CN106096203B - 一种枢纽大坝的基底施工方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种枢纽大坝的基底施工方法，包括先挖除中低水头坝直接持力层中的软弱地层，然后再按照中低水头坝的埋深对基底进行挖掘的施工步骤；其中，中低水头坝的埋深按以下步骤确定：a、根据工程设计要求，确定下游水深、护坦末端最大单宽流量以及上下游的水位差，初步计算中低水头坝的理论埋深；b、对坝下区域的基岩进行取样测试分析，获取基岩的抗冲流速；c、计算坝下区域在自然状态下的最大冲刷深度；d、根据坝下区域的冲刷深度对中低水头坝的理论埋深进行修正，确定中低水头坝的埋深为冲刷深度与理论埋深之和。本发明具有能够准确预知坝下局部冲刷的深度，合理布置水工建筑物的埋深，提高水电枢纽工程的使用寿命等优点。

Description

一种枢纽大坝的基底施工方法

技术领域

本发明涉及中低水头坝防护领域，特别的涉及一种枢纽大坝的基底施工方法。

背景技术

随着我国拦河闸坝工程的日益增多，修建水电工程所引起的问题也越发得到关注。在中低水头的水电枢纽中，上下游水位存在一定的水位差产生，下泄水流往往具有很大的流速，并且携带了较大的能量。这些巨大的能量如果得不到消散，就会对下游河床、河岸进行冲刷，而下游河段的覆盖成大多也是冲积形成，抗虫能力较差，河床就会冲刷成坑，当这些冲刷坑的位置距离水工建筑物太近，并且坑深较大时，就会对闸坝工程产生破坏作用，严重影响水电枢纽工程的使用寿命。目前，设计单位也很难对坝下最大冲刷深度和冲刷坑形态进行比较准确的计算，往往造成建筑物的部分或整体遭到严重破坏，造成巨大经济损失，同时还给下游人民的安全带来威胁。据不完全统计，在我国的103座大中型水电枢纽当中，由于各种原因导致水工建筑物发生破坏的67座，其中因为冲刷破坏的就有58座，分别占总数的65％和56.7％。

平原及山区河流上应用最为广泛的水电枢纽工程就是中低水头的闸坝工程，它一般由冲沙闸、泄水闸坝、船闸和电站等建筑物组成。闸坝基本都建在覆盖层较厚的沙砾石河床上，泄水闸一般具有水头低、流量大、消能率低、弗氏数低的特点。郭子中(1982)在对底流消能的研究中发现，当Fr<4.5时，消能率一般在20％～40％之间，导致坝下水流紊动剧烈，造成河床容易冲刷成坑。经过多年的研究，大单宽流量、低水头、低佛氏数水跃的消能防冲问题及枢纽下游冲刷深度的准确预测依然是当今水利专家难以解决的重要问题(2008，2010)。设计单位在进行水电枢纽工程的设计时，准确的预知坝下局部冲刷的深度，合理布置水工建筑物的结构与埋深，将大大减小枢纽运行后被水毁的风险。

目前，中低水头的水电枢纽在我国属于遍地开花的态势，对于坝下局部冲刷深度的研究也显得越来越迫切。影响坝下局部冲刷深度的因素很多，并且它们相互之间的关系非常复杂。在以往的研究中，为了把问题简单化，往往只考虑一两个主要因素，针对某个方面进行定向研究，但这种简化后的计算模式往往只能针对某一特定工程，已经不能满足现在广泛的工程需求。

发明内容

针对上述现有技术的不足，本发明所要解决的技术问题是：如何提供一种能够准确预知坝下局部冲刷的深度，有利于合理布置水工建筑物的结构与埋深，提高水电枢纽工程的使用寿命的枢纽大坝的基底施工方法。

为了解决上述技术问题，本发明采用了如下的技术方案：

一种枢纽大坝的基底施工方法，包括先挖除中低水头坝直接持力层中的软弱地层，然后再按照中低水头坝的埋深对基底进行挖掘的施工步骤；其特征在于，所述中低水头坝的埋深按照以下步骤确定：

a、根据工程设计要求，确定中低水头坝的下游水深h₀、护坦末端最大单宽流量q以及上下游的水位差H，初步计算中低水头坝的理论埋深a；

b、对坝下区域的基岩进行取样测试分析，获取基岩的抗冲流速V_c；

c、计算坝下区域在自然状态下的最大冲刷深度h_p，采用如下公式进行确定：

h_p＝1.471q^0.256h₀ ^0.713H^0.031V_c ^-0.256-h₀

d、根据坝下区域的冲刷深度h_p对中低水头坝的理论埋深a进行修正，确定中低水头坝的埋深为冲刷深度h_p与理论埋深a之和。

这样，即使中低水头坝的坝下区域的冲刷深度达到最大冲刷深度h_p，中低水头坝仍然有足够的理论埋深，从而能够提高中低水头坝的抗冲刷能力，提高电枢纽工程的使用寿命。

综上所述，本发明具有能够准确预知坝下局部冲刷的深度，有利于合理布置水工建筑物的结构与埋深，提高水电枢纽工程的使用寿命等优点。

附图说明

图1为本发明中坝下区域的冲刷深度示意图。

图2为最大冲刷坑水深T的计算值与实测值的对比图。

图3为最大冲刷深度h_p的计算值与实测值的对比图。

图4为最大冲刷坑水深T采用沙塔克利公式的计算值与实测值的对比图。

图5为最大冲刷坑水深T采用水闸设计规范公式的计算值与实测值的对比图。

图6为最大冲刷坑水深T采用毛昶熙公式的计算值与实测值的对比图。

图7为最大冲刷坑水深T采用岗恰罗夫-罗欣斯基公式的计算值与实测值的对比图。

图8为各公式计算结果与潼南模型试验成果冲刷坑水深比较图。

图9为各公式计算结果与利泽模型试验成果冲刷坑水深比较图。

图10为各公式计算结果与潼南模型试验成果冲刷坑深度比较图。

图11为各公式计算结果与利泽模型试验成果冲刷坑深度比较图。

图12为单宽流量q对冲刷深度h_p的影响分析图。

图13为上下游水位差H对冲刷深度h_p的影响分析图。

图14为下游水深h₀对冲刷深度h_p的影响分析图。

图15为单宽流量q、上下游水位差H及下游水深h₀对冲刷深度h_p的影响对比分析图。

具体实施方式

下面结合附图对本发明作进一步的详细说明。

1、坝下区域的冲刷深度公式的推导

如图1所示，坝下局部冲刷的影响因素众多，总的概括表现在水流运动条件和基岩抗冲能力两个方面。由于坝体拦沙的影响，泄水闸下泄水流为清水，因此不考虑下泄水流中所含少量泥沙对坝下局部冲刷深度的影响。

通过对坝下局部动床冲刷定义的分析，结合前人在这一方面的一些研究现状，将影响中低水头坝下局部冲刷深度的主要因素概括为以下两个方面：

1、水流条件包括下游水深h₀、护坦末端最大单宽流量q以及上下游的水位差H；

2、基岩抗冲能力用基岩的抗冲流速(不冲流速)V_c。

因此，可用以下的函数形式来表示坝下局部冲刷水深：

F(T,q,h₀,H,V_c)＝0 (1)

h_p＝T-h₀ (2)

式中，T和h_p分别表示坝下局部最大冲刷坑水深和最大冲坑深度。

1.1、公式推导

由于式(1)中的变量较多，并有量纲，处理起来比较麻烦，需要通过因次分析把这些变量转化为无量纲参数。

因次分析的结果与所选择的基本变量有关，这里我们选取h₀、V_c为基本变量，用它们去表示其他变量，并根据量纲和谐原则，可建立如下无量纲的函数关系式：

将(3)建立的量纲和谐的坝下局部冲刷水深计算公式一般写作无量纲参数n次方的乘积形式，即

将式(4)化简可得到如下的坝下局部最大冲刷坑的水深：

因此，坝下局部最大冲刷深度：

1.2、参数率定

为求得式(5)与式(5)中y₀、y₁、y₂、y₃、y₄这5个系数，现将式(4)的等式两边同时取对数，转化为多元线性关系式，采用多元线性回归分析方法确定有关系数和指数。

运用线性回归模型结合SPSS统计分析软件，研究坝下局部冲刷水深与护坦末端最大单宽流量q、下游水深h₀、上下游水位差H、基岩抗冲流速V_c之间的关系。假设的线性回归的模型为W＝a+bX+cY，其中W代表X代表Y代表回归分析中所需要的数据数据系列由收集到的9个中低水头坝下局部动床冲刷试验的水工模型资料来计算，包括有：当卡水电枢纽水工模型、草街水电枢纽水工模型、犍为水电枢纽水工模型、巨亭水电枢纽水工模型、锁儿头水电枢纽水工模型、麒麟寺水电枢纽水工模型、偏桥水电枢纽水工模型、黄丰水电枢纽水工模型、那吉水电枢纽水工模型，的实测坝下局部冲刷资料。

这些所收集的资料涵盖的各水力要素的范围较广(表1)，随机从这些实测资料中抽取50项对公式(6)进行线性回归分析，其余资料用于公式的验证。

表1各水力因素的涵盖范围

Table2.1 Coverage of each hydraulic factors

水力因素	涵盖范围
		冲刷坑水深T(m)	3.94～33.60
冲坑深度h<sub>p</sub>(m)	1.92～13.20
		单宽流量q(m<sup>2</sup>/s)	9.46～132.22
上下游水位差H(m)	0.04～18.05
		坝下稳定水深h<sub>0</sub>(m)	1.19～21.95
抗冲流速V<sub>c</sub>(m/s)	1.04～5.58

基于最小二乘法，运用SPSS软件对随机抽取的实测资料进行线性回归分析，得到回归模型的相关系数与公式(4)的各个参数(表2)。

表2回归系数表

Table2-2 Regression coefficient

从上表可知：回归模型的相关系数R＝0.798，，说明回归模型线性拟合好，各因素间可建立较好的线性方程。

拟合回归方程各因子的参数：

ln(x₀)＝0.367，x₁＝0.286，x₂＝0.038

因此，坝下局部冲刷水深回归方程为：

式中：T表示坝下局部冲刷水深，q表示护坦末端单宽流量，H表示上下游水位差，h₀表示下游水深，V_c表示基岩抗冲流速。

为简化计算，上式可换算成：

T＝1.443q^0.286h₀ ^0.676H^0.038V_c ^-0.286 (9)

从式(9)中可以了解到，各个因子对中低水头坝下局部冲刷水深的影响程度是：下游水深h₀最大，其次是单宽流量q和抗冲流速V_c，上下游水位差对冲刷水深的影响最小。

所以坝下局部最大冲刷深度：

h_p＝1.471q^0.256h₀ ^0.713H^0.031V_c ^-0.256-h₀ (10)

2、公式验证

2.1、公式验证与比较

采用前期收集到的80组水工模型资料除用于公式推导所随机抽取的50组数据外的30组数据进行推导公式的验证。这些资料包括：高翔等人在考虑河床地址条件、泄水闸结构与泄水特点的综合影响，设计了巨亭水电站的闸坝断面模型，用以研究闸坝式水电站下游的局部冲刷问题，并以试验结果推导了用以计算闸坝式水电站坝下局部冲刷深度的新公式，同时通过黄丰、锁儿头、偏桥、麒麟寺水电站的坝下局部冲刷深度验证该公式在应用于计算此类水电站坝下局部冲刷深度时的可行性；刘向宇等人在研究当卡水电站坝下局部冲刷的问题时，推导了适用于该处的坝下局部冲刷深度公式，并于实测结果取得了较好的吻合度；石磊等人通过草街水电枢纽动床冲刷试验证明了闸下局部冲刷与枢纽建成后整体河床变形密不可分的关系；孟翔玮等人采用1:30的水工模型进行那吉水电枢纽坝下局部冲刷试验，并提出了坝面曲线及消能工的优化方案，用以改善消力池水流条件、减小了冲刷；西南水运工程科学研究所在进行犍为水电枢纽整体水工模型试验的同时设计了动床冲刷试验，用以研究坝下局部冲刷深度。验证资料特征值见表3。

表3验证资料特征值表

根据各项水力数据代入推导公式求得坝下最大冲刷水深与最大冲刷深度的计算值，并于模型实测的数据进行比较，结果见图2和图3。

从图2和图3可以看出，坝下局部最大冲刷水深与最大冲刷深度在推到公式理论计算值与模型实测之间的误差都比较小，验证数据点群基本都分布在对角线附近。最大冲刷水深与最大冲刷深度的计算值与实测值的相关性都比较高，其R²的值分别为0.9183与0.7514，说明推导公式的精确度比较高。

为进一步判断公式在用于计算时的可靠性，选取前文提到的适用性较广的沙塔克利公式、水闸设计规范公式、毛昶熙公式与岗恰罗夫-罗欣斯基公式对推导公式验证所采用的30组数据进行验证计算，将得到的最大冲刷水深的计算值与模型实测值相比较，并与推导公式进行对比，综合分析推导公式与其他公式在计算山区河流坝下局部冲刷水深时的优劣性。比较结果见图4～图7。

由图4～图7可知，在计算坝下局部冲刷水深时，沙塔克利公式、水闸设计规范公式、毛昶熙公式与岗恰罗夫-罗欣斯基公式的相关系数R²值分别为0.5669、0.497、0.7649、0.5861，没有推导公式的R²值大，说明推导公式计算得到的坝下局部最大冲刷水深值相比其他公式更接近模型实测值，推导公式的可靠性更高。

2.2、误差分析

为了进一步验证推导公式的精度，对沙塔克利公式、水闸设计规范公式、毛昶熙公式、岗恰罗夫-罗欣斯基公式与推导公式的验证计算结果进行误差分析,表4所列为误差分析结果。

表4公式验证误差分析表

Table2.5 Comparison of error by formula

注：散点比率10％指误差小于10％的散点的比率，散点比率20％指误差小于20％的散点的比率，下同。

根据表4的误差分析结果可知，对验证数据进行计算时，沙塔克利公式、水闸设计规范公式、毛昶熙公式的平均误差分别为33.6％、38.79％、18.99％、33.34％，其中误差小于10％的散点所占的比例分别为20％、10％、33％、10％，误差小于20的散点所占的比列分别为30％、23％、43％、30％，从各方面都反映这3个公式在计算坝下局部最大冲刷水深时的误差相对较大。采用推导公式对验证数据进行计算时，理论计算值与模型实测值的平均误差为11.38％，误差小于10％的散点所占的比列为63％，误差小于20％所占的比例为83％，验证结果好于其他三个公式。由此可见，相对于其他公式而言，文中推导的山区河流坝下局部冲刷公式的误差更小，精度更高，可用于估算山区河流坝下局部冲刷深度。

考虑基岩抗冲能力与坝下稳定水深的影响，引入抗冲流速(V_c)和下游水深(h₀)，结合护坦末端最大单宽流量(q)、上下游水位差(H)，采用量纲分析的理论，结合最小二乘法，根据收集到的实测水工模型资料进行参数率定，得到新的计算山区河流坝下局部最大冲刷冲刷水深的公式。并通过部分剩余的模型实测资料验证了公式的精确度，与其他公式的计算结果进行对比，误差更小。

3、坝下局部动床冲刷试验

3.1、潼南航电枢纽坝下局部动床冲刷试验

潼南航电枢纽位于涪江中下游河段，在潼南县城涪江大桥下游约3km的河段处，区内河谷两侧略不对称，呈宽阔“U”型，两岸山坡地形坡角30°～45°，局部缓坡约10°～15°。河谷底宽240m～340m，河床面高程221.2m～228.2m，237.2m处河谷宽373m。

河床主要为砂卵砾石层，厚度小于3m，部分河床第二岩组强风化基岩直接出露，强风化较薄。砂卵砾石层呈松散状，其下呈稍密状，偶夹漂石，无架空现象，未发现连续分布的砂层，且下部含泥量较高。岸边表层为冲洪积的粉土、粉质粘土，厚度为0.2m～1.3m，松散堆积；下部一般为砂卵砾石层，夹漂石，密实度较高。

泄水闸坝基础由侏罗系中统上沙溪庙组上段第二岩组的粉细砂岩、细砂岩组成，夹粉砂岩、泥质粉砂岩。第四系松散堆积层主要分布在河床、漫滩、阶地(I级)和两岸坡脚及缓坡低洼地带。

实验时，先制作试验模型，模型制作以断面板法为主，同时辅等高线法相配合。模型底部填筑块石与河沙混合料，表层采用水泥砂浆抹面进行硬化处理，泄洪闸及电站等枢纽主要过水建筑物由聚氯乙稀塑料板制作。在模型平面上用三角网进行控制，高程由水准仪进行测定。制模河段全长约6.5km，共塑造了92个断面控制河道地形，模型断面间距约60cm左右。对局部地形变化较大的河段和部位适当加密断面板，并以辅等高线法相配合，以能准确控制河床地形。制模过程中严格控制精度，制模结束后进行了系统的检验，以确保模型平面误差小于±0.5cm(模型值)，高程误差小于±1mm(模型值)，且不存在系统误差，从而保证了模型与原型达到几何相似的要求。达到了《内河航道与港口水流泥沙模型技术规程》JTJ-2002规定的几何相似精度控制指标。

潼南枢纽采取的消能方式是底流消能，在泄洪冲沙闸下布置有消力池及辅助消能工，消力池的容量即池长和池深。但在实际工程中，由于经济等因素的限制，不可能把消力池做到足够大，因此往往出池水流仍具有一定能量，水流仍具有急变流的特征，余能的耗散依靠水流冲刷河床增加沿程摩阻来达到。实际中消力池下游的河床在天然情况下是由沙卵石和岩石组成的可动边界，在水流的作用下，将会发生变形，形成各种形状的冲刷坑，出池水流的流动边界将会发生显著变化，其流动边界不但上部水面是个自由面，其下部床底也是可变的，使问题变得十分复杂，在工程上急需解决的问题是河床变化的情况，河床在出池水流作用下形成冲刷坑的深度、范围和位置是工程上最关心的，这对于工程防冲措施的确定、对于工程安全是至关重要的。由于问题的复杂性和重要性，本次试验以潼南枢纽终结布置方案为基础制作模型，同时扩大动床范围，验证闸下游河床冲刷的范围和冲坑深度，为下游河床防冲设计提供可靠的基础依据。

在考虑改善枢纽泄洪冲砂闸的泄流条件，提高出闸水流的消能效果的情况下，对泄洪冲沙闸及下游消能工进行了一些优化布置：

(1)泄水闸段分厢：调整第6孔与第7孔闸之间施工纵向围堰上下游保留长度和高程，闸上游纵向围堰保留60m长，高程降低至236.20m；闸下纵向围堰保留90m，末端至消力池尾坎以后坝0+115.5m，顶高程降低至235.00m。在第12孔和13孔闸之间下游设长60m，末端至坝0+85.50m，顶高程235.0m的纵向隔墙，将泄洪冲砂闸下游分为三厢。

(2)增设消力池：枢纽消能设防的重点主要是在上游来流量Q<5500m³/s的时段，这时库水位高，泄流量大，下游水位低。为此，在中厢(即第7至12孔闸)下游设置双排消力墩及消力池，消力池长40m，池深3.5m，池底高程221.50m，池内设一排T形消力墩，墩顶高程224.50m，消力池末端设差动式尾坎(也可采用整体式连续坎)，尾坎顶高224.50m，尾坎嵌入中风化砂岩以下3.0m，尾坎后设块石防冲槽，槽内埋设重量不小于500kg的块石体(混凝土块)，其后以1:10缓坡与下游河床相接。

3.1.1、闸下游局部动床模型设计

为能反映消力池下游河床在水流作用下的冲刷情况及冲刷对下游引航道通航条件的影响，根据对闸下消能效果的分析，拟定动床范围包括电厂下游，泄洪冲砂闸下游至船闸下引航道口门河段，横向最大宽4.5m，长5.5m有效面积约24.75m²，(相当于原型宽450m，长550m面积约24.75万m²)，该范围能够完全包括枢纽不同运行工况下闸下游可能的冲淤情况。

电厂尾水池下游开挖平台高程为224.00m，泄洪冲砂闸下游开挖平台高程为226.00m。枢纽中部泄水建筑物18孔泄洪冲砂闸下游河床，其顶面有沙卵石覆盖层，层厚一般0～3m，其下层为砂质粘土岩夹长石细砂岩、粉砂岩组成。因此，模型冲料设计按上述二层要求设计。

(1)沙卵石层模型冲料设计

工程河段无实测推移质泥沙资料，因此根据上游遂宁过军渡电站的设计资料，河床质中值粒径为28.0mm，平均粒径为44.0mm，最大粒径200mm。沙卵石层模型冲料选用中梁山精煤加工，由粒径比尺可求出模型河床质组成特征值：

dm₉₀＝14.66mm dm₅₀＝4.66mm dm₂₅＝1.68mm

由河床质级配曲线选配模型冲料，鉴于细颗粒泥沙在冲刷中的作用较小，因此，在泥沙级配中重点保证d₅₀相似。

(2)岩石河床冲料的设计

潼南枢纽河段沙卵石覆盖层较浅，沙卵石抗冲流速低，在冲刷初始阶段将会很快被冲刷光，下层基岩将暴露处于受冲部位，因此，在冲刷模拟中岩石冲刷必需加以考虑。

岩石冲刷机理较为复杂，模拟方法一般以岩石抗冲流速为标准，采用散粒体法进行模拟试验。

根据相关资料分析闸下河床岩石的抗冲流速为3.5～4.0m/s。通过分析了坝址河段基岩的组成，并参考了国内外已建类似工程的原型观测资料，认为潼南坝址河床的抗冲流速采用V_c＝4.0m/s，仍是偏于保守的。

基岩的冲刷材料选择采用当量粒径法，计算出散粒体粒径，用砾石进行模拟，散粒体粒径可用下式进行换算：

式中：V_c表示基岩的抗冲流速，m/s；K表示系数，一般取5～7，本处取6；d_p表示当量粒径。

将V_抗和K带入式(11)计算得到散粒体的当量粒径：根据模型比尺将散粒体当量粒径换算成模型的冲料粒径：因此，模型冲料选择γ_s＝2.65t/m³，γ₀＝1.80t/m^3，中值粒径为0.0044m砾石。

在进行试验时，首先采用专用管道向闸下游河床充水，待动床模型沙浸泡密实，且尾水基本达到设计尾水位后，再开启闸门进行正式冲刷试验。冲刷时间根据以往的经验和实践，每次冲刷模型上控制在2.5～3.5小时，相当于原型22.4～31.3小时，冲刷坑深度已接近稳定冲深。

此时停水进行冲深测量，测定冲坑深度、冲坑位置及大小，测量采用等高线法，并用照相记录。

局部冲刷试验条件见下表5。

表5局部冲刷试验条件表

动床冲刷试验进行了上游来流量Q＝1830m³/s、2500m³/s、3005m³/s、4500m³/s和9000m³/s、15200m³/s、23700m³/s等7级流量7种运行工况的冲刷试验，主要试验成果列于表6中。

表6局部冲刷试验成果表

通过动床冲刷试验可以发现：

(1)潼南枢纽坝下河床局部冲刷深度与泄水闸下泄单宽流量的大小、上下游水位差以及闸门开度有关。最大冲刷深度发生在Q＝4500m³/s时，此时库水位236.20m，通过控制泄洪冲砂闸闸门的开启，使下泄流量较为集中，单宽流量较大，导致坝下局部河床冲刷相对较深，达到最大的5.30m。

(2)在试验过程中通过观察发现：冲刷过程是分阶段进行的。冲刷发生的初始阶段，河床表层的沙卵石层在很短的时间内就被出池水流冲刷殆尽，随后开始对河床基岩造成冲刷，冲刷速度也越来越慢。为了更好的研究河床的冲刷过程，试验过程中对Q＝4500m³/s时的下游冲坑进行了定点观测。通过观测发现：在冲刷开始的9～13分钟(相当于原型1.48～2.23小时)内，河床表层的沙卵石层几乎被冲光；在冲刷开始大概45分钟(相当于原型7.45小时)左右时，冲刷坑坑底的高程已达222.0m，此时冲深为4.00m，大约占总深度的75％，之后的冲刷过程更加缓慢，直到冲刷时间达到3小时(相当于原型30小时)，此时冲坑深度达到5.3m，冲刷坑处于平衡的状态，出池水流不再对坝下局部河床造成进一步的冲刷。

(3)当泄水闸敞泄时，上下游水位差快速减小，导致下泄水流对河床的冲刷减小，说明坝下局部冲刷深度与上下游的水位差成正比。例如在流量Q＝23700m³/s时的最大冲深为3.40m，仅为4500m³/s流量闸下游河床冲深的64％。冲坑深度减小了1.90m。

(4)通过在试验过程中的观察发现，消力池隔流墙的尾端往往会集中大量流量，引起该处的单宽流量较大，从而导致隔流墙的下游形成较大冲刷。

3.2、利泽航运梯级坝下局部动床冲刷试验

利泽航运枢纽工程位于重庆合川市利泽乡上游约3.5km的嘉陵江干流上，坝址以上控制集雨面积81100km²。占嘉陵江流域的50.7％，工程上下游分别为桐子壕和草街航运枢纽。工程正常蓄水位为210.725m，水库总库容为6.19亿m3，电站装机容量74MW(4×18.5MW)，船闸设计通过能力为2×500t，为II等工程，其永久性主要建筑物为2级，次要建筑物为3级，临时建筑物为4级，是以航运为主，兼顾发电等水资源综合利用的航运枢纽工程。枢纽主要永久性建筑物泄洪冲砂闸、船闸闸首及闸室、电站厂房、门库段、左右岸连接段等均为2级建筑物，洪水标准为100年一遇洪水设计，1000年一遇洪水校核；次要永久性建筑物导墙、拦沙坎、船闸导航墙和靠船墩等均为3级建筑物，洪水标准为50年一遇洪水设计，500年一遇洪水校核；消能防冲建筑物洪水标准为50年一遇洪水设计。

枢纽主要建筑物有船闸、泄洪冲沙闸、电站厂房、鱼道、左、右岸挡水坝等，通航建筑物为IV级航道，通过500t级船舶，船闸有效尺度采用120×16×3.0m(长×宽×槛上水深)；泄洪冲沙闸位于河床中央，设14孔，闸孔净宽14m，型式为宽顶堰，堰顶高程200m，工作门选用平板钢闸门，采用固定卷扬机启闭。发电厂房为河床式，布置在河床的右侧，安装4台灯泡贯流式水轮机组。鱼道布置在河床右岸，采用隔板式鱼道，池宽3m，池长4m，底坡1:60，进口及集鱼系统位于厂房尾水出口右侧，出口位于上游厂房进水渠右侧。两岸挡水坝段顶宽9m，左岸重力坝段长77m，右岸连接坝段长20m。枢纽坝段总长556.9m，坝顶高程为238.50m。

泄洪冲砂闸14孔，每孔孔口宽14m，泄洪冲砂闸基本位于主河槽位置。闸门挡水高度12.3m，闸底板高程200.00m，建基面高程194.50m，闸基均置于弱风化砂岩上。墩顶高程238.50m，闸室长120m，闸顶交通桥宽10.0m(其中行车道宽7m、两边人行道宽共1.5m)，布置在闸室上游侧，连接左右两岸交通。右7孔闸后设长41.00m的消力池，采用底流消能，右11孔闸下设长102.00m消力池，采用面流消能。末端设大卵石防冲槽。闸室底部设一排防渗帷幕，帷幕间距2.0m，帷幕深入相对隔水层(单位吸水率小于5Lu)以下5m。

利泽枢纽坝址地处嘉陵江干流利泽镇作坊院子～锅盖石河段，区内河谷断面呈宽缓不对称的“U”型谷，左岸陡右岸缓，左岸为基岩岸坡，坡度一般30～50°，右岸有阶地分布，呈台阶状地形，地势相对平缓，总体坡度15～20°。河床堆积物为含漂卵砾石夹砂，漫滩堆积物上部粉土，下部为含漂卵砾石夹砂。厚度变化较大。

坝址左岸船闸轴线内侧为0.25～2.5m厚的粉土，轴线外侧为0～2.5m厚的砂卵石；堆石坝(龙埂)以左的漫滩一带，地表分布2～7.25m厚的含漂卵砾石夹砂层；泄洪冲砂闸地段零星分布0.3～1.0m厚的砂卵石，右岸分布厚2～6.5m厚的粉土。

闸坝下游河床砂卵石厚度0.0～6.76m，结构松散，砾卵石的磨圆度和球度均较好，砾卵石之间的孔隙率偏大，主要由中细砂充填，密度偏小，抗冲刷能力弱；下伏基岩为粉砂质泥岩或砂岩，强风化带岩体厚度0.0～4.5m，其岩性软弱，且裂隙发育、呈碎裂结构，完整性差、透水性较强、强度低、抗冲刷能力较弱，同样需采取抗冲刷保护措施，建议抗冲流速5～6m/s。

利泽枢纽模型在综合考虑改善枢纽泄洪冲砂闸的泄流条件，提高出闸水流的消能效果，改善电厂进水及尾水水流和防沙条件以及改善船闸上下游引航道口门区布置及通航水流条件等多方面的因素，在泄流消能防冲方面进行了多方面的优化：

(1)为改善枢纽闸门的运用条件，有利于枢纽下游消能防冲和重点设防的布置以及下游引航道口门区水流条件的改善，利用施工混凝土纵向围堰将消力池分为四厢。泄洪冲砂闸最左1^#、2^#为第I厢，3^#、4^#、5^#、6^#、7^#为第II厢，8^#、9^#、10^#、11^#、12^#为第III厢，最右13^#、14^#两孔为第IV厢，本I、II、III、IV相邻两厢之间下游设长60m，末端至坝0+88m，顶高程208.0m的纵向隔墙，将泄洪冲砂闸下游分为四厢。

(2)为改善闸下游的消能条件，稳定水跃，降低出消力池水流流速，减小下游河床冲刷，推荐方案降低了经常运用的II、III厢消力池底板，消力池底板高程由197.0m降低到196.0m；并将第II、第III厢消力池池长延长10m，消力池末端至0+88m；同时在II、III厢消力池内增设单排T型消力墩，T型消力墩尺寸3.5m*3.5m*5.5m(高*宽*长)。

(3)结合闸室分厢和下游消力池重点设防的消力布置，优化泄洪冲砂闸的调度方案，在上游来流量Q<7000m³/s时，采用第II、第III闸厢，闸门局部开启或间隔开启方案。

3.2.1、闸下游局部动床模型设计

为完全反应枢纽不同运行工况下闸下游可能出现的冲淤情况，并同时考虑消力池下游河床在水流作用下的冲刷情况及冲刷对下游引航道通航条件的影响，拟定动床范围包括电厂下游，泄洪冲砂闸下游至船闸下引航道口门河段，横向最大宽6m，长6.5m有效面积约39m²，(相当于原型宽600m，长650m面积约39万m²)。

(1)沙卵石层模型冲料设计

嘉陵江是一条多沙河流，工程河段推移质无实测资料，根据北碚河段河床质取样分析，采用爱因斯坦公式计算得北碚河段多年平均推移质输沙量为12.48万t。再根据嘉陵江利泽河段床沙颗粒级配表(表7)所列资料，采用修正后的窦国仁公式计算，得到利泽坝址丰、中、枯年的推移质沙量年平均约为5.2万t，最大推移质沙量约为6.4万t(丰水年)。

表7嘉陵江利泽河段床沙颗粒级配表

沙卵石层模型冲料选用中梁山精煤加工，由粒径比尺可求出模型河床质组成特征值：

dm₉₀＝10.54mm dm₅₀＝4.43mm dm₃₀＝1.82mm

由河床质级配曲线选配模型冲料，鉴于细颗粒泥沙在冲刷中的作用较小，因此，在泥沙级配中重点保证d₅₀相似。

(2)岩石河床冲料的设计

利泽枢纽模型岩石河床冲料设计采取与潼南模型相同的散粒体当量粒径模拟法，以岩石的抗冲流速为标准模拟岩石的冲刷机理。

前文中已经提到坝址区河床岩石的抗冲流速为5.0～6.0m/s，通过分析坝址河段基岩的组成，并参考国内外已建类似工程的原型观测资料，认为利泽坝址河床的岩性较弱，裂隙发育，完整性较差，透水性较强，因此建议取其小值，抗冲流速采用V_c＝5.0m/s，较为合适。

根据公式(11)可以计算得到利泽坝址区基岩的当量粒径根据模型比尺将散粒体当量粒径换算成模型的冲料粒径：因此，模型冲料选择γ_s＝2.65t/m³，γ₀＝1.80t/m^3，中值粒径为0.0069m砾石。

在进行试验时，首先采用专用管道向闸下游河床充水，待动床模型沙浸泡密实，且尾水基本达到设计尾水位后，再开启闸门进行正式冲刷试验。冲刷时间根据以往的经验和实践，每次冲刷模型上控制在2.5～3.5小时，相当于原型22.4～31.3小时，冲刷坑深度已接近稳定冲深。此时停水进行冲深测量，测定冲坑深度、冲坑位置及大小，测量采用等高线法，并用照相记录。

局部冲刷试验条件见表8。

表8闸下局部冲刷试验条件表

动床冲刷试验进行了上游来流量Q＝2600m³/s、4300m³/s、5000m³/s、6750m³/s、10600m³/s和13300m³/s、16400m³/s、20500m³/s和24400m³/s共九级流量的冲刷试验，主要试验成果列于表9中。

表9局部冲刷试验成果表

通过分析动床冲刷试验成果可以发现：

(1)坝下河床局部冲刷深度与泄水闸下泄单宽流量的大小、上下游水位差和闸门开度等有关。最大冲刷深度发生在Q＝4300m³/s时，此时库水位210.725m，通过控制泄洪冲砂闸闸门的开启，使下泄流量较为集中，单宽流量与上下游水位差均相对较大，坝下局部河床冲刷相对较深，最大冲深达到4.50m。

(2)冲刷过程分阶段进行，在冲刷发生的初始阶段，河床表层的砂卵石层在很短的时间内就被出池水流冲刷殆尽，随后开始对河床基岩造成冲刷，冲刷速度也越来越慢。根据对第二组试验Q＝4500m³/s下游冲坑定点观测发现：在冲刷开始后10～15分钟(相当于原型1.67～2.50小时)，表层沙卵石层几乎全部被冲光，在冲刷开始后50分钟(相当于原型8.33小时)后，冲坑底高程已达196.4m，冲深已达3.6m，约占总深度的80％，以后冲刷就逐渐缓慢，直到冲刷3小时(相当于原型30小时)后坑深达到4.5m。

(3)在流量Q>6750m³/s全闸敞泄时，上下游水位差大幅减小，但同时单宽流量增大，受其综合影响，坝下局部冲刷深度有增有减，变化相对较小

(4)通过在试验过程中的观察发现，消力池隔流墙的尾端往往会集中大量流量，引起该处的单宽流量较大，从而导致隔流墙的下游形成较大冲刷。

综合考虑上游来流与河床地质对坝下局部冲刷深度的影响，进行潼南航电枢纽与利泽航运枢纽两个工程实例的坝下局部动床冲刷试验。运用合理的模型相似比尺制作水工模型，通过水面线验证和流速验证表明水工模型可以较真实、形象的反映原河床地形以及水流运动状态，其模拟结果可以用来反映该河段水流的实际运动状况与坝下局部冲刷情况。动床冲刷试验结果表明坝下河床局部冲刷深度受泄水闸下泄单宽流量的大小、上下游水位差和闸门开度等因素的综合影响，潼南枢纽与利泽枢纽的修建所引起的坝下局部最大冲刷深度分别为5.3m与4.5m，分别发生在Q＝4500m³/s与Q＝4300m³/s的流量下。

为了研究推导公式与现有的毛昶熙公式、水闸设计规范公式、岗恰罗夫-罗欣斯基公式在计算中低水头坝下局部冲刷深度上的优劣性，评价推导公式对中低水头坝下局部冲刷深度的预测效果，将推导公式的计算结果与动床冲刷试验成果、现有3个公式计算结果的平均值进行综合性的对比分析，结果见图8～11。

通过图8～11的推导公式计算结果与模型试验成果、现有公式平均值的比较发现：推导公式计算结果与模型试验成果更为接近；而现有公式平均值与模型试验值相差较大，且不同流量下的冲刷深度变化较为剧烈，导致图中出现陡升陡降的情况。通过对公式的结构分析发现：现有的毛昶熙公式、水闸设计规范公式、岗恰罗夫-罗欣斯基公式在对同一个模型的冲刷问题进行计算时，引起冲刷深度变化的主要因素只有单宽流量，由于泄水闸控制开度与泄流孔数，小流量下可能出现相对较大的单宽流量，中大流量下出现相对较小的单宽流量，导致现有公式在计算冲刷深度时，小流量下的深度偏大，大流量下的深度相对偏小；而论文中的推导公式充分考虑了单宽流量、上下游水位差与下游水深对坝下局部冲刷深度的综合影响，因此其计算结果相对更为平缓，与模型试验成果更为接近。

为了更直观的反映推导公式与现有公式在计算冲刷深度时误差，现以模型试验成果为基准，将推导公式与现有公式平均值进行误差分析，结果列于表10～13。

表10潼南枢纽冲刷坑水深误差分析表

注：误差1表示推导公式计算值与试验值差值的绝对值跟试验值的比值；误差2表示现有公式平均值与试验值差值的绝对值跟试验值的比值，下同。

表11利泽枢纽冲刷坑水深误差分析表

表12潼南枢纽冲刷深度误差对比表

表13利泽枢纽冲刷深度误差分析表

从表10～13的对比结果可以看出：推导公式的计算结果相比现有公式的的计算结果，误差明显偏小。对于潼南枢纽，推导公式计算得到的坝下最大冲坑处的水深与模式试验所得水深的误差较小，在1.21％～11.54％之间，平均误差只有4.49；与之相比，现有公式平均值的误差最小也在4.35％，最大的更是超过了15％，平均误差也达到了9.22％。根据冲刷水深计算出的最大冲刷坑的深度，推导公式的计算结果的平均误差只有13.5％，而毛昶熙公式、水闸设计规范公式、岗恰罗夫-罗欣斯基公式计算结果的平均值的误差达到32.86％。对于利泽枢纽最大冲坑处的水深，新的推导公式的误差在1.92％～7.10％之间，平局误差只有4.26％；而现有公式均值的误差在6.64％～22.83％之间，平均误差达到12.54％，接近推导公式平均误差的4倍；推导公式所得的最大冲坑的深度的平均误差是15.82％，比之现有公式计算均值的误差平均值的50.01％小得多。综合上述误差分析结果可知：论文中新推导的公式相比现有公式在计算中低水头坝下局部冲刷问题上更有优势，误差相对更小，冲坑深度的误差基本保持在20％以内。

4、影响因素分析

从上面推导公式在实际中的应用可以知道，推导公式的计算结果与模型试验成果较为一致，其误差相比其他现有公式来说更小，可靠性更高。但公式中各因素对冲刷深度的影响如何，为何推导公式的可靠性相对更高还有待进一步分析。

4.1单因素影响分析

对于同一个模型，其抗冲流速V_c往往取一定值。因此，文中从单宽流量q，上下游水位差H，下游水深h₀这3个方面分析各自对潼南和利泽坝下冲刷深度的影响。比较分析见图12～14。

从图12～14可以看出：坝下局部冲刷是一个非常复杂的问题，单宽流量q、水位差H与下游水深h₀作为单因素对比冲刷深度在走向上明显不一致，说明坝下局部冲刷深度是受单宽流量q、水位差H与下游水深h₀等因素的综合影响，当仅考虑其中一个因素时，结果会存在较明显的偏差。而现有的毛昶熙公式、水闸设计规范公式与岗恰罗夫-罗欣斯基公式在用于计算坝下局部冲刷深度时，都只主要考虑了单宽流量q对冲刷深度的影响，所以其计算结果对比模型试验成果的误差相对较大。

4.1、多因素综合影响分析

为进一步说明上述判断，将单宽流量q、水位差H与下游水深h₀这3个因素按推导公式的形式综合起来，与模型试验成果的冲刷深度进行比较分析。结果见图15。

从图15可以看出：按推导公式将3个因素的综合影响所计算出来的参数与模型试验成果在趋势走向上是比较一致的，进一步说明推导公式的可靠性，同时这也是推导公式计算结果的误差相对更小的原因所在。

通过结合两个枢纽动床冲刷试验的成果，将新推导的坝下局部冲刷公式与现有的毛昶熙公式、水闸设计规范公式、岗恰罗夫-罗欣斯基公式用于计算潼南和利泽坝下局部的最大冲刷深度，并与模型试验结果进行对比分析，发现推导公式计算的最大冲深的误差基本在20％以内，比之现有公式计算结果的误差更小，从而更进一步证明新的推导公式适用于计算山区河流中低水头坝下局部最大冲刷深度，且可靠性较高。从而能够帮助设计单位在进行水电枢纽工程的设计时，准确的预知坝下局部冲刷的深度，在对水工建筑物进行施工时，利用预知的坝下局部冲刷的深度对水工建筑物的埋深进行修正，在原来的理论埋深的基础上增加坝下局部冲刷的深度，对基底进行施工。这样，当枢纽大坝投入使用后，对坝下区域进行冲刷，即使冲刷的深度达到最大值，也能够保证枢纽大坝的埋深符合安全要求，大大减小枢纽运行后被水毁的风险，提高了枢纽大坝的使用寿命。

以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不以本发明为限制，凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。

Claims (1)

1.一种枢纽大坝的基底施工方法，包括先挖除中低水头坝直接持力层中的软弱地层，然后再按照中低水头坝的埋深对基底进行挖掘的施工步骤；其特征在于，所述中低水头坝的埋深按照以下步骤确定：

a、根据工程设计要求，确定中低水头坝的下游水深h₀、护坦末端最大单宽流量q以及上下游的水位差H，初步计算中低水头坝的理论埋深a；

b、对坝下区域的基岩进行取样测试分析，获取基岩的抗冲流速V_c；

c、计算坝下区域在自然状态下的最大冲刷深度h_p，采用如下公式进行确定：

h_p＝1.471q^0.256h₀ ^0.713H^0.031V_c ^-0.256-h₀

d、根据坝下区域的冲刷深度h_p对中低水头坝的理论埋深a进行修正，确定中低水头坝的埋深为冲刷深度h_p与理论埋深a之和。