深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻應(yīng)力變形分析

溫立峰，柴軍瑞,2，王 曉，許增光，覃 源

(1.西安理工大學(xué) 陜西省西北旱區(qū)生態(tài)水利工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710048；2.三峽大學(xué) 水利與環(huán)境學(xué)院，湖北 宜昌 443002)

深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻應(yīng)力變形分析

溫立峰1，柴軍瑞1,2，王 曉1，許增光1，覃 源1

(1.西安理工大學(xué) 陜西省西北旱區(qū)生態(tài)水利工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710048；2.三峽大學(xué) 水利與環(huán)境學(xué)院，湖北 宜昌 443002)

采用三維非線性有限元方法分析深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻應(yīng)力變形特性，覆蓋層和壩體材料的本構(gòu)關(guān)系采用鄧肯-張E-B模型，在防滲墻和覆蓋層之間設(shè)置接觸摩擦單元以模擬兩者之間的相互作用。通過建立的有限元模型分析了壩體分期筑壩、壩體填筑速度以及防滲墻施工順序?qū)w應(yīng)力變形特性的影響，同時(shí)探討懸掛式防滲墻的應(yīng)力變形特性。計(jì)算結(jié)果表明：壩體分期填筑對(duì)防滲墻的應(yīng)力變形特性影響較??；較快的施工速度將引起壩體竣工期防滲墻較大的應(yīng)力變形，其中拉應(yīng)力達(dá)到3 MPa,順河向變形達(dá)到15 cm；防滲墻靠后的施工順序可以使運(yùn)行期防滲墻拉應(yīng)力減小2.42 MPa，順河向變形減小達(dá)85%；懸掛式防滲墻貫入深度越小，其應(yīng)力變形特性越趨于安全穩(wěn)定。

水工結(jié)構(gòu)；面板堆石壩；防滲墻；應(yīng)力變形特性；數(shù)值分析

1 研究背景

深覆蓋層地基中普遍采用防滲墻進(jìn)行地基的滲流控制。防滲墻相對(duì)于其它防滲措施具有滲流控制效果好、工作穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)。深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻是一種典型的地下結(jié)構(gòu)，其受力特點(diǎn)復(fù)雜，往往表現(xiàn)出復(fù)雜的應(yīng)力變形特性[1-3]。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)從多個(gè)方面對(duì)防滲墻展開相關(guān)的研究[4-6]。在防滲墻的應(yīng)力變形特性及其影響因素方面，酈能惠等[7-8]詳細(xì)分析了覆蓋層特性、防滲墻混凝土特性、防滲墻施工順序、防滲墻和趾板之間距離以及防滲墻形狀等因素對(duì)防滲墻應(yīng)力變形特性的影響，同時(shí)對(duì)超深覆蓋層防滲墻應(yīng)力變形性狀進(jìn)行數(shù)值分析，較系統(tǒng)地分析和總結(jié)了深覆蓋層地基防滲墻的應(yīng)力變形性狀及其影響因素。由于復(fù)雜的工作條件及結(jié)構(gòu)形式，影響防滲墻應(yīng)力變形的因素很多，材料、防滲墻和連接板之間的連接形式、滲水壓力、壩體流變特性、河谷的形狀以及墻側(cè)回填土施工等都會(huì)對(duì)防滲墻應(yīng)力變形特性產(chǎn)生相應(yīng)的影響[9-13]。防滲墻一般在壩體竣工之前已經(jīng)施工完成，因此壩體施工因素比如壩體分期筑壩和填筑速度等也會(huì)間接對(duì)防滲墻應(yīng)力變形產(chǎn)生一定影響。由于覆蓋層的深度、施工水平以及運(yùn)行條件等限制的影響，壩基中也越來越多地采用懸掛式防滲墻[14-15]。懸掛式防滲墻由于其底部約束及所受荷載的變化，相對(duì)于封閉式防滲墻將呈現(xiàn)出不同的應(yīng)力變形特性。本文采用三維非線性有限元方法分析深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻應(yīng)力變形特性，并研究壩體施工因素包括壩體分期筑壩、壩體填筑速度對(duì)防滲墻應(yīng)力變形特性的影響。同時(shí)探討防滲墻本身的施工順序?qū)w應(yīng)力變形特性的影響以及懸掛式防滲墻的應(yīng)力變形特性。

2 計(jì)算模型及計(jì)算參數(shù)

圖1 大壩典型剖面Fig.1 Typical section of the dam

選取某一建于深厚覆蓋層上的面板堆石壩作為工程實(shí)例。該壩最大壩高111 m，壩頂寬10 m，長(zhǎng)348.20 m。大壩地處高山峽谷地區(qū)，河谷呈V型。河床覆蓋層厚度44～50 m。覆蓋層采用一道厚1 m的防滲墻進(jìn)行滲流控制。大壩典型剖面如圖1所示。計(jì)算采用非線性有限元法。壩體堆石料、墊層、過渡層以及壩基覆蓋層本構(gòu)模型采用鄧肯張E-B模型進(jìn)行模擬。非線性彈性鄧肯-張E-B模型由于其參數(shù)簡(jiǎn)單及具有相對(duì)明確的物理意義，廣泛應(yīng)用于面板堆石壩筑壩的模擬。各材料的模型計(jì)算參數(shù)如表1所示。所取參數(shù)根據(jù)經(jīng)驗(yàn)和實(shí)際工程資料選取?；炷撩姘?、趾板、防滲墻本構(gòu)模型采用線彈性模型模擬?；炷撩姘搴椭喊鍙椥阅Ａ縀=28 GPa，泊松比ν=0.167；混凝土防滲墻彈性模量E=26 GPa，泊松比ν=0.167?；炷撩芏染?.45 g/cm3。

表1 鄧肯-張模型參數(shù)Table 1 Parameters of Duncan-Chang model

注：K為楊氏模量；n為楊氏模量指數(shù)；φ0,Δφ均為材料非線性強(qiáng)度參數(shù)；C為凝聚力；Rf為破壞比；Kb為體積模量；m為體積模量指數(shù)。

由于巖體的變形模量遠(yuǎn)高于土石料的變形模量，計(jì)算模型未考慮兩岸巖體。計(jì)算模型范圍及三維有限元計(jì)算網(wǎng)格如圖2所示?？偣财史謫卧?4 850個(gè)，節(jié)點(diǎn)17 376個(gè)。所有部位使用空間8節(jié)點(diǎn)等參單元進(jìn)行模擬。在面板與墊層之間、防滲墻及趾板與覆蓋層之間設(shè)置接觸摩擦單元[13]以模擬兩者之間的相互作用。面板周邊縫以及趾板與防滲墻間分縫采用分離縫模型模擬[7]。為使數(shù)值計(jì)算較準(zhǔn)確地反映防滲墻的工作狀態(tài)，將防滲墻沿厚度方向劃分為5排網(wǎng)格。計(jì)算仿真模擬施工全過程和分期蓄水過程，其中施工過程根據(jù)實(shí)際計(jì)算工況分步模擬，蓄水過程分5步逐步施加直至正常蓄水位。模型底部邊界施加固定約束，側(cè)面邊界施加相應(yīng)的法向約束，該邊界可能使防滲墻變形減小，應(yīng)力有所增加，但總體影響不大[4]。

圖2 模型三維有限元計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Three-dimensional finite element meshes of the model

3 深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻應(yīng)力變形特性

覆蓋層地基的剛性混凝土墻的受力狀況十分復(fù)雜，主要承受自重、上覆土壓力、側(cè)土壓力、水壓力以及摩擦力等多種荷載作用。其中覆蓋層與防滲墻間不均勻沉降產(chǎn)生的摩擦力對(duì)防滲墻的應(yīng)力變形特性有重要影響。根據(jù)防滲墻的結(jié)構(gòu)形式和工作條件，其受力狀態(tài)一般可分為2種：一種是覆蓋層地基上心墻壩或均質(zhì)壩防滲墻，此時(shí)防滲墻主要承受上覆壩體傳來的巨大荷重和水壓力，主要受力荷載是偏心受壓，防滲墻會(huì)承受較大的壓應(yīng)力，由于受摩擦力的影響，最大壓應(yīng)力值往往產(chǎn)生在墻頂以下部位[6,13]；另一種是覆蓋層地基上斜墻壩或面板壩防滲墻，這時(shí)上部土體的壓重不占主要地位，而靜水壓力、側(cè)土壓力以及摩擦力起主要作用，主要受力作用是彎曲作用。由于墻身很薄，慣性矩較小，墻體會(huì)產(chǎn)生較大拉應(yīng)力。圖3為大壩竣工期和運(yùn)行期覆蓋層上面板堆石壩防滲墻、趾板和面板之間的相對(duì)變形關(guān)系。從圖3中可以看出, 受壩基沉降變形的影響,在竣工期，趾板與混凝土防滲墻之間一般會(huì)產(chǎn)生張拉變形但尚不會(huì)出現(xiàn)較大的差異沉降。蓄水以后, 趾板受其下部覆蓋層沉降變形的影響較大，在趾板與防滲墻與之間將會(huì)產(chǎn)生較大的沉降差，同時(shí)趾板與防滲墻和面板之間均會(huì)產(chǎn)生較大的張拉變形。

圖3 防滲墻、趾板和面板的相對(duì)變形Fig.3 Relative deformation among cut-off wall,toe slab and face slab(magnified by 80 times)

圖4 防滲墻接觸面接觸力分布Fig.4 Contact force distribution of cut-off wall contact face

對(duì)于深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻, 由于地基覆蓋層在上部壩體的作用下將產(chǎn)生從壩中線分別向上、下游方向的水平位移,在施工期防滲墻將承受覆蓋層對(duì)防滲墻的向上游的側(cè)土壓力作用，進(jìn)而向上游方向產(chǎn)生變形。蓄水以后,防滲墻受上游水荷載的推力作用，防滲墻的變形趨向下游方向。圖4所示為防滲墻接觸面接觸力分布情況，其中黑色箭頭方向?yàn)榻佑|力的作用方向。由圖可知防滲墻主要在中部承受較大的接觸力。

表2 防滲墻應(yīng)力變形結(jié)果Table 2 Stresses and deformations of the cut-off wall

注：壓應(yīng)力為正，拉應(yīng)力為負(fù)；順河向變形指向下游為正，指向上游為負(fù)；垂直向變形向下為負(fù)。

4 壩體施工因素對(duì)防滲墻應(yīng)力變形的影響

防滲墻一般建于壩體填筑之前或者填筑一部分壩體之后，在壩體竣工之前防滲墻已經(jīng)施工完成。因此后期壩體的施工必將對(duì)防滲墻的應(yīng)力變形特性產(chǎn)生影響。

4.1 分期筑壩下防滲墻應(yīng)力變形特性

圖5 防滲墻下游面應(yīng)力水平分布Fig.5 Horizontal distribution of stress of the cut-off wall at downstream face

由于施工條件和進(jìn)度等限制，越來越多的大壩選擇分期筑壩。假設(shè)大壩先全斷面填筑至740 m高程，然后大壩上游小段面填筑至780 m 高程，然后壩體下游小斷面填筑至780 m高程，最后整體全斷面填筑完成。計(jì)算壩體分期筑壩情況下防滲墻的應(yīng)力變形規(guī)律，同時(shí)與工程實(shí)際工況全斷面填筑完成的計(jì)算結(jié)果以及實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖5為竣工期和運(yùn)行期防滲墻的下游面應(yīng)力水平分布。表2為相應(yīng)的應(yīng)力變形結(jié)果。

由圖5和表2并結(jié)合圖4可知，由于防滲墻底部及兩側(cè)受基巖約束，防滲墻的最大水平位移一般發(fā)生在墻頂，同時(shí)墻頂也會(huì)發(fā)生兩側(cè)向中間的最大軸向變形以及向下的垂直向變形。由于防滲墻底部及兩側(cè)受基巖約束，頂端變形量最大，因此防滲墻底頂部和左右兩側(cè)均有拉應(yīng)力出現(xiàn)，而且頂部拉應(yīng)力相對(duì)較大。從墻體的受力狀態(tài)看, 墻體主要承受壓應(yīng)力。覆蓋層與墻壁的摩擦作用使防滲墻中底部產(chǎn)生較大的壓應(yīng)力。

竣工期防滲墻的變形主要發(fā)生在壩體填筑的前期，分期筑壩時(shí)上游小段面引起的覆蓋層沉降和水平位移相對(duì)全斷面填筑時(shí)較小，此時(shí)引起防滲墻向上游位移5.33 cm，占?jí)误w竣工時(shí)防滲墻向上游位移的83.28%，大、小主應(yīng)力值也分別達(dá)到竣工期防滲墻的84.59%和84.38%。當(dāng)下游小斷面填筑時(shí)，由于壩體和覆蓋層沉降和變形已經(jīng)趨于穩(wěn)定，其對(duì)上游覆蓋層地基的影響較小，因此分期筑壩壩體竣工期防滲墻將承受相對(duì)于全斷面筑壩時(shí)較小應(yīng)力和變形，如表2所示，大主應(yīng)力減小9.1%，小主應(yīng)力減小9.0%，分布位置基本一致，防滲墻的變形值也相對(duì)于全斷面填筑時(shí)有所減小。防滲墻的應(yīng)力水平相對(duì)于全斷面填筑也有所降低，分期筑壩時(shí)最大應(yīng)力水平為0.68，而全斷面筑壩時(shí)最大應(yīng)力水平為0.75，防滲墻由于所承受摩擦力以及其所受約束作用，主要還是在兩側(cè)及底頂部的應(yīng)力水平較高。運(yùn)行期由于承受上游水荷載的作用并且受下游小斷面壩體產(chǎn)生較大不均勻沉降變形的影響，防滲墻將承受較大的摩擦力和側(cè)土壓力。防滲墻的應(yīng)力水平有所升高，所承受的最大拉壓應(yīng)力也在增加，其中壓應(yīng)力增加11%，拉應(yīng)力增加7.8%。墻體的變形值也有所增加，其中順河向變形有較大的增加，增加量達(dá)13.9%。壩體竣工期和運(yùn)行期防滲墻變形的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果較為接近，說明模擬結(jié)果基本正確，防滲墻應(yīng)力變形數(shù)值計(jì)算結(jié)果總體偏大，這主要與計(jì)算范圍及假定等因素有關(guān)。可以通過離心模型試驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)等方法獲取更準(zhǔn)確的防滲墻應(yīng)力變形特性。綜上所述，分期填筑時(shí)壩體竣工期防滲墻的應(yīng)力變形均有所減小，運(yùn)行期應(yīng)力變形均有所增大，但變化量總體不大。

4.2 不同筑壩速度下防滲墻的應(yīng)力變形特性

堆石壩的筑壩速度主要受壩料供應(yīng)、施工道路、大型施工機(jī)械等條件的限制。目前堆石壩的筑壩速度最大已達(dá)20～30 m/月的上升速度。本文分別模擬并分析大壩填筑上升速度為10，20，40 m/月時(shí)防滲墻的應(yīng)力變形特性。表3為防滲墻在不同筑壩速度下的應(yīng)力變形結(jié)果，應(yīng)力及變形正負(fù)符號(hào)的規(guī)定同表2。圖6為防滲墻墻頂最大順河向位移隨時(shí)間變化關(guān)系曲線，竣工日期之后為運(yùn)行期。

表3 不同筑壩速度下防滲墻的應(yīng)力變形結(jié)果Table 3 Stresses and deformations of the cut-offwall under different construction rates

圖6 防滲墻墻頂最大順河向位移隨時(shí)間變化曲線Fig.6 Curves of maximum displacement along river direction at the top of the cut-off wall vs. construction time

筑壩速度越快時(shí)，壩體的沉降變形越不完全，但其引起的壩體和地基的側(cè)向位移卻相對(duì)較大。如圖6所示，竣工期防滲墻產(chǎn)生的順河向變形主要發(fā)生在壩體填筑的前4個(gè)月之內(nèi)，而且壩體填筑速度越快，所引起的變形越大，而后期壩體的填筑對(duì)防滲墻變形影響相對(duì)較小，20 m/月和40 m/月填筑速度下相對(duì)于10 m/月的填筑速度竣工期防滲墻順河向變形分別增加了2.64 cm和7.83 cm。進(jìn)入蓄水期后，由于水壓力的作用防滲墻的變形逐漸由向上游而被壓往下游，對(duì)于高筑壩速度下的防滲墻，由于竣工期向上游變形較大，因此運(yùn)行期墻體的中間部位仍然存在較大的向上游的變形，而頂部產(chǎn)生向下游的變形。由表3可知，不同筑壩速度對(duì)壩體竣工期防滲墻的應(yīng)力影響較大。隨著筑壩速度的增加，竣工期防滲墻的大、小主應(yīng)力均在增加。其中壓應(yīng)力值增加較為明顯，隨著筑壩速度增加，20，40 m/月筑壩速度下，防滲墻大主應(yīng)力結(jié)果相對(duì)于10 m/月分別增加了1.76 MPa和4.8 MPa，拉應(yīng)力值增加相對(duì)較小。不同筑壩速度對(duì)運(yùn)行期防滲墻的應(yīng)力變形特性影響較小。綜上可知，筑壩速度主要對(duì)竣工期防滲墻產(chǎn)生較大影響，筑壩速度越快，防滲墻應(yīng)力變形值越大，筑壩速度對(duì)運(yùn)行期防滲墻的應(yīng)力變形特性影響相對(duì)較小。從防滲墻安全穩(wěn)定的角度看，覆蓋層上面板堆石壩填筑速度不宜過快。

5 防滲墻施工順序?qū)w應(yīng)力變形的影響

覆蓋層產(chǎn)生較大的沉降，對(duì)防滲墻施加的摩擦力是引起防滲墻應(yīng)力變形的主要原因，同時(shí)覆蓋層對(duì)防滲墻的側(cè)土壓力是影響防滲墻應(yīng)力變形特性的另一個(gè)原因。因此有必要研究防滲墻的施工順序?qū)Ψ罎B墻應(yīng)力變形的影響。酈能惠等[7]針對(duì)防滲墻施工順序?qū)τ诜罎B墻應(yīng)力變形性狀的影響進(jìn)行過相關(guān)分析，但其采用的計(jì)算模型較為簡(jiǎn)單，并且只進(jìn)行了二維的分析，并不能完全反映防滲墻的三維應(yīng)力變形特性。本文采用三維模型詳細(xì)分析防滲墻施工順序?qū)Ψ罎B墻應(yīng)力變形特性的影響。進(jìn)行防滲墻2種施工順序的工況研究：①工況1，在填筑壩體同時(shí)建筑防滲墻，防滲墻施工完成時(shí)，壩體只填筑至710 m高程，此工況為該工程的實(shí)際工況；②工況2，先填筑壩體至740 m高程，然后再建造防滲墻。2種工況下防滲墻的變形示意圖如圖7所示，防滲墻的應(yīng)力結(jié)果如表4所示。

圖7 防滲墻網(wǎng)格及變形圖Fig.7 Meshes and deformations of the cut-off wall

表4 防滲墻主應(yīng)力最大值Table 4 Maximum principal stress in cut-off wall

竣工期和運(yùn)行期防滲墻的最大變形均發(fā)生在防滲墻的頂部。工況2情況下，由于防滲墻較晚施工所承受的摩擦力和側(cè)土壓力有明顯減少，因此防滲墻的順河向和垂直向變形相對(duì)于工況1均有明顯減少。工況2下防滲墻運(yùn)行期的最大變形只有1.288 cm，基本不會(huì)影響防滲墻的正常運(yùn)行和安全穩(wěn)定，說明防滲墻的施工順序?qū)Ψ罎B墻本身的變形有較大的影響，防滲墻施工越晚，變形越小。

由于工況2較晚施工，防滲墻承受外界荷載也相應(yīng)減小。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，工況1防滲墻接觸面承受的接觸力分布施工期和運(yùn)行期最大值分別為13.51 MPa和28.21 MPa，主要分布在墻體中部的兩側(cè)部位，而工況2下相應(yīng)的值分別減小了36.2%和44.9%。由表4可知，工況2防滲墻承受的最大壓應(yīng)力較工況1有明顯減少，竣工期和運(yùn)行期的最大壓應(yīng)力分別為1.11 MPa和4.83 MPa，相對(duì)于工況1分別減少了6.03 MPa和8.34 MPa；防滲墻所承受的最大拉應(yīng)力也有明顯的減小，竣工期和運(yùn)行期減少量分別達(dá)1.765 MPa和2.42 MPa，可以很好地滿足混凝土的抗拉強(qiáng)度。從防滲墻的應(yīng)力狀況來看，防滲墻的施工靠后，可以明顯改善防滲墻的狀態(tài)。綜上所述，防滲墻的施工越晚，越有利于防滲墻的安全穩(wěn)定。

6 懸掛式防滲墻應(yīng)力變形特性

一般認(rèn)為防滲墻最好截?cái)嘞鄬?duì)不透水層才能取得較好的防滲效果，但由于覆蓋層過于深厚，以及施工水平的限制，工程中也越來越多采用懸掛式防滲墻，而且一般認(rèn)為防滲墻貫入深度與覆蓋層厚度之比為0.7時(shí)，能取得較好的防滲效果[15]。懸掛式防滲墻底部不插入基巖，其底部約束條件發(fā)生變化，因此其應(yīng)力變形性狀將與封閉式防滲墻有一定差別。防滲墻深度分別取為50，45，40，35，30，25 m，分析懸掛式防滲墻的應(yīng)力變形值，并探討其所呈現(xiàn)出的規(guī)律。

圖8 防滲墻順河向變形Fig.8 Deformation of the cut-off wall along river direction

圖9 運(yùn)行期防滲墻上游面大、小主應(yīng)力分布Fig.9 Distributions of major principal stress and minor principal stress in the upstream face of cut-off wall during operation period

圖10 懸掛式防滲墻應(yīng)力變形隨防滲墻深度變化規(guī)律Fig.10 Curves of stress and deformation of suspended cut-off wall vs. depth

圖8和圖9分別為防滲墻貫入深度為50 m和35 m時(shí)防滲墻的順河向變形以及應(yīng)力分布圖。圖10為不同深度防滲墻最大應(yīng)力變形隨防滲墻深度關(guān)系曲線。

由圖8和圖10可知，在所受荷載及約束作用下，防滲墻竣工期及運(yùn)行期分別產(chǎn)生較大的向上游和向下游的順河向變形，最大值分別達(dá)7.38 cm和8.59 cm，均發(fā)生在防滲墻的頂部中間部位。相對(duì)封閉式防滲墻，懸掛式防滲墻底端不再受基巖約束，同時(shí)防滲墻與覆蓋層的接觸面積減少，防滲墻所受摩擦力也相應(yīng)減小，因此防滲墻的順河向位移會(huì)有所減小。由于深厚覆蓋層中防滲墻的變形受到兩側(cè)覆蓋層的限制，因此竣工期和運(yùn)行期各貫入深度的防滲墻順河向變形均相差不大，運(yùn)行期貫入深度35 m相對(duì)于50 m，變形減少7.3%?？梢?，懸掛式防滲墻和封閉式防滲墻的變形特性并無多大差別。由于懸掛式防滲墻底部不再受基巖約束，因此防滲墻垂直向變形隨防滲墻貫入深度減少，變形有較大增加。

防滲墻貫入深度為35 m和50 m時(shí)，防滲墻運(yùn)行期的大、小主應(yīng)力分布如圖9所示?？⒐て趹覓焓椒罎B墻相對(duì)封閉式所承受荷載及約束有所變化，其中35 m墻接觸面所承受的最大接觸壓力為14.12 MPa，相對(duì)于50 m墻增加了4.5%，因此防滲墻最大壓應(yīng)力呈現(xiàn)增加的趨勢(shì)，但增加較少，防滲墻貫入深度35 m相對(duì)50 m時(shí)，最大壓應(yīng)力增加只有2.9%。運(yùn)行期隨防滲墻貫入深度減少，最大壓應(yīng)力呈現(xiàn)減少的趨勢(shì)?？⒐て诤瓦\(yùn)行期防滲墻中央部位均為壓應(yīng)力，但由于兩岸所受約束特性，在靠近兩岸及底部產(chǎn)生較大拉應(yīng)力。對(duì)于封閉式防滲墻，由于防滲墻底部受基巖約束，防滲墻產(chǎn)生較大變形時(shí)，防滲墻的兩側(cè)陡坡和底部會(huì)產(chǎn)生拉應(yīng)力區(qū)；而對(duì)于懸掛式防滲墻，由于其底部不受約束，防滲墻主要拉應(yīng)力區(qū)發(fā)生在兩側(cè)陡坡部位，且其最大拉應(yīng)力值竣工期相對(duì)于封閉式防滲墻較大。懸掛式防滲墻相對(duì)于封閉式防滲墻運(yùn)行期的最大拉應(yīng)力呈減小趨勢(shì)，防滲墻貫入深度35 m相對(duì)于50 m時(shí)最大拉應(yīng)力減少0.26 MPa，占封閉式防滲墻最大拉應(yīng)力的6.4%。分析可見，懸掛式防滲墻貫入深度越小，其應(yīng)力變形特性越趨于安全穩(wěn)定。

7 結(jié) 論

本文對(duì)深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻應(yīng)力變形特性進(jìn)行分析，分析了壩體分期填筑、不同的填筑速度以及防滲墻的施工順序?qū)Ψ罎B墻應(yīng)力變形特性的影響。同時(shí)分析懸掛式防滲墻的應(yīng)力變形特性，得出以下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1) 覆蓋層上面板堆石壩防滲墻由于底部及兩側(cè)受基巖約束，易在頂部產(chǎn)生較大變形，同時(shí)也易在頂部和底部以及兩側(cè)產(chǎn)生較大拉應(yīng)力。

(2) 分期筑壩時(shí)防滲墻竣工期的應(yīng)力變形有所減小，運(yùn)行期應(yīng)力變形有所增大，但變化總體不大。分期填筑對(duì)防滲墻的應(yīng)力變形影響總體不明顯。

(3) 筑壩速度主要對(duì)竣工期防滲墻產(chǎn)生較大影響，筑壩速度越快，防滲墻應(yīng)力變形值越大，筑壩速度對(duì)運(yùn)行期防滲墻應(yīng)力變形的影響相對(duì)較小。

(4) 防滲墻的施工順序?qū)Ψ罎B墻的應(yīng)力變形行為產(chǎn)生較大的影響。防滲墻施工晚可以較好地改善防滲墻的應(yīng)力變形性狀。

(5) 懸掛式防滲墻由于其底部約束及所受荷載的變化，呈現(xiàn)出不同的應(yīng)力變形特性，懸掛式防滲墻貫入深度越小，應(yīng)力變形特性越趨于安全穩(wěn)定。

[1] LI K F, JU Y W, HAN J G,etal. Early-age Stress Analysis of a Concrete Diaphragm Wall through Tensile Creep Modeling[J]. Materials and Structures, 2009, 42(7): 923-935.

[2] 孫大偉，鄧海峰，田 斌，等. 大河水電站深覆蓋層上面板堆石壩變形和應(yīng)力性狀分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2008, 30(3): 434-439. (SUN Da-wei, DENG Hai-feng, TIAN Bin,etal. Deformation and Stress Analysis of Dahe CFRD Built on Thick Alluvium Deposits[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2008, 30(3): 434-439.(in Chinese))

[3] 溫續(xù)余，徐澤平，邵 宇，等. 深覆蓋層上面板堆石壩的防滲結(jié)構(gòu)形式及其應(yīng)力變形特性[J]. 水利學(xué)報(bào), 2007, 38(2): 211-216. (WEN Xu-yu, XU Ze-ping, SHAO Yu,etal. Study on Seepage Blocking Structure in CFRD Built on Deep Alluvium Foundation[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2007，38(2)：211- 216.(in Chinese))

[4] 沈 婷，李國(guó)英，李 云，等. 覆蓋層上面板堆石壩趾板與基礎(chǔ)的連接方式研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2005, 24(14): 2588-2592.(SHEN Ting, LI Guo-ying, LI Yun,etal. Numerical Analysis of Joint Types between Toe Slab and Foundation of CFRD in Alluvial Deposit Layer[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(14): 2588-2592. (in Chinese))

[5] 周小溪，何蘊(yùn)龍，熊 堃，等. 深厚覆蓋層壩基防滲墻地震反應(yīng)規(guī)律研究[J]. 長(zhǎng)江科學(xué)院院報(bào), 2013, 30(4): 91-97. (ZHOU Xiao-xi, HE Yun-long, XIONG Kun,etal. Features of Seismic Response of Cutoff Wall in Dam Foundation with Deep Overburden[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2013, 30(4): 91-97.(in Chinese))

[6] 丁艷輝，張其光，張丙印. 高心墻堆石壩防滲墻應(yīng)力變形特性有限元分析[J]. 水力發(fā)電學(xué)報(bào), 2013, 32(3): 162-167. (DING Yan-hui, ZHANG Qi-guang, ZHANG Bing-yin. FEM Analysis of Stress-deformation Characteristics of Cut-off Walls in High Core Rockfill Dam[J]. Journal of Hydroelectric Engineering, 2013, 32(3): 162-167. (in Chinese))

[7] 酈能惠，米占寬，孫大偉. 深覆蓋層上面板堆石壩防滲墻應(yīng)力變形性狀影響因素的研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2007, 29(1): 26-31. (LI Neng-hui, MI Zhan-kuan, SUN Da-wei. Study on Affecting Factors of Stress-Deformation of Diaphragm Walls for Concrete Face Rockfill Dams Built on Thick Alluvium Deposit[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2007, 29(1): 26-31. (in Chinese))

[8] 酈能惠，孫大偉，米占寬. 深覆蓋層上面板堆石壩的圓弧型防滲墻[J]. 巖土力學(xué), 2006, 27(10): 1653-1657. (LI Neng-hui, SUN Da-wei, MI Zhan-kuan. Arc Type Diaphragm Wall for Concrete Face Rockfill Dam Built on Deep Alluvium Deposit[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006, 27(10): 1653-1657.(in Chinese))

[9] 熊 歡，王清友，高希章，等. 沙灣水電站一期圍堰塑性混凝土防滲墻應(yīng)力變形分析[J]. 水力發(fā)電學(xué)報(bào), 2010, 29(2): 197-203. (XIONG Huan, WANG Qing-you, GAO Xi-zhang,etal. Stress Deformation Analysis of Plastic Concrete Cutoff Wall for the First Stage Cofferdam of Shawan Hydropower Station[J]. Journal of Hydroelectric Engineering, 2010, 29(2): 197-203. (in Chinese))

[10]吳夢(mèng)喜，余學(xué)明，葉發(fā)明. 高心墻堆石壩壩基防滲墻與心墻連接方案研究[J]. 長(zhǎng)江科學(xué)院院報(bào), 2010, 27(9): 59-64.(WU Meng-xi, YU Xue-ming, YE Fa-ming. Research on Conjoining Scheme for Anti-seepage Wall of High Rockfill Dam with Earth Rock[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2010, 27(9): 59-64. (in Chinese))

[11]RICE J D, DUNCAN J M. Finding of Case Histories on the Long-term Performance of Seepage Barriers in Dams[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2010, 136(1): 2-15.

[12]RICE J D, DUNCAN J M. Deformation and Cracking of Seepage Barriers in Dam Due to Changes in the Pore Pressure Regime[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2010, 136(1): 16-25.

[13]潘 迎，何蘊(yùn)龍，周小溪，等. 河谷地形對(duì)深覆蓋層中防滲墻應(yīng)力變形影響分析[J]. 巖土力學(xué), 2013, 34(7): 2023-2030. (PAN Ying, HE Yun-long, ZHOU Xiao-xi,etal. Analysis of Effect of Canyon Terrain on Stress and Displacement of Cutoff Wall in Dam Foundation with Deep Overburden[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(7): 2023-2030. (in Chinese))

[14]謝興華，王國(guó)慶. 深厚覆蓋層壩基防滲墻深度研究[J]. 巖土力學(xué), 2009, 30(9): 2708-2712.(XIE Xing-hua, WANG Guo-qing. A Study of Anti-seepage Wall Depth in Thick Overburden Dam Base[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(9): 2708-2712. (in Chinese))

[15]黃梅瓊，柴軍瑞，白 勇，等. 深覆蓋層壩地基防滲措施對(duì)滲流場(chǎng)影響數(shù)值分析[J]. 長(zhǎng)江科學(xué)院院報(bào), 2009, 26(10): 126-128. (HUANG Mei-qiong, CHAI Jun-rui, BAI Yong,etal. Numerical Analysis for Influence of Anti-seepage Measure of Deep Overburden Foundation Seepage Field[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2009, 26(10): 126-128. (in Chinese))

(編輯：黃 玲)

Stress and Deformation of Cut-off Wall of Concrete Faced Rockfill DamBuilt on Deep Overburden Foundation

WEN Li-feng1, CHAI Jun-rui1,2, WANG Xiao1, XU Zeng-guang1, QIN Yuan1

(1. State Key Laboratory of Eco-hydraulic Engineering in Shaanxi, Xi’an University of Technology，Xi’an 710048，China; 2.College of Hydraulic and Environmental Engineering, China Three Gorges University, Yichang 443002，China)

Three-dimensional finite element method is used to analyze the stress and deformation behavior of cut-off wall of concrete faced rockfill dam on deep overburden foundation. The Duncan-Chang E-B model is used to simulate the constitutive relationship between rockfill and overburden material. The contact friction elements are set to simulate the interaction between the concrete structures and the overburden and cushion materials. The influences of staged-filling scheme, construction rate of dam body and construction sequence on stress-deformation behavior of the cut-off wall are discussed. In addition, the stress-deformation behavior of the suspended cut-off wall is also analyzed. Based on the numerical analysis, it is concluded that the staged-filling of dam body has small impact on the stress and deformation of the cut-off wall, whereas high construction rate may cause large stresses and displacements of the wall during completion period (tensile stress reaches 3MPa, deformation along the river direction amounts to 15cm), and the sequence of constructing cut-off wall in later stage could reduce the tensile stress by 2.42MPa and the deformation along river direction by 85%. A small depth of suspended cut-off wall could also improve its stress and deformation behavior.

hydraulic structure; concrete faced rockfill dam; cut-off wall; stress and deformation behavior; numerical analysis

2013-10-11；

2013-10-29

陜西省重點(diǎn)科技創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)項(xiàng)目(2013KCT-015)；陜西省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(2013JQ7010)；中國(guó)博士后科學(xué)基金(2013M540765)

溫立峰(1989-)，男，江西寧都人，博士研究生，主要從事水工滲流力學(xué)與數(shù)值仿真方面的研究，(電話)15091059401(電子信箱)wenxuan89@126.com。

10.3969/j.issn.1001-5485.2015.02.018

TV 311

A

1001-5485(2015)02-0084-08

2015,32(02):84-91