 利用强度折减法得到边坡的抗滑稳定安全系数, 其次, 用刚体极限平衡法计算安全系数, 并与有限元的计算结果进行对比分析。在缺少渗流基本资料情况下, 对深厚风化层的稳定状态, 在极限平衡分析中, 进行受降雨影响下的敏感性分析。最后对该工程提出加强观测和排水等措施, 对边坡的稳定具有指导意义。
关键词：深厚风化层,边坡开挖,降雨,稳定
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左右坝肩 篇4
1 工程概况及工程地质条件
拟建的水电站位于虎跳峡峡谷段,电站设计坝高276 m,坝型为混凝土双曲拱坝,正常蓄水位2 012 m,总库容378×108 m3,装机容量400×104 kW。坝址区位于高山峡谷区,金沙江呈近NE40°走向。坝址区位于轴向近SN向的“中～上元古界石鼓群(Pt1-2sh)变质构造穹”西翼。区内发育F11断裂构造,走向N20°W/SW∠70°,破碎带30 cm,影响带3 m～8 m,F11断层以东为构成“中虎跳变质构造穹”核部地层的中～上元古界石鼓群(Pt1-2sh)变质杂岩,主要有长英质变粒岩、云母(石英)片岩及长英质糜棱岩等组成;F11断层以西的地质体由石炭系邛依组(Cq)台地陆棚相块状大理岩组成[2]。
2 FLAC-3D计算模型的建立
三维模型剖分网格为四面体单元,模型共划分出单元233 290个,节点42 025个,三维计算模型见图1。
3 模拟方案及计算结果分析
3.1 模拟方案
本文模拟研究分三个部分进行:第一部分,研究坝肩岩体在天然状态下的应力场特征,建立坝肩岩体的初始应力场;第二部分,研究坝肩在正常工程荷载作用下的应力场及变形特征,进而对拱坝的变形稳定性进行评价;第三部分,模拟研究坝肩岩体在拱端荷载增大过程中(超载)变形破坏的发展过程,即变形破坏机制,确定坝肩岩体的超载安全度以及在超载条件下的可能失稳模式。
3.2 天然状态下坝肩岩体初始应力场
坝肩岩体初始应力场的分布特征较为稳定,主应力随深度变化符合一般河谷的应力场规律,主要以自重应力为主,坡体内岩体最小主应力、最大主应力均呈压应力,具有从坡面往下逐渐增大,从坡体内部往外逐渐减小的特征。
3.3 正常工程荷载下坝肩岩体变形稳定分析
3.3.1 拱肩槽开挖及荷载的施加
本文计算中荷载分三级考虑了岩体自重、拱肩槽开挖及正常运行工况荷载。上述荷载中岩体自重为建坝前形成的岩体自重应力场,以初始应力场计入,而位移场不计;拱肩槽开挖也作为一级荷载施加,应力场计入,而位移场不计;其他工程荷载的施加按照等效荷载节点的移置原理,将大坝拱轴力施加到拱肩槽各个节点上。
3.3.2 正常工程荷载下坝肩岩体的应力场特征
1)坝肩部位由拱端推力产生的附加应力场的影响范围大约集中在拱端下游侧1倍～2倍的拱端宽度内,在此范围外,过渡为岩体自重应力场。2)拉应力区主要分布于拱端上游侧及岸坡局部表层地段,拉应力量值为0 MPa～1.6 MPa。3)剪应力的分布,左岸由于受断层的影响,明显不同于右岸。左岸1 900 m高程以下,拱作用在断层的下盘,拱推力的方向与两断层成小角度相交,在F11与Fd1的交汇部位有剪应力集中现象,最大剪应力在1 MPa左右,1 900 m高程以上,拱作用在断层上,跨断层上下两盘,作用方向跟断层走向相当,并且拱的作用力较小,所以剪应力未有增大现象。坝肩右岸最大剪应力出现在拱端部位,最大值在1 900 m高程,量值1.85 MPa。
3.3.3 正常工程荷载下坝肩岩体的变形特征
模拟的成果表明:在正常工程荷载下,坝肩岩体总位移总体表现出拱端的位移量最大,远离拱端逐渐减小的特征,影响范围为4倍～5倍拱端宽。
坝肩岩体内部质点的位移在左右岸有很大的区别,左岸受断层和地形的控制,坝后岩体质点受影响的范围较小,移动质点基本沿断层的下游侧分布,拱端推力方向上无临空条件,质点运动向山体内部;右岸岩体岩性相对左岸较弱,质点受影响的范围较大,坝后岩体拉裂,质点位移方向在平面形成反S形。
顺河向位移(Y向)、垂直河向位移(X向)右坝肩影响范围比左坝肩大,总位移分布两岸基本对称,拱端岩体最大总位移在1 900 m高程右岸,最大38 mm。岩体位移方向与拱端推力的方向保持一致。总体右岸岩体位移量平均比左岸高4 mm～5 mm,见图2。
通过跟踪拱端各点位移,可得到正常荷载组合拱端水平位移量,图3为水平位移随高程的变化情况。
根据实际工程经验,对200 m～300 m的高拱坝,在推力最大的高程上,若拱端位移水平分量达到30 mm以上,则坝体应力状态可能恶化,甚至开裂[3]。通过跟踪拱端各点位移分析,在正常工程荷载下拱端水平变形最大值在23 mm左右,跟同类200 m～300 m高坝拱端变形值相当,拱端变形符合一般规律,其量值也在许可的范围之内,故在正常荷载下,坝肩岩体变形不会导致拱坝应力状态的恶化。
3.4 坝肩岩体变形破坏过程及超载安全系数
3.4.1 变形特征
各高程在荷载小于2P(部分高程3P)范围内,左、右岸岩体均处于线性变形阶段;当荷载大于2P时,各高程上所有曲线的斜率均有所变缓,说明岩体已出现塑性变形,当荷载增大到4P,曲线斜率进一步变缓,表明岩体已进入破坏阶段。
根据上述变形规律,可将坝肩岩体的变形破坏过程分为三个阶段,即弹性变形阶段(荷载小于2P),塑性变形发展阶段(荷载在2P～4P之间)及大变形阶段(荷载大于4P)。
3.4.2 破坏特征
通过模拟分析不同高程岩体在超载荷载条件下塑性区的发展变化特征可以得到,在正常工程荷载下,坝肩岩体没有出现大面积破坏区,仅在坝体左岸上游近岸坡的少部分岩体发生拉裂破坏,右岸坝体下游近岸坡表层出现少部分剪切塑性破坏区域。
增大拱推力到2P,各高程近坝体角点上下游岩体出现小范围剪切塑性破坏区,并有向山体内部发展之势,但拱端岩体未进入塑性区。显然,总体在荷载2P范围内,坝肩岩体处于弹性状态。
此后,随着拱端推力的增大,岩体内的塑性破坏区进一步增加,此阶段相当于塑性变形发展阶段。
根据以上分析,可将坝肩的破坏荷载定为4P。为了衡量拱坝抗力体承受超载的能力,可将破坏荷载与正常荷载之比定义为超载安全系数。即本水电站高拱坝坝肩,其超载安全系数约为4。
4 结语
1)数值模拟表明,在正常工程荷载下,坝肩岩体总位移总体表现出拱端的位移量最大,远离拱端逐渐减小的特征,影响范围为4倍～5倍拱端宽。2)坝肩岩体在正常工程荷载下,无大面积的剪切破坏和拉伸破坏区域,只是在拱肩槽两侧开挖所留的尖角部位有小部分拉张破坏区域,不影响坝肩整体的稳定性。3)故在正常荷载下,坝肩岩体变形不会导致拱坝应力状态的恶化。4)坝肩岩体的超载安全分析结果表明,坝肩岩体的超载安全度为4,类比国内外其他高坝工程,本工程坝肩岩体变形稳定性具有足够的安全储备。
摘要：以金沙江上游拟建某水电站高拱坝坝肩为研究对象,应用有限差分程序FLAC-3D对坝肩岩体在天然和荷载后的应力、变形和破坏的发展特征模拟分析,重点分析了坝肩岩体在正常工程荷载下的变形稳定性及坝肩超载特性,得到了坝肩岩体的变形破坏特征及超载安全系数。
关键词：高拱坝坝肩,坝肩变形稳定,整体超载稳定性,FLAC-3D数值模拟
参考文献
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