邕宁水利枢纽一期枯水围堰替代结构及其关键问题

刘德兵，赵彦准，常运超，贺昌海

（1.中铁二十局集团第六工程有限公司，西安710016；2.武汉大学水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉430072）

水利水电工程分期导流设计和施工中，一期导流采用土石围堰的工程实例较多，且多数涉及施工期通航问题。三峡工程一期土石围堰型式采用风化砂堰壳、混凝土防渗墙上接土工膜防渗方案；向家坝水电站一期土石围堰由砂卵砾石、堆石、过渡料填筑而成，堰基及堰体分别采用塑性混凝土防渗墙及复合土工膜斜心墙型式作防渗处理［1］；枕头坝一级水电站一期纵向围堰采用土石结构堰体、混凝土防渗墙防渗，进口段直接利用预留岩坎挡水［2］。前人利用水工模型试验和数值模拟方法对工程水力学问题的研究取得了不少成果［3-7］，对分期导流的研究成果也较丰富。戴会超等［8］运用水工模型试验和数值模拟技术，改进了三峡工程明渠体形，解决了特殊情况下明渠通航条件问题；梁日新等［9］结合水工模型试验成果对枕头坝一级水电站导流明渠纵向土石子围堰的防冲调整方案进行了研究，使防冲体经受住了实际大洪水的考验；彭杨等［10］用二维数值模拟方法研究了分期导流不同河床束窄度下围堰附近的水流运动特性；贺昌海等［11］基于CATIA 三维建模和三维数值模拟方法，对苏丹上阿特巴拉水利枢纽儒米拉大坝分期导流溢洪道内部水流进行了模拟，模拟结果与试验值吻合较好。

总之，“土石料填筑堰体、混凝土防渗墙防渗”的围堰结构型式在分期导流一期工程中普遍采用，施工方法成熟，施工速度快，防渗效果理想，应用水工模型试验和数值模拟方法研究分期导流的成果较多，解决了大量工程实际问题。然而，在施工阶段因工程料源受限而使土石围堰设计方案不能实施的案例极少。邕宁水利枢纽一期枯水土石围堰料场征地移民进度滞后，导致围堰设计方案不能实施。因此，如何因地制宜地调整围堰结构和布置，成为工程能否顺利进行的关键问题。

1 工程概况

南宁市邕宁水利枢纽工程位于青秀区仙葫开发区牛湾半岛处，坝区为邕江冲洪积阶地过渡为剥蚀残丘地貌，河流由西流入，转向南经坝区往下游拐弯再转向北东向，环绕牛湾半岛弯曲呈不规则的反“S”形状。枢纽位于西津水电站库区内，枯水期河床水深达12～15 m，水面宽230～280 m，两岸边坡坡度20˚～70˚。主要水工建筑物有拦河坝、13孔闸坝、发电厂房、船闸和鱼道，正常蓄水位67 m，总库容7.1 亿m³，电站装机容量57.6 MW（6×9.6 MW），为灯泡贯流式机组，多年平均发电量2.206亿kWh。

工程设计采用分期导流方式，右岸一期枯水围堰挡水时段11月15日至次年4月15日，设计流量3 010 m3/s（枯水期10年一遇），主要任务是修建一期全年混凝土纵向围堰和上下游横向土石围堰，计划于一枯11月底完成填筑，至一汛前（次年4月16日至次年5月15日）拆除。一期枯水围堰由上下游横堰、纵堰和裹头组成，全长981.9 m，填筑土石混合料74.86 万m3，要求其中石碴含量大于等于40%，粒径d≤200 mm 的含量不小于50%，防渗采用高压旋喷混凝土防渗墙，其轴线处的土石混合料剔除粒径200 mm以上大块石（图1）。围堰土石混合料计划取自马登山土料场，其填料石碴含量40%～70%，物理性质指标满足要求。

图1 一期枯水土石围堰设计断面图（图中高程单位为m，其余单位为mm）Fig.1 The designed cross-section of the 1st stage cofferdam of dry season

航运部门要求施工期按Ⅲ级航道标准开通，一期导流施工时1 000 t 船队通航允许水流条件：正向流速≤3.0 m/s，回流流速≤0.4 m/s，横向流速≤0.3 m/s；最小航道尺寸为航宽60 m×水深3 m×弯曲半径180 m（双线）。超过这个范围则应采取措施辅助航行或禁止通航。

2 围堰替代结构

由于设计选用的马登山土料场第1 区至第3 区因征地原因无法利用，坝址区附近没有满足要求的备用料场，因此，按照控制性进度计划要求，在围堰填筑前（9月25日前）完成80万m3以上、满足设计要求的土石混合料储备极为困难，实际施工时不可能采用设计围堰结构，工程面临工期拖延一年的严重后果。

为解决这一难题，根据坝址可用填筑料的初步分析，提出了围堰替代结构型式。

（1）单块石戗堤及含砾黏土体组合围堰。以围堰设计方案轴线为基准进行平面布置，包括上下游横堰、纵堰和裹头，全长981.90 m。外侧（即靠束窄河床一侧）戗堤采用粒径D≥500 mm占80%、500 mm>D≥200 mm 占20%的块石料填筑。内侧（即靠一期基坑一侧）采用含砾黏土填筑，内侧坡脚侵占一期纵向混凝土围堰结构区域约8 m。子堰采用黏土填筑，子堰外侧边坡及含砾黏土堰面采用块石护面（图2）。

图2 单块石戗堤及含砾黏土体组合围堰断面图（图中高程单位为m，其余单位为mm）Fig.2 The cross-section of the cofferdam with single block stone dike and grain-containing clay body

（2）双块石戗堤及含砾黏土体组合围堰。围堰轴线位置、围堰组成和长度同上。围堰外侧和内侧戗堤对称布置，均采用以上同样的块石料填筑。块石戗堤之间填筑含砾黏土。子堰结构同上（图3）。

图3 双块石戗堤及含砾黏土体组合围堰典型断面图（图中高程单位为m，其余单位为mm）Fig.3 The cross-section of the cofferdam with double block stone dike and grain-containing clay body

对上述围堰结构方案进行工程量计算和造价估算，同时，采用循环网络技术建立围堰施工运输系统仿真模型，并编制计算程序对围堰施工工期进行仿真计算［12］，计算结果见表1。

从表1 可以看出，两种围堰的施工工期接近，围堰填筑从9月底开始，11月底完成。根据工程施工经验，高喷混凝土防渗墙（2.32 万m）施工约45 d，基坑排水约15 d，一期全年上下游土石围堰土石方填筑（约60 万m³）和混凝土纵向围堰（7.32 万m³）约75 d，两种围堰均满足后续工程的施工进度计划要求，即能够在次年4月15日前完成一期全年围堰施工。从工程前期施工资料分析，马登山石料场、河床右岸护岸等工程开挖可获得石料约57 万m3，含砾黏土189 万m3，满足方案（1）的块石料和土料供给需求，而方案（2）则另需外购、储备块石料约40 万m3，短期内难以完成，而且围堰造价比前者高出14.92%。因此，应采用第一种结构型式。

表1 围堰替代方案工程量及工期Tab.1 Project quantity and duration of the cofferdam alternative solution

3 纵堰轴线位置优化

从泄水闸布置、二期导流和施工期通航要求出发，考虑两种纵堰轴线位置方案（表2）。为减少试验工程量，先采用数值模拟方法研究设计挡水流量（3 010 m3/s）下束窄河床的水力特性。

表2 纵堰轴线位置方案Tab.2 Schemes of the longitudinal cofferdam axis position

3.1 计算模型与计算条件

利用CATIA 建立1∶1 的河床和围堰三维模型（图4至图5）。

图4 方案1三维模型Fig.4 3D model of scheme 1

图5 方案2三维模型Fig.5 3D model of scheme 2

水流控制方程包括连续性方程和动量方程，为了模拟弯曲水流，采用RNGk-ε湍流模型［11］。

模拟范围从0-1 250 m 至0+575 m，全长1 825 m，由A、B、C三个网格块包络（图6）。采用立方体结构化网格，网格纵横比为1，单元边长2 m，总数量约2×107个。

图6 计算区域网格划分Fig.6 Mesh generation of the computational domain

网格块A（0-1 250 m至0-670 m）为上游河道转弯及束窄河床入口区域，其中Xmin设置为流量边界，通过流量和上游水面高程确定流速。网格块B（0-670 至0+100）为围堰主体及河道顺直区域。网格块C（0+100 m 至0+575 m）为束窄河床出口及下游河道转弯区域，其中Ymin设置为压力边界，确定下游自由水面高程。A、B、C 三个网格块的Zmin均设为无滑移界面边界，Zmax设为压强为0的压力边界；其余边界均保持对称边界的默认设置。

采用FLOW-3D 中的交错网格有限差分法离散控制方程，压力速度分离式解法选用极小残差算法（GMRES），流体自由表面位置利用TruVOF法追踪［11］。

3.2 计算结果与分析

两个方案束窄河床整体流态相似，无回流及明显旋涡现象。

图7、8分别为束窄河床上游入口至下游出口各断面水位和最大表面流速对比图。从图中可以看出，方案1最高水位64.61 m，与最低水位差值0.34 m，最大水面降落出现在束窄河床后段；方案2 最高水位65.16 m，与最低水位差值0.53 m，最大水面降落出现在束窄河床前段；由于方案2的河床束窄度较大，方案2 水面线高于方案1。两方案均在束窄河床下游出口近左岸处出现最大表面流速，分别为2.89，4.91 m/s，近右岸处流速明显回落；方案2 流速波动较为剧烈，且各测点相应流速值高于方案1。

图7 束窄河床水面线对比Fig.7 Comparison of the water surface profile

可见，相比较而言，方案2的水力条件较为不利。

图8 束窄河床最大表面流速对比Fig.8 Comparison of the maximum surface flow velocity

由表3 可看出，虽然两方案的束窄河床水面宽度都大于60 m，平均水深都大于3 m，满足航道尺寸要求，但方案2束窄河床水面宽小于方案1，且其束窄河床的最大正向流速大于3.0 m/s，不满足施工期通航允许流速条件。

表3 通航水力学指标对比Tab.3 Comparison of the navigational hydraulic index

根据以上分析，纵堰轴线位置只能采用方案1。对于前文提及的内侧含砾黏土体侵占一期纵向混凝土围堰结构范围的问题，可在基坑抽水后采取开挖及加固等措施解决。

4 施工期通航与围堰防冲

为了解决施工期通航和围堰防冲问题，以下采用数值模拟和物理模型试验方法，详细研究方案1 各种特征流量下束窄河床的水力特性，数值模型和网格划分参见3.1，物理模型长度比尺1∶70。

4.1 计算和试验工况

计算和试验工况参见表4。

表4 方案1计算和试验工况Table 4 Calculation and test cases of scheme 1

4.2 水力特性计算和试验结果

（1）束窄河床流态。从图9 至图12 可以看出，不同流量下，计算流态和试验流态接近，束窄河床和围堰裹头段水流流态均较为平顺，无旋涡及回流现象。束窄河床入口处水流平稳，下游出口近左岸处流态稍急，但总体过渡平顺。

图9 工况1试验流态和计算流态Fig.9 The test and calculated flow pattern of case 1

图10 工况2试验流态和计算流态Fig.10 The test and calculated flow pattern of case 2

图11 工况3试验流态和计算流态Fig.11 The test and calculated flow pattern of case 3

图12 工况1围堰裹头段试验流态Fig.12 The test flow pattern of the head section of the cofferdam of case 1

（2）束窄河床流速。从图13 和表5 可看出，流速计算值和试验值整体上吻合较好，其中，工况1：最大表面流速值计算值2.89 m/s 和试验值2.85 m/s 均出现在下游断面0+280，前者靠近断面左岸，后者在断面中部；工况2：最大表面流速计算值2.55 m/s 与试验值2.76 m/s 均出现在下游断面0+140，前者靠近断面左岸，后者在断面中部；工况3：最大表面流速计算值1.94 m/s与试验值2.09 m/s均出现在下游断面0+280，均位于断面中部。

图13 最大表面流速试验值和计算值Fig.13 The test and calculated maximum value of surface velocity

表5 围堰外侧边坡各断面流速分布（工况1） m/sTab.5 The velocity distribution of each section of the outside slope of the cofferdam（case 1）

（3）束窄河床水面线。图14 表明，试验水面线略高于计算水面线，最大绝对误差0.25 m（工况1），水面线整体吻合良好。

图14 试验水面线和计算水面线Fig.14 The test and calculated water surface profile

4.3 施工期通航

流量3 010、2 480、1 730 m3/s 的通航水力学指标见表6。束窄河床最大正向流速均小于3.0 m/s，水深大于3 m 对应的束窄河床水面宽均远大于最小航宽60 m，且均无回流及旋涡现象。所以，当纵堰轴线布置在7 号、8 号闸墩之间时，束窄河床满足施工期通航条件。

4.4 围堰防冲

为了详细分析围堰外侧边坡、上游裹头和下游出口在设计流量下是否会被水流冲刷，将图6（a）中的B、C 网格块沿X轴-160 m 至100 m 局部加密，单元格边长取1 m，网格总数量约6×107个（图15）。

图15 网格加密Fig.15 Mesh encryption

计算得到围堰裹头、下游出口处表面和坡底流态分布（图16至图17）。

图16 表面流态及流速测点Fig.16 The flow pattern and velocity measurement point on the surface

读取流态云图（图16 至图17），可求得裹头和下游出口处表面和坡底各测点流速（表7）。

图17 坡底流态及流速测点Fig.17 The flow pattern and velocity measurement point on the slope bottom

从表7 可以看出，围堰上游裹头和下游出口的表面流速和坡底流速范围为0.31～1.90 m/s。

表7 裹头与下游出口平均流速Tab.7 The average flow velocity of the wrap head and downstream outlet

表8 为设计流量下、网格加密前和加密后围堰外侧边坡各断面的表面和坡底的计算流速，网格加密后的计算流速范围0.45～1.97 m/s，与表5中的试验值相比较，平均误差更小。

表8 计算流速对比 m/sTab.8 Comparison of the calculated flow velocity

根据式（1）计算可得：粒径200 mm 的块石抗冲流速2.24～3.14 m/s，粒径500 mm的块石抗冲流速3.54～4.95 m/s。

式中：D为块石粒径，m。

由此可见，在设计流量下，围堰外侧边坡、上游裹头和下游出口流速均小于块石的计算抗冲流速，物理模型试验中也没有材料发生启动流失现象，因此，围堰边坡不会被水流冲刷，无需采取其他防护措施。

5 结 语

在邕宁水利枢纽工程施工阶段，由于设计选用的马登山土料场征地拆迁进度缓慢，不可能采用设计方案按期完成围堰备料和填筑施工。在分析现场可用填筑料的基础上，研究提出了一期枯水围堰的替代结构。

（1）利用施工仿真、技术经济分析方法对围堰的替代结构型式进行了优选，结果表明，单块石戗堤及含砾黏土体组合围堰可充分利用现场开挖料，且满足后续工程的施工进度计划要求，造价较低。

（2）采用数值模拟和物理模型试验方法，研究了纵堰轴线不同布置的束窄河床水力特性，结果表明，纵堰轴线布置在坝体7号至8号闸墩之间时，能够解决施工期通航和围堰安全问题。

在城市区域内的河流上修建水利工程，征地移民不确定性影响因素多、难度大，在围堰施工前料场征地移民进度不满足要求的制约下，应深入研究利用现场开挖料修筑围堰的可能性。本文的研究成果为邕宁水利枢纽一期枯水围堰施工提供了解决方案，对于保证工程施工进度起到了决定性作用，可为类似工程施工提供参考。□