大东湾水库初步设计报告.doc

'5水库现状安全复核及存在的主要问题5.1水库防洪能力复核5.1.1水库防洪标准复核大东湾水库总库容155.0万m3，依据《水利水电工程等级划分及洪水标准》（SL252-2000）和《防洪标准》（GB50201-94）的规定，本工程为Ⅳ等小（Ⅰ）型工程，水库防洪标准应按30～50年一遇洪水设计，300～500年一遇洪水复核，水库原设计防洪标准为50年一遇洪水设计，500年一遇洪水校核，满足规范要求。5.1.2库容曲线复核2004年2月，兰州市水电设计院对大东湾水库淤积高程进行了测量。目前由于水库水位较高，无法进行水库水下地形测量，库容曲线按照现有1：2000库区地形图及兰州市院实测淤积高程进行计算。其水位—库容关系曲线见图5-1。5.1.3调洪演算1起调水位复核大东湾水库集雨面积为1km2，汛期为6月至9月，按照现状水库运行方式，每年6月至9月，水库最高水位为1714.94m，据此确定水库防洪限制水位，即起调水位为1714.94m。2设计洪水设计洪水详见3.3.3。3水库调洪设施运用方式大东湾水库泄洪设施主要是输水洞，目前由于输水洞已破坏无法5-1 库容(面积)—水位曲线图5-15-2 使用，水库调洪主要由水库拦蓄洪水。4调洪演算根据水库现状调洪方式，经计算50年一遇校核洪水位为1715.18m，500年一遇设计洪水位为1715.36m，均低于正常蓄水位（1723.3m）。5.1.4坝顶超高复核根据《防洪标准》（GB50201—94）及《水利水电工程等级划分及洪水标准》（SL252—2000）规定，大东湾水库设计洪水标准采用五十年一遇，校核洪水标准采用五百年一遇。根据《碾压式土石坝设计规范》（SL274—2001）规定计算大坝需要的坝顶超高。由于校核洪水位及设计洪水位低于正常蓄水位，因此，本水库计算工况为两种；1.正常蓄水位加正常运用情况的坝顶超高。2.正常蓄水位加非常运用情况的坝顶超高，再加地震安全加高。大坝超高按下式计算：Y=R+e+A式中：Y——坝顶超高（m）e——最大风浪壅水面高度（m），e=Rm——平均风浪在坝坡上的爬高，Rm=R——最大波浪爬高，R=R5%=1.84RmA——安全加高（m）正常运用0.5m，非常运用0.3m5-3 K——综合摩阻系数，取3.6×10-6D——风区长度（m），D设=360mw——计算风速，正常运用w=36m/s，非常运用w=24m/s——水域平均水深（m），设=10.08m，——计算风向与坝轴线法线夹角，=0。K0——斜坡糙率性系数，K0=0.75Kw——经验系数，Kw=1.22（设计），m——上游坡坡比，m=4.0hm——平均坡高（m）1.平均坡高和平均坡长周期宜采用莆田试验站公式计算Tm=4.438hm0.5将上述各值代入公式可求得现状设计工况波浪在坝面上的最大爬高值为0.82m。计算得坝顶高程为1724.77m。2.采用官厅水库公式（适用于V0<20m/s及D<20km）：风速超过其应用范围，不能计算。3.采用鹤地水库实测资料提出的公式：5-4 计算得坝顶高程为1724.85m从以上两种方法计算可以看出采用鹤地公式计算值为最大，因此采用鹤地公式计算，成果见表5-1。大东湾水库坝顶风浪爬高、坝顶高程复核成果表表5-1项目序号设计工况水位(m)计算风速(m/s)地震加高(m)壅水面高度(m)风浪爬高(m)安全加高A(m)坝顶超高y(m)坝顶高程(m)1设计1723.33600.0470.870.51.421724.852非常1723．3240.80.0380.5250.30.8631724.963由表5—1可以看出，大东湾水库现状大坝坝顶高程满足《水利水电工程等级划分及洪水标准》（SL252—2000）、《防洪标准》（GB50201—94）及《小型水利水电工程碾压式土石坝设计导则》（SL189—96）的要求。5.1.6水库防洪能力复核结论1.大东湾水库设计防洪标准为50年一遇洪水设计，500年一遇洪水校核，满足现行规范要求。2．大东湾水库正常蓄水位1723.30m，低于坝顶1.7m，超高满足规范要求。3.大东湾水库50年一遇洪水位为1715.18m，低于正常蓄水位8.12m，500年一遇洪水位为1715.36m，低于正常蓄水位7.94m。坝顶超高满足规范要求。综上所述，目前水库现状满足《防洪标准》要求，根据《水库大5-5 坝安全评价导则》（SL258-2000），大东湾水库防洪安全分级应为A级，与鉴定报告中结论一致。5．2大坝边坡稳定复核5.2.1设计地震参数复核大东湾水库在鉴定报告中确定该区地震基本烈度为Ⅷ度,地震动峰值加速度0.2g,根据1:400万《中国地震动峰值加速度区划图》，查得地震动峰值加速度a=0.2g，又根据1:400万《中国地震动反应谱特征周期区划图》，查得地震动反映谱周期为0.45s，相应于地震烈度为Ⅷ度，本次设计仍按Ⅷ度设防。5.2.2筑坝土料及坝基土料物理力学性质指标坝体材料物理力学指标的选用：根据计算方法要求，坝体填土的力学指标采用实验值。无试验资料的其它材料的有关指标根据类似工程按经验取值。实验值见表5-3。设计采用的大坝现状边坡稳定计算各典型计算断面各分区材料的物理力学指标见表5-2。5.2.3稳定计算与渗透稳定计算断面对应，大坝坝坡稳定分析亦选择渗流计算的断面（桩号0+044及桩号0+088）作为典型计算断面，分别计算各自的坝坡抗滑稳定安全系数（见后述）。本次计算方法采用规范推荐的瑞典圆弧法的简化毕肖普法；稳定渗流期采用有效应力法对下游坝坡进行稳定计算，水库水位降落时分别采用有效应力法和总应力法对上游坝坡进行稳定计算。计算中的有效应力法为简化法（即容重代替法），即在坝坡抗滑稳定计算时令孔隙水压力为零而将孔隙水压力包含在土体重量的计算之中。5-6 坝址区位于Ⅷ度区，进行地震安全复核。1.计算工况：计算工况分正常运用和非常运用两种情况，根据《碾压式土石坝设计规范》SL274—2001的规定，土坝的稳定计算应考虑水库运行中出现的不利条件。因此，坝坡抗滑稳定复核考虑以下工况：(1)、正常运用工况①水库水位为正常蓄水位1723.30m，相应下游水位取下游地面高程，大坝形成稳定渗流时的下游坝坡。②水库水位由正常蓄水位1723.30m降至死水位1713.545m时的上游坝坡。大坝横剖面分区物理力学指标参数（计算采用值）表5－2土料类别指标名城单位砂砾石坝体坝基砂砾石坝基壤土风化岩石排水棱体淤泥Y2-1(4.5m)Y2-2(10m)干容重t/m31.361.471.981.21.961.91.25天然容重t/m31.471.872.021.672.012.01.72饱和容重t/m31.8611.9282.251.812.22.31.9Ccdt/m22.613.8500.850.028φcd度22.315.813616313216渗透系数cm/s1.094×10-28×10-41.5×10-2(2)、非常运用工况①正常蓄水位1723.30m遇Ⅷ度地震时的上、下游坝坡。该坝已运行三十多年，故不作施工期稳定计算。根据《碾压式土石坝设计规范》SL274－2001的规定，采用简化毕5-7 大东湾水库坝体土土工试验成果表表5-3取样钻孔号土样编号取样深度天然含水量密度比重天然孔隙比饱和度液限塑限塑性指数液性指数凝聚力内摩擦角天然干燥(m)w(%)ρ(g/cm3)ρ(g/cm3)Gse。SrWLWPIPILC(kPa)φ(°)1Y1-13.57.231.421.322.721.05418.6628.517.710.8-0.9742.826.4Y1-26.48.501.551.432.720.90425.5828.116.211.9-0.6527.825.1Y1-310.127.701.881.472.720.84888.8927.015.411.61.0626.516.82Y2-16.38.221.471.362.721.00222.3028.618.110.5-0.9426.122.3Y2-210.026.901.871.472.720.84686.5129.819.310.50.7238.515.8Y2-311.827.801.811.422.720.92182.1430.220.110.10.7649.117.2Y2-414.926.701.821.442.720.89481.2831.120.111.00.6042.315.63Y3-12.87.881.451.342.721.02420.9429.419.79.7-1.2233.325.5Y3-25.29.451.691.542.720.76233.7532.721.111.6-1.0045.122.6Y3-36.829.401.881.452.720.87291.6929.518.810.70.9925.518.1Y3-49.326.501.991.572.720.72998.8731.320.410.90.5632.317.25-8 肖普法（依据刚体极限平衡原理）计算土坝边坡稳定性，影响坝坡稳定计算结果的主要土层力学参数包括：湿容重、饱和容重、凝聚力、内摩擦角。根据《碾压式土石坝设计规范》SL274－2001的规定，对4级土坝，当采用计及条块间作用力的简化毕肖普法计算方法时，正常运用条件下，坝坡抗滑稳定最小安全系数应不小于1.25，非常运用条件下，坝坡抗滑稳定最小安全系数不小于1.15。2.坝坡稳定计算结果大坝现状坝坡抗滑稳定复核计算采用理正岩土边坡稳定分析计算软件（4.5版），该软件采用有效应力法得到简化毕肖普法的计算结果，符合《碾压土石坝设计规范》（SL274-2001）的要求。大坝各剖面边坡稳定计算结果汇总见表5-4，计算成果见图5-2～图5-4。3.坝坡稳定性评价从现状坝坡抗滑稳定计算结果来看，在各工况运用条件下，大坝下游坝坡抗滑稳定安全系数满足规范要求；在库水位降落情况下，大坝上游坝坡抗滑稳定安全系数均满足规范要求。上述坝坡稳定分析计算结论与“安全鉴定报告”一致。5-9 大东湾水库大坝现状坝坡稳定计算成果表（采用毕肖普法）表5—4断面计算工况坝坡简化Bishop0+088正常运用正常蓄水位1723.30m、下游水位为1705.68m，形成稳定渗流。下游坡1.78库水位自正常蓄水位1723.30m降落至死水位1713.545m，形成非稳定渗流。上游坡2.922规范要求最小安全系数1.25非常运用正常蓄水位1723.3下游水位1705.68m，形成稳定渗流时遇8度地震。下游坡1.51规范要求最小安全系数1.155-10 5.3大坝渗流稳定复核5.3.1大坝渗流存在主要问题1983年3月水库开始蓄水，4月23日水位高程达1721.576m,5天后，两坝肩又一次出现逸出点，计5处，逸出点高程为1716.181～1717.401m，呈北高南低，最大逸水量为219L/min。以后水库水位一直低于1720.5m运行，从而大大降低了水库的社会效益和经济效益。5-11 根据实际运用中出现的情况对大坝质量检测暴露出大坝存在以下问题。1.坝基及坝肩的渗流问题坝底中部存在2.0-2.5m左右厚的第四系松散堆积层，层间夹有厚1.0～1.5m的泥质砂碎石层，结构松散、含水，平均渗透系数1.5×10-2cm/s，透水性较强，属强透水层。两坝肩与基岩接触处只清理了强风化层，对中~弱风化层清理不彻底，夯筑不实，致使两坝肩处上部坝体与坝肩基岩接触处产生渗漏，注水试验表明风化层渗透系数5.7×10-3cm/s，其值大于规范要求的1×10-4cm/s。2.坝体坝体上部虽经碾压，但筑坝材料大小不等，分选性较差，棱角分明，极不均质，干燥，松散状，局部地段呈架空结构，坝体密实度差，多空隙，透水性较好。渗透系数为1.094×10-2cm/s。坝体透水性较强，不满足规范要求。3.坝体填筑质量①坝体土料的颗粒分析坝体土料主要由选用当地丰富的白垩系碎屑岩土。岩块大小混杂、未粉碎。坝体上部(1720.5m高程以上)坝体碾压时筑坝料含水量低，粘土岩碎屑大小不等，最大粒径80mm，一般粒径20-50mm，大于5mm的粒径含量占53%，小于5mm的粒径含量占47%。②坝体土料的物理力学性质分析5-12 坝体上部(1720.5m高程以上)土料天然含水量7.2-9.4%、天然密度1.42-1.87g/cm3、干密度1.32-1.54g/cm3，干燥、松散状，分选性较差，棱角分明，极不均质，局部地段呈架空结构，坝体密实度差，多空隙，透水性较强。坝体上部(1720.5m高程以下)土料比重Gs=2.72，天然密度1.47-1.99g/cm3，干密度为1.36-1.57g/cm3，天然含水量8.2-29.5%，孔隙比0.73-1.00，内摩擦角φ=15.6º-26.3º，凝聚力c=25.5-49.1kPa。③坝体土料的渗透性分析坝体上部(1720.5m高程以上)坝体密实度差，多空隙，透水性较强。注水试验表明，其渗透系数为1.094×10-2cm/s。坝体上部(1720.5m高程以下)坝体虽经碾压，但施工质量较差(如ZK2钻孔89.5-84.5m处揭露坝体呈软塑状)，96.0-89.0m段仍有干的砂质泥岩块存在。随库水渗入，粘土块表层软化，使孔隙逐渐充填。渗透系数为5.2×10-4cm/s-8.0×10-4cm/s。根据室内渗透试验成果，坝体土料最小渗透系数为5.2×10-4cm/s；透水性强，属透水土体，防渗性能不能满足渗透系数k＜1×10-5cm/s规范强制性条文的要求。详见表5-5。5.3.2、渗流分析1.坝体本次设计采用有限元计算方法对大坝渗流作计算分析，计算程序采用北京理正渗流分析计算程序。(1)、计算断面及渗透分区指标的确定5-13 本次大东湾水库大坝安全鉴定，共对大坝进行了3个横剖面的勘探，0+040、0+088、0+136剖面自左至右依次排列。交横0+040、0+136剖面为两坝肩段有漏水点剖面，属问题剖面；0+088剖面为沟道中心剖面，坝体高度最高，坝基岩体透水性最强；本次取0+088大坝最大的横剖面坝体填筑土渗透系数统计表表5－5部位渗透系数K(cm/s)岩性算术平均值大值平均值小值平均值坝壳5.73×10-31.094×10-25.2×10-4粘土质砂和粉土质砂为计算渗流量控制剖面，0+040为渗流破坏控制剖面，计算剖面轮廓、材料分区具体见图5-5。渗流计算时渗透系数取用原则是：当断面各分区土层取样室内土工渗透试验则成果；土层无试验资料时采用经验值，大坝各计算断面的渗透分区的渗透指标见表5—6。 5-14(2)、大坝现状渗流复核计算根据《碾压式土石坝设计规范》SL274—2001的规定，土坝的渗流计算应考虑水库运行中出现的各种不利工况。大东湾大坝渗流稳定计算比较简单，本次稳定渗流计算中考虑下列水位组合情况：水库正常蓄水位1723.30m，下游取下游地面高程1705.68m；按此工况进行计算，可得到此工况下的渗流等势线和大坝的浸润线位置图以及单宽渗流量，大坝渗流浸润线见图5-6；各断面各种工况下大坝渗流计算坡降及单宽渗流量值见表5-7。大坝各典型断面各分区渗透指标表表5—6断面土层分区渗透系数（cm/s）水平渗透系数（cm/s）垂直允许渗透坡降KK[J]0+088"坝体粘土质砂（上部）1.094×10-21.094×10-20.31坝体粘土质砂（下部）8.0×10-48.0×10-40.33粉质壤土5.7×10-35.7×10-30.40泥质砂碎石层1.5×10-21.5×10-20.35岩石分化层5.7×10-35.7×10-3排水棱体1.0×10-21.0×10-2淤泥8.0×10-48.0×10-4坝体渗透变形的判别利用公式流土：pc≥5-15 管涌：pc＜根据现场初步判断，渗透破坏发生在0+040桩号坝体上部，因此以坝体上部筑坝土料的物理特性及颗粒状况进行判断。==51.3%土料小于5mm的砾径含量占47%渗流判别为管涌型破坏其允许渗透坡降按[J]=来计算计算成果如下：渗流量=6.3826m3/d.m大坝渗流为6.3826×146(坝长)=932m3/d，一年渗漏量为34.0万m3。大坝渗流计算坡降及单宽渗流量表表5—7断面计算水位下游坝坡出逸计算单宽流量（m3/d.m）上游水位（m）下游水位（m）逸出点高程（m）逸出点渗透坡降下游坝基渗透坡降0+0881723.301705.681707.540.310.336.38260+0441723.31705.681717.810.320.353.19对各个水位下所对应的渗流做渗流有限元计算,计算结果如图5-75-16 所示。计算表明，坝体渗透坡降大于允许值，渗透量较大。根据坝体实际质量判断，由于坝体碾压质量差，坝体渗透系数高达5.73×10-3cm/s，防渗性能不满足规范要求的k＜1×10-5cm/s的要求，坝体存在产生渗透破坏的可能，坝体渗流不安全。根据水位与渗水量的关系曲线可以看出,在1721.576附近曲线比较平缓,表明在1721.576水位附近,渗流量增大,与实际情况相符。通过对0+040处大坝断面的渗流计算,计算渗透坡降为0.32,允许渗透坡降为0.31,发生管涌破坏。坝基及坝肩根据地质勘测报告，坝基存在2-3m厚的第四系松散堆积物，属强透水层，坝基、坝肩强风化层厚2-3m，透水性很强，其下5-6m岩体透水率较大，吕荣值Lu为90-10，远大于规范要求Lu＜10，坝体、坝基渗流不稳定。上述大坝渗流稳定分析结论与“安全鉴定”结论一致。5-17 5.4输水洞安全分析大东湾水库灌溉隧洞于1969年10月兴建，位于左坝肩，断面为1.0×1.5m，城门洞形，洞顶半圆半径为0.5m，长77m。底板侧墙为浆砌块石衬砌，C15砼衬砌顶拱。进口由11级卧管分层取水，每级高0.8m,纵坡1：2。输水洞的地层岩性为白垩系陆相沉积砂质泥岩，砂质泥岩呈红色，夹灰绿色薄层，致密坚硬，层理明显。局部地段砂岩、砂质泥岩呈互5-18 层状，层厚10-50cm不等。新鲜岩层的主要物理指标为：干密度2.35～2.45g/cm3,抗压强度7.5～8.2MPa,软化系数0.40～0.66,弹性模量E=9.08～30.9×104kg/cm2,牢固系数2～3，新鲜基层渗透系数<1.2×10-7cm/s。该类基岩抗风化及抗水能力较差，遇水易崩解，表面风化强烈，呈松散状。经洞内实地踏勘表明，输水洞为砼块衬砌而成，洞壁较为粗糙，部分洞壁有掉块、变形、错动现象，并有空洞，致使洞体围岩直接暴露，由下游至上游，随着坝体浸润线的逐渐升高，洞壁由潮湿逐渐变为渗水、滴水乃至线状流水，渗水量在水库高水位运行时可达4-6l/s，可见输水洞衬砌、回填质量差，造成库水直接与洞体围岩接触，洞体围岩风化较为严重，并已形成崩解风化，松散岩屑随流水被冲出洞外，致使洞体围岩与衬砌之间产生空洞，形成渗漏通道，并形成安全隐患，危及输水洞及左坝肩的安全。因此，有必要对隧洞进行工程处理。综上所述，输水隧洞距左坝头较近，岩体抗水能力较差，透水性较强，稳定性较差，在水库高水头的长期作用下，隧洞围岩漏水严重将危及大坝安全。输水洞综合评价为结构不安全，与安全鉴定结论一致。5.5其它永久工程1.上坝防汛公路为简易乡村道路,路基宽度不一，路面为黄土路面。遇雨水泥泞，难以通行，影响防洪安全。2.上游坝坡干砌石护坡及垫层，经过长期运行，垫层部分被掏空，以致干砌块石坍踏沉陷。3.排水棱体后边坡被填料掩埋，排水棱体没有充分发挥其作用。5-19 4.大坝监测设施缺乏，大坝没有设任何变形和坝基渗流测压观测设施，不能有效监测大坝运行状态，不满足规范要求。5-20'