某水电站左岸边坡泄洪雾化防护措施比选

王 劲，罗玉龙，殷 亮，詹美礼，盛金昌

(1，河海大学水利水电学院，江苏南京 210098;2.中国水电顾问集团华东勘测设计研究院，浙江杭州 310014)

某水电站位于金沙江下游四川省宁南县和云南省巧家县境内，上接乌东德电站，下邻溪洛渡电站。电站装机容量16000 MW。拦河坝为混凝土双曲拱坝，坝顶高程834.0 m，最大坝高289.0 m。

泄洪雾化作用对电站左岸边坡的抗滑稳定性不利，是影响大坝安全的控制因素。一方面，由于泄量巨大、河道狭窄，且采用挑流、空中碰撞等消能方式，泄洪雾化的强度大，影响范围广，为左岸边坡的滑动提供了动力条件;另一方面，左岸下游边坡存在强卸荷发育区、缓倾层间、层内错动带等软弱结构面(见图1)，为左岸下游边坡的变形和失稳提供了地质条件。

笔者基于考虑泄洪雾化作用的饱和-非饱和非稳定渗流理论，探讨泄洪雾化过程中左岸下游边坡潜在滑坡块体周界上扬压力的演变规律，通过对比不同的泄洪雾化防护设计方案的应用效果，确定最优防护方案，以便指导工程设计。

图1 坝址左岸下游边坡Fig.1 Downstream slope on left banKof dam site

1 泄洪雾化范围及潜在滑坡体的确定

1.1 泄洪雾化范围

参照二滩、小湾、锦屏等水电站的泄洪原型观测数据［1-4］，确定该电站泄洪雾化范围(如图2所示，q表示降雨强度):雨溅区纵向延伸至坝下800 m，横向宽度约为460 m，左岸岸边高程至800 m，右岸岸边高程至850 m;浓雾区纵向延伸至坝下900 m，横向宽度约550 m，左岸岸边高程至坝顶834 m，右岸岸边高程至925 m;薄雾区纵向延伸至坝下1500 m，横向宽度约为860 m。

1.2 潜在滑坡体

勘探表明，块体1-1和块体4-1是左岸下游2个主要的潜在滑坡体。其中，块体1-1位于左岸勘Ⅰ线—勘Ⅹ线，以层内错动带LS337为底滑面、裂隙J110(J139)为后缘面、断层f114为侧滑面边界;块体4-1位于左岸勘Ⅰ2线—勘Ⅹ1线，以层间错动带C3-1为底滑面、断层f101(裂隙J101)为后缘面、断层f114为侧滑面边界，如图3所示。块体1-1和块体4-1的体积分别约为203.9万m3、125.5万m3。

图2 泄洪雾化区范围Fig.2 Range of flood discharge atomization

图3 左岸边坡下游潜在滑坡体Fig.3 Potential landslide of downstream left-banKslope

2 饱和－非饱和非稳定渗流理论

考虑入渗的饱和-非饱和非稳定渗流方程为

其中

式中:kx、ky、kz——x、y、z方向的渗透系数;h——压力水头;hc——毛细管压力水头;c(hc)——溶水度，当hc＞0时c(hc)=0;ω——降雨入渗量;μ——入渗系数;r——降雨量。

对非饱和状态，采用VG模型［5］描述非饱和渗流规律，负压水头与含水率的关系为

式中:t——岩体基质势;θ——含水率;θr——残余含水率;θs——饱和含水率;α、m——非线性回归系数。非饱和渗透系数采用Mualem的统计模型，计算公式为

式中:a、b、β——拟合参数;ks——饱和渗透系数。

对于泄洪雾化过程的模拟，属于动态边界问题，这里考虑2种可能的边界条件:

a.入渗流量补给，最大入渗能力为

式中:H——坡面水深;ψ——入渗湿润锋面处的基质势;l——坡面入渗点至湿润锋面的距离。

有效入渗量取最大入渗能力与实际降雨可能入渗量ω二者中的小值，按第2类已知入渗流量边界模拟。

b.在形成地表径流后则以地表径流水深为第1类边界条件。

基于上述理论开发出的考虑泄洪雾化作用的饱和-非饱和非稳定渗流有限元程序参见文献［6］。

3 防护方案设计

3.1 设计方案

为减小泄洪雾化对边坡稳定性的影响，需对左岸下游边坡进行防护处理。设计的防护方案如下:(a)水垫塘高程635 m以下为水垫塘结构与河道衬护。(b)断层F14上游高程635～730 m混凝土衬护30～50 cm;高程730 m以上喷混凝土12 cm。(c)断层F14～f320之间，勘Ⅹ1线上游开挖边坡混凝土衬护30～50 cm;勘Ⅹ1线下游高程830m以下为混凝土衬护30～50cm、高程830m以上喷混凝土12cm。(d)断层f320下游开挖边坡喷混凝土12 cm保护。(e)下游雾化区边坡高程730 m以下喷混凝土12 cm保护。

3.2 有限元模型及计算参数

为了充分反映枢纽区的地形、地貌特征，考虑到水库、泄洪雾化对左岸边坡渗流场的影响，选取有限元模型范围如下［7-8］:取上游侧边界距大坝左岸顶拱拱端约1 000 m，下游侧取至电站尾水出口再向下游延伸500 m，山体内侧边界距河床中心线约2000 m，外侧边界取至河床中心线，底边界取至250 m高程。整个模型上下游边界相距约2500 m，左右边界相距约2000m，高程方向相差约600m。图4、图5分别给出了左岸边坡有限元模型网格和主要排水系统的有限元网格。

图4 左岸边坡有限元模型网格Fig.4 Finite element model of left-banKslope

图5 左岸边坡主要排水系统有限元网格Fig.5 Finite element model of main drainage system for left-banKslope

模型中模拟的主要岩层有 P2β2、P2β3、P2β4玄武岩;断层有 F14、F16、F17、F33、f101、f108、f114、f320;裂隙有 J101、J110、J139;层间错动带有 C2、C3、C3-1;层内错动带有 LS331、LS3319、LS337;此外还有编号为 1-1、4-1 的潜在滑坡块体，厂坝区帷幕、排水廊道、排水孔幕，抗力体排水平洞及排水孔幕，水垫塘排水廊道、排水孔幕，二道坝排水廊道、集水廊道，水垫塘混凝土衬砌等［9-10］。

表1给出了岩体及结构面的渗透参数。岩体入渗系数是非饱和降雨入渗分析中一个重要的计算参数，但是由于目前对岩体入渗系数的研究欠缺，只能根据已有的研究资料、该水电站坝址区多年平均降雨量、表层岩体渗透性参数、地表坡度等信息综合近似确定岩体入渗系数。参考文献［11-12］中提供的多年平均年降雨入渗补给系数表，确定岩体入渗系数为0.2;混凝土衬护30～50 cm及喷混凝土12 cm区域的入渗系数在岩体入渗系数的基础上做不同程度的折减，分别取为0.02、0.08。

表1 岩体及主要结构面渗透系数Table 1 Permeabilities of rocks and main structural surfaces

3.3 泄洪雾化过程

假设上游水位为正常蓄水位825.0 m、下游水位为621.56 m时形成稳定渗流场。以该稳定渗流场作为后续泄洪雾化研究的初始条件。整个饱和-非饱和非稳定的泄洪雾化过程包括:泄洪之前持续2 d的天然降雨(雨强20 mm/h)，随后，泄洪 15 d，最后停止泄洪5 d。其中，2 d天然降雨的入渗范围为整个模型区域，后续的泄洪过程降雨入渗范围仅为泄洪雾化区。需要说明的是，对于本工程而言，在工程服役期内发生上述泄洪雾化过程的概率极小，但考虑到该工程的重要性及施工等其他不确定因素，本文考虑这种最危险的泄洪雾化过程。

3.4 结果分析

在天然降雨—泄洪—停止泄洪的过程中，潜在滑坡块体边界面上的扬压力是不断变化的，当扬压力的合力达到某一临界值时将诱发潜在滑坡块体发生失稳滑坡。

表2给出了块体1-1底滑面LS337上的扬压力合力，显示了其变化过程。在天然降雨2d及泄洪15d的过程中，块体1-1底滑面LS337上的扬压力合力逐渐增大，由稳定渗流期的0 N增大到泄洪15 d时的1.04×109N。在停止泄洪后，合力又迅速减小至5.74×106N。这种变化规律是由LS337与泄洪雾化区的相对位置决定的。底滑面LS337大部分位于雨溅区，一小部分位于浓雾区。因此，经过2 d降雨量为20 mm/h的强降雨后，在泄洪雾化降雨过程中，降雨入渗量仍然处于继续增大的过程，扬压力会继续增大，待15 d泄洪过程结束后扬压力才会减小。

表2 块体1-1的底滑面LS337扬压力合力变化Table 2 Evolution of uplift pressure on LS337 of total landslide 1-1

表3 块体4-1的底滑面C3-1扬压力合力变化Table 3 Evolution of total uplift pressure on C3-1 of landslide 4-1

表3给出了块体4-1底滑面C3-1上的扬压力合力，显示了其变化过程。块体4-1底滑面C3-1大部分位于浓雾区及薄雾区内，很少部分位于雨溅区。因此，经过2 d降雨量为20 mm/h的强降雨后，在泄洪雾化过程中，降雨入渗量处于逐渐减小的过程，当泄洪4.5 d时扬压力合力达到最大(为6.76×108N)之后扬压力缓慢减小，随着泄洪降雨的入渗补给，待15 d泄洪过程结束后，扬压力在停止泄洪的0.5 d小幅度增大到4.07×108N，随后再次逐渐减小。

4 防护方案比较

为了获得防护效果好、综合造价低的最优防护方案，在设计方案的基础上，给出如下3种方案进行比较。(a)比较方案1:全喷混凝土。除水垫塘635 m以下范围仍为混凝土衬护外，其他均喷混凝土。(b)比较方案2:全混凝土衬砌。(c)比较方案3:高程760 m以下混凝土衬砌，以上喷混凝土。

表4给出了各方案下主要块体底滑面渗透压力合力最大值的对比情况。与设计方案相比，比较方案1中深层地下水位基本没有变化，仅浅层饱和区的范围有较大差别。在天然降雨2 d及泄洪过程中，浅层饱和区的面积明显大于设计方案，而在停止泄洪的过程中2种方案下浅层饱和区的面积差别不大。比较方案1中，块体1-1底滑面LS337上的扬压力合力在泄洪15d时达到最大(为1.15×109N)，块体4-1底滑面C3-1上扬压力合力在泄洪3 d时达到最大(为1.49×109N)。

表4 各方案下重点块体底滑面渗透压力合力最大值比较Table 4 Comparison of maximum total uplift pressures on bottom slip surfaces of major landslides in different schemes

与设计方案相比，比较方案2中山体深层地下水位基本不变。在天然降雨2 d及泄洪过程中，浅层饱和区的面积明显小于设计方案的面积。在停止泄洪的过程中，2种方案下浅层饱和区的面积差别不大。比较方案2中，块体1-1底滑面LS337上的扬压力合力在泄洪15 d时达到最大(为5.84×108N)，块体4-1底滑面C3-1上扬压力合力在泄洪6 d时达到最大(为4.97×108N)。

与设计方案相比，比较方案3中山体深层地下水位基本不变。在天然降雨2 d及泄洪过程中，浅层饱和区的面积明显大于设计方案的面积。而在停止泄洪过程中，浅层饱和区的面积差别不大。比较方案3中，块体1-1底滑面LS337上的扬压力合力在泄洪15 d时达到最大(为1.08×109N)，块体4-1底滑面C3-1上扬压力合力在泄洪6 d时达到最大(为9.14×108N)。

5 结 论

a.几种防护方案相比，全喷混凝土方案中，块体1-1和块体4-1底滑面上的扬压力合力相对较大，其中，块体4-1底滑面C3-1上扬压力合力的最大值为1.49×109N，高于设计方提出的控制值1.02×109N。从这一角度分析，全喷混凝土方案不能满足工程安全性要求，而其他防护方案均能满足安全性要求。

b.设计方案及比较方案3均属于喷混凝土、混凝土衬砌综合使用的处理方案，相对比较经济合理。这2个方案在块体1-1的底滑面LS337上最大扬压力合力差别不大，前者为1.04×109N，后者为1.08×109N，均低于设计控制值1.58×109N，即2种方案下块体1-1的底滑面LS337上最大扬压力合力分别为设计值的65.8%和68.4%;而块体4-1的底滑面C3-1上最大扬压力合力相差较大，前者为6.76×108N，后者为9.14×108N，均低于设计方提出的设计控制值1.02×109N，即2种方案下块体4-1的底滑面C3-1上最大扬压力合力分别占设计控制值的66%和90%。

c.从几种防护方案的对比结果可以看出，设计方案和比较方案3均能满足工程安全性要求，但考虑到实际防护方案施工中可能存在的质量缺陷，以及工程运行过程中不确定性因素的影响等，建议选择设计防护方案作为实际的防护方案，以保证工程具有一定的安全储备。

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