土石壩低彈模塑性混凝土防滲墻應力變形分析*

，

(1.重慶市弘禹水利咨詢有限公司，重慶 400074；2.中國水電顧問集團華東勘測設計研究院，杭州 310014)

土石壩低彈模塑性混凝土防滲墻應力變形分析*

楊洋1，黃德強2

(1.重慶市弘禹水利咨詢有限公司，重慶 400074；2.中國水電顧問集團華東勘測設計研究院，杭州 310014)

本文結合福建南安坂頭水庫大壩防滲墻工程實例，針對低彈模塑性混凝土的特點，對修筑塑性混凝土防滲墻前后的壩體進行了滲流分析，并采用非線性鄧肯—張(E—B)模型研究了大壩防滲墻在一定水位下的應力變形特性。結果表明：低彈塑性混凝土防滲墻具有良好的防滲性能；修建墻體后壩體蓄水期垂直位移分布規(guī)律與竣工期相似，水平位移有向下游的趨勢，壩體蓄水期大小主應力等值線趨勢基本與竣工期相似；低彈塑性混凝土防滲墻墻體拉應力隨混凝土彈性模量的增大而增大，最大拉應力均位于259.00m高程左右。

土石壩；低彈模；塑性混凝土；防滲墻；非線性有限元分析

1 概 述

隨著我國水利水電事業(yè)的蓬勃發(fā)展，混凝土防滲墻不斷應用于各類不同的水工建筑物中，如壩體、險壩加固、壩基防滲、壩后擋土等。以往的防滲墻材料大都采用剛性混凝土(彈性模量一般在10000MPa以上)，由于剛性混凝土彈模高，在荷載作用下，極限變形能力小，墻和壩基的變形差異大，致使防滲墻與圍巖的應力不一致，墻內(nèi)產(chǎn)生應力集中現(xiàn)象，導致墻內(nèi)產(chǎn)生有害裂縫，甚至有墻體被壓碎的可能，使防滲墻遭到損壞。在這樣的背景下國內(nèi)外便開始采用一種新型防滲墻墻體材料，即塑性混凝土，它可解決以往的剛性混凝土防滲墻的缺陷。自20世紀60年代以來，伴隨著施工機械化的不斷發(fā)展、施工工藝的不斷成熟，塑性混凝土防滲墻在國內(nèi)外得到了非常廣泛的應用[1-2]。與剛性混凝土相比，塑性混凝土初始彈模低，極限應變大，能適應較大變形，具有必要的強度以及抗?jié)B性[3]，有利于改善防滲墻體的應力狀態(tài)，而且它能節(jié)省水泥，降低工程造價，還能就地取材，便于施工。

但是，防滲墻的計算和設計理論還不成熟，依然存在影響防滲墻應力和變形等各方面因素，如防滲墻與周圍土體間的接觸面特性、防滲墻的結構形式、材料的物理力學性質以及墻端約束等，因此需要做進一步廣泛而深入的研究。本文以福建省南安市英都鎮(zhèn)坂頭水庫除險加固為背景，通過滲流計算、土石壩非線性有限元計算分析，探討結構形式對防滲墻應力變形的影響，為合理選擇防滲墻設計方案提供可靠依據(jù)。

2 計算模型及計算參數(shù)

2.1 工程概況與計算模型

坂頭水庫地處福建省南安市英都鎮(zhèn)坂頭村，位于晉江西溪支流英溪的上游，水庫總庫容1103萬m3，其中，興利庫容934.5萬m3，死庫容70.5萬m3，是一座以灌溉為主，兼有防洪、發(fā)電、養(yǎng)殖等綜合利用功能的中型水庫。大壩為土石壩，最大壩高50.30m，壩頂高程312.88m，防浪墻頂高程313.88m，頂寬5.8m，壩頂長285.0m。水庫正常蓄水位310.58m。

由于坂頭水庫工程地質情況十分復雜，采用混凝土防滲墻方案后，針對壩體填筑土與地基覆蓋層滲透性較強的情況，選取壩體填筑土和覆蓋層一起采用三維有限元分析方法[4-5]進行分析。本文計算時選取壩體最大斷面，計算工況為正常蓄水位。計算剖面及材料分區(qū)情況如圖1所示。

計算模型網(wǎng)格劃分大部分采用八結點六面體等參單元、少部分采用六結點五面體單元。共分為2896個節(jié)點、1404個單元，如圖2所示。

圖1 防滲墻典型剖面

圖2 有限元網(wǎng)格

表1 壩體、壩基材料變形計算參數(shù)

2.2 計算參數(shù)

2.2.1 滲流計算參數(shù)

本文在有限元滲流分析[6]中，主要研究穩(wěn)定滲流期施加在壩體單元上的水荷載的等效節(jié)點力。

a.計算范圍。為使?jié)B流計算準確可靠，取較大的滲流計算范圍，上游邊界取到距壩軸線214.6m處，下游邊界取到距壩軸線195.4m處。

b.滲透系數(shù)。計算參數(shù)由委托方根據(jù)室內(nèi)滲透試驗提供。填筑土、防滲墻和壩基的滲透系數(shù)K分別取為1.3×10-4m/s、1×10-7m/s和1×10-5m/s。

2.2.2 壩體壩基材料參數(shù)

在坂頭水庫防滲墻應力變形性狀數(shù)值分析中，壩體、壩基各種土石料均采用鄧肯—張雙曲線模型(E-B模型)應力應變關系[7-9]，模型試驗參數(shù)見表1。 基巖采用線彈性本構模型，參數(shù)見表2。接觸面單元模型參數(shù)見表3。計算中切線泊松比為常數(shù)。

表2 基巖的線彈性模型參數(shù)

表3 接觸面模型參數(shù)

3 壩體滲流、應力及變形分析

3.1 滲流計算分析

通過計算，大壩的單寬流量為0.322cm3/(s·cm)，滿足規(guī)范要求。如圖3所示，水力坡降最大值為23.19。取安全系數(shù)為5，則塑性混凝土防滲墻的最大水力梯度為Jmax=JpK=23.19×5=115.95。國內(nèi)外的一些試驗表明：配合比合適的塑性混凝土抗機械破壞的水力梯度可超過300。因此，坂頭水庫防滲墻的水力梯度Jmax=115.95完全能夠滿足要求。從圖4可以看出，在不設防滲墻的情況下，防滲墻前壓力水頭值最大可達50.73m；而在設防滲墻的情況下，該值最大可達51.78m。以上分析計算表明：在建造混凝土防滲墻后，浸潤線在墻體后明顯降低，有利于下游壩坡穩(wěn)定。滲流量也大大減少，所得最大水力梯度也明顯低于抗破壞水力梯度。由此可見，雖然塑性混凝土防滲墻的水泥用量大幅度減少，但仍然具有良好的抗?jié)B性能。

圖3 X向水力坡降分布

(a)不設防滲墻時 (b)設防滲墻時

3.2 壩體應力變形分析

由于該工程為除險加固工程，并且大壩主體已經(jīng)竣工許多年，為了便于程序調試過程的明確化，本文計算中假設壩體浸潤線以下水的上浮力作用與單元濕化變形相當，即在蓄水期僅僅考慮施加水荷載等效節(jié)點荷載。

通過對竣工期、蓄水期進行計算，得出壩體垂直、水平位移和大小主應力最大值成果，見表4和圖5、圖6。其中，水平位移向下游為正、垂直位移向上為正，壓為正、拉為負。

(a)竣工期垂直位移 (b)蓄水期垂直位移 (c)竣工期水平位移 (d)蓄水期水平位移

(a)竣工期σ3 (b)蓄水期σ1 (c)竣工期σ3 (d)蓄水期σ3

表4 壩體計算成果

從圖5可以看出，竣工期壩體均勻沉降，最大垂直位移發(fā)生在壩軸線附近1/3壩高處，符合分期加荷任意一點的變位只與其上部荷重有關且最大位移發(fā)生在壩體1/3～1/2壩高處的機理。因壩體比較對稱，竣工期墻體兩側壩體向兩側的水平位移比較均勻，墻前壩體向上游的水平位移最大值為-0.6575m，墻后壩體向下游的水平位移最大值為0.6441m。竣工期壩體大小主應力分布符合隨填筑高度增加而增加的規(guī)律，最大值發(fā)生在墻下游側底部，等應力線在靠近壩面處大致與壩坡平行。

通過對比兩種工況的結果發(fā)現(xiàn)：蓄水期垂直位移分布規(guī)律與竣工期相似，最大垂直位移較竣工期有所減??；由于上游靜水壓力和滲透力的影響，蓄水期壩體的水平位移有向下游的趨勢；蓄水期大小主應力等值線趨勢基本與竣工期相似。

3.3 墻體應力分析

采取3種彈性模量的防滲墻在蓄水運行工況下進行計算，彈性模量分別取為4000MPa、5000MPa、6000MPa。經(jīng)計算，得出蓄水運行工況下墻體大小主應力沿墻體高度的分布情況，如下頁圖7、圖8所示。計算結果見下頁表5。

由計算結果可以發(fā)現(xiàn)：防滲墻的混凝土彈性模量越高，墻體拉應力越大，即防滲墻的應力狀況越差。當彈模取4000MPa時，防滲墻最大拉應力為1.01MPa，當彈模取5000MPa和6000MPa時，最大拉應力分別為1.14MPa和1.37MPa，最大拉應力均位于259.00m高程左右。

(a)4000MPa (b)5000MPa (c)6000MPa

(a)4000MPa (b)5000MPa (c)6000MPa

表5 墻體計算成果

4 結 語

本文結合南安坂門水庫除險加固的工程實例，進行了非線性有限元數(shù)值計算，并對壩體的滲流、應力和變形結果進行了分析。通過對比可以得出以下結論：

a.塑性混凝土防滲墻能使浸潤線在墻體后降低，并且減少滲流量，具有良好的抗?jié)B性能，有利于下游穩(wěn)定。

b.蓄水期壩體垂直位移分布規(guī)律與竣工期相似，最大垂直位移較竣工期有所減小，壩體的水平位移有向下游的趨勢，蓄水期壩體大小主應力等值線趨勢基本與竣工期相似。

c.塑性防滲墻的混凝土彈性模量越高，墻體拉應力越大，3種彈性模量計算得出的最大拉應力基本位于同一個水位。

[1]Richardson D N. Drainability characteristics of granular pavement base material[J].Journal of Transportation Engineering,1997(9):6-9.

[2]Litter A L. In situ diaphragm wall for embankment dams[J].Diaphragm Wall and Anchorages ICE,1974(9).

[3]Warek R J,Bradbury C E. Geotechnical aspects of the foundations for the Harris Dam[J].International Congress on Large Dams,1991.

[4]陳慧遠.土石壩有限元分析[M].南京:河海大學出版社，1998:1-68.

[5]錢家歡，殷宗澤.土工數(shù)值分析[M].北京:中國鐵道出版社，1991:4-23.

[6]顧慰慈.滲流計算原理及運用[M].北京:中國建材工業(yè)出版社，2000:20-30.

[7]沈珠江.理論土力學[M].北京:中國水利水電出版社，2000:29-59.

[8]王權民，李剛，陳正漢，等.廈門砂土的動力特性研究[J].巖土力學，2005，26(10):1-6.

[9]黨發(fā)寧，胡再強，謝定義.深厚覆蓋層上高土石壩的動力穩(wěn)定分析[J].巖石力學與工程學報, 2005，24(12)：1-6.

AnalysisofStressDeformationinLowElasticityModulePlasticityConcreteCutoffWallofEarthandRockDam

YANG Yang1，HUANG De-qiang2

(1.ChongqingHongyuWaterConservancyConsultativeCo.,Ltd.,Chongqing400074,China；2.EastChinaEngineeringInstituteofHydroChinaCorporation,Hangzhou310014,China)

Combining the project of dam cutoff wall in Fujian Nanan Bantou Reservoir, aiming at the characteristics of low elasticity module plasticity concrete, this paper makes seepage analysis to the dam in the front and back of plasticity concrete cutoff wall, and studies stress deformation characteristics of dam cutoff wall in certain water level with non-linear E—B model. The result shows that low elasticity plasticity concrete cutoff wall has good cutoff performance; vertical displacement distribution laws during sluice period after building the wall are similar as the the completion period, and horizontal displacement has the trend of going towards lower reachs, big and small stress isoline trend of the dam during sluice period is basically similar as the completion period; stretch stress of low elasticity plasticity concrete cutoff wall is increasing with the increase of concrete plasticity module, with maximum stress in the elevation of about 259.00m.

earth and rock dam; low plasticity module; plasticity concrete; cutoff wall; non-linear limited element analysis

*本研究為基金項目：福建省自然科學基金資助項目(2011J01309)

TV641

A

1673-8241(2014)09-0052-05