楊昕光，徐唐錦，徐 晗，陳 云

(1.長江科學院 水利部巖土力學與工程重點實驗室，武漢 430010；2.中國長江三峽集團公司，北京 100038；3.長江勘測規(guī)劃設計研究院，武漢 430010)

高土石圍堰復合土工膜與防滲墻聯(lián)接型式研究

楊昕光1,2，徐唐錦3，徐 晗1，陳 云1

(1.長江科學院 水利部巖土力學與工程重點實驗室，武漢 430010；2.中國長江三峽集團公司，北京 100038；3.長江勘測規(guī)劃設計研究院，武漢 430010)

復合土工膜與防滲墻聯(lián)合作為圍堰防滲體系,其聯(lián)接部位處容易產(chǎn)生破裂而存在安全隱患，接頭部位是該防滲體系的薄弱環(huán)節(jié)。因而，需開展土工膜與防滲墻聯(lián)接型式的研究，避免復合土工膜因防滲墻與堰體的變形差異而產(chǎn)生破壞，確保圍堰整個防滲體系的安全。以西部某水電站高土石圍堰為例，采用有限元分析方法，重點研究了防滲墻與堰體聯(lián)接部位土工膜的受力及變形規(guī)律，以及深厚覆蓋層上高土石圍堰的整體應力變形規(guī)律。結(jié)果表明：當土工膜與防滲墻之間采用不同聯(lián)接型式時，對堰體和防滲墻的應力變形影響較小，但對防滲墻與堰體間位移差異和土工膜應變有顯著影響。如土工膜采用平直鋪設，則沉降錯動會使得接頭部分土工膜產(chǎn)生較大的拉應變。隨著土工膜平鋪段位置的抬高，接頭處的土工膜應變大幅減小，受力較為有利。由此可知，將土工膜豎直抬高一定距離后再進行平直鋪設是合理的，最終應結(jié)合室內(nèi)拉拔試驗成果，確定上覆土層的臨界厚度。

高土石圍堰：復合土工膜；防滲墻；聯(lián)接型式；有限元法

1 研究背景

復合土工膜因具有防滲效果好、重量輕、鋪設方便、節(jié)省造價、縮短工期等優(yōu)點，目前已在堤壩工程中得到了廣泛應用[1-4]。復合土工膜由土工膜與土工織物熱壓而成，實際工程中以兩布一膜型式的復合土工膜居多，兩邊的土工織物可以保護土工膜免受刺破等危害，且較單一土工膜有更大的抗拉強度等優(yōu)越性，更適合于水頭較高的堤壩工程。

復合土工膜與防滲墻聯(lián)合作為防滲體系容易在其聯(lián)接部位處產(chǎn)生破裂而存在安全隱患。三峽工程二期深水圍堰在拆除時曾發(fā)現(xiàn)防滲墻與復合土工膜搭接部位局部已經(jīng)開裂[5]。分析其主要原因是土工膜所在堰體與防滲墻之間存在較大的差異沉降，并且防滲墻的水平變形導致防滲墻與堰體之間產(chǎn)生較大的脫開，同時預留的復合土工膜收縮節(jié)部位并未發(fā)揮作用[6]。因此，復合土工膜與防滲墻的接頭部位是該防滲體系的薄弱環(huán)節(jié)，應在設計時予以注意。

某水電站上游圍堰擬采用復合土工膜與塑性混凝土防滲墻的聯(lián)合防滲體系，最大堰高約70 m，上下游最大水頭差約150 m，河床砂卵石覆蓋層厚度達70余m，具有深厚覆蓋層、高水頭、高堰體3個特點，防滲墻與堰體之間更易產(chǎn)生較大的差異變形，進而引起復合土工膜在接頭部位產(chǎn)生破壞。目前國內(nèi)外尚無已建的類似工程，對該圍堰的土工膜與防滲墻聯(lián)接型式進行深入研究具有重要的實際工程意義。本文重點研究防滲墻與堰體存在差異變形條件下復合土工膜與防滲墻聯(lián)接部位膜的受力及變形規(guī)律，以及深厚覆蓋層上高土石圍堰的整體應力變形規(guī)律，避免復合土工膜因防滲墻與堰體的差異變形而產(chǎn)生破壞，同時確保圍堰整個防滲體系的安全，為此類土工膜防滲工程的設計、施工和運行管理提供理論依據(jù)。

2 工程概況

某水電站預可行性研究階段設計推薦采用混凝土雙曲拱壩，壩高235 m。根據(jù)方案比較，采用隧洞導流方案，上游土石圍堰堰頂高程873.0 m，頂寬10 m，最大堰高72.0 m，河床高程在799.1 m以上，河床砂卵石覆蓋層厚度達70余m。高程836 m以上均為干地碾壓填筑而成，主要由石渣料、塊石、砂礫石反濾料、黏土填筑而成。迎水面坡比為1∶2.0，背水面坡比為1∶1.75。圍堰高程836 m以下為水下填筑部位。塊石料拋投坡比1∶1.5，砂礫石料坡比1∶1.75，在迎水側(cè)拋投厚5 m的塊石防沖。

在上游圍堰坡腳與大壩基坑覆蓋層開挖開口線間預留寬50 m的平臺，覆蓋層內(nèi)采用放坡的方式進行開挖。第Ⅲ層(原河床高程807～765 m)開挖坡比1∶2，坡面設0.3 m厚的反濾層和0.5 m厚的干砌塊石護坡，在高程765 m處設寬5 m的平臺。平臺以下第Ⅱ?qū)蛹暗冖駥娱_挖坡比1∶2.25，坡面坡腳均設置漿砌石基座。開挖至基巖后，再在高程765 m以下的坡面鋪設2層共厚0.5 m的反濾層，表面用厚1 m的塊石保護。在坡腳基巖面上設置排水溝，將覆蓋層內(nèi)的滲水收集后及時排出。

圍堰防滲采用混凝土防滲墻上接復合土工膜，防滲墻底部采用帷幕灌漿防滲。為便于在防滲墻施工的同時進行上部堰體的填筑，防滲墻上部防滲體為復合土工膜斜墻，復合土工膜為兩布一膜結(jié)構(gòu)(500 g/1.2 mm HDPE/500 g)。

3 計算模型與方案

本文采用非線性有限元法開展復合土工膜與防滲墻聯(lián)接形式的研究，分析兩者間接頭部位土工膜的受力與變形規(guī)律，以及整體土石圍堰的應力變形規(guī)律。選取河床主斷面進行二維(準三維)平面應變有限元數(shù)值分析。圍堰地基主要為覆蓋層與基巖；堰體主要采用石渣混合料、石渣填筑而成。圍堰主斷面及材料分區(qū)如圖1所示。計算模型共剖分3 192個單元，6 556個節(jié)點，多數(shù)為8節(jié)點六面體單元，并采用了少數(shù)的6節(jié)點五面體單元過渡，如圖2。復合土工膜是柔性抗拉材料，不具備抗壓和抗彎特性，計算時通常采用薄膜單元來模擬其力學特性[7-8]。

圖2 有限元計算模型Fig.2 Finite element model

長江科學院在三峽二期圍堰拆除調(diào)查工作中發(fā)現(xiàn)，防滲墻上、下游面普遍存在泥皮，其厚度一般為2～3 cm[9]。計算中，必須考慮泥皮的塑性和徐變作用。因而，在計算模型的防滲墻兩側(cè)邊設置了2 cm厚的泥皮單元。

整個圍堰分2期施工，并在施工期間度汛。計算模擬施工的全過程，荷載分級按堰體填筑次序進行，采用24個加載級模擬整個施工過程，其中采用18個加載級模擬堰體的填筑，圍堰蓄水與基坑開挖過程分6級，水位上升約6 m一級。每步加載又分若干個增量步，以反映材料非線性過程。具體施工過程為： 分級填筑截流戧堤→防滲施工→下游側(cè)圍堰分層施工填筑→防護結(jié)構(gòu)施工→度汛→圍堰分層施工填筑至堰頂高程→鋪設土工膜，接頭施工；土工膜以上碎石土及相關結(jié)構(gòu)施工圍堰擋水→基坑抽水及邊坡開挖。

圖3 土工膜與防滲墻聯(lián)接 形式示意Fig.3 Sketch of the patterns of joint between geomembrane and impervious wall

為了研究土工膜與防滲墻聯(lián)接形式對圍堰應力變形的影響，設置了不同的土工膜鋪設方案，分別為：方案1，土工膜在防滲墻頂端平直鋪設；方案2，土工膜在防滲墻頂端抬高2 m后鋪設；方案3，土工膜抬高至頂面后鋪設，具體鋪設方案見圖3所示。

4 材料本構(gòu)模型與計算參數(shù)

堰體填筑材料主要為粗粒料，其變形不僅隨荷載大小變化，并且還與加載的應力路徑有關，應力-應變關系呈明顯的非線性。本次計算中，粗粒料、泥皮和塑性混凝土防滲墻材料均采用Duncan-Chang E-B模型[10]。該模型為彈性非線性模型，參數(shù)取值簡單、方便，且物理意義明確，因而被廣泛應用。本次計算的參數(shù)根據(jù)室內(nèi)試驗并類比其它工程經(jīng)驗進行取值，具體見表1。其中，ρ為材料密度；k,n為反映切向模量的試驗參數(shù)；kb,m為反映切線體積模量的試驗參數(shù)；kur為反映回彈模量的試驗參數(shù)；Rf為破壞比；c為黏聚力；φ0,Δφ為材料非線性強度參數(shù)。

基巖、無砂混凝土和土工膜按照線彈性材料考慮，基巖彈性模量取20.0 GPa，泊松比取0.2，密度取2.5 g/cm3；無砂混凝土彈性模量取10.0 GPa，泊松比取0.25，密度取2.30 g/cm3；土工膜彈性模量取12.5 MPa，泊松比取0.25，密度取2.0 g/cm3。

土工膜與堰體填料間設置無厚度接觸面，以模擬兩者的相互作用，法向接觸行為采用ABAQUS軟件中的“硬”接觸，切向接觸行為采用Mohr-Coulomb接觸定理，即用界面摩擦系數(shù)來表征接觸表面的摩擦行為。據(jù)室內(nèi)試驗成果，土工膜與堰體填料間的界面摩擦系數(shù)為0.29。

表1 Duncan-Chang E-B模型參數(shù)Table 1 Parameters of Duncan-Chang E-B model

注：由于覆蓋層Ⅰ層較深，現(xiàn)有技術無法取樣，在數(shù)值計算中覆蓋層Ⅰ層參數(shù)參照覆蓋層Ⅱ?qū)釉囼瀰?shù)選取，各材料的kur值取k的1.5～2.0倍。

5 計算結(jié)果與分析

計算成果按照竣工期和蓄水期分別進行整理。竣工期指的是壩體填筑完畢，圍堰防滲墻上游水位為834.7 m，防滲墻下游水位設為覆蓋層頂面；蓄水期指上游水位蓄水到871.1 m，下游基坑抽水至防滲墻下游面水位高程為780.0 m，并開挖完畢的狀態(tài)。

5.1 堰體計算成果分析

表2為采用不同計算方案時堰體應力、變形最大值統(tǒng)計表。

表2 堰體應力變形最大值統(tǒng)計Table 2 Maximum stresses and deformations of cofferdam body

注：應力、應變符號規(guī)定以受壓為負，受拉為正。下同。

對比土工膜與防滲墻不同聯(lián)接型式的計算結(jié)果可知，由于堰體所承受的總荷載并沒有改變，兩者的聯(lián)接型式基本不影響堰體的應力，僅影響其水平位移。隨著土工膜位置的抬高，堰體受到的水平力作用增加，因而水平位移有所增長。采用方案1時堰體向下游水平位移為58.2 cm；采用方案2時，其向下游水平位移為58.8 cm；采用方案3時，其向下游水平位移為61.2 cm。由此可見，土工膜鋪設位置不同，僅對堰體水平變形稍有影響。圖4為方案1蓄水期的堰體應力變形等值線圖。

圖4 方案1蓄水期堰體應力變形等值線Fig.4 Stress and deformation contours of cofferdam body during impoundment stage in scheme 1

5.2 防滲墻計算成果分析

表3為土工膜與防滲墻直接采用不同聯(lián)接型式時防滲墻應力、變形最大值統(tǒng)計表。

表3 防滲墻應力變形最大值統(tǒng)計Table 3 Maximum stresses and deformations of impervious wall

計算結(jié)果表明：土工膜鋪設位置對防滲墻應力變形的影響較小。對于土工膜抬高方案2與方案3來說，由于土工膜的抬高使得直接作用在防滲墻頂端的水壓力變小，而水平作用力有所增加，因而防滲墻沉降較方案1平直鋪設時稍微有所減小，水平位移有所增大。蓄水期土工膜抬高2 m防滲墻向下游的水平位移為56.8 cm，抬高到頂部向下游的水平位移為59.3 cm，均高于水平鋪設時的值55.8 cm。由此可見，隨著土工膜鋪設位置的抬高，防滲墻水平變形有略微增大的趨勢，影響范圍不足4 cm，可忽略不計。

5.3 塑性混凝土防滲墻與堰體之間變形差異

土工膜鋪設位置不同時防滲墻與堰體之間變形差異最大值如表4所示。

表4 防滲墻與堰體之間變形差異最大值統(tǒng)計Table 4 Maximum values of deformation difference between cofferdam and impervious wall

由計算結(jié)果可知：由于土工膜鋪設位置的不同，防滲墻受到的水壓力也稍有不同，當土工膜平直鋪設時，作用在防滲墻頂面的水壓力較大，因而產(chǎn)生較大的沉降錯動。隨著土工膜逐漸抬高，防滲墻與堰體之間的豎向位移差逐漸減小，當土工膜抬高2 m和抬高至頂面時，豎向位移差最大值分別為1.53 cm和0.85 cm。

5.4 土工膜應變成果分析

為了便于比較土工膜的應變，根據(jù)土工膜的鋪設具體情況將土工膜分為豎直段、平鋪段、斜鋪段3種分別進行成果整理與比較，其各段分區(qū)見圖3所示。表5為土工膜鋪設位置不同時土工膜應變最大值統(tǒng)計，土工膜應變成果見圖5至圖8所示。

表5 土工膜應變最大值統(tǒng)計Table 5 Maximum values of geomembrane strain

圖5 竣工期土工膜應變比較Fig.5 Comparison of geomembrane strain during completion stage

圖6 蓄水期土工膜應變比較Fig.6 Comparison of geomembrane strain during impoundment stage

根據(jù)土工膜不同鋪設位置時土工膜應變的計算結(jié)果，結(jié)合各段應變分布曲線成果，分析得到其規(guī)律如下：

(1) 當土工膜平鋪時，土工膜應變有明顯的突變發(fā)生處，表明直接在防滲墻上平直鋪設土工膜的設計存在一定的弊端。當土工膜抬高2 m或抬高至頂面時，2種方案的土工膜應變并沒有顯著的差異性。

(2) 各工況斜鋪段土工膜應變基本相差不大，可以認為土工膜聯(lián)接型式對遠端土工膜應變影響較小。

(3) 在土工膜不同鋪設位置的情況下，無論是竣工期還是蓄水期，均為接頭附近土工膜的應變最大?？⒐て谕凉つ冚^小，平直鋪設土工膜最大應變?yōu)?.69%，發(fā)生在防滲墻與泥皮交接處；抬高2 m時土工膜最大應變?yōu)?.19%;抬高到頂部時土工膜最大應變?yōu)?.22%，具體位置見圖7所示。

圖7 各方案竣工期土工膜最大應變處(紅色區(qū)域)Fig.7 Location of maximum strain of geomembrane during completion stage (red areas)

(4) 蓄水期土工膜應變較竣工期有所增加，平直鋪設時土工膜最大應變?yōu)?0.68%，發(fā)生在防滲墻與泥皮交接處，是由于該處防滲墻與堰體之間較大的沉降錯動差所致；抬高2 m時土工膜最大應變?yōu)?.64%，發(fā)生在豎直段與平鋪段交接處；抬高至頂部時土工膜最大應變?yōu)?.26%，也發(fā)生在豎直段與平鋪段交接處，具體位置見圖8所示。

圖8 各方案蓄水期土工膜最大應變處(紅色區(qū)域)Fig.8 Location of maximum strain of geomembrane during impoundment stage (red areas)

綜上所述，不同的土工膜聯(lián)接型式會導致不同的土工膜應變。根據(jù)計算結(jié)果，土工膜平鋪段位置上抬越高，離防滲墻與土工膜的接頭越遠，對土工膜受力越有利。一般情況下，在土工膜上方應覆蓋一定厚度的土層，以起到保護土工膜的作用。據(jù)此，可認為將土工膜豎直上抬一定距離然后再進行水平鋪設是較為合理的。但為了讓伸縮節(jié)在極端情況下展開發(fā)揮其應有的作用，上覆土層不能太厚，這應該結(jié)合室內(nèi)拉拔試驗成果，即通過試驗確定上覆土層的臨界厚度與土工膜上抬的距離。

6 結(jié) 論

(1) 土工膜與防滲墻之間采用不同聯(lián)接型式對堰體和防滲墻的應力變形影響較小，但對防滲墻與堰體間位移差異和土工膜應變有顯著影響。

(2) 比較竣工期與蓄水期防滲墻與堰體之間的豎向位移沉降差異，可知竣工期豎向位移沉降差異較小，而蓄水期豎向位移差由0.38 cm增加到最大值1.27 cm，表明土工膜與防滲墻的接頭部分在蓄水期發(fā)生了較大的錯動變形。因此，如果采用平直鋪設的話，則沉降錯動會使得接頭部分土工膜產(chǎn)生較大的拉應變。

(3) 土工膜平鋪時的拉應變在防滲墻與堰體接觸處有突變式的陡升，最大值可達20.68%，位于土工膜與防滲墻接頭處，表明直接在防滲墻上面平直鋪設土工膜的設計存在一定的弊端，需要改進聯(lián)接型式。

(4) 當土工膜鋪設位置上抬改進聯(lián)接型式后，接頭處的土工膜應變大幅減小，且土工膜平鋪段位置上抬越高，離防滲墻與土工膜的接頭越遠，對土工膜受力越有利。但土工膜上方應覆蓋一定厚度的土層以起到保護作用。因此，將土工膜豎直上抬一定距離再進行水平鋪設是一種合理的聯(lián)接型式，具體上抬的距離應結(jié)合室內(nèi)拉拔試驗最終確定。

[1] 顧淦臣. 復合土工膜或土工膜堤壩實例述評[J]. 水利水電技術, 2002, 33(12): 26-32.

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(編輯：陳 敏)

Patterns of the Joint Between Composite Geomembrane andImpervious Wall of High Earth-rockfill Cofferdam

YANG Xin-guang1,2, XU Tang-jin3, XU Han1, CHEN Yun1

(1.Key Laboratory of Geotechnical Mechanics and Engineering of Ministry of Water Resources,Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan 430010, China; 2.China Three Gorges Corporation,Beijing 100038; 3.Changjiang Institute of Survey Planning Design and Research, Wuhan 430010, China)

The impervious system of cofferdam, which is composed of composite geomembrane and impervious wall, is easily damaged at the joint parts. In view of this, the pattern of joint between composite geomembrane and impervious wall needs to be studied in order to insure the safety of the whole cofferdam and to avoid the damage of geomembrane caused by the deformation difference between cofferdam body and impervious wall. A case study on the high earth-rockfill cofferdam of a hydropower station in west China was carried out by means of nonlinear finite element method. The research focused on the stress and deformation behaviors of the geomembrane and the high cofferdam built on deep overburden. Results show that the joint pattern had little influence on the stress and deformation of dam body and impervious wall, but had significant influence on the geomembrane strain and the deformation difference between dam body and impervious wall. If the geomembrane is laid horizontally on the top of impervious wall, the settlement difference could induce large tensile strain of geomembrane at joint parts. With the rising of the location of geomembrane, the tensile strain decreased remarkably, which is beneficial for its safety. In conclusion, it is reasonable to lay the geomembrane above the impervious wall for a distance. The critical thickness of overlaying soil should be determined by indoor pull-out tests.

high earth-rockfill cofferdam; composite geomembrane; impervious wall; joint pattern; FEM

2016-06-08；

2016-07-18

國家自然科學基金項目(51309029， 51509019)；中央級科研院所基本科研業(yè)務費項目(CKSF2016030/YT)

楊昕光(1983-)，男，內(nèi)蒙古赤峰人，工程師，博士后，研究方向為土工數(shù)值計算與分析，(電話)18694049883(電子信箱)yyfreshman@163.com。

10.11988/ckyyb.20161019

TV551.3

A

1001-5485(2017)02-0104-06

2017,34(2):104-109