红谷隧道围堰塑性混凝土防渗墙抗渗性能分析

邵　阳， 傅鹤林， 刘维正， 孙广臣

(1. 中铁隧道勘测设计研究院， 河南 洛阳　471009； 2. 中南大学土木工程学院， 湖南 长沙　410075)



红谷隧道围堰塑性混凝土防渗墙抗渗性能分析

邵阳1， 傅鹤林2， 刘维正2， 孙广臣2

(1. 中铁隧道勘测设计研究院， 河南 洛阳471009； 2. 中南大学土木工程学院， 湖南 长沙410075)

为探讨运行环境下塑性混凝土防渗墙工作性能，获取合理的设计参数取值，以红谷隧道围堰工程为背景，结合典型断面建立渗流数值模型，分析塑性混凝土防渗墙渗透系数k和厚度d以及围堰水头hr变化下共11种工况的围堰渗流性状。结果表明： 随着渗透系数k的减小，围堰内单宽渗流量Q随之减小，且变化速率逐渐降低，而防渗墙内水力坡降峰值Js基本保持不变；随着防渗墙厚度d的增大，围堰内Q值和Js值均随之减小，且变化速率逐渐降低；随着围堰水头hr的下降，围堰内Q值和Js值均随之线性降低。分析得到兼具良好防渗能力和经济效益的渗透系数k和厚度d的设计取值，并提出满足设计要求的塑性混凝土施工配合比。最后，通过高密度电法和围堰内外水位动态监测对塑性混凝土防渗墙的防渗效果进行检测和评价，验证设计和施工参数的合理性。

红谷隧道； 围堰； 塑性混凝土； 渗透系数； 防渗墙厚度； 围堰水头； 渗流分析

0　引言

围堰作为一种有效的挡水、围水建筑物，是水利水电、港口、码头和隧道等工程施工中的重要节点工程，其抗渗性能是保证围堰内施工安全的关键控制因素。塑性混凝土以黏土或膨润土取代传统刚性混凝土中的大部分水泥，可通过改变配合比以获得与堰体材料相近的弹性模量，从而能很好地适应堰体变形，具备良好的抗裂性能，有渗透系数小、易于拆除等优点，适用于作为施工临时工程(围堰)的防渗材料[1]。阿根廷亚西雷塔水电工程、智利柯巴姆坝、伊朗卡尔黑坝、日本只见坝以及三峡二期主围堰等[2-4]一系列国内外具有代表性的大型水利工程中的塑性混凝土防渗墙都取得了很好的效果。

随着塑性混凝土的不断推广应用，国内外众多学者对塑性混凝土的基本力学性能及抗渗性能进行了试验研究。靳忠才[5]研究了如何通过配合比的优化设计来满足塑性混凝土的各项指标，特别是抗渗性能指标； 高丹盈等[6]研究了塑性混凝土的双轴受压性能和破坏准则； 焦凯等[7]研究了低围压状态下膨润土与水泥掺比对塑性混凝土强度特性的影响规律； 黄杰等[8]和张胜强等[9]分别研究了掺尾矿砂和石渣粉的塑性混凝土配合比及渗透性能； 李杨[10]系统研究了膨润土掺量对塑性混凝土基本力学性能、变形性能及渗透性能的影响；Z. Zakaria等[11]对比分析了大坝心墙与防渗墙不同结构防渗体系的抗渗性能；李烽[12]结合乌东德水电站大坝挡水围堰工程实例，分析了深水高土石围堰塑性混凝土防渗墙的工作性态及其影响因素；彭剑等[13]研究了塑性混凝土防渗墙在深基坑开挖中的应用； 韩秀娟等[14]研究了塑性混凝土在红谷隧道干坞基坑防渗结构中的运用。

可见，目前对塑性混凝土的研究主要集中在配合比设计、渗透性能、力学变形性能等方面，而关于设计参数对塑性混凝土防渗墙抗渗性能的影响规律还不明晰，导致在实际工程中相关设计参数基本是根据工程经验取值。本文以红谷隧道围堰工程为背景，通过有限元软件建立渗流数值模型，分析围堰内外水位差、塑性混凝土防渗墙渗透系数和厚度变化对围堰渗流性状的影响，并通过试验获得了满足设计要求的塑性混凝土配合比，最后采用高密度电法对防渗体系的施工质量进行检测，且在围堰运行期动态监测堰内外水位变化情况，对其设计参数下的防渗效果进行验证。

1　工程概况

东岸围堰采用端头整体两侧分离的形式按百年一遇洪水位(23.64 m)设计。围堰轴线长约651 m，端头坡脚伸入江中长度316 m，堰体底部宽度约120 m，顶部宽度约10 m，堰顶高程为23.70 m，围堰填筑高度约20 m。其中： 16.7 m高程以下堰体两侧采用充砂模袋填筑，中间由吹填砂构成砂芯，其内设置塑性混凝土防渗墙，且在防渗墙填筑前，墙体内外两侧分别施工三轴搅拌桩以保证防渗墙顺利成槽开挖； 18.5 m高程以上采用钢筋混凝土挡墙阻水，内侧为充砂模袋。图1为东岸围堰典型断面设计图。

图1　东岸围堰典型断面设计图

2　不同工况数值模拟及分析

针对塑性混凝土防渗墙设计参数主要依据工程经验取值这一现状，以红谷隧道围堰为背景，通过Geostudio有限元软件中的SEEP/W模块，分析塑性混凝土防渗墙渗透系数k和厚度d这2个关键因素对围堰防渗性能的影响，进而获得二者的合理设计取值，并在此基础上分析不同围堰水头hr下围堰的防渗性能，从而为全年赣江水位大幅变化下红谷隧道围堰塑性混凝土防渗墙设计提供参考。

2.1数值模型建立

SEEP/W是用于分析多孔隙材料渗流问题的模块，该模块是基于Darcy定律和水的质量守恒定律得到的二维稳态渗流控制方程[15]，建立渗流控制方程的有限元形式，计算瞬态和稳态分析中用户定义的截面流量。针对稳态流中水头函数与时间无关的特点，可建立有限元方程的简洁形式[K][H]={Q}([K]、[H]、{Q}分别为单元的特征矩阵、质量矩阵和单元的流量矢量)，从而实现堰体任何指定截面的宽流量、不同位置的流速、等水头线和渗流路径等问题的分析。

本文综合渗流路径、河床高程及岩层性质等因素，采用SEEP/W软件建立了如图2所示的东岸典型断面稳态渗流数值模型。规定塑性混凝土防渗墙中轴线上高程为0 m处为坐标原点(0，0)，以指向围堰内部为X轴的正方向，以向上为Y轴的正方向建立直角坐标系。建模过程中，在保证计算精度的前提下对各部分材料分区进行了适当简化，忽略了对围堰渗流影响微弱的部分，如围堰外侧边坡防护层等。采用三角形和四边形混合非结构化网格对各材料区域进行网格划分，并对防渗墙及三轴搅拌桩等影响围堰防渗性能的关键区域进行网格加密，将模型划分为3 535个单元。围堰内部初始水位由降水井抽水至岩层顶面，模型中堰内水位高程取为4.5 m。本模型中将钢筋混凝土挡墙视为不透水材料，堰体和防渗墙材料采用饱和渗流本构，相关计算指标根据室内试验结果或经验值选取，各材料具体渗透系数见表1。

图2　围堰数值模型建立及材料分区图

材料 渗透系数模袋砂1.6×10-2吹填砂1.5×10-2粗砂5.62×10-2黏土4.26×10-7搅拌桩5.0×10-6泥质粉砂岩2.0×10-9

为分析防渗墙渗透系数k和厚度d、围堰水头hr变化对围堰渗流性状的影响，建立了如表2所示的共11种工况的数值模型。其中，工况1—5、工况3与工况6—8、工况3与工况9—11分别研究不同渗透系数(k=0.32×10-7、0.64×10-7、3.2×10-7、16×10-7、32×10-7cm/s)、不同厚度(d=600、800、1 000、1 200 mm)以及不同围堰水头(hr=10.30、15.00、18.31、23.64 m)下围堰的抗渗性能。

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表2　各工况数值模拟计算参数

2.2渗透系数k的影响

根据工况1—5的渗流数值计算结果可知，在这5种不同渗透系数k下，堰体内的浸润线形式较为相近，以渗透系数k=3.2 ×10-7cm/s的工况为例，其压力水头等值线如图3所示。

图3　围堰典型压力水头等值线图(单位： m)

由图3可知，浸润线前端自防渗墙顶部外侧开始陡降至塑性混凝土防渗墙内侧5.4 m高程左右，并在三轴搅拌桩中逐渐降至4.5 m左右，之后近乎水平地在内侧模袋砂中延伸。由此可知，围堰内外水位差的降低绝大部分由塑性混凝土防渗墙承担，三轴搅拌桩具有较弱的降低水头作用，而堰体中的模袋砂及吹填砂对堰体水位的影响微弱，其内压力水头等值线基本呈水平延伸。

此外，对比分析5种工况下堰体内的浸润线可以看出，随着渗透系数k值的增大，浸润线与防渗墙内侧交点的高程Hj随之升高，如图4(a)所示，对应的内侧三轴搅拌桩中所降低的水头也随之增大。究其原因，由达西定律Q=kAJ(Q为渗流量，A为过水断面，J为水力坡降)可知，对于给定的k值和A值，渗流量Q与水力坡降J成正比。随着防渗墙渗透系数的增大，围堰内渗流量随之增大，如图4(b)所示，对于三轴搅拌桩而言，其水力坡降也就随着增大，所降低的水头也就越高，从而使得交点高程Hj增大。

(a) 交点高程Hj

(b) 单宽流量Q

(c) 水力坡降峰值Js

Fig. 4Seepage calculation parameters of cofferdam vs. permeability coefficientk

由图4(a)和4(b)可以看出，随着防渗墙渗透系数k值的降低，围堰内相应的交点高程Hj和单宽渗流量Q值均随之减小，且减小速率逐渐降低。当渗透系数k大于3.2×10-7cm/s时，减小渗透系数k值可使Hj值和Q值迅速降低； 而当渗透系数k小于3.2×10-7cm/s时，继续减小渗透系数k值所引起的Hj和Q降低幅值有限。

由图4(c)可以看出，渗透系数k值的改变对防渗墙内水力坡降峰值Js的影响较小。这是由于防渗墙底部两侧并未设置三轴搅拌桩，该区域内外水头的降低基本由防渗墙承担，水力坡降较大，而此5种工况的内外水头差Δh和防渗墙厚度d相同，根据水力坡降的定义J=Δh/L(L为渗流路径，对于相同厚度d且渗流情况相似的5种工况，可认为其渗流路径L相同)，故防渗墙内水力坡降峰值Js也就基本相同。综上所述，本工程采用渗透系数k为3.2×10-7cm/s的塑性混凝土作为防渗材料，既能有效提高围堰的防渗能力，又不致因过高的要求k值而增加工程成本，具有较好的经济效益。

2.3厚度d的影响

围堰渗流计算参数随防渗墙厚度d的变化如图5所示。根据工况6—8与工况3的渗流数值计算结果可知，此4种不同防渗墙厚度d下围堰内浸润线形式同样较为相近，其高程的下降基本集中出现在防渗墙中，但不同厚度下浸润线与防渗墙内侧的交点高程Hj变化显著，如图5(a)所示。

(a) 交点高程Hj

(b) 单宽流量Q

(c) 水力坡降峰值Js

Fig. 5Seepage calculation parameters of cofferdam vs. cutoff wall thicknessd

从图5可以看出，防渗墙厚度在600～1 200 mm时，随着厚度d的增加，交点高程Hj、单宽流量Q和防渗墙内水力坡降峰值Js均随之下降，且下降速率逐渐减小。当厚度d小于800 mm时，增加厚度d使得Hj、Q和Js值迅速降低； 而当厚度d大于800 mm时，继续增加墙体厚度d所引起的Hj、Q和Js降低幅值有限。此外，考虑到本工程防渗墙需要具备抵抗赣江汛期水位迅速上涨后引起的围堰变形能力，防渗墙厚度d选用为800 mm，不仅具有较强的防渗能力，而且具有较高的安全储备和经济效益。

此外，考虑到防渗墙厚度d对围堰内最大水力坡降的影响显著，故分析墙体底部水力坡降达到最大值的区域，将距墙体中轴线不同距离处的压力水头h和水力坡降J绘制于图6中。由图6(a)可以看出，在相同内外水头作用下，不同厚度d下防渗墙内压力水头h随ΔL增大而近乎线性减小，且d值越小，其减小速率越快。由图6(b)可以看出，不同厚度d下水力坡降J在墙体外侧急剧升至最大值，之后在墙体中部基本保持不变，而在墙体内侧又急剧下降，且d值越小，防渗墙内水力坡降峰值Js越大。

(a) 压力水头h

(b) 水力坡降J

图6不同厚度d下防渗墙底部压力水头h和水力坡降J的变化

Fig. 6 Pressure water headhand hydraulic gradientJat bottom of cutoff wall vs. cutoff wall thicknessd

2.4围堰水头hr的影响

根据工况9—11与工况3的渗流数值计算结果可知： 10.30、15.00、18.31 m的水位均低于围堰外侧压实黏土层顶面高程，浸润线自堰外坡面围堰水头高程处向内近乎水平延伸；而23.64 m水位下，浸润线自防渗墙顶部外侧开始，且此4种不同水位下，浸润线高程的降低均集中于塑性混凝土防渗墙内。将围堰渗流计算参数随围堰水头hr的变化规律绘制于图7。从图7可以看出，随着围堰水头hr的增大，浸润线与防渗墙内侧交点高程Hj、围堰单宽流量Q和防渗墙内水力坡降峰值Js均呈增大趋势，且设计洪水位hr=23.64 m下，防渗墙内水力坡降峰值Js仅为24.5，远低于防渗墙允许水力坡降不大于60的设计要求。另外，在设计洪水位下，围堰内单宽渗流量Q仅为0.10 m3/(d·m)，相对本工程中的特大特高型围堰而言，该渗入量对围堰内水位影响微弱，从而保证了洪水期堰内工程的安全。

(a) 交点高程Hj

(b) 单宽流量Q

(c) 水力坡降峰值Js

Fig. 7Seepage calculation parameters of cofferdam vs. water levelhr

分析距墙体中轴线不同距离处压力水头h和水力坡降J的变化规律，如图8所示。由图8(a)可知，在不同围堰水头hr下，防渗墙内压力水头h均自接近围堰水头hr开始，随ΔL的增大而近乎线性减小至4.5 m左右，hr越高其减小速率越快。由图8(b)可知，不同围堰水头hr下，水力坡降J在墙体外侧急剧升至最大值，之后在墙体中部基本保持不变，而在墙体内侧又急剧下降，且hr值越高，防渗墙内水力坡降峰值Js越大。

(a) 压力水头h

(b) 水力坡降J

图8不同围堰水头hr下防渗墙底部压力水头h和水力坡降J的变化

Fig. 8Variatron of pressure water headhand hydraulic gradientJat bottom of cutoff wall vs.under different water headshrof cofferdam

现将前述不同渗透系数k、不同厚度d以及不同围堰水头hr共11种工况的渗流计算结果汇总于表3。结合前述分析，本围堰工程中塑性混凝土渗透系数k设计取为3.2×10-7cm/s，防渗墙厚度d设计为800 mm，不但保证了不同围堰水头hr下围堰的单宽渗流量、最大水力坡降等指标均满足设计要求，而且使得设计参数的取值具有较高的性价比，兼具了良好的防渗性能和经济效益。

3　塑性混凝土配合比确定

本围堰工程中依据前述数值分析所得的渗透系数设计值，并结合对抗压强度和弹性模量的设计要求，配制满足以上3个关键控制性指标的塑性混凝土。塑性混凝土的胶凝材料除了水泥外,还有膨润土和黏土等，可以单掺黏土或膨润土，也可以同时掺入2种材料。考虑到南昌地区商品混凝土站缺乏生产塑性混凝土的经验，为便于施工质量控制，故采用仅掺加膨润土的塑性混凝土。

表3各工况下围堰渗流计算结果汇总

Table 3Seepage calculation results of cofferdam under every condition

工况单宽流量Q/(m3/(d·m))最大流速v/(×10-7m/s)交点高程Hj/m防渗墙内水力坡降峰值Js10.010.794.6024.620.021.564.6924.630.107.335.3824.540.3928.247.7724.450.6244.669.4024.260.139.495.6431.970.084.315.2121.280.073.805.1118.990.032.214.767.4100.054.004.9813.5110.075.275.1417.7

根据设计要求及现有物资条件，分别选用P·O 42.5水泥、赣江砂和NV-1型钠基膨润土等原料，试配了不同配合比的塑性混凝土试样，并对各试样进行单轴压缩试验和渗透试验。分析试验结果，最终确定了如表4所示的塑性混凝土配合比，其水胶比为1.17，水泥∶膨润土∶水∶细骨料∶粗骨料∶外加剂用量为1∶1.60∶0.37∶5.77∶4.18∶0.02，试样相关性能指标如表5所示。现场根据试验确定的配合比进行试配生产并进行取样复核试验，试验结果符合要求后再进行正式量产。

表4　塑性混凝土配合比

表5　塑性混凝土性能指标

4　围堰防渗体系检测

红谷隧道围堰主体采用充砂模袋填筑，其渗透系数较大，堰体内外水位差的降低基本由防渗墙承担，其施工质量的好坏将直接影响到堰内施工安全，因此，有必要对围堰防渗体系的施工质量进行检测。考虑到塑性混凝土强度较低且其内含有强度较高的碎石，采用钻孔检测法难以取得芯样，且该方法检查效率极低，人力、财物消耗大，会对工程造成难以恢复的破坏。本工程中采用高密度电法对围堰防渗体系进行检测，可有效查明防渗墙质量缺陷，且不会对已填筑墙体造成损伤。

高密度电法是以介质电性差异为基础，将全部电极布置于具有一定间隔的测点上，施加电场并观测地下传导电流的变化分布规律。本工程中，高密度电法测线布置示意图如图9所示。

图9　高密度电法测线布置示意图

Fig. 9Layout of monitoring line of high density resistivity method

本围堰工程中防渗墙检测区域为东岸围堰北侧，检测幅段为F+684～+443，总幅数35幅，总长约241 m，按7 m长单元分幅，宽0.8 m。导墙顶标高为+18.5 m，防渗墙墙顶标高为+18.2 m，防渗墙墙底标高为-0.55 m，墙深18.75 m。测点间距依据墙体的深度换算后定为3.5 m，单剖面测线长度为206.5 m，有效探测深度21 m，探测长度和深度均满足本次探测目标体的要求。

通过对现场采集的测试数据进行数据格式转换和非值排除修正，并利用瑞典版高密度数据处理软件进行反演处理，得到如图10所示的电阻率断面图(或等值线图)。由图10可以看出： 断面深度0～3 m段出现局部高阻异常区，表明顶部回填砂土干燥密实；断面深度3.7～6.2 m段出现低阻异常区，这与塑性混凝土防渗墙体含水率较大有关，这2部分电阻异常均与墙体质量无关； 而断面深度6.2 m以下，由浅入深，视电阻率均匀层状递增，反映了塑性混凝土防渗墙由浅至深含水率呈递减状态，据此推断，防渗墙墙体均匀、完整、密实，无异常隐患特征。

(a) 实测视电阻率剖面

(b) 计算视电阻率剖面

(c) 反演模型电阻率剖面

此外，为保证红谷隧道围堰内的施工安全，对赣江水位及围堰内水位定期进行观测。图11为东岸围堰3个观测点(SWY1、SWY2、SWY3)水位和赣江水位标高曲线图。由图11可知，围堰内初始水位高程约10 m，通过降水井抽水，堰内水位持续下降至岩层面约4 m高程处，此后历经5月赣江水位剧增约6 m以及6月和7月汛期约18 m的赣江高水位，围堰内水位基本保持稳定，说明堰内渗流量微小，塑性混凝土防渗墙性能良好，从而保证了围堰内的施工安全。

图11　围堰水位和赣江水位标高曲线图

5　结论与讨论

1)随着塑性混凝土防渗墙渗透系数k的降低，单宽渗流量Q随之下降且变化速率逐渐减小，当k值小于3.2×10-7cm/s时，继续降低渗透系数k所引起的Q值下降幅度有限。不同渗透系数k下防渗墙内水力坡降峰值Js基本不变。

2)随着防渗墙厚度d的增加，防渗墙内水力坡降峰值Js和单宽流量Q均随之下降且变化速率逐渐减小，当厚度d大于800 mm时，继续增加墙体厚度d所引起的Js值和Q值下降幅度有限。

3)根据围堰数值分析结果，对塑性混凝土防渗墙进行设计，并分析了不同围堰水头hr下围堰的渗流性状。随着围堰水头hr的增大，防渗墙内水力坡降峰值Js和单宽流量Q基本呈线性增大的趋势，且在设计洪水位下，水力坡降峰值Js和单宽流量Q均满足设计要求。

4)根据数值分析所选取的塑性混凝土防渗墙设计参数，确定了满足设计要求的配合比，并采用高密度电法对围堰防渗墙施工质量进行了有效检测，检测结果表明墙体施工质量良好，无异常隐患特征。此外，对围堰内水位进行监测，数据表明，在堰内施工全过程中围堰内侧水位保持稳定，防渗性能良好。

抽水过程中围堰处于非稳定渗流场，文本未考虑抽排水速率对围堰渗流稳定的影响，今后可在这方面展开相关研究。

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SHAO Yang1, FU Helin2, LIU Weizheng2, SUN Guangchen2

(1.Survey,DesignandResearchInstituteofChinaRailwayTunnelGroup,Luoyang471009,Henan,China; 2.SchoolofCivilEngineering,CentralSouthUniversity,Changsha410075,Hunan,China)

The seepage numerical models of typical sections of cofferdam of Honggu Tunnel are established; and cofferdam seepage properties under 11 kinds of construction conditions when the permeability coefficientkand thicknessdof the cutoff wall and the weir headhrvarying, are analyzed. The results indicate that: 1) The cofferdam seepage flow per unit widthQreduces with the permeability coefficientkdecreases; and the variation velocity ofQreduces gradually; the peak of hydraulic gradeJsremains stable in cutoff wall. 2) TheQandJsreduce with the cutoff wall thicknessddecreases; and the variation velocities ofQandJsreduce gradually. 3) TheQandJsreduce linearly with the weir headhrdecreases. The design values ofkanddwith good anti-seepage ability and economic benefits are obtained; furthermore the mixing proportions of corresponding plastic concrete which can meet the design requirements are presented. The anti-seepage performance of plastic concrete wall is detected and evaluated by high density resistivity method and monitoring of water levels inside and outside cofferdam.

Honggu Tunnel; cofferdam; plastic concrete; permeability coefficient; cutoff wall thickness; weir head; seepage analysis

2016-05-19;

2016-08-26

邵阳(1984—)，男，吉林柳河人，2007年毕业于中南大学，土木工程专业，本科，工程师，主要从事隧道与地下工程施工技术服务工作。E-mail： 452784250@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.09.008

U 455

B

1672-741X(2016)09-1076-09