300 m级心墙堆石坝筑坝关键技术研究

2018-04-26 02:14
西北水电 2018年1期
关键词:坝坡堆石坝心墙

段 斌

(国电大渡河流域水电开发有限公司,成都 610041)

0 前 言

心墙堆石坝由于其对基础条件具有良好的适用性、能就地取材和充分利用建筑物开挖料、造价较低及抗震性能好等优点,在世界水电工程建设过程中占有重要的地位,是各国广泛采用的坝型。通过可行性研究阶段坝型、坝线及枢纽布置格局比选和研究,双江口水电站采用碎石土心墙堆石坝,最大坝高314 m,是中国西南高山峡谷地区河道上修建的超级高坝工程。由于双江口大坝坝高已超过世界已建最高的大坝——塔吉克斯坦的努列克心墙堆石坝(坝高300 m),以及中国已建的最高心墙堆石坝——糯扎渡大坝(坝高261.5 m),且国内外缺乏300 m级心墙堆石坝的工程经验,双江口大坝工程建设已超出了现行规范规定和已有经验的范畴[1]。因此,必须高度重视300 m级心墙堆石坝筑坝关键技术难题,开展深入研究和技术攻关,不仅为双江口工程建设提供必要的技术支持,同时也为今后中国乃至世界300 m级心墙堆石坝筑坝技术发展奠定基础。为此,可研阶段开展300 m级土质心墙堆石坝的筑坝关键技术研究是十分必要的[2-5]。

1 工程概况及基本条件

1.1 工程概况

双江口水电站是大渡河干流上游的控制性水库,具有年调节能力[6]。电站装机容量2 000 MW,多年平均年发电量77.07亿kWh。工程枢纽由拦河大坝、引水发电系统、泄洪系统等主要建筑物组成。拦河大坝采用土质心墙堆石坝,坝顶高程2 510.00 m,最大坝高314 m,是目前世界在建的第一高坝,坝体填筑总量约4 400万m3。双江口水电站效果图见图1。

图1 双江口水电站效果图

1.2 坝址地质条件

双江口水电站坝址地形为两岸较陡的“V”形河谷,河床覆盖层深厚,大坝设防烈度为8度。坝址区出露地层岩性主要为可尔因花岗岩杂岩体。坝址区无区域性断裂切割。除F1断层规模相对较大外,主要由一系列低序次、低级别的小断层、挤压破碎带和节理裂隙结构面组成;同时,两岸岩体发育条数众多、随机分布的岩脉。坝址区河床覆盖层一般厚48~57 m,最大厚度达67.8 m。

1.3 大坝方案拟定

在可研设计中,双江口水电站碎石心墙堆石坝坝顶高程2 510.00 m,将心墙处覆盖层挖除,心墙底部混凝土基座基础高程2 196.00 m,混凝土基座横河向宽45.28 m,顺河向宽128.80 m。基座内设置基岩帷幕灌浆廊道(3 m×3.5 m),最大坝高314 m,坝顶宽度16.00 m。上游坝坡为1∶2.0,高程2 430.00 m处设5 m宽的马道;下游坝坡1∶1.90[6]。坝体典型设计见图2、3。

2 面临的筑坝技术难题

结合双江口水电站工程特点,300 m级心墙堆石坝可研阶段筑坝关键技术难题主要包括[7]:

(1) 近坝区筑坝材料特性及其对300 m级心墙堆石坝的适用性研究;

(2) 300 m级心墙堆石坝的坝体及坝基在各种工况下应力与应变分析;

(3) 300 m级心墙堆石坝坝壳对防渗心墙的“拱效应”作用及水力劈裂问题研究;

(4) 300 m级心墙堆石坝坝基防渗结构型式的选择和安全可靠性分析;

(5) 300 m级心墙堆石坝坝基防渗体与坝体土质防渗心墙的连接型式选择及接头构造设计;

(6) 适应高应力、高水头、大变形条件下300 m级心墙堆石坝的坝基防渗墙墙体材料研究;

(7) 坝体堆石料在高应力作用下的变形特性对坝体沉降及防渗结构的影响研究;

(8) 300 m级心墙堆石坝坝区渗流分析及控制方案研究;

(9) 300 m级心墙堆石坝在高地震烈度下的动力反应分析及抗震措施研究。

图2 双江口大坝坝体典型断面图 单位:m

图3 双江口大坝坝体轴线剖面图 单位:m

3 主要研究内容及成果

3.1 筑坝材料特性研究

3.1.1 防渗土料改性试验研究

(1) 经过对心墙防渗料的掺和方案及掺和料特性试验研究,并结合现场碾压试验对掺和工艺、掺和参数以及掺和料特性的分析,双江口水电站工程当卡料场土料推荐掺和比例(干重量比)为黏土∶花岗岩破碎料=50%∶50%。

(2) 室内及现场碾压试验研究成果表明,当卡料场上部黏土与花岗岩破碎料掺和后具有较好的力学性质,掺砾对强度的提高非常明显。这表明,在掺砾料中,虽然砾石未能形成骨架,但已占有一定的体积,对掺砾料产生明显的影响,掺砾料抵抗变形的能力比黏土大大提高。掺砾料工程特性能满足双江口300 m级心墙堆石坝对防渗土料的设计要求。

(3) 掺砾料压实最优含水率在14.5%~5.4%(掺和比例100%∶0~30%∶70%),经室内和现场掺和工艺研究,砾料应饱水后与土料进行掺和。以花岗岩破碎料浸润状态含水率为1%计算,不同掺和比例时掺砾料加权含水率为15.1%~5.2%,略高于最优含水率。50%∶50%掺比下,填筑最优含水率约为7.7%左右,而按土料场平均天然含水率15.1%及砾石料面干含水率1.0%进行加权,掺砾料的含水率约为8.8%,与最优含水率较为接近,有利于施工填筑。

3.1.2 防渗土料材料特性及试验方法研究

(1) 提出了掺砾料固结排水剪切快速试验方法,并进行了验证,解决了大型三轴试验进行心墙料固结排水剪切试验时间太长的问题;进行了掺砾料等应力比应力路径三轴试验,揭示等应力比路径下心墙料的应力应变规律,发现蓄水阶段,心墙剪应变处于显著回弹状态;进行了掺砾料真三轴试验,揭示心墙料的各向异性等应力应变规律,表明对不同的应力状态,心墙料可能呈现出较为显著的各向异性特征。

(2) 进行了非饱和心墙料的土水特征曲线试验,确定相关模型参数;进行了接触面应力变形特性试验,揭示了接触面等应力比路径下变形、强度特性。

(3) 利用位移控制式单轴拉伸仪和土梁弯曲仪,对双江口水电站心墙土料进行了系列的单轴拉伸、断裂韧度和土梁弯曲试验,系统地分析了压实黏土拉伸应力应变特性及断裂机理,建立了拉伸条件下压实黏土的应力应变模型,揭示出断裂区的大小和断裂韧度可作为描述其裂缝扩展行为的重要指标。

3.1.3 堆石料材料特性及试验方法研究

(1) 对堆石料进行了围压σ3不变的平面应变试验,结果显示,破坏时的偏应力要比常规三轴试验大,且有更加明显的软化现象。

(2) 针对6种不同的初始应力状态,分别进行堆石料3个主应力方向上的单向加荷试验,结果表明堆石料应力诱导各向异性显著,要准确反映堆石料的应力应变性质,应采用能反映各向异性的本构模型。

(3) 堆石料高应力下颗粒破碎特性研究表明,颗粒相对破碎率与塑性功基本符合双曲线的关系;颗粒破碎的增加将导致堆石料的抗剪强度降低,峰值内摩擦角与颗粒破碎率之间近似呈线性关系,应力路径对其影响较小。

3.1.4 堆石料湿化特性试验及经验模型研究

(1) 堆石料的“单线法”试验和“双线法”试验得到的湿化变形量差别较大;由于“双线法”没有反映湿化过程,“单线法”得到的湿化变形量更为合理,在对堆石料的湿化变形进行研究时,应以“单线法”为主。

(2) 堆石料的湿化轴向变形随湿化应力水平的增大而增大,并在湿化应力水平0.6~0.8附近出现拐点,在湿化应力水平0.6~0.8之后,湿化轴向变形随湿化应力水平的增加而急速增大,而湿化轴向应变与围压的相关性不大;堆石料湿化体积应变与湿化应力水平和围压相关,这与细粒料的湿化变形是不同的,湿化体积应变随湿化应力水平和围压的增加而增加。

(3) 提出了堆石料湿化变形的经验公式,湿化轴向变形与湿化应力水平的关系可以用指数型函数拟合;湿化体积应变与湿化应力水平的关系可以用线性函数拟合,拟合曲线基本能反映堆石料的湿化变形特性。

(4) 堆石料的岩性对其湿化量的大小有重要影响,岩性越硬,其湿化应变量越小,岩性越软,其湿化应变量越大。

3.1.5 堆石料流变特性试验及经验模型研究

(1) 三轴剪切流变试验和K0状态压缩流变试验成果具可比性,压缩流变试验可以视为单一应力水平的三轴流变试验,它不能反映应力水平对堆石料流变的影响,进行堆石料的流变研究,宜采用三轴流变试验。

(2) 双江口水电站堆石料的流变量与时间关系仍可采用幂函数表达,其流变规律符合九参数模型。

(3) 从静力试验成果看,在试验制样干密度下上、下游坝壳料的强度指标差别不大,但从流变试验成果看,由于上游坝壳料岩性较差,在长期荷载作用下,其颗粒破碎较大,较之下游坝壳料表现出较大的流变变形。

3.2 坝体及坝基变形与稳定分析理论和方法研究

3.2.1 考虑接触特性的大坝数值分析

考虑接触特性进行大坝数值分析时,在设置接触面单元的局部部位会发生位移及应力的不连续现象,但这种差别的影响范围仅发生在接触界面附近一定范围之内,对坝体总体的位移和应力分布影响不大。采用不同的接触面模型,其计算结果均符合一般规律,且结果差别较小。

3.2.2 黏性土抗裂机理及计算理论研究

(1) 提出了压实黏土拉伸状态下的脆性断裂模型和钝性断裂带模型,通过将土体裂缝弥散于实体单元,考虑压实黏土达到极限拉伸强度发生开裂后土体的各向异性,构造了平面应变条件下考虑压实黏土脆性开裂过程的有限元算法。

(2) 提出了基于无单元法的压实黏土弥散裂缝模型。通过将裂缝弥散到无单元法结点影响域中,并考虑压实黏土张拉断裂过程中的各向异性,构建了基于无单元法的裂缝弥散理论的计算模式和点插值无单元法与有限元法的耦合方法。

(3) 考虑黏性土抗裂机理的大坝数值分析表明,在坝体岸坡顶部发生的坝体横向张拉裂缝主要由坝体后期变形所致的坝顶不均匀沉降所致,尽量减小坝体的后期变形是预防坝顶发生横向张拉裂缝的主要措施。双江口水电站心墙堆石坝设计方案坝肩不会发生横河向张拉裂缝。

3.2.3 考虑湿化和流变效应的大坝数值分析

(1) 大坝湿化分析表明,湿化引起的上游坝壳的沉降要普遍比不考虑湿化时上游坝壳的沉降大。考虑湿化变形后引起指向上游的变形增加。由于湿化变形主要发生在上游坝壳内,对心墙的影响较小,故而对沉降最大值影响甚微。考虑上游坝体湿化后心墙各主应力极值均有所增加,主要原因是上游坝体的湿化下沉效应相当于在心墙与上游坝体接触部位增加一定的压力而引起主应力增大,故可减小心墙的拱效应。

(2) 当考虑坝体(包括心墙)的流变后,坝体竖向位移比不考虑流变时大坝的最大竖向位移增大,大坝的水平位移比不考虑流变时稍有增加,流变效应主要导致大坝产生沉降;流变对坝体的应力状态影响很小[8]。

(3) 坝体湿化和流变综合分析表明,坝轴向位移增量总体表现为由两岸向河谷中央变形;上下游坝坡附近顺河向位移增量总体表现为向上游侧变形;上游坝壳料沉降大于下游坝壳料变形,最大沉降值也略微偏向上游。

3.2.4 考虑流固耦合的大坝数值分析

(1) 采用基于拟饱和土固结理论的流固耦合有限元计算方法,全面研究了心墙堆石坝在各种工况下的应力变形和渗流特性,对比分析了常用的邓肯张E-B非线性模型和沈珠江双屈服面弹塑性模型的表现,研究了大坝三维效应,考察了水力劈裂风险,提出了以有效小主应力为判断指标,全面考虑坝壳和心墙的拱效应、坝体与岸坡的拱效应的水力劈裂判定方法。

(2) 因坝体填筑期历时较长,故心墙料排水固结性能较好,坝体填筑期间已基本完成固结,仅心墙中部有少量超静孔隙压力。满蓄期,库水位上升至正常蓄水位后,心墙上下游之间的稳定渗流很快建立,心墙内的渗透力没有导致心墙发生大的变形,渗透稳定性可满足要求。考虑裂缝愈合效应,坝体黏性土料坝轴线上的垂直向应力及孔隙水压力基本上都呈线性分布,且孔隙水压力的量值绝大部分小于垂直向应力。分析结果表明,心墙的渗透稳定性可以得到保障,心墙、帷幕等渗控体系起到了很好的防渗作用。

3.2.5 心墙水力劈裂数值分析

(1) 总结了在土石坝水力劈裂发生机理方面的研究成果。除了堆石料对心墙拱效应之外,在土石坝心墙中可能存在的渗水弱面以及在水库快速蓄水过程中所产生的弱面水压楔劈效应是心墙发生水力劈裂的另一个重要条件。

(2) 将弥散裂缝理论和所建立的压实黏土脆性断裂模型引入水力劈裂问题的研究中,扩展了弥散裂缝的概念并与比奥固结理论相结合,推导和建立了用于描述水力劈裂发生和扩展过程的有限元-无单元数值仿真模型。

(3) 心墙水力劈裂数值分析表明,按照设计的蓄水方案和速度,大坝具有较大的抗水力劈裂安全度,心墙不会发生水力劈裂破坏。

3.2.6 非线性指标坝坡稳定分析及可靠度研究

(1) 随坝高的加高,相同坡比的坝坡对应的坝坡稳定安全系数变小;随坝坡的放缓,相同坝高的坝坡对应的坝坡稳定安全系数变大。为保证高坝的坝坡稳定可靠性水平,对于坝料基本为堆石料的面板堆石坝,可以采用放缓坝坡的方式加以解决;对于坝料组成较为复杂的土心墙堆石坝,尤其是建基于覆盖层上的土心墙坝,尚需进一步研究,并采取综合措施加以解决。要保证不同高度大坝之间具有一致的坝坡稳定可靠性水平,高堆石坝坝坡稳定允许安全系数可考虑按坝高分级设定标准。

(2) 研究的出的各工况下坝坡稳定最小可靠指标βmin和相应滑弧规律与安全系数分析结果基本一致,βmin均满足水工统标要求。通过有限元强度折减法揭示了双江口水电站堆石坝坝坡渐进破坏过程及其3个主要失效模式,获得其坝坡稳定体系可靠指标βs=6.81(SELM)和βs=6.70(RSISM),坝坡整体可靠水平较高。根据“建筑结构可靠度设计统一标准”进行可靠度评价,地震工况下,考虑大坝8度地震100年2%的条件概率下的大坝失效概率,坝坡稳定最小可靠指标满足规范要求。

3.3 心墙堆石坝结构及分区设计

3.3.1 双江口水电站心墙堆石坝布置型式比较

对比研究直心墙、斜心墙和弧形心墙3种方案,3种方案在地形地质条件的适宜性、枢纽建筑物布置条件、施工特性和施工条件等方面基本没有大的差异[9-11]。通过渗流控制、坝坡稳定、坝体坝基的静力与动力计算结果表明,3种方案均符合心墙堆石坝的一般规律,各量值相差不大,防渗心墙仍有较大的安全裕度。由于3种方案的基础处理范围、坝体填筑工程量等方面的差异,导致投资略有差异,直心墙方案投资最省。

3.3.2 深厚覆盖层坝基防渗处理方案研究

对比直心墙坝方案心墙底部设置防渗墙和心墙底部全部挖除覆盖层2种方案,从坝坡稳定性、渗流特性、应力变形特性及施工组织等方面综合比较,经计算分析,宜将心墙底部覆盖层全部挖除。

3.3.3 坝体填筑技术指标对坝体应力和变形特性的影响

采用5套计算参数,就不同的坝体填筑技术指标对坝体应力和变形特性的影响开展了研究。坝体三维静力有限元应力变形分析表明,大坝直心墙方案的坝体材料和分区设计从应力和位移的角度看是合理的。此外,大坝上游堆石区在上部是否采用花岗岩料对大坝的应力及变形影响极小。

3.4 心墙堆石坝坝体动力反应分析及抗震措施研究

3.4.1 坝体材料及覆盖层坝基动力特性试验研究

在克服覆盖层各砂砾石和透镜体砂层的密度和级配确定、试验合理模拟、橡皮膜嵌入影响、橡皮膜刺破,试验成功率低等困难的情况下,首次成功进行了最高围压力3 000 kPa的大型高压力和复杂应力条件下的粗粒土动力特性试验。对大坝的反滤料Ⅰ、心墙掺砾料混合料、坝基砂、坝基砂砾料、主堆石料及过渡料等进行动力试验,研究坝体和坝基材料的动力变形、动力残余变形及孔压、动强度等动力特性性质,提出相应的本构计算模型参数指标,为坝体抗震设计和动力分析工作提供依据。

3.4.2 坝体及覆盖层地基动力本构关系及计算方法研究

(1) 对Hardin模型进行了改进,提出了振动硬化模型及相应的永久变形模型,提出了改进的沈珠江永久变形模型。

(2) 基于广义塑性力学,提出了PZ模型和改进的临界PZ模型,验证了模型的合理性,将模型应用到了粗粒料和300 m级的土石坝动力反应分析中。

(3) 找出了多种模型之间参数存在的本质联系,如传统Hardin模型和改进的Hardin模型,以及Hardin模型与PZ模型之间参数的联系,分析了计算参数的合理性,提出了由Hardin模型推导PZ参数的方法。

3.4.3 高坝抗震安全评价方法研究

(1) 在动力计算方法中,对计入地基、考虑边界为黏弹性、输入地震动波、采用基频与地震波主频确定阻尼系数等问题作了深入研究,前三者计算出动力反应均较传统的方法要小。因此,采用传统方法计算结果作为设计依据一般是偏安全的。

(2) 应用传统和新的模型及计算方法,进行了大坝加速度反应分析、永久变形分析、抗液化分析、坝坡抗滑稳定分析,判断大坝的抗震安全性,分析大坝的抗震薄弱部位,为抗震措施设计提供理论依据。计算成果表明,大坝在设计和校核地震情况下,抗震能力是有保障的,且大坝还具有一定的承受超标准地震动荷载的能力。

3.4.4 坝体与坝基振动台地震动力模型试验研究

开展了一般重力场下高土质心墙堆石坝大型振动台模型试验,定性研究模型坝的动力特性、地震动力反应性状和破坏机理,并探讨土石坝抗震工程措施。探讨通过相似率,研究土石坝的动力特性、地震反应性状和抗震性能。试验得到不同幅值输入下的动力特性和动力反应性状等成果,可以作为验证和改进土石坝地震动力反应计算模式、分析方法和计算程序的基本资料。

3.4.5 坝体与坝基三维动力响应分析及抗震措施研究

(1) 大坝频谱分析结果表明,建造在基岩上的土石坝主要振型的自振周期较长,300 m级高土石坝在地震强度高时,其基本自振周期一般为1.85 s,而坝址基岩地基的场地特征周期一般为0.1~0.2 s。从频谱分析来看,高土石坝具有良好的抗震能力。

(2) 以震后永久位移突变作为坝坡失稳的评判标准,特征点位移突变时对应的强度折减系数作为边坡的动力稳定安全系数,以基于广义塑性力学理论的PZ模型分析应力应变为基础,进行了强度折减法坝坡动力稳定分析,结果表明,双江口大坝坝坡是稳定的。

(3) 首次采用基于已建土石坝实际震害的ANN模型对大坝震害进行预测,预测分析表明,大坝在设计地震情况下,震害等级为4级,不会发生严重的震害现象。

(4) 在计算分析、模型试验、大坝震害及常用抗震措施调研的基础上,提出大坝抗震措施。主要包括:在坝顶坝高1/5范围采用加筋处理;坝顶预留较大超高裕度;对可能液化砂层大部分挖除或压重处理;提高坝料填筑标准;上、下游坝面设置干砌石及大块石护坡;分层分散设置枢纽泄水建筑物等。对土工格栅和钢筋抗震措施进行了试验和计算分析,对其抗震有效性进行研究。无论是土工格栅或是钢筋,在设计地震情况下加筋后坝坡动力安全系数至少提高15%,在校核地震情况下动力安全系数提高得更多。

3.5 心墙堆石坝渗流分析及渗控措施研究

3.5.1 心墙堆石坝坝料渗透特性研究

(1) 对不同掺和比和控制干密度心墙掺砾土料进行了渗透特性试验,得出心墙土料的防渗性能与土的细粒含量有关,当土料与掺砾料掺和比为50∶50~100∶0时,由于细粒土填充作用土样的渗透性变化不敏感,渗透系数为10-6或10-7量级,具微透水性,当掺和比为40∶60时,细粒含量少,导致渗透系数增大到10-5量级。

(2) 通过完整试样的反滤试验、裂缝自愈试验和松填细颗粒土的反滤试验3种方法验证了设计反滤Ⅰ料级配的合理性。

(3) 上游侧有保护黏土的心墙垫板开裂接触渗流特性实验研究表明,在心墙垫板上游黏土包裹层和下游反滤层的共同作用下,实现了对垫板裂缝接触渗流的“上堵”、“下排”的渗控功能;如果混凝土垫板未形成上下游贯通性裂缝,在下游反滤层的保护下,心墙黏土仍具有较高接触冲刷抗渗强度。

3.5.2 枢纽区渗流分析及渗控措施优化研究

(1) 通过对枢纽区防渗系统的分析,坝体坝基的防渗系统(心墙+防渗帷幕)能够有效控制地下水的分布和渗压。

(2) 地下厂房区排水设计合理,厂房和主变洞室顶部的地下水基本被疏干,考虑一定的安全储备,宜保留厂房和主变洞顶部的“人字顶”排水孔幕,厂房与主变洞之间设置排水廊道。同时,由于厂房上游侧和右侧临近库水,应加密厂房上游侧和右侧的上、中、下层排水廊道的排水孔幕孔间距。

(3) F1断层自身渗透系数的大小以及其延伸深度对右岸渗流场以及其中的帷幕渗透梯度有较大的影响,F1断层附近的帷幕应局部适当加厚。

3.5.3 心墙堆石坝非稳定渗流研究

(1) 水库初次蓄水时,心墙内的等势线集中分布在心墙的上游侧,使得心墙上游侧出现较大的渗透力,对心墙防止水力劈裂较为不利。在河谷中央,心墙与混凝土基座之间不会发生接触渗透破坏,而河谷两岸心墙与混凝土基座之间发生接触渗透破坏的可能性较大。

(2) 由于心墙的渗透系数很小,即使水库初次蓄水速度较低时,心墙上游侧的渗透坡降仍然较大,因此,应针对水库初次蓄水非稳定渗流场的心墙土料最大渗透坡降与允许渗透坡降之间关系开展进一步研究。

(3) 水库放空时,两岸坝肩和岸坡的自由面降落较慢,高出库水位较多,滞后现象明显,且出现渗流逸出,这对上游库区岸坡稳定不利,应予以重视。

3.5.4 坝体坝基防渗系统随机缺陷对坝区渗流场影响研究

(1) 在给定的缺损比例条件下,不同的帷幕缺损随机分布形式对坝基渗流场分布影响不大,帷幕下游侧地下水位抬高有限,坝基渗流量增加不多。但是随着上部帷幕缺损比例的提高,坝基下游侧地下水位也有所升高,坝基渗流量也越大,说明上部帷幕对渗流场的影响较大,施工过程中应该重视上部帷幕的施工质量。

(2) 心墙开裂对坝区渗流场的影响巨大,心墙下游侧地下水位有大幅升高,坝体渗流量也随着缝宽的增大而急剧增加;心墙混凝土垫板产生上下游贯通的裂缝对坝区的渗流量影响较大。

(3) 在心墙掺砾料施工缺陷率(5%左右)较低的情况下,施工缺陷对坝体心墙的整体渗流场以及渗流量影响不大,但对心墙局部的渗透梯度的影响较大,特别是若心墙某个高程上的局部施工缺陷所占比例过大,会使该高程其他部位的渗透梯度值增大很多,甚至会超过其允许梯度值,影响心墙的整体渗透稳定。

4 结 语

(1) 在可研阶段,针对双江口水电站大坝开展了上述5项专题、23个子题的研究,取得了大量创新性研究成果,并将其运用到双江口水电站可研设计方案中,破解了300 m级心墙堆石坝筑坝关键技术难题,为保证双江口水电站通过项目前期论证评估和实现优质、高效建设奠定了技术基础。

(2) 由于当前国内外300 m级心墙堆石坝可供借鉴的技术经验极少,研究成果和手段还需进一步提升,本研究以坝高314 m的双江口水电站工程为依托,实现了300 m级心墙堆石坝筑坝技术的突破,提升了中国水电工程设计和建设能力和水平,具有较高的推广应用价值。

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