300 m級心墻堆石壩筑壩關鍵技術研究

段 斌

(國電大渡河流域水電開發有限公司,成都 610041)

0 前 言

心墻堆石壩由于其對基礎條件具有良好的適用性、能就地取材和充分利用建筑物開挖料、造價較低及抗震性能好等優點，在世界水電工程建設過程中占有重要的地位，是各國廣泛采用的壩型。通過可行性研究階段壩型、壩線及樞紐布置格局比選和研究，雙江口水電站采用碎石土心墻堆石壩，最大壩高314 m，是中國西南高山峽谷地區河道上修建的超級高壩工程。由于雙江口大壩壩高已超過世界已建最高的大壩——塔吉克斯坦的努列克心墻堆石壩(壩高300 m)，以及中國已建的最高心墻堆石壩——糯扎渡大壩(壩高261.5 m)，且國內外缺乏300 m級心墻堆石壩的工程經驗，雙江口大壩工程建設已超出了現行規范規定和已有經驗的范疇[1]。因此，必須高度重視300 m級心墻堆石壩筑壩關鍵技術難題，開展深入研究和技術攻關，不僅為雙江口工程建設提供必要的技術支持，同時也為今后中國乃至世界300 m級心墻堆石壩筑壩技術發展奠定基礎。為此，可研階段開展300 m級土質心墻堆石壩的筑壩關鍵技術研究是十分必要的[2-5]。

1 工程概況及基本條件

1.1 工程概況

雙江口水電站是大渡河干流上游的控制性水庫，具有年調節能力[6]。電站裝機容量2 000 MW，多年平均年發電量77.07億kWh。工程樞紐由攔河大壩、引水發電系統、泄洪系統等主要建筑物組成。攔河大壩采用土質心墻堆石壩，壩頂高程2 510.00 m，最大壩高314 m，是目前世界在建的第一高壩，壩體填筑總量約4 400萬m3。雙江口水電站效果圖見圖1。

圖1 雙江口水電站效果圖

1.2 壩址地質條件

雙江口水電站壩址地形為兩岸較陡的“V”形河谷，河床覆蓋層深厚，大壩設防烈度為8度。壩址區出露地層巖性主要為可爾因花崗巖雜巖體。壩址區無區域性斷裂切割。除F1斷層規模相對較大外，主要由一系列低序次、低級別的小斷層、擠壓破碎帶和節理裂隙結構面組成；同時，兩岸巖體發育條數眾多、隨機分布的巖脈。壩址區河床覆蓋層一般厚48～57 m，最大厚度達67.8 m。

1.3 大壩方案擬定

在可研設計中，雙江口水電站碎石心墻堆石壩壩頂高程2 510.00 m，將心墻處覆蓋層挖除，心墻底部混凝土基座基礎高程2 196.00 m，混凝土基座橫河向寬45.28 m，順河向寬128.80 m。基座內設置基巖帷幕灌漿廊道(3 m×3.5 m)，最大壩高314 m，壩頂寬度16.00 m。上游壩坡為1∶2.0，高程2 430.00 m處設5 m寬的馬道；下游壩坡1∶1.90[6]。壩體典型設計見圖2、3。

2 面臨的筑壩技術難題

結合雙江口水電站工程特點，300 m級心墻堆石壩可研階段筑壩關鍵技術難題主要包括[7]：

(1) 近壩區筑壩材料特性及其對300 m級心墻堆石壩的適用性研究；

(2) 300 m級心墻堆石壩的壩體及壩基在各種工況下應力與應變分析；

(3) 300 m級心墻堆石壩壩殼對防滲心墻的“拱效應”作用及水力劈裂問題研究；

(4) 300 m級心墻堆石壩壩基防滲結構型式的選擇和安全可靠性分析；

(5) 300 m級心墻堆石壩壩基防滲體與壩體土質防滲心墻的連接型式選擇及接頭構造設計；

(6) 適應高應力、高水頭、大變形條件下300 m級心墻堆石壩的壩基防滲墻墻體材料研究；

(7) 壩體堆石料在高應力作用下的變形特性對壩體沉降及防滲結構的影響研究；

(8) 300 m級心墻堆石壩壩區滲流分析及控制方案研究；

(9) 300 m級心墻堆石壩在高地震烈度下的動力反應分析及抗震措施研究。

圖2 雙江口大壩壩體典型斷面圖 單位：m

圖3 雙江口大壩壩體軸線剖面圖 單位：m

3 主要研究內容及成果

3.1 筑壩材料特性研究

3.1.1 防滲土料改性試驗研究

(1) 經過對心墻防滲料的摻和方案及摻和料特性試驗研究，并結合現場碾壓試驗對摻和工藝、摻和參數以及摻和料特性的分析，雙江口水電站工程當卡料場土料推薦摻和比例(干重量比)為黏土∶花崗巖破碎料=50%∶50%。

(2) 室內及現場碾壓試驗研究成果表明，當卡料場上部黏土與花崗巖破碎料摻和后具有較好的力學性質，摻礫對強度的提高非常明顯。這表明，在摻礫料中，雖然礫石未能形成骨架，但已占有一定的體積，對摻礫料產生明顯的影響，摻礫料抵抗變形的能力比黏土大大提高。摻礫料工程特性能滿足雙江口300 m級心墻堆石壩對防滲土料的設計要求。

(3) 摻礫料壓實最優含水率在14.5%～5.4%(摻和比例100%∶0～30%∶70%)，經室內和現場摻和工藝研究，礫料應飽水后與土料進行摻和。以花崗巖破碎料浸潤狀態含水率為1%計算，不同摻和比例時摻礫料加權含水率為15.1%～5.2%，略高于最優含水率。50%∶50%摻比下，填筑最優含水率約為7.7%左右，而按土料場平均天然含水率15.1%及礫石料面干含水率1.0%進行加權，摻礫料的含水率約為8.8%，與最優含水率較為接近，有利于施工填筑。

3.1.2 防滲土料材料特性及試驗方法研究

(1) 提出了摻礫料固結排水剪切快速試驗方法，并進行了驗證，解決了大型三軸試驗進行心墻料固結排水剪切試驗時間太長的問題；進行了摻礫料等應力比應力路徑三軸試驗，揭示等應力比路徑下心墻料的應力應變規律，發現蓄水階段，心墻剪應變處于顯著回彈狀態；進行了摻礫料真三軸試驗，揭示心墻料的各向異性等應力應變規律，表明對不同的應力狀態，心墻料可能呈現出較為顯著的各向異性特征。

(2) 進行了非飽和心墻料的土水特征曲線試驗，確定相關模型參數；進行了接觸面應力變形特性試驗，揭示了接觸面等應力比路徑下變形、強度特性。

(3) 利用位移控制式單軸拉伸儀和土梁彎曲儀，對雙江口水電站心墻土料進行了系列的單軸拉伸、斷裂韌度和土梁彎曲試驗，系統地分析了壓實黏土拉伸應力應變特性及斷裂機理，建立了拉伸條件下壓實黏土的應力應變模型，揭示出斷裂區的大小和斷裂韌度可作為描述其裂縫擴展行為的重要指標。

3.1.3 堆石料材料特性及試驗方法研究

(1) 對堆石料進行了圍壓σ3不變的平面應變試驗，結果顯示，破壞時的偏應力要比常規三軸試驗大，且有更加明顯的軟化現象。

(2) 針對6種不同的初始應力狀態，分別進行堆石料3個主應力方向上的單向加荷試驗，結果表明堆石料應力誘導各向異性顯著，要準確反映堆石料的應力應變性質，應采用能反映各向異性的本構模型。

(3) 堆石料高應力下顆粒破碎特性研究表明，顆粒相對破碎率與塑性功基本符合雙曲線的關系；顆粒破碎的增加將導致堆石料的抗剪強度降低，峰值內摩擦角與顆粒破碎率之間近似呈線性關系，應力路徑對其影響較小。

3.1.4 堆石料濕化特性試驗及經驗模型研究

(1) 堆石料的“單線法”試驗和“雙線法”試驗得到的濕化變形量差別較大；由于“雙線法”沒有反映濕化過程，“單線法”得到的濕化變形量更為合理，在對堆石料的濕化變形進行研究時，應以“單線法”為主。

(2) 堆石料的濕化軸向變形隨濕化應力水平的增大而增大，并在濕化應力水平0.6～0.8附近出現拐點，在濕化應力水平0.6～0.8之后，濕化軸向變形隨濕化應力水平的增加而急速增大，而濕化軸向應變與圍壓的相關性不大；堆石料濕化體積應變與濕化應力水平和圍壓相關，這與細粒料的濕化變形是不同的，濕化體積應變隨濕化應力水平和圍壓的增加而增加。

(3) 提出了堆石料濕化變形的經驗公式，濕化軸向變形與濕化應力水平的關系可以用指數型函數擬合；濕化體積應變與濕化應力水平的關系可以用線性函數擬合，擬合曲線基本能反映堆石料的濕化變形特性。

(4) 堆石料的巖性對其濕化量的大小有重要影響，巖性越硬，其濕化應變量越小，巖性越軟，其濕化應變量越大。

3.1.5 堆石料流變特性試驗及經驗模型研究

(1) 三軸剪切流變試驗和K0狀態壓縮流變試驗成果具可比性，壓縮流變試驗可以視為單一應力水平的三軸流變試驗，它不能反映應力水平對堆石料流變的影響，進行堆石料的流變研究，宜采用三軸流變試驗。

(2) 雙江口水電站堆石料的流變量與時間關系仍可采用冪函數表達，其流變規律符合九參數模型。

(3) 從靜力試驗成果看，在試驗制樣干密度下上、下游壩殼料的強度指標差別不大，但從流變試驗成果看，由于上游壩殼料巖性較差，在長期荷載作用下，其顆粒破碎較大，較之下游壩殼料表現出較大的流變變形。

3.2 壩體及壩基變形與穩定分析理論和方法研究

3.2.1 考慮接觸特性的大壩數值分析

考慮接觸特性進行大壩數值分析時，在設置接觸面單元的局部部位會發生位移及應力的不連續現象，但這種差別的影響范圍僅發生在接觸界面附近一定范圍之內，對壩體總體的位移和應力分布影響不大。采用不同的接觸面模型，其計算結果均符合一般規律，且結果差別較小。

3.2.2 黏性土抗裂機理及計算理論研究

(1) 提出了壓實黏土拉伸狀態下的脆性斷裂模型和鈍性斷裂帶模型，通過將土體裂縫彌散于實體單元，考慮壓實黏土達到極限拉伸強度發生開裂后土體的各向異性，構造了平面應變條件下考慮壓實黏土脆性開裂過程的有限元算法。

(2) 提出了基于無單元法的壓實黏土彌散裂縫模型。通過將裂縫彌散到無單元法結點影響域中，并考慮壓實黏土張拉斷裂過程中的各向異性，構建了基于無單元法的裂縫彌散理論的計算模式和點插值無單元法與有限元法的耦合方法。

(3) 考慮黏性土抗裂機理的大壩數值分析表明，在壩體岸坡頂部發生的壩體橫向張拉裂縫主要由壩體后期變形所致的壩頂不均勻沉降所致，盡量減小壩體的后期變形是預防壩頂發生橫向張拉裂縫的主要措施。雙江口水電站心墻堆石壩設計方案壩肩不會發生橫河向張拉裂縫。

3.2.3 考慮濕化和流變效應的大壩數值分析

(1) 大壩濕化分析表明，濕化引起的上游壩殼的沉降要普遍比不考慮濕化時上游壩殼的沉降大。考慮濕化變形后引起指向上游的變形增加。由于濕化變形主要發生在上游壩殼內，對心墻的影響較小，故而對沉降最大值影響甚微。考慮上游壩體濕化后心墻各主應力極值均有所增加，主要原因是上游壩體的濕化下沉效應相當于在心墻與上游壩體接觸部位增加一定的壓力而引起主應力增大，故可減小心墻的拱效應。

(2) 當考慮壩體(包括心墻)的流變后，壩體豎向位移比不考慮流變時大壩的最大豎向位移增大，大壩的水平位移比不考慮流變時稍有增加，流變效應主要導致大壩產生沉降；流變對壩體的應力狀態影響很小[8]。

(3) 壩體濕化和流變綜合分析表明，壩軸向位移增量總體表現為由兩岸向河谷中央變形；上下游壩坡附近順河向位移增量總體表現為向上游側變形；上游壩殼料沉降大于下游壩殼料變形，最大沉降值也略微偏向上游。

3.2.4 考慮流固耦合的大壩數值分析

(1) 采用基于擬飽和土固結理論的流固耦合有限元計算方法，全面研究了心墻堆石壩在各種工況下的應力變形和滲流特性，對比分析了常用的鄧肯張E-B非線性模型和沈珠江雙屈服面彈塑性模型的表現，研究了大壩三維效應，考察了水力劈裂風險，提出了以有效小主應力為判斷指標，全面考慮壩殼和心墻的拱效應、壩體與岸坡的拱效應的水力劈裂判定方法。

(2) 因壩體填筑期歷時較長，故心墻料排水固結性能較好，壩體填筑期間已基本完成固結，僅心墻中部有少量超靜孔隙壓力。滿蓄期，庫水位上升至正常蓄水位后，心墻上下游之間的穩定滲流很快建立，心墻內的滲透力沒有導致心墻發生大的變形，滲透穩定性可滿足要求。考慮裂縫愈合效應，壩體黏性土料壩軸線上的垂直向應力及孔隙水壓力基本上都呈線性分布，且孔隙水壓力的量值絕大部分小于垂直向應力。分析結果表明，心墻的滲透穩定性可以得到保障，心墻、帷幕等滲控體系起到了很好的防滲作用。

3.2.5 心墻水力劈裂數值分析

(1) 總結了在土石壩水力劈裂發生機理方面的研究成果。除了堆石料對心墻拱效應之外，在土石壩心墻中可能存在的滲水弱面以及在水庫快速蓄水過程中所產生的弱面水壓楔劈效應是心墻發生水力劈裂的另一個重要條件。

(2) 將彌散裂縫理論和所建立的壓實黏土脆性斷裂模型引入水力劈裂問題的研究中，擴展了彌散裂縫的概念并與比奧固結理論相結合，推導和建立了用于描述水力劈裂發生和擴展過程的有限元-無單元數值仿真模型。

(3) 心墻水力劈裂數值分析表明，按照設計的蓄水方案和速度，大壩具有較大的抗水力劈裂安全度，心墻不會發生水力劈裂破壞。

3.2.6 非線性指標壩坡穩定分析及可靠度研究

(1) 隨壩高的加高，相同坡比的壩坡對應的壩坡穩定安全系數變小；隨壩坡的放緩，相同壩高的壩坡對應的壩坡穩定安全系數變大。為保證高壩的壩坡穩定可靠性水平，對于壩料基本為堆石料的面板堆石壩，可以采用放緩壩坡的方式加以解決；對于壩料組成較為復雜的土心墻堆石壩，尤其是建基于覆蓋層上的土心墻壩，尚需進一步研究，并采取綜合措施加以解決。要保證不同高度大壩之間具有一致的壩坡穩定可靠性水平，高堆石壩壩坡穩定允許安全系數可考慮按壩高分級設定標準。

(2) 研究的出的各工況下壩坡穩定最小可靠指標βmin和相應滑弧規律與安全系數分析結果基本一致，βmin均滿足水工統標要求。通過有限元強度折減法揭示了雙江口水電站堆石壩壩坡漸進破壞過程及其3個主要失效模式，獲得其壩坡穩定體系可靠指標βs=6.81(SELM)和βs=6.70(RSISM)，壩坡整體可靠水平較高。根據“建筑結構可靠度設計統一標準”進行可靠度評價，地震工況下，考慮大壩8度地震100年2%的條件概率下的大壩失效概率，壩坡穩定最小可靠指標滿足規范要求。

3.3 心墻堆石壩結構及分區設計

3.3.1 雙江口水電站心墻堆石壩布置型式比較

對比研究直心墻、斜心墻和弧形心墻3種方案，3種方案在地形地質條件的適宜性、樞紐建筑物布置條件、施工特性和施工條件等方面基本沒有大的差異[9-11]。通過滲流控制、壩坡穩定、壩體壩基的靜力與動力計算結果表明，3種方案均符合心墻堆石壩的一般規律，各量值相差不大，防滲心墻仍有較大的安全裕度。由于3種方案的基礎處理范圍、壩體填筑工程量等方面的差異，導致投資略有差異，直心墻方案投資最省。

3.3.2 深厚覆蓋層壩基防滲處理方案研究

對比直心墻壩方案心墻底部設置防滲墻和心墻底部全部挖除覆蓋層2種方案，從壩坡穩定性、滲流特性、應力變形特性及施工組織等方面綜合比較，經計算分析，宜將心墻底部覆蓋層全部挖除。

3.3.3 壩體填筑技術指標對壩體應力和變形特性的影響

采用5套計算參數，就不同的壩體填筑技術指標對壩體應力和變形特性的影響開展了研究。壩體三維靜力有限元應力變形分析表明，大壩直心墻方案的壩體材料和分區設計從應力和位移的角度看是合理的。此外，大壩上游堆石區在上部是否采用花崗巖料對大壩的應力及變形影響極小。

3.4 心墻堆石壩壩體動力反應分析及抗震措施研究

3.4.1 壩體材料及覆蓋層壩基動力特性試驗研究

在克服覆蓋層各砂礫石和透鏡體砂層的密度和級配確定、試驗合理模擬、橡皮膜嵌入影響、橡皮膜刺破，試驗成功率低等困難的情況下，首次成功進行了最高圍壓力3 000 kPa的大型高壓力和復雜應力條件下的粗粒土動力特性試驗。對大壩的反濾料Ⅰ、心墻摻礫料混合料、壩基砂、壩基砂礫料、主堆石料及過渡料等進行動力試驗，研究壩體和壩基材料的動力變形、動力殘余變形及孔壓、動強度等動力特性性質，提出相應的本構計算模型參數指標，為壩體抗震設計和動力分析工作提供依據。

3.4.2 壩體及覆蓋層地基動力本構關系及計算方法研究

(1) 對Hardin模型進行了改進，提出了振動硬化模型及相應的永久變形模型，提出了改進的沈珠江永久變形模型。

(2) 基于廣義塑性力學，提出了PZ模型和改進的臨界PZ模型，驗證了模型的合理性，將模型應用到了粗粒料和300 m級的土石壩動力反應分析中。

(3) 找出了多種模型之間參數存在的本質聯系，如傳統Hardin模型和改進的Hardin模型，以及Hardin模型與PZ模型之間參數的聯系，分析了計算參數的合理性，提出了由Hardin模型推導PZ參數的方法。

3.4.3 高壩抗震安全評價方法研究

(1) 在動力計算方法中，對計入地基、考慮邊界為黏彈性、輸入地震動波、采用基頻與地震波主頻確定阻尼系數等問題作了深入研究，前三者計算出動力反應均較傳統的方法要小。因此，采用傳統方法計算結果作為設計依據一般是偏安全的。

(2) 應用傳統和新的模型及計算方法，進行了大壩加速度反應分析、永久變形分析、抗液化分析、壩坡抗滑穩定分析，判斷大壩的抗震安全性，分析大壩的抗震薄弱部位，為抗震措施設計提供理論依據。計算成果表明，大壩在設計和校核地震情況下，抗震能力是有保障的，且大壩還具有一定的承受超標準地震動荷載的能力。

3.4.4 壩體與壩基振動臺地震動力模型試驗研究

開展了一般重力場下高土質心墻堆石壩大型振動臺模型試驗，定性研究模型壩的動力特性、地震動力反應性狀和破壞機理，并探討土石壩抗震工程措施。探討通過相似率，研究土石壩的動力特性、地震反應性狀和抗震性能。試驗得到不同幅值輸入下的動力特性和動力反應性狀等成果，可以作為驗證和改進土石壩地震動力反應計算模式、分析方法和計算程序的基本資料。

3.4.5 壩體與壩基三維動力響應分析及抗震措施研究

(1) 大壩頻譜分析結果表明，建造在基巖上的土石壩主要振型的自振周期較長，300 m級高土石壩在地震強度高時，其基本自振周期一般為1.85 s，而壩址基巖地基的場地特征周期一般為0.1～0.2 s。從頻譜分析來看，高土石壩具有良好的抗震能力。

(2) 以震后永久位移突變作為壩坡失穩的評判標準，特征點位移突變時對應的強度折減系數作為邊坡的動力穩定安全系數，以基于廣義塑性力學理論的PZ模型分析應力應變為基礎，進行了強度折減法壩坡動力穩定分析，結果表明，雙江口大壩壩坡是穩定的。

(3) 首次采用基于已建土石壩實際震害的ANN模型對大壩震害進行預測，預測分析表明，大壩在設計地震情況下，震害等級為4級，不會發生嚴重的震害現象。

(4) 在計算分析、模型試驗、大壩震害及常用抗震措施調研的基礎上，提出大壩抗震措施。主要包括：在壩頂壩高1/5范圍采用加筋處理；壩頂預留較大超高裕度；對可能液化砂層大部分挖除或壓重處理；提高壩料填筑標準；上、下游壩面設置干砌石及大塊石護坡；分層分散設置樞紐泄水建筑物等。對土工格柵和鋼筋抗震措施進行了試驗和計算分析，對其抗震有效性進行研究。無論是土工格柵或是鋼筋，在設計地震情況下加筋后壩坡動力安全系數至少提高15%，在校核地震情況下動力安全系數提高得更多。

3.5 心墻堆石壩滲流分析及滲控措施研究

3.5.1 心墻堆石壩壩料滲透特性研究

(1) 對不同摻和比和控制干密度心墻摻礫土料進行了滲透特性試驗，得出心墻土料的防滲性能與土的細粒含量有關，當土料與摻礫料摻和比為50∶50～100∶0時，由于細粒土填充作用土樣的滲透性變化不敏感，滲透系數為10-6或10-7量級，具微透水性，當摻和比為40∶60時，細粒含量少，導致滲透系數增大到10-5量級。

(2) 通過完整試樣的反濾試驗、裂縫自愈試驗和松填細顆粒土的反濾試驗3種方法驗證了設計反濾Ⅰ料級配的合理性。

(3) 上游側有保護黏土的心墻墊板開裂接觸滲流特性實驗研究表明，在心墻墊板上游黏土包裹層和下游反濾層的共同作用下，實現了對墊板裂縫接觸滲流的“上堵”、“下排”的滲控功能；如果混凝土墊板未形成上下游貫通性裂縫，在下游反濾層的保護下，心墻黏土仍具有較高接觸沖刷抗滲強度。

3.5.2 樞紐區滲流分析及滲控措施優化研究

(1) 通過對樞紐區防滲系統的分析，壩體壩基的防滲系統(心墻+防滲帷幕)能夠有效控制地下水的分布和滲壓。

(2) 地下廠房區排水設計合理，廠房和主變洞室頂部的地下水基本被疏干，考慮一定的安全儲備，宜保留廠房和主變洞頂部的“人字頂”排水孔幕，廠房與主變洞之間設置排水廊道。同時，由于廠房上游側和右側臨近庫水，應加密廠房上游側和右側的上、中、下層排水廊道的排水孔幕孔間距。

(3) F1斷層自身滲透系數的大小以及其延伸深度對右岸滲流場以及其中的帷幕滲透梯度有較大的影響，F1斷層附近的帷幕應局部適當加厚。

3.5.3 心墻堆石壩非穩定滲流研究

(1) 水庫初次蓄水時，心墻內的等勢線集中分布在心墻的上游側，使得心墻上游側出現較大的滲透力，對心墻防止水力劈裂較為不利。在河谷中央，心墻與混凝土基座之間不會發生接觸滲透破壞，而河谷兩岸心墻與混凝土基座之間發生接觸滲透破壞的可能性較大。

(2) 由于心墻的滲透系數很小，即使水庫初次蓄水速度較低時，心墻上游側的滲透坡降仍然較大，因此，應針對水庫初次蓄水非穩定滲流場的心墻土料最大滲透坡降與允許滲透坡降之間關系開展進一步研究。

(3) 水庫放空時，兩岸壩肩和岸坡的自由面降落較慢，高出庫水位較多，滯后現象明顯，且出現滲流逸出，這對上游庫區岸坡穩定不利，應予以重視。

3.5.4 壩體壩基防滲系統隨機缺陷對壩區滲流場影響研究

(1) 在給定的缺損比例條件下，不同的帷幕缺損隨機分布形式對壩基滲流場分布影響不大，帷幕下游側地下水位抬高有限，壩基滲流量增加不多。但是隨著上部帷幕缺損比例的提高，壩基下游側地下水位也有所升高，壩基滲流量也越大，說明上部帷幕對滲流場的影響較大，施工過程中應該重視上部帷幕的施工質量。

(2) 心墻開裂對壩區滲流場的影響巨大，心墻下游側地下水位有大幅升高，壩體滲流量也隨著縫寬的增大而急劇增加；心墻混凝土墊板產生上下游貫通的裂縫對壩區的滲流量影響較大。

(3) 在心墻摻礫料施工缺陷率(5%左右)較低的情況下，施工缺陷對壩體心墻的整體滲流場以及滲流量影響不大，但對心墻局部的滲透梯度的影響較大，特別是若心墻某個高程上的局部施工缺陷所占比例過大，會使該高程其他部位的滲透梯度值增大很多，甚至會超過其允許梯度值，影響心墻的整體滲透穩定。

4 結 語

(1) 在可研階段，針對雙江口水電站大壩開展了上述5項專題、23個子題的研究，取得了大量創新性研究成果，并將其運用到雙江口水電站可研設計方案中，破解了300 m級心墻堆石壩筑壩關鍵技術難題，為保證雙江口水電站通過項目前期論證評估和實現優質、高效建設奠定了技術基礎。

(2) 由于當前國內外300 m級心墻堆石壩可供借鑒的技術經驗極少，研究成果和手段還需進一步提升，本研究以壩高314 m的雙江口水電站工程為依托，實現了300 m級心墻堆石壩筑壩技術的突破，提升了中國水電工程設計和建設能力和水平，具有較高的推廣應用價值。

參考文獻:

[1] 陳五一,余挺,李永紅,等.四川大渡河雙江口水電站可行性研究報告[R].成都：中國電建集團成都勘測設計研究院有限公司,2014.

[2] 李菊根,賈金生,艾永平,等.堆石壩建設和水電開發的技術進展[M].鄭州：黃河水利出版社,2013.

[3] 吳世勇,申滿斌.雅礱江流域水電開發中的關鍵技術問題及研究進展[J].水利學報,2007(增刊):15-19.

[4] 張建華,嚴軍,吳基昌,等.瀑布溝水電站樞紐工程關鍵技術綜述[J].四川水力發電,2006,25(06)：8-11.

[5] 段斌,陳剛,嚴錦江,等.大崗山水電站前期勘測設計中的大壩抗震研究[J].水利水電技術,2012,43(01)：61-64.

[6] Li shanping, Duanbin. The Highest Dam in the World under Construction- The Shuangjiangkou Core-Wall Rockfill Dam[J].Engineering,2016(02)：274-275.

[7] 錢洪建,段斌,陳剛,等.大型龍頭水庫電站項目前期研究與論證[J].西北水電,2017(03)：1-4.

[8] 張蜀豫,段斌,唐茂穎,等.雙江口高堆石壩壩料流變特性及三維有限元分析[J].四川水力發電,2017,36(04)：71-74.

[9] 張巖,肖培偉,邢丹,等.雙江口水電站泄洪系統的關鍵技術問題及解決方案[J].四川水力發電,2017, 36(02)：140-143.

[10] 李鵬.雙江口水電站特高心墻堆石壩建設關鍵技術研究[C]//創新時代的水庫大壩安全和生態保護——中國大壩工程學會2017年學術年會論文集.鄭州：黃河水利出版社，2017.

[11] 王觀琪,楊玉娟,索慧敏.雙江口300 m級心墻壩心墻摻合料研究與設計[J].水電站設計,2011(03)：22-25.