邵　陽， 傅鶴林， 劉維正， 孫廣臣

(1. 中鐵隧道勘測設(shè)計研究院， 河南 洛陽　471009； 2. 中南大學(xué)土木工程學(xué)院， 湖南 長沙　410075)

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紅谷隧道圍堰塑性混凝土防滲墻抗?jié)B性能分析

邵陽1， 傅鶴林2， 劉維正2， 孫廣臣2

(1. 中鐵隧道勘測設(shè)計研究院， 河南 洛陽471009； 2. 中南大學(xué)土木工程學(xué)院， 湖南 長沙410075)

為探討運行環(huán)境下塑性混凝土防滲墻工作性能，獲取合理的設(shè)計參數(shù)取值，以紅谷隧道圍堰工程為背景，結(jié)合典型斷面建立滲流數(shù)值模型，分析塑性混凝土防滲墻滲透系數(shù)k和厚度d以及圍堰水頭hr變化下共11種工況的圍堰滲流性狀。結(jié)果表明： 隨著滲透系數(shù)k的減小，圍堰內(nèi)單寬滲流量Q隨之減小，且變化速率逐漸降低，而防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js基本保持不變；隨著防滲墻厚度d的增大，圍堰內(nèi)Q值和Js值均隨之減小，且變化速率逐漸降低；隨著圍堰水頭hr的下降，圍堰內(nèi)Q值和Js值均隨之線性降低。分析得到兼具良好防滲能力和經(jīng)濟效益的滲透系數(shù)k和厚度d的設(shè)計取值，并提出滿足設(shè)計要求的塑性混凝土施工配合比。最后，通過高密度電法和圍堰內(nèi)外水位動態(tài)監(jiān)測對塑性混凝土防滲墻的防滲效果進行檢測和評價，驗證設(shè)計和施工參數(shù)的合理性。

紅谷隧道； 圍堰； 塑性混凝土； 滲透系數(shù)； 防滲墻厚度； 圍堰水頭； 滲流分析

0　引言

圍堰作為一種有效的擋水、圍水建筑物，是水利水電、港口、碼頭和隧道等工程施工中的重要節(jié)點工程，其抗?jié)B性能是保證圍堰內(nèi)施工安全的關(guān)鍵控制因素。塑性混凝土以黏土或膨潤土取代傳統(tǒng)剛性混凝土中的大部分水泥，可通過改變配合比以獲得與堰體材料相近的彈性模量，從而能很好地適應(yīng)堰體變形，具備良好的抗裂性能，有滲透系數(shù)小、易于拆除等優(yōu)點，適用于作為施工臨時工程(圍堰)的防滲材料[1]。阿根廷亞西雷塔水電工程、智利柯巴姆壩、伊朗卡爾黑壩、日本只見壩以及三峽二期主圍堰等[2-4]一系列國內(nèi)外具有代表性的大型水利工程中的塑性混凝土防滲墻都取得了很好的效果。

隨著塑性混凝土的不斷推廣應(yīng)用，國內(nèi)外眾多學(xué)者對塑性混凝土的基本力學(xué)性能及抗?jié)B性能進行了試驗研究。靳忠才[5]研究了如何通過配合比的優(yōu)化設(shè)計來滿足塑性混凝土的各項指標(biāo)，特別是抗?jié)B性能指標(biāo)； 高丹盈等[6]研究了塑性混凝土的雙軸受壓性能和破壞準則； 焦凱等[7]研究了低圍壓狀態(tài)下膨潤土與水泥摻比對塑性混凝土強度特性的影響規(guī)律； 黃杰等[8]和張勝強等[9]分別研究了摻尾礦砂和石渣粉的塑性混凝土配合比及滲透性能； 李楊[10]系統(tǒng)研究了膨潤土摻量對塑性混凝土基本力學(xué)性能、變形性能及滲透性能的影響；Z. Zakaria等[11]對比分析了大壩心墻與防滲墻不同結(jié)構(gòu)防滲體系的抗?jié)B性能；李烽[12]結(jié)合烏東德水電站大壩擋水圍堰工程實例，分析了深水高土石圍堰塑性混凝土防滲墻的工作性態(tài)及其影響因素；彭劍等[13]研究了塑性混凝土防滲墻在深基坑開挖中的應(yīng)用； 韓秀娟等[14]研究了塑性混凝土在紅谷隧道干塢基坑防滲結(jié)構(gòu)中的運用。

可見，目前對塑性混凝土的研究主要集中在配合比設(shè)計、滲透性能、力學(xué)變形性能等方面，而關(guān)于設(shè)計參數(shù)對塑性混凝土防滲墻抗?jié)B性能的影響規(guī)律還不明晰，導(dǎo)致在實際工程中相關(guān)設(shè)計參數(shù)基本是根據(jù)工程經(jīng)驗取值。本文以紅谷隧道圍堰工程為背景，通過有限元軟件建立滲流數(shù)值模型，分析圍堰內(nèi)外水位差、塑性混凝土防滲墻滲透系數(shù)和厚度變化對圍堰滲流性狀的影響，并通過試驗獲得了滿足設(shè)計要求的塑性混凝土配合比，最后采用高密度電法對防滲體系的施工質(zhì)量進行檢測，且在圍堰運行期動態(tài)監(jiān)測堰內(nèi)外水位變化情況，對其設(shè)計參數(shù)下的防滲效果進行驗證。

1　工程概況

東岸圍堰采用端頭整體兩側(cè)分離的形式按百年一遇洪水位(23.64 m)設(shè)計。圍堰軸線長約651 m，端頭坡腳伸入江中長度316 m，堰體底部寬度約120 m，頂部寬度約10 m，堰頂高程為23.70 m，圍堰填筑高度約20 m。其中： 16.7 m高程以下堰體兩側(cè)采用充砂模袋填筑，中間由吹填砂構(gòu)成砂芯，其內(nèi)設(shè)置塑性混凝土防滲墻，且在防滲墻填筑前，墻體內(nèi)外兩側(cè)分別施工三軸攪拌樁以保證防滲墻順利成槽開挖； 18.5 m高程以上采用鋼筋混凝土擋墻阻水，內(nèi)側(cè)為充砂模袋。圖1為東岸圍堰典型斷面設(shè)計圖。

圖1　東岸圍堰典型斷面設(shè)計圖

2　不同工況數(shù)值模擬及分析

針對塑性混凝土防滲墻設(shè)計參數(shù)主要依據(jù)工程經(jīng)驗取值這一現(xiàn)狀，以紅谷隧道圍堰為背景，通過Geostudio有限元軟件中的SEEP/W模塊，分析塑性混凝土防滲墻滲透系數(shù)k和厚度d這2個關(guān)鍵因素對圍堰防滲性能的影響，進而獲得二者的合理設(shè)計取值，并在此基礎(chǔ)上分析不同圍堰水頭hr下圍堰的防滲性能，從而為全年贛江水位大幅變化下紅谷隧道圍堰塑性混凝土防滲墻設(shè)計提供參考。

2.1數(shù)值模型建立

SEEP/W是用于分析多孔隙材料滲流問題的模塊，該模塊是基于Darcy定律和水的質(zhì)量守恒定律得到的二維穩(wěn)態(tài)滲流控制方程[15]，建立滲流控制方程的有限元形式，計算瞬態(tài)和穩(wěn)態(tài)分析中用戶定義的截面流量。針對穩(wěn)態(tài)流中水頭函數(shù)與時間無關(guān)的特點，可建立有限元方程的簡潔形式[K][H]={Q}([K]、[H]、{Q}分別為單元的特征矩陣、質(zhì)量矩陣和單元的流量矢量)，從而實現(xiàn)堰體任何指定截面的寬流量、不同位置的流速、等水頭線和滲流路徑等問題的分析。

本文綜合滲流路徑、河床高程及巖層性質(zhì)等因素，采用SEEP/W軟件建立了如圖2所示的東岸典型斷面穩(wěn)態(tài)滲流數(shù)值模型。規(guī)定塑性混凝土防滲墻中軸線上高程為0 m處為坐標(biāo)原點(0，0)，以指向圍堰內(nèi)部為X軸的正方向，以向上為Y軸的正方向建立直角坐標(biāo)系。建模過程中，在保證計算精度的前提下對各部分材料分區(qū)進行了適當(dāng)簡化，忽略了對圍堰滲流影響微弱的部分，如圍堰外側(cè)邊坡防護層等。采用三角形和四邊形混合非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對各材料區(qū)域進行網(wǎng)格劃分，并對防滲墻及三軸攪拌樁等影響圍堰防滲性能的關(guān)鍵區(qū)域進行網(wǎng)格加密，將模型劃分為3 535個單元。圍堰內(nèi)部初始水位由降水井抽水至巖層頂面，模型中堰內(nèi)水位高程取為4.5 m。本模型中將鋼筋混凝土擋墻視為不透水材料，堰體和防滲墻材料采用飽和滲流本構(gòu)，相關(guān)計算指標(biāo)根據(jù)室內(nèi)試驗結(jié)果或經(jīng)驗值選取，各材料具體滲透系數(shù)見表1。

圖2　圍堰數(shù)值模型建立及材料分區(qū)圖

材料 滲透系數(shù)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攪拌樁5.0×10-6泥質(zhì)粉砂巖2.0×10-9

為分析防滲墻滲透系數(shù)k和厚度d、圍堰水頭hr變化對圍堰滲流性狀的影響，建立了如表2所示的共11種工況的數(shù)值模型。其中，工況1—5、工況3與工況6—8、工況3與工況9—11分別研究不同滲透系數(shù)(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)以及不同圍堰水頭(hr=10.30、15.00、18.31、23.64 m)下圍堰的抗?jié)B性能。

他是天生的軍人，一招一式間盡顯威風(fēng)豪氣。然而金戈鐵馬不過一剎那，轉(zhuǎn)眼間，朗朗書聲已是曾經(jīng)，當(dāng)初的小兵成了鎮(zhèn)守邊疆的大將。宿晚常在黃昏時沉思，自己是否該回去看看。故鄉(xiāng)的景，故鄉(xiāng)的人，他都快忘記了。

表2　各工況數(shù)值模擬計算參數(shù)

2.2滲透系數(shù)k的影響

根據(jù)工況1—5的滲流數(shù)值計算結(jié)果可知，在這5種不同滲透系數(shù)k下，堰體內(nèi)的浸潤線形式較為相近，以滲透系數(shù)k=3.2 ×10-7cm/s的工況為例，其壓力水頭等值線如圖3所示。

圖3　圍堰典型壓力水頭等值線圖(單位： m)

由圖3可知，浸潤線前端自防滲墻頂部外側(cè)開始陡降至塑性混凝土防滲墻內(nèi)側(cè)5.4 m高程左右，并在三軸攪拌樁中逐漸降至4.5 m左右，之后近乎水平地在內(nèi)側(cè)模袋砂中延伸。由此可知，圍堰內(nèi)外水位差的降低絕大部分由塑性混凝土防滲墻承擔(dān)，三軸攪拌樁具有較弱的降低水頭作用，而堰體中的模袋砂及吹填砂對堰體水位的影響微弱，其內(nèi)壓力水頭等值線基本呈水平延伸。

此外，對比分析5種工況下堰體內(nèi)的浸潤線可以看出，隨著滲透系數(shù)k值的增大，浸潤線與防滲墻內(nèi)側(cè)交點的高程Hj隨之升高，如圖4(a)所示，對應(yīng)的內(nèi)側(cè)三軸攪拌樁中所降低的水頭也隨之增大。究其原因，由達西定律Q=kAJ(Q為滲流量，A為過水?dāng)嗝妫琂為水力坡降)可知，對于給定的k值和A值，滲流量Q與水力坡降J成正比。隨著防滲墻滲透系數(shù)的增大，圍堰內(nèi)滲流量隨之增大，如圖4(b)所示，對于三軸攪拌樁而言，其水力坡降也就隨著增大，所降低的水頭也就越高，從而使得交點高程Hj增大。

(a) 交點高程Hj

(b) 單寬流量Q

(c) 水力坡降峰值Js

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

由圖4(a)和4(b)可以看出，隨著防滲墻滲透系數(shù)k值的降低，圍堰內(nèi)相應(yīng)的交點高程Hj和單寬滲流量Q值均隨之減小，且減小速率逐漸降低。當(dāng)滲透系數(shù)k大于3.2×10-7cm/s時，減小滲透系數(shù)k值可使Hj值和Q值迅速降低； 而當(dāng)滲透系數(shù)k小于3.2×10-7cm/s時，繼續(xù)減小滲透系數(shù)k值所引起的Hj和Q降低幅值有限。

由圖4(c)可以看出，滲透系數(shù)k值的改變對防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js的影響較小。這是由于防滲墻底部兩側(cè)并未設(shè)置三軸攪拌樁，該區(qū)域內(nèi)外水頭的降低基本由防滲墻承擔(dān)，水力坡降較大，而此5種工況的內(nèi)外水頭差Δh和防滲墻厚度d相同，根據(jù)水力坡降的定義J=Δh/L(L為滲流路徑，對于相同厚度d且滲流情況相似的5種工況，可認為其滲流路徑L相同)，故防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js也就基本相同。綜上所述，本工程采用滲透系數(shù)k為3.2×10-7cm/s的塑性混凝土作為防滲材料，既能有效提高圍堰的防滲能力，又不致因過高的要求k值而增加工程成本，具有較好的經(jīng)濟效益。

2.3厚度d的影響

圍堰滲流計算參數(shù)隨防滲墻厚度d的變化如圖5所示。根據(jù)工況6—8與工況3的滲流數(shù)值計算結(jié)果可知，此4種不同防滲墻厚度d下圍堰內(nèi)浸潤線形式同樣較為相近，其高程的下降基本集中出現(xiàn)在防滲墻中，但不同厚度下浸潤線與防滲墻內(nèi)側(cè)的交點高程Hj變化顯著，如圖5(a)所示。

(a) 交點高程Hj

(b) 單寬流量Q

(c) 水力坡降峰值Js

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

從圖5可以看出，防滲墻厚度在600～1 200 mm時，隨著厚度d的增加，交點高程Hj、單寬流量Q和防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js均隨之下降，且下降速率逐漸減小。當(dāng)厚度d小于800 mm時，增加厚度d使得Hj、Q和Js值迅速降低； 而當(dāng)厚度d大于800 mm時，繼續(xù)增加墻體厚度d所引起的Hj、Q和Js降低幅值有限。此外，考慮到本工程防滲墻需要具備抵抗贛江汛期水位迅速上漲后引起的圍堰變形能力，防滲墻厚度d選用為800 mm，不僅具有較強的防滲能力，而且具有較高的安全儲備和經(jīng)濟效益。

此外，考慮到防滲墻厚度d對圍堰內(nèi)最大水力坡降的影響顯著，故分析墻體底部水力坡降達到最大值的區(qū)域，將距墻體中軸線不同距離處的壓力水頭h和水力坡降J繪制于圖6中。由圖6(a)可以看出，在相同內(nèi)外水頭作用下，不同厚度d下防滲墻內(nèi)壓力水頭h隨ΔL增大而近乎線性減小，且d值越小，其減小速率越快。由圖6(b)可以看出，不同厚度d下水力坡降J在墻體外側(cè)急劇升至最大值，之后在墻體中部基本保持不變，而在墻體內(nèi)側(cè)又急劇下降，且d值越小，防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js越大。

(a) 壓力水頭h

(b) 水力坡降J

圖6不同厚度d下防滲墻底部壓力水頭h和水力坡降J的變化

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

2.4圍堰水頭hr的影響

根據(jù)工況9—11與工況3的滲流數(shù)值計算結(jié)果可知： 10.30、15.00、18.31 m的水位均低于圍堰外側(cè)壓實黏土層頂面高程，浸潤線自堰外坡面圍堰水頭高程處向內(nèi)近乎水平延伸；而23.64 m水位下，浸潤線自防滲墻頂部外側(cè)開始，且此4種不同水位下，浸潤線高程的降低均集中于塑性混凝土防滲墻內(nèi)。將圍堰滲流計算參數(shù)隨圍堰水頭hr的變化規(guī)律繪制于圖7。從圖7可以看出，隨著圍堰水頭hr的增大，浸潤線與防滲墻內(nèi)側(cè)交點高程Hj、圍堰單寬流量Q和防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js均呈增大趨勢，且設(shè)計洪水位hr=23.64 m下，防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js僅為24.5，遠低于防滲墻允許水力坡降不大于60的設(shè)計要求。另外，在設(shè)計洪水位下，圍堰內(nèi)單寬滲流量Q僅為0.10 m3/(d·m)，相對本工程中的特大特高型圍堰而言，該滲入量對圍堰內(nèi)水位影響微弱，從而保證了洪水期堰內(nèi)工程的安全。

(a) 交點高程Hj

(b) 單寬流量Q

(c) 水力坡降峰值Js

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

分析距墻體中軸線不同距離處壓力水頭h和水力坡降J的變化規(guī)律，如圖8所示。由圖8(a)可知，在不同圍堰水頭hr下，防滲墻內(nèi)壓力水頭h均自接近圍堰水頭hr開始，隨ΔL的增大而近乎線性減小至4.5 m左右，hr越高其減小速率越快。由圖8(b)可知，不同圍堰水頭hr下，水力坡降J在墻體外側(cè)急劇升至最大值，之后在墻體中部基本保持不變，而在墻體內(nèi)側(cè)又急劇下降，且hr值越高，防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js越大。

(a) 壓力水頭h

(b) 水力坡降J

圖8不同圍堰水頭hr下防滲墻底部壓力水頭h和水力坡降J的變化

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

現(xiàn)將前述不同滲透系數(shù)k、不同厚度d以及不同圍堰水頭hr共11種工況的滲流計算結(jié)果匯總于表3。結(jié)合前述分析，本圍堰工程中塑性混凝土滲透系數(shù)k設(shè)計取為3.2×10-7cm/s，防滲墻厚度d設(shè)計為800 mm，不但保證了不同圍堰水頭hr下圍堰的單寬滲流量、最大水力坡降等指標(biāo)均滿足設(shè)計要求，而且使得設(shè)計參數(shù)的取值具有較高的性價比，兼具了良好的防滲性能和經(jīng)濟效益。

3　塑性混凝土配合比確定

本圍堰工程中依據(jù)前述數(shù)值分析所得的滲透系數(shù)設(shè)計值，并結(jié)合對抗壓強度和彈性模量的設(shè)計要求，配制滿足以上3個關(guān)鍵控制性指標(biāo)的塑性混凝土。塑性混凝土的膠凝材料除了水泥外,還有膨潤土和黏土等，可以單摻黏土或膨潤土，也可以同時摻入2種材料?？紤]到南昌地區(qū)商品混凝土站缺乏生產(chǎn)塑性混凝土的經(jīng)驗，為便于施工質(zhì)量控制，故采用僅摻加膨潤土的塑性混凝土。

表3各工況下圍堰滲流計算結(jié)果匯總

Table 3Seepage calculation results of cofferdam under every condition

工況單寬流量Q/(m3/(d·m))最大流速v/(×10-7m/s)交點高程Hj/m防滲墻內(nèi)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

根據(jù)設(shè)計要求及現(xiàn)有物資條件，分別選用P·O 42.5水泥、贛江砂和NV-1型鈉基膨潤土等原料，試配了不同配合比的塑性混凝土試樣，并對各試樣進行單軸壓縮試驗和滲透試驗。分析試驗結(jié)果，最終確定了如表4所示的塑性混凝土配合比，其水膠比為1.17，水泥∶膨潤土∶水∶細骨料∶粗骨料∶外加劑用量為1∶1.60∶0.37∶5.77∶4.18∶0.02，試樣相關(guān)性能指標(biāo)如表5所示?，F(xiàn)場根據(jù)試驗確定的配合比進行試配生產(chǎn)并進行取樣復(fù)核試驗，試驗結(jié)果符合要求后再進行正式量產(chǎn)。

表4　塑性混凝土配合比

表5　塑性混凝土性能指標(biāo)

4　圍堰防滲體系檢測

紅谷隧道圍堰主體采用充砂模袋填筑，其滲透系數(shù)較大，堰體內(nèi)外水位差的降低基本由防滲墻承擔(dān)，其施工質(zhì)量的好壞將直接影響到堰內(nèi)施工安全，因此，有必要對圍堰防滲體系的施工質(zhì)量進行檢測?？紤]到塑性混凝土強度較低且其內(nèi)含有強度較高的碎石，采用鉆孔檢測法難以取得芯樣，且該方法檢查效率極低，人力、財物消耗大，會對工程造成難以恢復(fù)的破壞。本工程中采用高密度電法對圍堰防滲體系進行檢測，可有效查明防滲墻質(zhì)量缺陷，且不會對已填筑墻體造成損傷。

高密度電法是以介質(zhì)電性差異為基礎(chǔ)，將全部電極布置于具有一定間隔的測點上，施加電場并觀測地下傳導(dǎo)電流的變化分布規(guī)律。本工程中，高密度電法測線布置示意圖如圖9所示。

圖9　高密度電法測線布置示意圖

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

本圍堰工程中防滲墻檢測區(qū)域為東岸圍堰北側(cè)，檢測幅段為F+684～+443，總幅數(shù)35幅，總長約241 m，按7 m長單元分幅，寬0.8 m。導(dǎo)墻頂標(biāo)高為+18.5 m，防滲墻墻頂標(biāo)高為+18.2 m，防滲墻墻底標(biāo)高為-0.55 m，墻深18.75 m。測點間距依據(jù)墻體的深度換算后定為3.5 m，單剖面測線長度為206.5 m，有效探測深度21 m，探測長度和深度均滿足本次探測目標(biāo)體的要求。

通過對現(xiàn)場采集的測試數(shù)據(jù)進行數(shù)據(jù)格式轉(zhuǎn)換和非值排除修正，并利用瑞典版高密度數(shù)據(jù)處理軟件進行反演處理，得到如圖10所示的電阻率斷面圖(或等值線圖)。由圖10可以看出： 斷面深度0～3 m段出現(xiàn)局部高阻異常區(qū)，表明頂部回填砂土干燥密實；斷面深度3.7～6.2 m段出現(xiàn)低阻異常區(qū)，這與塑性混凝土防滲墻體含水率較大有關(guān)，這2部分電阻異常均與墻體質(zhì)量無關(guān)； 而斷面深度6.2 m以下，由淺入深，視電阻率均勻?qū)訝钸f增，反映了塑性混凝土防滲墻由淺至深含水率呈遞減狀態(tài)，據(jù)此推斷，防滲墻墻體均勻、完整、密實，無異常隱患特征。

(a) 實測視電阻率剖面

(b) 計算視電阻率剖面

(c) 反演模型電阻率剖面

此外，為保證紅谷隧道圍堰內(nèi)的施工安全，對贛江水位及圍堰內(nèi)水位定期進行觀測。圖11為東岸圍堰3個觀測點(SWY1、SWY2、SWY3)水位和贛江水位標(biāo)高曲線圖。由圖11可知，圍堰內(nèi)初始水位高程約10 m，通過降水井抽水，堰內(nèi)水位持續(xù)下降至巖層面約4 m高程處，此后歷經(jīng)5月贛江水位劇增約6 m以及6月和7月汛期約18 m的贛江高水位，圍堰內(nèi)水位基本保持穩(wěn)定，說明堰內(nèi)滲流量微小，塑性混凝土防滲墻性能良好，從而保證了圍堰內(nèi)的施工安全。

圖11　圍堰水位和贛江水位標(biāo)高曲線圖

5　結(jié)論與討論

1)隨著塑性混凝土防滲墻滲透系數(shù)k的降低，單寬滲流量Q隨之下降且變化速率逐漸減小，當(dāng)k值小于3.2×10-7cm/s時，繼續(xù)降低滲透系數(shù)k所引起的Q值下降幅度有限。不同滲透系數(shù)k下防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js基本不變。

2)隨著防滲墻厚度d的增加，防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js和單寬流量Q均隨之下降且變化速率逐漸減小，當(dāng)厚度d大于800 mm時，繼續(xù)增加墻體厚度d所引起的Js值和Q值下降幅度有限。

3)根據(jù)圍堰數(shù)值分析結(jié)果，對塑性混凝土防滲墻進行設(shè)計，并分析了不同圍堰水頭hr下圍堰的滲流性狀。隨著圍堰水頭hr的增大，防滲墻內(nèi)水力坡降峰值Js和單寬流量Q基本呈線性增大的趨勢，且在設(shè)計洪水位下，水力坡降峰值Js和單寬流量Q均滿足設(shè)計要求。

4)根據(jù)數(shù)值分析所選取的塑性混凝土防滲墻設(shè)計參數(shù)，確定了滿足設(shè)計要求的配合比，并采用高密度電法對圍堰防滲墻施工質(zhì)量進行了有效檢測，檢測結(jié)果表明墻體施工質(zhì)量良好，無異常隱患特征。此外，對圍堰內(nèi)水位進行監(jiān)測，數(shù)據(jù)表明，在堰內(nèi)施工全過程中圍堰內(nèi)側(cè)水位保持穩(wěn)定，防滲性能良好。

抽水過程中圍堰處于非穩(wěn)定滲流場，文本未考慮抽排水速率對圍堰滲流穩(wěn)定的影響，今后可在這方面展開相關(guān)研究。

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Analysis of Anti-seepage Performance of Plastic Concrete Wall Used in Cofferdam of Honggu Tunnel

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

邵陽(1984—)，男，吉林柳河人，2007年畢業(yè)于中南大學(xué)，土木工程專業(yè)，本科，工程師，主要從事隧道與地下工程施工技術(shù)服務(wù)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