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洪水过程的菲律宾Kauswagan电站围堤渗流及边坡稳定分析

2020-06-18张嵩云

水运工程 2020年5期
关键词:堤身渗流断面

张嵩云,毛 卉

(中交第三航务工程勘察设计院有限公司,上海 200032)

洪水过程的水面涨落导致围堤内土体渗流状态变化,导致土体含水量、空隙水压增大、土体抗剪强度减小、静态稳定性降低,水面消落后,堤身土体内含水量及超空隙水压的消散并不同步,导致堤身稳定性较静态分析进一步下降[1-3],常规设计手段难以考虑。

本文以实际工程为例,采用有限元分析软件GeoStudio[4]对菲律宾Kauswagan电站围堤的洪水过程进行渗流数值模拟,基于瞬态的渗流情况完成动态过程的稳定性分析;依据数值模拟得到的过程渗流情况及堤身稳定性数据,优化堤身回填材料的选择,验证洪水过程围堤稳定性。

1 工程概况

菲律宾Kauswagan电站位于河口地段,由于当地降雨充沛且场地低洼,为节省厂平回填方量,采用围堤结合强排的方式保障厂区不受洪水影响。厂区围堤全长2.69 km,其中东围堤紧邻Larapan河,长约500 m,工程天然地面高程2~3 m,围堤内厂坪高程为4.10 m,东围堤河段100 a一遇暴雨引发洪水位时,最大洪水位达4.73 m。地表土主要为夹砂粉质黏土或粉细砂,下卧土层为多年层积的中密砂层夹粉质黏土。围堤平面布置见图1。

图1 厂区围堤平面布置

2 模型构建

2.1 几何模型

根据天然地形,东侧围堤设计断面为堤顶高程5.00 m,堤顶宽5 m,设置3.7 m宽泥结碎石简易道路,河漫滩侧清除堤脚处表层1~2 m天然土,设置顶高程2.5、5 m宽的抛石护底,堤身采用粉质黏土分层碾压填筑,堤身坡度为1:1,护面采用300 mm浆砌块石护面,下设碎石垫层并铺设反滤土工布,堤后厂坪回填高程为4.10 m,根据设计参数建立几何模型(图2)。

图2 东侧围堤几何模型

2.2 典型土力学参数

选取工程地勘报告中的BH30孔作为典型断面地质条件,东围堤所在的4区土层土力学指标见表1。

表1 典型土力学参数

一般工程中不会要求对土体饱和渗透率及饱和含水率进行测验,同时根据工程经验,不同土体的渗流指标往往具有量级上的差异,同量级的数据差异往往对渗流计算结果影响不大,因此本工程的土体渗透率及饱和含水率按照土性类似的原则,参照《水力工程设计计算手册》[5]推荐的相关参数选取。

2.3 渗流参数的估算

在渗流分析中,需要考虑渗透系数,但对于非饱和土,渗透系数并非一个定值,而是一个函数,需要用到土体的土水特征曲线,GEOSLOPE岩土软件可提供相关的经验函数。本文所用的土水特征曲线引用自程序内嵌的经验曲线,耦合得到不同基底吸力情况下的体积含水率;再运用Van Genuchten法估计得到对应不同基质吸力的渗透系数曲线。土水特征曲线及渗透系数曲线见图3、4。

土体含水量增大,基质吸力减小、孔隙水压力增大,土体抗剪强度减小,导致边坡稳定性降低。

图3 基质吸力与体积含水量关系曲线

图4 基质吸力与土渗透系数关系曲线

2.4 边界条件的设定

模型的外形及荷载条件较为清晰,仅在围堤顶道路区域考虑20 kNm2均载,对于洪水水位变化的设定,工程洪水评估报告中提供了1~24 h暴雨河口处流量的模拟时程数据(图5)以及洪水过程中东围堤区域的洪水最高水位(4.73 m),但并未提供东围堤临近河段的洪水水位时程变化情况。

图5 工程河段各持时暴雨流量时程曲线

考虑到洪水过程流量虽然与洪水位时程相关性较强,模型的洪水位时程变化根据暴雨流量时程曲线简化得到。通过分析暴雨流量时程曲线得知,由于影响工程的河流流域面积较小(约178 km2),在各工况暴雨情况下,一般在降雨开始后的1~12 h河水开始上涨,并在6 h内完成涨落过程,其中显著的流量涨落过程在3 h左右。根据以上情况模型中以24 h为1次降雨洪水周期,取低水位-0.3 m为初始时刻水位条件,最高水位取4.73 m,降雨后9 h发生洪水上涨,水面涨落情况按余弦曲线内插,水面3 h内由-0.3 m上涨至最大洪水位4.73 m,再经3 h消落至-0.3 m;同时,考虑工程地处热带海洋区域、雨季往往持续降雨的情况,模型同时考虑水位变化时程按24 h循环7 d的最不利情况。

3 计算结果分析

3.1 不同堤身填筑材料的渗流稳态分析

根据工程所在地的土料供应情况,分别选用回填土、砂、块石作为堤身填筑材料,对不同模型按堤外最大洪水位进行渗流稳态分析,结果见图6。

图6 黏土材料渗流比降云图

根据模型计算结果,堤身分别采用回填土、砂、块石回填时,每延米堤身断面渗流量分别为0.044 049、0.064 299、1.336 6 m3h,东围堤的长度约500 m,整体的渗流量分别为22、32、668 m3h。从整体渗流量来看,堤身采用回填土或砂时,最高洪水位时东围堤的整体渗流量均小于50 m3h,均在厂区的雨洪水排涝系统处理能力之内,采用块石填筑时,须显著提升排涝站的处理能力。

从堤内角的渗流比降值看,回填土填筑时最大比降在0.8,满足规范[6]计算得到的允许比降1.14的要求;但砂和块石材料填筑时最大比降均达到1.2,均不满足规范对于无黏性土渗流出口的允许水力比降要求,需要增设反滤层及黏土层进行防渗反压。

考虑到工程中东围堤设计最大洪水位不大、稳定堤身断面较小,同时现场能方便地取到大量黏土,根据渗流计算结果,整个围堤工程除了具备防浪功能的北围堤以块石填筑外,其余区域的围堤均选用开挖厂区灰场道路得到黏土分层碾压填筑。

3.2 洪水过程的渗流瞬态及边坡稳定分析

基于最终选定的回填土堤身断面,按设定的洪水水位时程变化进行渗流瞬态及边坡稳定分析,初始条件(0 h,水位-0.3 m)计算得到边坡的稳定系数为2.390;在水位上涨初期,堤身稳定略有下降,随后随水位上涨稳定系数同步增长,水位最高时稳定系数最高达2.653;水位消落时,堤身稳定系数下降,但下降幅度快于水位消落,单次洪水涨落过程中最不利情况发生在洪水由最高水位消落至2.25 m时刻(14 h),此时的边坡安全系数降低为2.027(图7),较初始时刻的稳定系数下降15%,水位降至-0.3 m时(15 h),稳定系数比之前时刻略增至2.037;当水位消落稳定后边坡安全系数缓慢增长至2.056(24 h)。单次周期内的水位及断面稳定系数的全过程情况见图8。

图7 单次水位循环下的最不利时刻堤身稳定计算示意

图8 单次计算周期内各时刻水位及断面稳定系数

从单次计算周期(24 h)内的稳定计算结果看,土体空隙水压的消散周期明显长于计算周期,为了分析空隙水压的大致消散时间及水位反复消落情况下的堤身稳定系数极值情况,针对单次计算周期的堤身最不稳定时刻为14 h的特点,将单次洪水涨落后延至168 h的情况及7次洪水涨落(7×24 h)的情况,分别进行渗流-稳定耦合计算。

对于延长至168 h的单次洪水过程情况,计算结果反映7 d后堤身断面稳定系数由最低的2.034增长至2.243,由相当于初始状态稳定系数2.39的85%提高至94%,但5 d(134 h)后增长速度放缓,根据数据趋势,可初步判断模型中堤身土体的超孔隙水压自然消散过程超过10 d。单次周期延长至168 h的断面稳定系数的全过程情况见图9。

图9 单次洪水涨落计算后延至168 h内各时刻水位及断面稳定系数

对于7次重复洪水涨落(7×24 h)过程的时程分析情况,计算结果反映堤身最低稳定系数由第1次过程的2.027(初始状态稳定系数2.39的85%)逐次降低至1.93(初始状态稳定系数2.39的81%),但第4次(86 h)后下降速度放缓,趋近极限低值。7次重复洪水涨落(7×24 h)过程的断面稳定系数的全过程情况见图10。

图10 7次重复洪水涨落(7×24 h)过程的最低断面稳定系数

对以上全过程的瞬态渗流-稳定的计算结果进行分析可知:

1)水面上涨时,堤身土体由不饱和状态逐步至饱和状态,土体空隙水压上升,土体抗剪能力下降,总抗力降低,但由于整体水头的抬高,同步降低总滑动力。因此,涨水初期堤身断面稳定,仅略有降低(最大降低6.4%);同时,随着水位的增长,堤身断面稳定系数增加。

2)水位消落时,堤外整体水头同步下降,总滑动力恢复至初始时刻,但土体空隙水压的消散不同步,总抗力恢复不明显。堤身稳定系数在水位下降至2.25 m时(14 h)达到最低2.027,较初始时刻的稳定系数2.39下降15%,若考虑多次重复洪水过程,过程中堤身最低稳定系数进一步下降至1.93(相当于初始时刻稳定系数的81%),均满足技术文件中土坡稳定安全系数大于1.5的要求。

3)由于土体超孔隙水压的消散时间明显长于水位涨落时间,单次洪水过程后堤身断面稳定系数须于10 d才能趋近初始时刻的堤身稳定指标。

4 结语

1)在洪水位不大的情况下,围堤堤身直接采用黏性土分层碾压回填,不仅能够形成合理的稳定堤身断面,兼顾堤身防渗要求,相对于砂石材料,还能简化施工环节,就地取材,节约工程造价。

2)对于传统设计手段无法考虑的水位变化过程对边坡稳定的影响问题,可以通过有限元软件进行瞬态渗流-边坡稳定的耦合分析得到准确的影响值。

3)由于土体孔隙水压的消散过程较长,洪水水位变化将导致堤身稳定显著下降,本文算例中下降幅度达15%~20%。

4)本文所示洪水数据具有河流流域较小、洪水涨落迅速的特点,仅符合热带地区小流域河流雨季的洪水特征。

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