复杂地形条件下土石坝心墙安全关键问题探讨

韩朝军，杨家修，湛正刚，慕洪友，程瑞林

(中国电建集团贵阳勘测设计研究院有限公司，贵州 贵阳 550081)

0 引 言

近20年来，随着瀑布沟(186 m)、糯扎渡(261.5 m)、长河坝(240 m)、两河口(295 m)、双江口(314 m)等一批大型水电工程的开工建设，我国高心墙堆石坝筑坝技术迈入国际领先水平。总结这些高坝工程的建设条件，其突出特点是河谷狭窄、岸坡陡峻、“V”或“U”形河谷两岸不对称且多变坡，部分工程坝基为深厚覆盖层。图1统计了国内外坝高在150 m以上的高心墙堆石坝河谷宽高比情况，除了奥罗维尔、小浪底外，其他工程的河谷宽高比均在1.18～3.27。其中，奇科森坝(261 m)是目前世界上建在复杂河谷地形上最为典型的工程实例，其心墙两岸几乎接近垂直，左岸坡最陡处坡比为1∶0.1；中国在建世界最高的双江口坝(314 m)，心墙基础左岸开挖坡比为1∶1.25，右岸开挖坡比为1∶0.7，也属于建设在不对称河谷上的典型工程。

图1 典型高心墙堆石坝河谷宽高比统计

河谷狭窄、不对称岸坡及岸坡突变等复杂地形条件对堆石坝安全将产生不利影响，这是工程建设长期关注的核心关键问题。众多学者开展了相关研究工作，朱晟、邓刚等[1- 4]研究了河谷地形对面板堆石坝应力变形的不利影响，揭示了峡谷地区面板变形及挤压破坏的内在机理；张泽祯[5]结合国外典型工程实例，对高土石坝与基础接合面的若干问题作了详细的阐述与分析；于玉贞[6]研究了不同河谷地形条件下三维效应对心墙堆石坝坝坡稳定的影响规律。但针对复杂河谷地形对土石坝安全影响研究，国内外可借鉴的成果仍然较少，尤其缺乏系统性的理论研究和认知。从工程建设角度考虑，由复杂地形带来的不利安全问题仍是工程界重点关注的问题之一。因此，开展复杂地形条件下土石坝心墙安全关键问题研究，把握工程建设核心关键技术，对指导工程实践、制定合理安全防控措施以及推动科学技术进步均具有重要意义。

鉴于此，本文结合国内外最新研究成果，在总结了复杂地形条件下土石坝心墙应力变形特性及心墙安全关键问题的基础上，重点探讨了心墙与陡峻岸坡之间的剪切渗流安全、岸坡突变引起的坝肩横向张拉开裂、狭窄河谷心墙应力安全及变形稳定等问题，揭示了问题的形成原因及作用机理，并给出了工程安全防控的一般建议，研究结论可为类似工程建设提供借鉴。

1 问题的提出

1.1 复杂地形下堆石坝心墙应力变形特性

国家“十二五”期间，结合“高心墙堆石坝变形特性与控制技术研究”科研课题，笔者[7]研究了岸坡陡缓、不对称性、岸坡突变等复杂地形条件对堆石坝心墙应力变形特性的影响，得出的主要结论为：

(1)岸坡越陡，心墙与岸坡之间的剪切作用越强；当岸坡坡度达到1∶0.5时，竖向剪切变形显著增大；岸坡越缓、河谷越宽，心墙受力条件越好，也更利于心墙与岸坡之间的剪切变形控制；从经济性角度考虑，岸坡开挖以优先适应原始地形条件为宜；狭窄河谷需重点关注心墙应力降低、后期变形收敛问题。

(2)岸坡是否存在不对称性，对心墙总变形影响不大，但陡岸侧心墙拱效应增强、心墙与岸坡接触剪切变形进一步增大，缓岸侧心墙顶部易因不均匀沉降出现横向张拉裂缝问题。

(3)对于“内倾型”变坡(即下缓上陡)，需重点关注上部竖向剪切变形过大带来的剪切渗流安全问题；对“外倾型”变坡(即上缓下陡)，需重点关注变坡附近的不均匀沉降问题，以及由此带来的坝肩横向张拉裂缝问题，如图2所示。

图2 外倾型变坡心墙顶部拉应力分布(单位：高程m，应力kPa)

1.2 问题分析

分析导致上述问题产生的原因，主要有以下3个方面：①河床中部沉降大于两岸，若左右岸不对称明显，或岸坡突变过大，二者之间的变形梯度就会在缓岸坡或突变部位顶部增大，若拉应力超过心墙的抗拉强度时，就会发生裂缝。②狭窄河谷心墙拱效应增强，使心墙竖向应力降低，严重时就会导致心墙底部应力小于墙前水压力，无法满足防渗要求，诱发心墙发生水力破坏(水力劈裂或水力击穿)。③若岸坡过于陡峻，心墙与岸坡之间将发生较大的非连续接触变形且随时间持续发展，应力条件也将发生改变，成为诱发接触渗透破坏发生的薄弱部位。

1.3 奇科森坝的启示

奇科森坝[8]位于墨西哥南部的格里哈尔瓦河上，工程于1974年开工，1980年建成，心墙堆石坝最大坝高261 m。坝址地形属狭窄河谷，2/3坝高的下部心墙两岸几乎接近垂直，左岸坡最陡坡比为1∶0.1，右岸有一垭口，大坝心墙纵剖面如图3所示，其中，T为Tejeria料，取最优含水量；C为La Costilla料，比最优含水量低0.8%；W为La Costilla料，比最优含水量高2%～3%。

图3 奇科森坝纵剖面(上游立视)示意(单位:m)

为了适应上述特殊地形条件，大坝设计解决了3项关键技术问题：①心墙与坝肩接触层的相互作用；②心墙与反滤接触层的相互作用；③在左岸坡突变处有可能产生拉应力区。问题①、②均会使心墙底部应力降低。

该工程首先考虑了沿两岸坝肩自200 m高程到坝顶铺设宽4 m的软弱土条带，如图4a所示。经三维有限元计算，心墙底部总垂直应力为3.0 MPa，达到了相应水压力的1.5倍，但在220～300 m高程之间靠近坝肩处出现总垂直应力低于水压力的情况，该区域有可能发生水力劈裂问题。为了改善奇科森坝的应力状态，提出了6个比较方案，如图4所示，最终从垂直应力对称分布和应力强度角度考虑，确定了方案f为最终设计方案。同时，在横剖面上在高程310 m到坝顶的心墙和反滤层之间铺设一条软粘土材料，以减小该区内的相互作用。

图4 奇科森坝改善岸坡应力的6种接触黏土铺设方案

奇科森坝至今已安全运行39年，其成功经验启示，通过研究合理设计接触粘土的部位、厚度、填筑压实指标及含水率，可有效改善心墙应力条件，解决复杂地形条件下心墙与岸坡的变形不协调问题。

为了避免复杂地形对堆石坝心墙安全的不利影响，我国现行碾压式土石坝设计规范规程对堆石坝心墙建基面开挖提出了明确要求，例如：①与土质防渗体连接的岸坡开挖，岩石岸坡不宜陡于1∶0.5；②岸坡上缓下陡时，变坡角应小于20°；③在邻近心墙与岸坡1～3 m范围内(高坝采用大值)的接触面，应填筑黏粒含量高、塑性好的接触粘土，其含水率略高于最优含水率(1%～4%)，且在填土前应用粘土浆抹面；④土质防渗体与岸坡连接处附近，宜扩大防渗体断面并加强反滤层保护。

2 心墙与陡峻岸坡剪切渗流安全问题

1976年坝高92 m的美国Teton坝失事，工程界高度重视土石坝心墙与基础连接的重要性，提出了在基岩与心墙之间设置垫层混凝土和接触黏土的设计理念。但心墙与混凝土材料性质相差较大，二者之间存在典型的非连续接触问题，在界面两侧常会出现较大的剪应力并发生位移不连续现象，从而导致十分复杂的应力变形性态[9]。因此，长期以来人们对土石坝心墙与岸坡之间的接触渗透稳定心存担忧，尤其是高坝，认为心墙与岸坡之间的大剪切变形有可能诱发接触渗透破坏问题。基于最新研究成果，笔者认为工程实践中需结合接触面剪切渗流试验、工程实际运行条件等，对上述问题作更深入客观分析。

2.1 剪切渗流试验成果分析

RM高心墙堆石坝河谷宽高比1∶2.1，是狭窄河谷上的典型工程。为研究大剪切变形条件下堆石坝心墙与岸坡之间的渗流安全问题，开展了直剪渗透试验、三轴剪切渗流试验和旋转连续剪切渗透试验。试验结果表明，在常规围压条件下，接触粘土的渗透系数随轴变和剪应变的增大而减小，并最终趋于稳定，表现出对接触渗透稳定有利的一面。当粘粒含量为15%、垂直应力为50 kPa时，直剪渗透试验测得的接触面临界坡降最小为106.5，当垂直应力超过500 kPa时，临界坡降超过240。三轴剪切渗流试样的轴向应变达到18%时，接触粘土的渗透系数降低1～2个数量级。当旋转连续剪切渗透试验的剪切变形最大达到3 m时，水力坡降最大达到300，试样仍未发生渗透破坏。另外，双江口[10]、两河口[11]等工程接触土料的大剪切变形渗流试验均得到了上述类似的规律，其中长河坝[12]考虑在有反滤层保护下，高塑性粘土与混凝土面的接触冲刷临界坡降可达到82.2。由此可见，虽然心墙与岸坡之间的接触粘土出现了较大的剪切变形，但接触带仍具有较高的防渗抗渗能力，不会产生接触渗透稳定问题。

2.2 工程实际运行条件

糯扎渡工程最大坝高261.5 m，坝顶高程821.5 m，截至2014年8月底，心墙填筑至808.56 m，上游最高水位蓄至791.79 m。通过施工期埋设的8支剪变形计监测，心墙与岸坡之间的剪切变形值在16.99～72.50 mm，最大剪切变形发生于左岸817.53 m高程，剪切变形总体表现为上部陡峻岸坡大，下部缓坡小的特点。心墙与岸坡剪切变形监测布置如图5所示。

图5 糯扎渡坝心墙与岸坡剪切变形监测布置(单位：m)

在心墙距岸坡垫层混凝土面水平距离3 m处，表1给出了轴向变形监测点测得的累积轴向相对变形值。由表1可知，心墙与岸坡之间的最大相对轴向位移在181.77～326.63 mm，最大相对变形表现出顶部和底部小、中部高程大的规律。心墙与岸坡之间80%以上的剪切变形量主要在施工期完成，实际蓄水引起的剪切变形量并不大。

表1 糯扎渡坝心墙与岸坡间累积轴向相对变形实测值[13]

注：河床接触粘土底高程571.2 m，心墙顶高程820.5 m。

为降低蓄水带来的不利影响，工程建设可通过优化筑坝材料设计、合理设置接触粘土厚度、预埋粘土灌浆管、加宽心墙延长渗径、提高压实标准及降低初期蓄水速率等工程措施加以解决。鉴于当前在模拟心墙与岸坡之间剪切变形方面，有限元计算结果与监测值存在较大差异，且现有高坝监测技术易发生仪器损坏、数据异常等现象，心墙与岸坡之间的剪切变形问题有待进一步深入研究。

3 岸坡突变引起坝肩横向张拉开裂问题

3.1 坝肩横向张拉问题发生机理

由于受地形条件的限制，土石坝的坝肩坡度往往会发生变化，形成坝肩变坡，或称“岸壁突变”，主要表现为“内倾型”和“外倾型”两种情况。根据一般工程经验，存在外倾型坝肩变坡的土石坝心墙在固结过程中易产生不均匀沉降、横向裂缝，严重时蓄水后会诱发水力破坏[14-16]。近些年相关研究[17-19]也验证了上述现象。针对此问题，前苏联H.H.罗扎诺夫认为[20]，坝肩横向裂缝是土石坝裂缝中最危险的情况。笔者通过研究认为，引起坝肩横向张拉问题的根源可从以下3个方面解释：

(1)基岩凸出变坡位置主应力偏转。在基岩凸出存在变坡点的位置，若水库蓄水速率过快，会在靠近上游的心墙水平面上出现一个有效小主应力小于零的区域，尤其在心墙与岸坡接触面附近，受蓄水后主应力偏转的影响，上下游水流方向与小主应力作用面方向正交，形成了容易发生水力破坏(渗透破坏)的薄弱面[19]。

(2)不均匀变形引起剪切、张拉开裂区。朱俊高等[21]研究了300 m级弧形直心墙超高堆石坝应力变形特性得出，堆石坝心墙内部的应力水平并不高，应力水平较高的区域主要出现在两坝肩处，如图6所示。努列克坝离心机模型试验揭示[22]，在邻近峡谷岸坡的心墙顶部出现了拉伸区，而在心墙中部(沿坝轴向)为压缩区，如图7所示；在沉降值按比例变化的情况下，拉伸区和压缩区的位置不变，仅随峡谷形状的改变而变化；当拉伸应变达到7×10-5时，坝肩有裂缝出现，换算至原型坝的裂缝深度为9～10 m。笔者曾研究了Cougar坝、El Infiernillo坝、小浪底等多个工程坝顶裂缝产生的机理及成因[23]，并通过三维有限元数值分析方法加以验证得出，土石坝坝顶裂缝产生的根本原因是土体承受的应力应变超过其抗拉强度或抗剪强度后发生的3种破坏，即张拉破坏、张拉-剪切复合破坏和剪切破坏；直接原因是坝顶不均匀沉降及其持续发展；蓄水作用、湿化和流变变形是坝顶不均匀沉降的关键影响因素；在蓄水及长期运行过程中，土石坝坝顶的应力变形将经历一个复杂的变化过程，此过程蓄水速率和高水位对坝顶变位的影响最为敏感。因此，从剪切及张拉破坏机理角度分析，在心墙与岸坡接触的坝肩部位，因变形的不协调性产生剪切破坏区、张拉开裂区或脱空区，形成了容易发生水力破坏(渗透破坏)薄弱带。

图6 双江口坝心墙纵剖面剪应力水平分布[21]

图7 努列克坝心墙纵剖面拉应力分布示意[22]

(3)低围压剪胀条件下，粘土渗透系数增大。RM、双江口、两河口等工程接触剪切渗流试验均没考虑更低围压的情况。王刚[24]、雷红军[25]等通过试验进一步揭示，在50～100 kPa以下的更低围压条件下，土料剪切变形的初期渗透系数会反向增大1～2个数量级，之后趋于稳定，其主要原因是土体在低围压剪切存在较强的剪胀性。在实际工程中，低围压区域主要分布在心墙顶部20～30 m范围内的土体，该部位施工期变形并不大，但后期变形明显，加之库水位往复循环，防渗体应力变形条件将变得十分复杂，是较易诱发心墙水力破坏或发生接触渗透破坏的薄弱环节，工程建设应引起重视。

值得说明的是，在Sherard[14]、Lo[15]等分析认为是心墙水力劈裂的工程实例中，水力破坏绝大多数发生在坝顶附近，并且均在很小水头作用下出现。因此，上述对坝肩横向张拉开裂机理的分析，一定程度上也进一步揭示了这一现象。

3.2 张拉裂缝发生条件的进一步验证

为了进一步探讨RM高土石坝坝肩横向张拉裂缝的发生条件，采用高土石坝张拉裂缝三维有限元-无单元耦合方法开展了裂缝预测分析研究，结果如表2所示。计算结果表明，大坝竣工运行5年后，在右坝肩有横向张拉区域出现，大致分布在距右坝端20 m范围内，但无横向裂缝出现。进一步的敏感性分析表明，不断增大坝体后期流变效应的影响，当坝顶最大沉降1.25 m时(方案3)，右岸坝肩开始出现横向张拉裂缝，最大裂缝宽度2 cm，裂缝深度3.0 m；当坝顶沉降3.32 m，超高最大坝高的1%时，最大裂缝宽度10 cm，裂缝深度6.0 m。

为了防止坝顶横向裂缝发生，工程设计除了严格坝体变形控制外，建议在高土石坝左右坝肩易发生裂缝区域，采用接触粘土代替砾石土料，在堆石区与岸坡接触部位采用过渡料填筑；另外必要时还可采取预埋灌浆管、提高坝顶压实标准、降低水库初期蓄水速率等工程措施，进一步降低高坝大库蓄水运行风险。

表2 RM高土石坝竣工后坝顶后期变形敏感性分析

4 狭窄河谷心墙应力安全及变形稳定问题

4.1 狭窄河谷对心墙水力破坏影响分析

通常认为，土石坝心墙拱效应除了受心墙与坝壳堆石区模量差影响外，还与河谷地形的强约束作用密切有关，尤其以狭窄河谷最为明显，当心墙承受的实际竖向应力降低至理论土压力的40%～50%以下(约墙前水压力值)，有可能使心墙内部出现水平裂缝，诱发水力劈裂，从而危害大坝安全。

图8给出了考虑和不考虑岸坡约束条件下，某高土石坝心墙拱效应系数沿高程的分布。由图8可知，在没有岸坡约束时，心墙拱效应系数最小值为0.464，有岸坡约束时最小值为0.416，二者最大相差仅10%，由此说明狭窄河谷带来岸坡强约束作用，对心墙应力的影响并不显著。

图8 受岸坡约束影响的心墙拱效应系数对比

长期以来，对心墙发生水力劈裂可能性的判别，通常采用总应力法或有效应力法准则。图9为奇科森坝心墙纵剖面竖向应力分布。根据总应力判别准则，奇科森坝有限元计算的心墙底部应力为2.5 MPa，略小于墙前水压力2.57 MPa，底部有发生水力破坏的风险，但实践证明奇科森坝运行安全。

图9 奇科森坝心墙纵剖面竖向应力[8](单位：高程m，应力MPa)

对于RM高土石坝而言，基于土石坝流固耦合计算方法，计算得到的心墙拱效应系数最小值为0.416，按照总应力法判别结果，在心墙距坝底3/4高部位有发生水力破坏的风险；按有效应力法判别，计算得到的心墙有效小主应力均大于0，不会发生心墙水力破坏问题。针对此问题，国内学者[26-28]作了大量研究，近来研究指出[29]，心墙固结过程中由于渗透系数减小引起的高孔隙水压力问题，对心墙应力将产生显著影响。

针对上述问题，采用多场耦合分析方法[7]，考虑心墙渗透系数的非线性变化特性(取k0=1.2×10-7cm/s，α=0.925)，定义拱效应系数为竖向总应力(σ′y+u)与理论土压力γwH的比值，计算得到坝轴线上心墙拱效应系数沿高程分布如图10所示。由图10可知，考虑心墙渗透系数变化后，心墙拱效减弱。其要原因是实际工程土体受剪切固结的影响，心墙料渗透性降低，超静孔压明显提高，导致心墙总应力增加。因此，在工程建设中，建议数值模拟应综合考虑上述多因素作用，客观评价狭窄河谷对心墙安全带来的不利影响。

图10 考虑渗透系数变化的心墙拱效应系数分布

4.2 狭窄河谷对心墙后期变形影响分析

图11为奇科森坝后期变形增量实测值[30]。由图11可知，自1981年至2010年，奇科森坝后期变形最大值约50 cm，发生在心墙顶部；竣工后心墙与岸坡之间最大剪切变形在5～10 cm，且自心墙底部至顶部呈增大趋势，这与坝体后期变形特性有关；心墙变形梯度最大的区域主要发生在心墙与岸坡临近部位，且岸坡越陡，变形梯度越大。

图11 奇科森坝竣工后心墙变形增量[30]

根据周伟等[31]研究结论，由于拱效应的存在，狭窄河谷中的堆石坝初期变形速率会受到一定程度的抑制，坝体达到变形稳定的时间较长。因此，工程建设中对于狭窄河谷的心墙堆石坝，一方面可适当提高心墙顶部的填筑标准，可在心墙中部填筑模量相对较高的砾石土，以减小后期变形量，加速坝体尽早达到变形稳定状态；另一方面在心墙两坝肩附近采用高塑性接触黏土填筑，减小坝肩发生横向裂缝的可能性。

5 结 论

本文基于国内外最新研究成果，探讨了复杂地形条件下土石坝心墙安全关键问题的形成原因及作用机理，揭示了工程建设需进一步深入研究的方向，得到的主要研究结果如下：

(1)受岸坡陡缓、不对称性、岸坡突变等复杂地形条件的不利影响，工程建设需重点关注心墙与陡峻岸坡剪切渗流安全问题、岸坡突变引起坝肩横向张拉开裂问题，以及狭窄河谷心墙应力安全及变形稳定问题。

(2)对于陡峻河谷地形条件，虽然心墙与岸坡之间的接触粘土出现了较大的剪切变形，但接触带仍具有较高的防渗抗渗能力，不会产生接触渗透稳定问题。考虑到心墙与岸坡之间80%以上的剪切变形量主要在施工期完成，实际蓄水后对结构安全影响的有害变形量并不大。

(3)受主应力偏转、不均匀变形以及低围压土体剪胀性的影响，在心墙顶部20～30 m范围内的土体，蓄水后应力变形条件将变得十分复杂，是较易诱发心墙发生水力破坏或接触渗透破坏的薄弱环节，工程建设应引起重视。

(4)在工程建设中，数值模拟宜综合考虑心墙渗透系数变化对心墙应力的影响，客观评价狭窄河谷对心墙安全带来的不利影响。

(5)复杂地形修建心墙堆石坝，除了严格坝体变形控制措施外，建议在高土石坝左右坝肩易发生裂缝区域，采用接触粘土代替砾石土料，在堆石区与岸坡接触部位采用过渡料填筑；适当提高心墙顶部的填筑标准，可在心墙中部填筑模量相对较高的砾石土，以减小后期变形量，加速坝体尽早达到变形稳定状态；采取预埋灌浆管、降低水库初期蓄水速率等工程措施，可进一步降低高坝大库蓄水运行风险。