強(qiáng)震作用下蘇家河口面板堆石壩動(dòng)力響應(yīng)

王樂華,鄧華鋒,湯開宇,朱 敏,彭云楓

(1.三峽大學(xué)三峽庫區(qū)地質(zhì)災(zāi)害教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北宜昌 443002;2.三峽地區(qū)地質(zhì)災(zāi)害與生態(tài)環(huán)境湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心,湖北宜昌 443002)

強(qiáng)震作用下蘇家河口面板堆石壩動(dòng)力響應(yīng)

王樂華1,2,鄧華鋒1,2,湯開宇1,朱 敏1,彭云楓2

(1.三峽大學(xué)三峽庫區(qū)地質(zhì)災(zāi)害教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北宜昌 443002;2.三峽地區(qū)地質(zhì)災(zāi)害與生態(tài)環(huán)境湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心,湖北宜昌 443002)

為了分析蘇家河口面板堆石壩壩體在強(qiáng)震作用下的安全性能,建立了面板堆石壩的整體三維有限元模型和面板、趾板子模型,采用Hardin-Drnevich本構(gòu)模型,對壩體在強(qiáng)震作用下的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律進(jìn)行了詳細(xì)分析。結(jié)果表明,在0.38g的強(qiáng)震作用下,面板堆石壩的加速度、動(dòng)位移、動(dòng)應(yīng)力以及垂直縫和周邊縫的動(dòng)變形分布符合一般規(guī)律,未發(fā)現(xiàn)有特殊不利的現(xiàn)象,整體上滿足抗震要求,但是壩體頂部振動(dòng)的“鞭梢”效應(yīng)比較明顯,在3/4壩高以上壩頂區(qū)域以及靠近下游坡面處存在較小的拉應(yīng)力區(qū)域。建議加強(qiáng)3/4壩高以上區(qū)域面板、壩頂及下游護(hù)坡的抗震工程措施,以保證大壩在強(qiáng)震下的安全。

面板堆石壩;三維有限元模型;強(qiáng)震;動(dòng)力響應(yīng);蘇家河口

混凝土面板堆石壩以其安全性、經(jīng)濟(jì)性、適應(yīng)性等優(yōu)點(diǎn)受到國內(nèi)外壩工界的普遍重視[1-2]。目前很多面板堆石壩位于強(qiáng)震區(qū),使得面板堆石壩抗震問題研究的重要性和迫切性越來越突出[3-5]。蘇家河口面板堆石壩位于云南省境內(nèi),為一梯級開發(fā)電站,最大壩高為131.49m,水庫正常蓄水位為1590.00m,總庫容為2.25億m3。根據(jù)DL5180—2003《水電樞紐工程等級劃分及設(shè)計(jì)安全標(biāo)準(zhǔn)》,該水電站工程等別為Ⅱ等工程,工程規(guī)模為大(2)型,根據(jù)場地地震安全性評價(jià),工程區(qū)50 a超越概率10％的地震動(dòng)基巖峰值加速度為0.19g,50 a超越概率5％的地震動(dòng)基巖峰值加速度為0.25g,100 a超越概率2％的地震動(dòng)基巖峰值加速度為0.38g,基本烈度為Ⅷ度,工程按8度設(shè)防。對于該類型的工程,一般按照基本烈度進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算(有的工程在此基礎(chǔ)上考慮50 a超越概率5％的校核地震),但很少考慮強(qiáng)震的作用。汶川地震時(shí),紫坪鋪面板堆石壩的壩基加速度在0.5g以上,達(dá)到了Ⅸ度[6],因此,有必要對強(qiáng)震區(qū)的壩體進(jìn)行強(qiáng)震作用下動(dòng)力分析。本文研究的工程場地位于地震活動(dòng)強(qiáng)烈的北西向騰沖—龍陵以西約20km,屬于區(qū)域構(gòu)造穩(wěn)定性較差地區(qū),因此,本文對壩體在強(qiáng)震作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了詳細(xì)計(jì)算分析,對其安全性做出評價(jià),并提出加強(qiáng)壩體抗震安全性能的工程措施,為面板堆石壩的抗震設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)。

1 動(dòng)力分析方法

1.1 堆石料動(dòng)力本構(gòu)模型及參數(shù)

地震作用是一種非等幅、非等周期的不規(guī)則荷載,在一次地震中,土石料將經(jīng)歷數(shù)十次甚至上百次卸載和再加載過程,并且它們之間無規(guī)律可循,給動(dòng)力分析造成了一定困難。為了解決分析困難,比較常用的方法是應(yīng)用Mashing規(guī)則制定一個(gè)應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的骨架曲。在此基礎(chǔ)上的本構(gòu)模型主要有雙線性、黏彈性和彈塑性等模型,其中等效線性模型因具有概念明確、應(yīng)用方便的優(yōu)點(diǎn),在有限元?jiǎng)恿τ?jì)算中得到廣泛運(yùn)用[7-8]。本文采用Hardin-Drnevich雙曲線本構(gòu)模型進(jìn)行計(jì)算,相關(guān)的動(dòng)力計(jì)算參數(shù)見表1。

表1 Hardin-Drnevich模型動(dòng)力計(jì)算參數(shù)

地基計(jì)算條件:在動(dòng)力計(jì)算中,基巖均采用線彈性模型,動(dòng)彈性模量在靜彈性模量的基礎(chǔ)上提高30％,即靜彈性模量乘以系數(shù)1.3。只考慮壩基的彈性作用,消除壩基對振動(dòng)的放大作用,采用無質(zhì)量壩基方案進(jìn)行分析。

1.2 加速度時(shí)程曲線

根據(jù)地震安全性評價(jià)報(bào)告,壩址區(qū)100a超越概率2％的地震動(dòng)基巖峰值加速度為0.38g,地震動(dòng)反應(yīng)譜特征周期0.35 s。計(jì)算中,根據(jù)抗震規(guī)范反應(yīng)譜擬合的人工地震波作為輸入地震波,并按3個(gè)方向輸入(順河向、橫河向和豎直向),計(jì)算地震歷時(shí)30 s,順河向、橫河向最大加速度為0.38g,豎直向最大加速度為水平向的2/3。地震波各方向加速度時(shí)程曲線如圖1所示。

1.3 計(jì)算流程

建立三維有限元模型,首先進(jìn)行靜力計(jì)算,壩體與覆蓋層材料采用鄧肯E-B雙曲線模型,并模擬分層填筑與蓄水過程,將靜力結(jié)果作為時(shí)程動(dòng)力計(jì)算的初始狀態(tài)。動(dòng)力計(jì)算中,壩體與覆蓋層材料采用Hardin-Drnevich模型,地震波三向基底輸入。大地震屬小概率事件,因此一般情況下,在地震計(jì)算中,將地震作用與水庫的正常蓄水位組合,在本文的動(dòng)水壓力分析中,采用附加質(zhì)量法進(jìn)行考慮[9]。

2 有限元計(jì)算模型

圖1 輸入地震加速度時(shí)程曲線

面板堆石壩的垂直縫、周邊縫以及面板和墊層之間的接觸是大壩三維動(dòng)力分析的關(guān)鍵位置,但是這些部位構(gòu)造尺寸與大壩整體尺寸相差懸殊,而且結(jié)構(gòu)尺寸、材料屬性和結(jié)構(gòu)邊界的變異性均較大。目前,對面板堆石壩的應(yīng)力變形分析通常采用整體模型進(jìn)行計(jì)算。分析時(shí),對接觸部位及壩體同時(shí)進(jìn)行保證應(yīng)力計(jì)算精度的網(wǎng)格剖分難度較大,此時(shí)若均采用較密的網(wǎng)格劃分,會(huì)導(dǎo)致有限元模型規(guī)模非常龐大,求解困難;若采用較稀疏的網(wǎng)格則無法保證細(xì)節(jié)部位的結(jié)構(gòu)特征,上述關(guān)鍵部位的真實(shí)應(yīng)力變形狀態(tài)不能得到保證。如何既快又好地計(jì)算局部結(jié)構(gòu)的真實(shí)應(yīng)力和變形是一個(gè)值得研究的問題,以往的研究表明采用子模型進(jìn)行局部結(jié)構(gòu)的細(xì)化分析可以較好地解決此類問題[10-12]。

子模型方法又稱切割邊界位移法或特定邊界位移法,其主要思路是從整體模型中把重點(diǎn)研究的區(qū)域切割出來,作為子模型單獨(dú)進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)分,并以切割邊界的位移計(jì)算結(jié)果作為子模型的邊界條件。由于子模型和整體模型的相對獨(dú)立性,因此可以增加子模型中的網(wǎng)格密度,以便對指定區(qū)域進(jìn)行更高精度計(jì)算,具體分析流程如圖2所示。在本文的分析中,建立了大壩的有限元整體模型、面板和趾板的子模型。

2.1 有限元整體模型

為考慮壩基及兩岸山體變形對混凝土面板堆石壩應(yīng)力變形的影響,本文計(jì)算范圍除了混凝土面板堆石壩以及壩基覆蓋層外,還包括了覆蓋層下的巖石基礎(chǔ)和兩岸山體,地基范圍在沖積層底部以下延伸150m,上下游方向和左右岸方向也各延伸150m。順?biāo)鞣较驗(yàn)閤軸的正向;沿壩軸方向從右到左為y軸正向;豎直向上為z軸的正向(圖3)。三維網(wǎng)格剖分時(shí)主要采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元和少數(shù)的6節(jié)點(diǎn)三棱柱過渡單元。單元總數(shù)為10762,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為9253,模型底部、四周均為法向約束。

圖2 有限元子模型分析流程

圖3 面板堆石壩整體三維有限元網(wǎng)格

2.2 面板、趾板子模型

面板、趾板子模型如圖4所示,該子模型包括面板、垂直縫、周邊縫、趾板、面板和墊層的接觸面、墊層、過渡層及下部部分堆石料和基巖。在子模型中采用基于薄層單元的有厚度動(dòng)力接觸單元進(jìn)行接觸面的模擬[13-14],Desai等[15]建議薄層單元的厚度t=(0.01～0.10)B(B表示薄層單元的寬度),根據(jù)殷宗澤等[16]的研究,在不產(chǎn)生顯著誤差的情況下,應(yīng)使厚度盡可能的小。本文計(jì)算中薄層單元的厚度取5cm,子模型單元總數(shù)為19 349,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為17423。

圖4 子模型范圍和有限元網(wǎng)格

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 壩體動(dòng)力響應(yīng)分析

3.1.1 壩頂動(dòng)加速度反應(yīng)

壩頂沿壩軸線方向上各點(diǎn)的峰值絕對動(dòng)加速度分布如圖5所示。壩頂3個(gè)方向的峰值絕對動(dòng)加速度變化趨勢基本一致,以壩中線為對稱軸基本呈對稱分布,分布圖近似呈馬鞍形、有雙峰,壩軸線中點(diǎn)峰值絕對動(dòng)加速度不是最大值。壩頂順河向峰值絕對動(dòng)加速度在河床最大斷面附近達(dá)到最大值,最大值為8.24m/s2,動(dòng)力放大倍數(shù)為2.21;壩頂豎直向峰值絕對動(dòng)加速度最大值發(fā)生在左岸靠近河床部位,最大值為6.12m/s2,動(dòng)力放大倍數(shù)為1.64;壩頂橫河向峰值絕對動(dòng)加速度最大值發(fā)生在最大斷面右岸部位,最大值為6.26m/s2,動(dòng)力放大倍數(shù)為1.68。

圖5 壩頂峰值絕對動(dòng)加速度

壩體最大斷面的峰值絕對動(dòng)加速度分布如圖6所示,順河向峰值絕對動(dòng)加速度隨壩高增加而逐漸增大,最大值為8.13m/s2,動(dòng)力放大倍數(shù)為2.18,發(fā)生在壩頂部位;豎直向峰值絕對動(dòng)加速度亦隨壩高的增加而逐漸增大,最大值為6.78m/s2,動(dòng)力放大倍數(shù)為1.82,發(fā)生在3/4壩高下游面;橫河向峰值絕對動(dòng)加速度也是隨壩高增加而逐漸增大,在壩體中部上下游面產(chǎn)生了2個(gè)加速度放大區(qū)域,最大值為6.44m/s2,動(dòng)力放大倍數(shù)為1.73,發(fā)生在3/4壩高下游面。

圖6 壩體最大斷面峰值絕對動(dòng)加速度(單位:m/s2)

3.1.2 壩體地震動(dòng)位移

壩體最大剖面的順河向、豎直向和橫河向峰值絕對動(dòng)位移等值線如圖7所示。由圖7可見,最大剖面順河向峰值絕對動(dòng)位移隨著壩體的升高而增大,最大位移發(fā)生在壩頂位置,最大值為13.70cm;最大剖面豎直向峰值絕對動(dòng)位移也隨著壩體的升高而增大,最大位移發(fā)生在3/4壩高下游面,最大值為6.30cm;最大剖面橫河向峰值絕對動(dòng)位移分布規(guī)律和豎直向峰值絕對動(dòng)位移分布規(guī)律相似,最大動(dòng)位移發(fā)生在壩頂靠下游面,最大值為10.10cm。

3.1.3 壩體地震動(dòng)應(yīng)力

壩體最大剖面順河向、豎直向和橫河向峰值動(dòng)拉應(yīng)力等值線如圖8所示。順河向峰值動(dòng)拉應(yīng)力在2/3壩高以下的分布規(guī)律是由壩坡向壩軸線逐漸增大,在2/3壩高以上的拉應(yīng)力區(qū)的分布規(guī)律是由壩坡向壩軸線逐漸減小,最大值也發(fā)生在此區(qū)域,最大值為191.55kPa;豎直向峰值動(dòng)拉應(yīng)力越靠近壩基越大,最大值為329.52kPa,發(fā)生在壩基靠下游的地方;橫河向峰值動(dòng)拉應(yīng)力也基本是越靠近壩基越大,最大值為143.07kPa,發(fā)生在壩基靠下游的部位。

圖7 壩體最大剖面峰值絕對動(dòng)位移(單位:cm)

圖8 壩體最大剖面峰值動(dòng)拉應(yīng)力等值線(單位:kPa)

壩體動(dòng)拉應(yīng)力最大值與靜應(yīng)力疊加后的等值線如圖9所示。與靜應(yīng)力疊加后,在順河向和豎直向壩體應(yīng)力基本呈受壓趨勢,但在順河向,在壩頂附近的上游堆石區(qū)以及靠近下游坡面處有少量拉應(yīng)力出現(xiàn)。

3.2 面板動(dòng)力響應(yīng)分析

3.2.1 面板地震動(dòng)加速度反應(yīng)

面板順坡向、垂直向和橫河向峰值絕對動(dòng)加速度等值線如10所示。面板順坡向峰值絕對動(dòng)加速度由面板頂部向底部逐漸減小,面板最大順坡向峰值絕對動(dòng)加速度發(fā)生在面板頂部偏右岸處,最大值為6.50m/s2,放大倍數(shù)為1.74;豎直向峰值絕對動(dòng)加速度也是由面板頂部向底部逐漸減小,最大值為6.37m/s2,放大倍數(shù)為1.71,發(fā)生在面板頂部偏左岸處;面板橫河向峰值絕對動(dòng)加速度分別在面板兩岸形成2個(gè)加速度放大區(qū),最大值發(fā)生在面板頂部偏右岸處,最大值為6.11m/s2,放大倍數(shù)為1.64。

3.2.2 面板地震動(dòng)位移

面板的動(dòng)位移很大程度上取決于堆石體的動(dòng)位移,3個(gè)方向的峰值絕對動(dòng)位移等值線如圖11所示。順坡向峰值絕對動(dòng)位移分布規(guī)律比較對稱,形成規(guī)則的水波紋,在面板頂中部位置達(dá)到最大,最大值為10.90cm;垂直向峰值絕對動(dòng)位移最大值同樣發(fā)生在面板頂中部位置,為9.16cm;橫河向峰值絕對動(dòng)位移在面板頂部偏左岸達(dá)到最大,為9.84cm。

圖9 壩體最大剖面動(dòng)拉應(yīng)力與靜應(yīng)力疊加后等值線(單位:kPa)

圖10 面板峰值絕對動(dòng)加速度(單位:m/s2)

圖11 面板峰值絕對動(dòng)位移(單位:cm)

3.2.3 面板地震動(dòng)應(yīng)力

面板順坡向、橫河向峰值動(dòng)拉應(yīng)力等值線如圖12所示,順坡向峰值動(dòng)拉應(yīng)力在面板中部3/4壩高的地方達(dá)到最大,向四周逐漸減小,最大動(dòng)拉應(yīng)力為2295.71kPa;橫河向峰值動(dòng)拉應(yīng)力在面板頂部右岸位置達(dá)到最大,最大動(dòng)拉應(yīng)力為1630.78kPa。

圖12 面板峰值動(dòng)拉應(yīng)力(單位:kPa)

3.3 面板垂直縫、周邊縫動(dòng)變形響應(yīng)分析

面板垂直縫、周邊縫的動(dòng)變形見表2,垂直縫、周邊縫的動(dòng)張拉變形如圖13所示(圖中為了表示垂直縫不同高程張拉變形的變化,在面板上繪制了多條橫向輔助線,圖中所標(biāo)數(shù)值為垂直縫與輔助線交點(diǎn)位置處的張拉變形)。

由圖13可以看出,垂直縫、周邊縫的動(dòng)張拉變形均以面板中心軸線呈對稱形式分布,其中垂直縫張拉變形在面板中心軸線一側(cè)同一高程上變形有先增大后減小的趨勢,且隨著高程的增加張拉位移不斷變大,最大張拉變形為7.287mm,出現(xiàn)在面板中心軸線右側(cè)頂部;周邊縫動(dòng)張拉變形隨高程的增加呈現(xiàn)先變大后減小的趨勢,在面板頂部和底部張拉變形均較小,最大張拉變形為3.576mm,出現(xiàn)在面板中心軸線右側(cè)約1/2高程處。

表2 面板垂直縫、周邊縫的動(dòng)變形

圖13 面板垂直縫、周邊縫動(dòng)張拉變形(單位:mm)

4 結(jié)論及建議

a.在0.38g強(qiáng)震作用下,面板堆石壩的加速度、動(dòng)位移、動(dòng)應(yīng)力以及垂直縫和周邊縫的動(dòng)變形分布符合一般規(guī)律,而其量值也比較合理,未發(fā)現(xiàn)有特殊不利的現(xiàn)象,整體滿足抗震要求,說明該面板堆石壩的設(shè)計(jì)合理。

b.地震作用下頂部振動(dòng)的“鞭梢”效應(yīng)比較明顯,壩體頂部地震慣性力可能導(dǎo)致壩頂區(qū)堆石體的松動(dòng),堆石顆粒間咬合力喪失,從而有可能使壩頂和下游側(cè)發(fā)生壩面堆石表層滑動(dòng)。

c.地震過程中,在壩高3/4以上區(qū)域面板的加速度、動(dòng)位移、動(dòng)拉應(yīng)力均較大,因此,建議加強(qiáng)壩高3/4以上區(qū)域面板、壩頂及下游護(hù)坡的抗震工程措施,以保證大壩抗震安全。

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Dynamic response analysis of Sujiahekou concrete-face rock-fill dam under strong earthquake

//WANG Lehua1,2,DENG Huafeng1,2,TANG kaiyu1,ZHU Min1,PENG Yunfeng2(1.China Three Gorges University Kay Laboratory of Geological Hazards on Three Gorges Reservoir Area,Ministry of Education,Yichang 443002,China;2.Collaborative Innovation Center for Geo-Hazards and Eco-Environment in Three Gorges Area,Yichang 443002,China)

As the Sujiahekou concrete-face rock-fill dam(CFRD)is located next to the strong earthquake activity belt,the analyze and evaluation of the safety performance of the dam should be assessed.To archive this goal,this study established the three-dimensional finite element model of the CFRD and corresponding sub model of concrete face and toe board.We used the Hardin-Drnevich constitutive model to calculate and analyze the dynamic response rules of dam's body under strong earthquakes in detail.The results show that under the action of 0.38g earthquake,the acceleration,dynamic displacement,dynamic stress,and dynamic deformation of vertical seam and peripheral joint distribution conform to the general rules.There is no special adverse phenomenon;The CFRD can meet seismic requirements.However,the whipping effect of the dam body vibration is obvious and there is a small tensile stress area in 3/4 dam high above crest and areas close to the downstream slope.Therefore,seismic engineering measures,strengthening the 3/4 dam high above area panel,dam crest and downstream slope,have been suggested to ensure the safety of the dam in earthquake.

concrete-faced rock-fill dam;three-dimensional finite element model;strong earthquake;dynamic response;Sujiahekou

TV641.4

:A

:1006-7647(2014)06-0007-06

10.3880/j.issn.1006-7647.2014.06.002

2013-09-05 編輯:劉曉艷)

湖北省教育廳科學(xué)研究計(jì)劃基金(Q20091301);國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)(2012CB426502);水利部公益性行業(yè)科研專項(xiàng)(201401029)

王樂華(1977—),男,安徽懷寧人,副教授,博士,主要從事巖土工程研究。E-mail:lehuatg@126.com