糯扎渡大坝坝料现场压实特性及心墙安全性研究

雷红军，刘兴宁，冯业林

（1.中国电建集团昆明勘测设计研究院有限公司，云南昆明，650051；2.云南省水利水电土石坝工程技术研究中心，云南昆明，650051；3.国家能源水电工程技术研发中心高土石坝分中心，云南昆明，650051）

糯扎渡大坝坝料现场压实特性及心墙安全性研究

雷红军1，2，3，刘兴宁1，2，3，冯业林1，2，3

（1.中国电建集团昆明勘测设计研究院有限公司，云南昆明，650051；2.云南省水利水电土石坝工程技术研究中心，云南昆明，650051；3.国家能源水电工程技术研发中心高土石坝分中心，云南昆明，650051）

心墙拱效应是心墙堆石坝设计中需关注的重点问题之一，拱效应对心墙的应力变形及抗水力劈裂特性影响较大。在对糯扎渡高心墙堆石坝的坝料现场检测成果进行分析的基础上，对现场填筑坝料的工程特性进行了室内试验研究，根据试验成果拟定了心墙料与堆石料模量差别较大的计算参数，据此进行了大坝应力变形有限元计算，对心墙的变形、应力、抗水力劈裂安全性进行了深入分析，根据研究成果提出了对大坝设计及施工方面的建议。

糯扎渡心墙堆石坝；拱效应；压实特性；水力劈裂

0 引言

心墙堆石坝的拱效应是因坝壳堆石料和心墙土料间的模量差较大，形成坝壳对心墙的支撑作用[1，2]，当这种拱效应严重时，可能造成心墙有效应力较小甚至受拉产生开裂或者发生水力劈裂破坏，进而影响大坝安全。因此，如何减小这种拱效应，使坝壳堆石和心墙间的应力变形更加协调，是大坝设计中应重点关注和解决的问题之一。现行工程设计中，为减小心墙拱效应，一般在心墙和堆石间设置起应力缓冲和反滤作用的过渡层或反滤层[3，4]，这种设计形式在国内外多座高心墙堆石坝设计中得到了应用。

大坝现场碾压施工受到的影响因素较多，可能使得坝料填筑后的实际物理力学性能与设计指标有较大差异，特别是当坝体局部坝壳堆石（包括过渡料、反滤料）碾压过密而心墙压实不够充分时，会使得坝壳堆石与心墙的模量差更大，局部拱效应增强，增加了心墙局部产生拉应力或水力劈裂的可能[5]。

糯扎渡心墙堆石坝最大坝高261.5 m，由于坝高较高，大坝及心墙的应力状态复杂多变，心墙安全至关重要。在大坝现场碾压施工质量检测中发现，反滤料及过渡料局部存在压实过密且压实特性指标变幅较大的情况，可能会增加心墙局部的拱效应，带来不利影响[6]。因此，为充分保证心墙安全，需针对坝料的现场压实特性对心墙安全的影响进行深入研究。结合坝料现场检测及室内试验研究成果，对心墙的应力变形及抗水力劈裂安全特性进行了定量分析与评价，在此基础上提出了大坝设计及施工方面的建议。

1 工程概况及坝料设计

1.1 工程概况

糯扎渡水电站位于云南省思茅市境内，是澜沧江下游的水电核心工程。电站水库总库容237×108m3，装机容量5 850 MW。坝体基本剖面为中央直立心

墙体形，最大坝高261.5 m，坝顶宽度为18 m，上游坝坡坡度为1∶1.9，下游坝坡坡度为1∶1.8。为保护心墙土料，在心墙上、下游各设置了Ⅰ、Ⅱ两层反滤，上游Ⅰ、Ⅱ两反滤层的宽度均为4 m，下游Ⅰ、Ⅱ两反滤层的宽度均为6 m。为协调心墙与坝壳堆石体变形，在反滤层与堆石料间设置10 m宽的细堆石过渡料区。心墙堆石坝最大横剖面如图1所示。

1.2 坝料设计

1.2.1 心墙掺砾土料

心墙掺砾土料为农场土料场粘土料掺入35%（重量比）的人工碎石，掺砾碎石由白莫箐石料场角砾岩或花岗岩加工而成。心墙掺砾料压实标准为2 690 kJ/m3击实功能下全料压实度达95%以上，参考干密度ρd＞1.90 g/cm3，渗透系数k＜1×10-5cm/s。

1.2.2 反滤料

从白莫箐石料场开采花岗岩轧制人工碎石料作为反滤料，设计标准为：反滤I料相对密度Dr＞0.80，参考干密度ρd＞1.80 g/cm3；反滤II料相对密度Dr＞0.85，参考干密度ρd＞1.89 g/cm3。

1.2.3 细堆石过渡料

细堆石过渡料从白莫箐石料场爆破开采，起到协调心墙与坝壳堆石体变形的作用，从应力应变过渡条件确定细堆石过渡料设计标准为孔隙率n= 22%～25%，参考干密度ρd＞2.03 g/cm3。

1.2.4 堆石料

堆石料分为两类：I区堆石料为料场及枢纽开挖的弱风化及以下角砾岩和花岗岩；II区堆石料为枢纽区开挖的弱风化及以下沉积岩及强风化花岗岩。综合考虑强度、与心墙变形协调能力及抗震要求等因素，要求I区堆石料的设计孔隙率n＜22.5%，参考干密度ρd＞2.07 g/cm3。II区堆石料设计孔隙率n＜21%，参考干密度分别按ρd＞2.21 g/cm3和ρd＞2.14 g/cm3控制。

2 坝料现场施工质量检测及室内试验研究

2.1 坝料现场检测结果

为保证各分区坝料现场碾压质量，对坝料压实工作面，按照DL/T5355-2006《水电水利工程土工试验规程》要求，定期进行压实度、含水率、级配、渗透系数等检测，以复核各分区坝料压实度是否满足设计压实标准要求。其中，心墙掺砾土料现场压实密度检测采用环式试坑注水法；反滤料现场密度检测采用挖坑灌水法，相对密度试验分别采用表面振动法及倾注松填法测定最大和最小干密度；过渡料及堆石料现场密度检测均采用挖坑灌水法。

各分区坝料的压实特性指标现场检测结果如表1所示。从表1可以看出：各分区坝料的压实指标均存在较大变幅，例如，心墙掺砾料干密度在1.75～2.16 g/cm3之间，平均为1.87 g/cm3；反滤I料的相对密度在0.82～1.08之间，平均为0.92；反滤II料相对密度在0.87～1.15之间，平均为1.02；细堆石过渡料孔隙率在17.0%～24.8%之间，平均为22.0%。

图1 糯扎渡心墙堆石坝最大横剖面Fig.1 Maximum lateral section of Nuozadu core-wall rock-fill dam

根据现场检测结果可以推断，存在下述情况的可能性较大：某些局部范围内心墙掺砾料压实不充

分而堆石料（包括反滤料、过渡料）压实过密。这种情况将进一步提高心墙料和堆石料间的模量差，增强心墙的拱效应。

2.2 现场取料的室内试验结果

为深入研究现场已填筑坝料的物理力学性质，获得相关计算参数，在坝面上分4个填筑层，每层分别对反滤Ⅰ料、反滤料Ⅱ、细堆石过渡料各取1组试样，共计12组。对每一组试样开展了颗粒分析、相对密度或比重、渗透性、压缩试验及室内三轴剪切试验。

根据各坝料的物理性质试验成果，确定渗透、压缩及三轴剪切试验的制样标准：反滤Ⅰ料按相对密度Dr=0.8、0.9两个标准制样，反滤Ⅱ料按相对密度Dr=0.85、0.95两个标准制样，细堆石过渡料按孔隙率n=18%、21%、24%三个标准制样。

所得三轴剪切试验成果如表2所示。可以看出，各坝料制样标准不同时，其邓肯EB模型参数差别显著。例如，反滤Ⅰ料相对密度由0.8提高至0.9时，模型参数中的k值平均值由926增加至1 185，增幅为27.9%，而kb值平均值由462增加至949，增幅105%；反滤Ⅱ料相对密度由0.85提高至0.95时，k、kb值平均值增幅分别为30.5%和51.4%；对于细堆石过渡料，孔隙率由24%降低至18%时，k、kb值平均值增幅分别为80.7%和258%。因此可以推断，坝料现场压实指标的波动将对其变形特性带来显著影响，当局部范围内心墙掺砾料压实不充分而堆石料（包括反滤料、过渡料）压实过密时，心墙安全将承受不利影响，因此需对心墙的应力变形及抗水力劈裂特性进行深入研究。

3 心墙安全性分析

3.1 计算参数的拟定

采用应力变形有限元计算进行心墙安全性分析，其中坝料的本构模型采用常用的邓肯EB模型[7]。根据上述分析及试验结果，选取了心墙料与

堆石料（包括反滤料、过渡料）模型参数相差较大的参数组合，以有效反映堆石料及心墙料压实特性不同对心墙拱效应及抗水力劈裂能力的不利影响。拟定的两组参数组合如表3所示，其中掺砾土料及堆石料的计算参数分别根据前期室内试验成果进行增加及减小调整得到，反滤料和过渡料的计算参数则在表2所示试验成果的基础上增大调整得到。

表1 各分区坝料压实指标现场检测结果Table 1 Field test results of dam materials

表2 坝料的室内三轴剪切试验成果Table 2 Traxial shear test results of dam materials

可以看出，心墙料参数的模量值大小较为常规，而对于堆石料、反滤料、过渡料，其模型参数均有明显提高，过渡料、堆石料的模型参数中K值均已超过2 000，且为充分反映心墙的拱效应，将过渡料的模型参数调整至高于堆石料。计算反滤I料、反滤II料、过渡料、I区堆石料、II区堆石料相对心墙掺砾料K值的倍数分别为3.33、5.77、6.57、5.94、5.48，表明所拟定的计算参数足以有效反映坝料的现场压实特性对心墙带来的不利影响。

3.2 计算概况

图2为根据坝料分区和坝体填筑程序划分的三维有限元计算网格，计算网格共包含13 644个结点和13 069个单元，计算中模拟了坝体填筑过程和水库蓄水过程。

图2 三维有限元计算网格Fig.2 Mesh of the dam for 3D FEM calculations

另外，为有效分析心墙的抗水力劈裂特性，采用“渗透弱面水压楔劈效应”导致水力劈裂的作用模型[8]。该模型认为土石坝心墙中可能存在局部水平向渗透弱面，在水库蓄水过程中，由于这些渗透弱面的渗透系数相对较大，库水压力首先渗入渗透弱面进而导致该部位心墙有效应力降低，进而产生水压楔劈效应甚至水力劈裂破坏，其原理及模拟方法如图3所示。计算中，为模拟水压楔劈效应，分别在坝体中上部的727m、742m、756 m、770 m和784 m五个不同高程进行网格加密，并在心墙上游迎水面设置厚度为100 cm，长约5 m的渗透弱面单元。

图3 水压楔劈效应及渗透弱面单元模拟Fig.3 Water hydraulic fracture and weak permeability element

3.3 计算成果与分析

3.3.1 大坝变形分布

图4、图5分别为计算所得坝体最大横断面的水平向位移及竖直沉降分布，可以看出，坝体水平位移基本都是指向下游，由于心墙参数相对较低，在心墙中上部及下游堆石中上部形成两个高值区域。竖直沉降分布符合一般规律，由于心墙土料较软，沉降最大值发生在心墙内，计算所得坝体最大沉降为1.17 m，约占坝高的0.47%，由于堆石体变形模量值较高，计算所得坝体沉降明显小于国内外其他类似高土石坝沉降。

表3 拟定的各分区坝料的邓肯EB模型计算参数Table 3 Parameters for EB model of dam materials

图4 坝体最大横断面水平向位移分布（单位：m）Fig.4 Distribution of horizontal displacement

图5 坝体最大横断面竖直沉降分布（单位：m）Fig.5 Distribution of settlement

3.3.2 心墙单元的剪应力水平及主应力

图6为坝体最大横断面剪应力水平分布，可以看出，心墙上游与堆石料接触部位的剪应力水平数值较高，少数单元可达1.0，这一方面是由于心墙和堆石体模量差别较大，造成该区域发生较大的不均匀沉降从而导致较大的错切变形，另一方面是在蓄水压力的作用下，心墙向下游移动导致该区域小主应力大幅下降而造成剪应力水平值增大。在该部位出现高剪应力水平区是心墙堆石坝必然会发生的现象，是心墙堆石坝应力变形特性的固有特点。

图7为计算所得心墙上游面第一排单元主应力沿高程分布，可以看出，心墙上游面第一排单元的三个主应力均大于0，尤其是大主应力和中主应力距产生拉应力尚存在较大的安全裕度，心墙单元难以发生竖向拉裂破坏。

图6 坝体最大横断面剪应力水平分布Fig.6 Distribution of shear stress level

图7 心墙上游面第一排单元主应力沿高程分布Fig.7 Distribution of principle stress with elevation of core wall elements

3.3.3 基于“水压楔劈效应”计算方法的心墙抗水力劈裂特性

图8为计算所得心墙上游面单元的垂直向应力发展过程，图中表示了心墙上游面三个典型高程采用常规单元及采用渗透弱面单元的计算结果。可以看出：

（1）心墙上游面计算单元采用渗透弱面单元时，当蓄水位超过该单元所在高程时，心墙上游面渗透弱面单元垂直应力的数值比常规单元存在一定程度的降低，降幅一般约为20%～40%，表明渗透弱面单元存在明显的水压楔劈效应。

（2）这些单元的垂直向压应力值均在100 kPa以上，表明即使采用表3中模量差别很大的计算参数，心墙依然具有较大的抗水力劈裂能力，难以发生水力劈裂破坏。

（3）表3所示计算参数中，堆石料与心墙料的模型参数已设置得足够大，相当于已经考虑了心墙的极端不利条件。若根据坝料现场检测的平均结果计算，则需降低反滤料、过渡料和堆石料的模型参数，此时计算所得心墙的拱效应必然减弱，心墙的抗水力劈裂能力增强。

图8 心墙上游面渗透弱面单元垂直向应力发展过程Fig.8 Development processes of vertical stress of weak perme⁃ability elements

上述分析表明，心墙拱效应可构成心墙发生水力劈裂的重要因素。在土石坝的设计和施工过程中，采取适当措施控制心墙土料和堆石体的模量比（变形差）是必要的。此外，设计合适的反滤料和细堆石过渡料，控制其变形参数，也可起到降低心墙拱效应的作用。而已有高心墙堆石坝工程经验表明，坝体后期变形对坝体和心墙安全的影响也较为显著，若后期变形过大，易造成坝体开裂。而减小坝体后期变形的重要措施之一就是提高坝料的压密程度。

因此，综合来看，控制心墙拱效应更加合理的方法是提高心墙料的变形模量，其值不应过低。根

据大量研究，建议一般情况下应控制心墙料变形模量K值大于350为宜。而不建议采用降低堆石料压实度的方法来减少坝壳堆石料对心墙的拱效应，因为降低堆石料压实度会增加坝体后期变形，进而增大坝体发生张拉裂缝的风险。

4 结语

糯扎渡心墙堆石坝于2008年11月开始心墙填筑，2012年12月坝体填筑到顶，2013年10月蓄水至正常蓄水位812 m高程。目前大坝安全监测结果表明：大坝与心墙总体变形分布特征符合预期，变形量与同类工程总体相当；心墙与反滤I料之间的相对错动变形较小，不存在拉应力状态；蓄水后大坝目前总渗流量约10 L/s，该值相对较小，且未发现心墙集中渗漏等异常情况。表明糯扎渡心墙堆石坝碾压质量较好，大坝安全在控制范围之内。

结合坝料现场检测及室内试验研究成果，对心墙的应力变形及抗水力劈裂安全特性进行了定量分析与评价，在此基础上提出了大坝设计及施工方面的建议，为糯扎渡高心墙堆石坝的安全控制提供

Arching effect of core wall is an important issue in design of core wall rockfill dam,which causes significant influence on deformation and hydraulic fracture characteristics of the core wall.Based on field test results of Nuozadu dam materials,laboratory test study was carried out on the field materi⁃als.Then,model parameters of the dam materials were determined according to test results.Followed, deformation,stress,hydraulic fracture characteristics of the dam and core wall were investigated by FEM calculations,and some suggestions were proposed for design and construction of the dam.

Nuozadu core wall rockfill dam;arching effect;compaction characteristic;hydraulic fracture

TV698.1

B

1671-1092（2014）05-0026-06

Title:Research on field compaction characteristic of Nuozadu dam materials and safety of core wall//by LEI Hong-jun,LIU Xing-ning and FENG Ye-lin//PowerChina Kunming Engineering Corporation