混凝土面板堆石壩設(shè)計經(jīng)驗法

曹克明，徐建軍，曹希卓

（中國電建華東勘測設(shè)計研究院有限公司，浙江省杭州市 310014）

混凝土面板堆石壩設(shè)計經(jīng)驗法

曹克明，徐建軍，曹希卓

（中國電建華東勘測設(shè)計研究院有限公司，浙江省杭州市 310014）

本文所提出的經(jīng)驗公式，采用限制面板蓄水引起的穩(wěn)定撓度及其要求的堆石壓縮模量，限制面板壓應(yīng)力，以達(dá)到防止垂直縫面板發(fā)生擠壓破壞的目的。本文還利用這些公式，探討了使用石灰?guī)r壩料建造300m高面板壩的可能性。

經(jīng)驗公式；面板蓄水引起穩(wěn)定撓度經(jīng)驗公式及臨界撓度公式；已建成面板壩垂直縫面板的抗擠壓破壞的安全度

0 引言

自1985年引進(jìn)現(xiàn)代混凝土面板堆石壩筑壩技術(shù)以來，我國面板堆石壩筑壩建設(shè)發(fā)展得很快，當(dāng)前我國的面板堆石壩在數(shù)量、規(guī)模和科學(xué)技術(shù)上均居世界前列。但是，一些200m級面板堆石壩發(fā)生了河谷部位垂直縫面板擠壓破壞。為探討此問題，我們已在2008年的文獻(xiàn)[1]及在2014年的文獻(xiàn)[2]進(jìn)行了討論。本文中將對此問題進(jìn)行深入討論，并對一些基本資料作進(jìn)一步的說明與補充，進(jìn)而探討建造300m高面板壩的可能性。

混凝土面板堆石壩是以混凝土面板作為防滲體的?；炷潦且环N非線彈性脆性材料，其割線彈性模量隨壓應(yīng)變值而定。混凝土瞬時荷載下的極限壓應(yīng)變值為1000微應(yīng)變（1000×10-6），長期持久荷載作用下的極限壓應(yīng)變值為3000微應(yīng)變。因此，混凝土面板如何適應(yīng)堆石體的變形一直是面板堆石壩設(shè)計中的重大課題。實踐證明，拋填堆石壩在壩高大于70m以后，面板就不能適應(yīng)堆石體變形，產(chǎn)生面板壓損破壞，導(dǎo)致大量漏水?！皰佁钍交炷撩姘宥咽瘔蔚膲胃卟荒艽笥?0m”的極限壩高論就此形成，其在更大壩高的推廣使用也就遭到停頓，被土石壩取代，直到碾壓式堆石面板壩的出現(xiàn)。碾壓式堆石混凝土面板堆石壩，因其造價低、施工工期快、壩寬短，很快成為土石壩中首先考慮的壩型，其壩高很快到達(dá)了160m。工程界稱拋填式堆石面板壩為老式面板堆石壩，碾壓式堆石面板壩為現(xiàn)代面板壩。現(xiàn)代面板壩的杰出代表首先是塞沙納壩，

壩高為110m，1970年建成。其次是阿里埃壩，壩高160m，1980年建成。這兩座壩為現(xiàn)代面板壩的樣板壩。其結(jié)構(gòu)的基本特點是：采用連續(xù)面板；面板寬度12～16m；壓性縫采用硬平縫；面板頂部厚度采用0.3m，底部厚度限制以水力梯度不超過200；配單層雙向溫度鋼筋，配置在面板中心部位，含鋼率0.3%～0.5%；允許裂縫出現(xiàn)，但設(shè)法將裂縫寬度控制在0.3mm以下，也就是所謂的限裂設(shè)計。現(xiàn)代面板壩的另一個特點是增加了內(nèi)部觀測設(shè)備，面板內(nèi)布置有雙向（水平向與坡向）或三向（再增加45°方向）應(yīng)變計組與無應(yīng)力應(yīng)變計，可以根據(jù)這些觀測值計算出面板應(yīng)力值。塞沙納壩是由澳大利亞塔斯馬尼亞水電局（HEC）設(shè)計的，HEC十分重視面板應(yīng)力觀測。根據(jù)塞沙納面板壓應(yīng)變觀測值，HEC認(rèn)為如果建造的面板壩比塞沙納壩更高而堆石壓縮模量更低，將導(dǎo)致面板擠壓破壞。此外，HEC還認(rèn)為，面板過大的壓應(yīng)變還會引起周邊縫產(chǎn)生不可接受的過大開度[3]。HEC還特別重視面板應(yīng)變值的觀測，塞沙納采用了2m長應(yīng)變計（通常長度為25cm）以消除鋼筋與裂縫造成的局部應(yīng)力的影響。塞沙納面板最大壓應(yīng)變值出現(xiàn)在蓄水許多年以后，其水平向坡向均為400微應(yīng)變[4]。巴西阿里埃面板壩最大壓應(yīng)變值也發(fā)生在蓄水許多年以后，其水平向及坡向壓應(yīng)變值為665微應(yīng)變[5]。令我們感到可惜是，阿里埃壩與塞沙納壩成為了成功面板壩中有壓應(yīng)變觀測值發(fā)表的僅有的兩座壩。阿里埃壩取得成功以后，按阿里埃模式又建成許多更高的壩，有的成功，有的失敗，失敗的主要原因都是垂直縫面板擠壓破壞。

巴西專家說“巴西面板壩，其設(shè)計決策都不以數(shù)學(xué)模型計算成果為依據(jù)。實際上，這種技術(shù)沒有被認(rèn)為是必須的?？傮w尺寸，堆石分區(qū)，面板厚度與配筋，以及接縫設(shè)計都是根據(jù)與現(xiàn)有經(jīng)驗進(jìn)行比較而作出決策的，數(shù)學(xué)仿真只是用來驗證施工期和蓄水期條件下的堆石變形。數(shù)學(xué)模型的結(jié)果雖然是客觀的，但是模型通常需要根據(jù)事后實際測量位移進(jìn)行多次調(diào)整后才能合理地模擬大壩實際變形。對于接縫微小的位移，不論進(jìn)行何種精度級別的計算都有困難”[8]。文獻(xiàn)[8]提供了很多寶貴的供決策的經(jīng)驗資料。

面板在施工期應(yīng)力變化比較復(fù)雜，此期間產(chǎn)生面板應(yīng)力的貢獻(xiàn)因素比較多，除堆石變形以外，還有周邊縫對面板位移限制產(chǎn)生的作用力。堆石的谷向位移對面板產(chǎn)生的摩擦力所引起的面板應(yīng)力，是代表堆石變形的貢獻(xiàn)。但這類貢獻(xiàn)在施工期不是主要的，因為面板自重產(chǎn)生的對墊層料的壓力是很小的。主要貢獻(xiàn)因素是周邊縫對面板的作用力。水庫蓄水后周邊縫將全部張開，此時的面板變成為浮在堆石上的“薄膜”，巨大的水壓力使墊層料與面板之間產(chǎn)生了很大的摩擦力，并且是作用在面板上的唯一作用力。塞格里多壩為了監(jiān)測面板彎曲應(yīng)力，將應(yīng)變計布置在鋼筋上方及下方埋設(shè)了8對應(yīng)變計組。觀測數(shù)據(jù)表明上方與下方的應(yīng)變值的差值可以忽略，說明面板工作猶如薄膜。只有靠近岸壁的一條面板的兩對應(yīng)變計觀測到水平拉應(yīng)變值與水平壓應(yīng)變值。這是因岸壁部位堆石厚度增加過快所引起的。在河谷中心部位的面板的高程563處（壩頂高程630）埋設(shè)的一對應(yīng)變計組觀測到坡向上方的壓應(yīng)變?yōu)?0微應(yīng)變（60×10-6），下方的壓應(yīng)變值為45微應(yīng)變，但其水平向壓應(yīng)變值基本相等[5]。面板的彎曲變形受控于堆石體的變形，河谷部位堆石厚度最大，并且基本相等，堆石體又有很高的抗剪強度，河谷部位堆石體表面的彎曲變形將是很小的，因此面板上下邊都受壓，面板垂直縫處的面板水平方向壓應(yīng)力也應(yīng)該如此，這就是采用硬平縫的基本根據(jù)。垂直縫面板的擠壓破壞主要原因是止水設(shè)置減小了接縫部位的面板厚度引起應(yīng)力集中，設(shè)置擠壓鋼筋也是為了緩和這個矛盾。水庫開始蓄水以后的面板撓度與面板壓應(yīng)變都是由堆石變形產(chǎn)生的，因此面板撓度與面板水平壓應(yīng)變也存在內(nèi)在的聯(lián)系，可以通過控制面板撓度防止垂直縫面板擠壓破壞的發(fā)生。下面對有關(guān)問題進(jìn)行討論。

1 面板蓄水引起的撓度

施工期堆石壓縮模量是由埋設(shè)在堆石體內(nèi)的水管式沉降儀的沉降量計算得來的，作用在沉降儀的壓力來自沉降儀上覆堆石體的自重，壓縮值為沉降儀實測沉降量，沉降儀以下堆石的壓應(yīng)變值為沉降儀的沉降量除以沉降儀以下堆石厚度，設(shè)基巖無沉降量。其計算公式見式（1）[1]。

式中 ： γ ——堆石密度，t/m3；

H——沉降儀上覆堆石厚度，m；

d——沉降儀下臥堆石厚度，m。如在不同高程埋設(shè)沉降儀，可以進(jìn)行分層壓縮模量計算，其計算公式見文獻(xiàn)[1]第233頁。施工期堆石模量要求在水庫蓄水前計算，代表蓄水前堆石壓縮模量。

面板蓄水引起的撓度一直是工程界的研究對象，但是過去研究的都是首次蓄水期間的撓度，而不是長期蓄水的穩(wěn)定撓度，而研究面板擠壓破壞需要的長期蓄水的穩(wěn)定撓度。首次蓄水期間面板撓度有兩種計算方法，HEC是采用Erf法，Erc法是目前普遍采用的。

1.1 首次蓄水期間面板撓度計算Erf法

此法是實測撓度反算法，其計算公式見文獻(xiàn)[3]或文獻(xiàn)[1]第238頁公式，見式（2）。

式中：h ——作用于面板最大撓度處的壓力水頭，m；

γ ——水的密度，t/m3；

δ1——首次蓄水期間實測面板撓度，m；

d ——面板撓度處法線到地基距離，m。

Erf值一般約為Erc值的2倍。塞沙納壩Erc=145MPa，Erf=310MPa，其倍數(shù)為2.14。利斯壩各為85MPa，170MPa，其倍數(shù)為2。

1.2 首次蓄水期間面板撓度計算Erc法

此法是W. H. Schumann 在1987年提出經(jīng)驗公式，見公式（3）[6]。既然Erf約為Erc的兩倍，為什么不直接采用Erc法呢？于是Erc法的出現(xiàn)就不足為奇了，所謂水到渠成。此公式計算出來的撓度與實際觀測值能很好符合。

水庫首次蓄水期間由水壓力產(chǎn)生的公式見方程式（1）[6]，或文獻(xiàn)[1]第237頁公式見式（3）。

式中： H——壩高，m；

Erc——蓄水前的主堆石壓縮模量，MPa。

2 長期蓄水面板撓度計算的Erc法

此法為研究面板擠壓破壞，是由我們2008年8月提出的，見文獻(xiàn)[1]第238頁，公式如本文公式（4）。本文此次補充了（5）。公式（4）計算的撓度與實測撓度的比較見表1。此法計算的撓度值與阿里埃、水布埡的實測值相同，但與塞沙納實測值不同。這是由于阿里埃與水布埡首次蓄水前已完成堆石自重作用下的徐變（含拱效應(yīng)），而塞沙納壩尚未完成。由長期蓄水實測撓度公式（4）反算的塞沙納的Erc=92MPa。因此，我們認(rèn)為如果塞沙納基于寬河谷，其蓄水前的堆石壓縮模量應(yīng)該為92MPa。

長期蓄水產(chǎn)生面板撓度，須采用了我們（2008年）文獻(xiàn)[1]的經(jīng)驗公式，稱面板長期蓄水由水壓力引起的撓度公式。

水庫長期蓄水由水壓力產(chǎn)生的面板撓度公式（見文獻(xiàn) [1]，238 頁）。

式中：H——壩高，m。

面板壩如有實測撓度值，可由公式（5）反算Erc值，這是最好的方法。面板壩如無實測穩(wěn)定撓度值的，建議河谷系數(shù)大于2.6的工程，其撓度計算可以采用蓄水前的Erc；河谷系數(shù)小于為2.6時，不能采用蓄水前Erc值計算撓度，其Erc值只能由公式（5）反算。因此，實質(zhì)上都由實測穩(wěn)定撓度值反算Erc。河谷系數(shù)大于2.6的可稱寬河谷，小于2.6的稱窄河谷。這是河谷系數(shù)過小時，堆石體在蓄水前堆石在自重壓力作用下未完成徐變的緣故。

我們采用了穆奇松（94m高）蓄水16年后由蓄水引起面板撓度值85mm[10]，由公式（5）反算的Erc值為150MPa，非文獻(xiàn)[3]報道的225MPa。225MPa值是HEC根據(jù)公式（2）反算法計算出來的。

3 面板撓度與面板水平壓應(yīng)變的關(guān)系

我們也假定面板在長期水壓力下由水壓力產(chǎn)生的最大壓應(yīng)變值ξmax（坡向或水平向）與其相應(yīng)的Δn值成正比。這樣就可以將臨界撓度Δcr與產(chǎn)生垂直縫面板破壞時的面板水平最大壓應(yīng)變關(guān)系建立起來。我們采用塞沙納（河谷系數(shù)=2）、水布埡（2.6）、天生橋（5.5）的臨界撓度建立起臨界撓度與河谷系數(shù)的二次曲線見圖1。相對于臨界撓度的臨界壓應(yīng)變值采用900微應(yīng)變，這是天生橋發(fā)生垂直縫擠壓前一個月的實測由水壓力產(chǎn)生最大壓應(yīng)變值。實際測定值為948微應(yīng)變，我們采用值為900微應(yīng)變。天生橋垂直縫面板擠壓破壞發(fā)生在蓄水4年以后，那時面板撓度相當(dāng)于Δn值，天生橋根據(jù)實測Erc計算的Δn值為1014mm。這樣天生橋在圖1曲線上坐標(biāo)為（5.5，1014）。塞沙納的臨界撓度值是采用ξmax與Δn值成正比的假定，由實測壓應(yīng)變值400微應(yīng)變、實測Δn值=190mm，計算得到Δn值=427mm，這樣其坐標(biāo)為（2，427）。水布埡垂直縫面板擠壓破壞的最大壓應(yīng)變我們假定也為900微應(yīng)變值，因此可以直接將實測最大撓度值Δn=660mm，視同Δcr。其坐標(biāo)為（2.6，660）。根據(jù)這三點坐標(biāo)可以建立下列公式（6），由公式（5）可進(jìn)一步建立公式（7）。

水布埡垂直縫面板擠壓破壞也在蓄水后4年發(fā)生，發(fā)生時的撓度可視為Δn值。光纖維陀螺儀的觀測值Δn=680mm。我們用設(shè)置在墊層料的水平引張儀與水管式沉降儀的觀測值計算的撓度值為660mm。我們認(rèn)為采用水管式沉降儀與水平觀測成果計算面板撓度是最正確的方案，因此采用660mm值。光纖維陀螺儀觀測有能夠直接給出撓度值的優(yōu)點，同時與計算值十分接近，因此是值得推薦的觀測儀器。

天生橋垂直縫面板擠壓破壞的照片（見文獻(xiàn)[1]第135頁）表明，接近垂直縫的頂部面板鋼筋也發(fā)生屈曲，因此建議在擠壓鋼筋上再設(shè)置箍筋，并建議縫頂不設(shè)置V形槽、底部銅止水砂漿條不占據(jù)面板厚度。這些措施花費不大，而對提高面板抗擠壓能力是有好處的。

面板抗擠壓安全系數(shù)可以規(guī)定為：

由公式（8）可以從阿里埃壩的實測面板水平壓應(yīng)變值、面板實測撓度值計算面板臨界撓度值Δcr=780×（900/665）=1055mm。 公 式（5） 的 計 算 值 為1008mm，誤差為4.7%，不超過5%。按實測壓應(yīng)變值計算的阿里埃壩面板抗擠壓破壞的安全系數(shù)F.S=1.35，按實測撓度的F.S=1.29，我們?nèi).S=1.29，其誤差也為4.7%。除此4項工程外，我們都以撓度作為計算F.S的標(biāo)準(zhǔn)。

表1中唯有灘坑工程采用在壓性垂直縫中采用軟縫，采用12mm厚的三元乙丙橡膠，其效果有待得到面板壓應(yīng)變觀測值后評價，如果該工程采用硬平縫其面板水平壓應(yīng)變值根據(jù)本文計算將為380微應(yīng)變。我們主張，如果按硬平縫設(shè)計面板壓應(yīng)變安全系數(shù)能滿足要求的盡量采用硬平縫結(jié)構(gòu)。軟平縫會增加河谷部位周邊縫止水的切向位移和河岸部位周邊縫的拉伸位移。止水銅片承受切向位移能力較差。

安全系數(shù)設(shè)計取值建議大于1.1。這是因為辛戈壩的安全系數(shù)只有1.01。除阿里埃壩外，辛戈壩的存在也可以證明了面板的水壓力產(chǎn)生的最大壓應(yīng)變與面板長蓄水產(chǎn)生的撓度成正比。

4 堆石壓縮模量與堆石孔隙率的關(guān)系

我國新近建成的超高面板壩，其堆石壩填筑都采用80cm壓實層厚，加水15%～20%體積，25t自行式振動平碾（線靜壓7.92t/m）壓實8～10遍。這已成為我國超高壩的新標(biāo)準(zhǔn)壓實功能了。其堆石的性質(zhì)見表2序號1～5。我們認(rèn)為還可以減小層厚來減小堆石孔隙率來提高堆石的壓縮模量。宜興上庫壩在相同的碾壓參數(shù)下，增模區(qū)采用0.6m層厚的其堆石平均孔隙率為16.2%，主堆石區(qū)采用0.8m 層厚的堆石平均孔隙率為 19.8%，可惜沒有水管式沉降儀觀測資料來計算模量。溧陽上庫壩增模區(qū)壓實層厚也采用0.6m，采用CA702-27自行式振動碾碾壓8遍，加水10%體積，堆石巖石主要為飽和抗壓強度為54～66MPa凝灰?guī)r，256組平均孔隙率n=16.8%。表2中還列有其他壩的有關(guān)資料。澳大利亞壩的資料只有堆石的干容重，沒有孔隙率，表中的孔隙率是采用文獻(xiàn)[8]的資料。我們在2013年3月對水布埡大壩主堆石區(qū)的堆石壓縮模量進(jìn)行分層計算。其結(jié)果表明：石灰?guī)r堆石的壓縮模量為100MPa，河床礫石留為壩基的為164MPa，綜合為120MPa。表中采用的壓縮模量值為100MPa。紫坪鋪河床礫石留為壩基，小部分主堆石也采用礫石料，堆石的壓縮模量需通過分層計算才能得出，由于資料的限制，我們未能完成計算。因此，只能根據(jù)天生橋壩與水布埡資料建立如下一次方程，如公式（9）。在圖2中還示有Casinader室內(nèi)試驗曲線以供參考[9]。Erc與n關(guān)系曲線應(yīng)為二次曲線。

表1 混凝土面板堆石壩面板擠壓破壞可能性評價Tab. 1 Assessment the possibility of face slab crushing along vertical joint

表2 按堆石壓縮模量要求選定堆石孔隙率的參考表Tab. 2 The measured rockfill compressive modulus and porosity for the following projects

圖1 長期蓄水產(chǎn)生的面板撓度與河谷系數(shù)關(guān)系曲線注：圖中曲線為面板臨界撓度曲線Fig.1 Face slab stable deflection after reservoir filling vs valley shape

式中：n——孔隙率，以小數(shù)表示。

由圖2可知，公式（9）的曲線與Casinader 曲線基本平行，因此按公式（9）的計算結(jié)果的誤差可能不大。

5 300m壩高可能性研究

庫克先生說面板壩是經(jīng)驗壩，靠經(jīng)驗外延的壩高不能超過30%，233m的水布埡外延的壩高正好是300m，因此我們探討300m面板壩的設(shè)計與施工問題。假定壩址的河谷系數(shù)為3，壩料為天生橋、水布埡主堆石區(qū)采用的石灰?guī)r，石灰?guī)r的力學(xué)性質(zhì)見表2。

采用本文的經(jīng)驗公式、通過計算，很快可以得出如下結(jié)果：由公式（6），得臨界撓度Δcr=756mm；由公式（7），得臨界堆石壓縮模量（Erc）cr=171MPa；取安全系數(shù)為1.1，得出需要的壓縮模量Erc=190MPa；在由公式（9），可以估計需要的堆石孔隙率n=0.155。紫坪鋪面板壩工程的過度料實測孔隙率n=0.151，可以滿足要求。

圖2 堆石壓縮模量與孔隙率關(guān)系Fig.2 Rockfill compressive modulus vs porosity

紫坪鋪面板壩過渡料寬5m，采用尖尖山石灰?guī)r料場爆破料，鋪層厚45cm，加水10%體積，26t自行式振動碾（YZ26C）碾壓6遍。166組試驗的孔隙率平均值n=0.151。27組顆分試驗：粒徑＜5mm平均顆粒含量14.27%，粒徑＜0.075mm平均顆粒含量2.63.%。23組滲透系數(shù)試驗，k=（0.24-0.71）cm/s[11][2]。其堆石可以滿足自由排水的要求，并且細(xì)料、細(xì)粒含量都滿足要求。

塞沙納壩左岸無閘門控制自流式溢洪道溢流堰部分布置在石英巖堆石體上，作為溢流堰基礎(chǔ)的堆石體采用增模區(qū)，其壓實層厚為45cm（其墊層料、過渡料的壓實層厚也采用45cm）?？磥?00m高壩如采用石灰?guī)r為壩料，其主堆石可能需要采用壓實層厚為40～45cm，壓實層厚60cm還不能滿足要求。

因此，由于施工設(shè)備的發(fā)展，現(xiàn)在采用石灰?guī)r為壩料的建造300m高壩已成可能。如采用比石灰?guī)r抗壓強度更高巖石壩料，要求堆石孔隙率要小一些，更容易滿足要求。采用石灰?guī)r壩料還可以在紫坪鋪過度料基礎(chǔ)上進(jìn)一步優(yōu)化碾壓參數(shù)。

6 結(jié)束語

堆石是面板的基礎(chǔ)，它具有徐變時間長、徐變量大的特點。徐變時間在理論上是無限長的，實際上寬河床蓄水后4～6年就基本穩(wěn)定，窄河床則要等8～10年。面板應(yīng)力隨堆石變形量增加而增加，因此面板最大應(yīng)力發(fā)生在是堆石變形穩(wěn)定以后。面板在水壓力作用下周邊縫都要張開，因此面板的應(yīng)力唯一的來源是堆石的變形。我們采用了面板由蓄水引起的穩(wěn)定撓度與其應(yīng)力成正比的這一假定，這樣就可以在堆石三維變形中只研究面板撓度變形了。因此研究的課題就可以簡化為測定面板的撓度。觀測面板撓度的儀器已有很大的發(fā)展，目前都采用埋于墊層料的水管式沉降儀和引張式水平位移觀測儀的觀測值來計算面板撓度。其計算值精度最高，費用卻不高，值得推廣。這樣就可以通過控制面板由蓄水引起的面板穩(wěn)定撓度來控制面板應(yīng)力，達(dá)到避免面板擠壓破壞的目的了。

為此目的，我們已建立起蓄水引起的面板穩(wěn)定撓度的經(jīng)驗公式，并根據(jù)天生橋面板發(fā)生擠壓破壞前的實測面板應(yīng)力建立起與河谷系數(shù)有關(guān)的面板臨界撓度。此臨界撓度與此穩(wěn)定撓度的比值，可以得出面板擠壓破壞的安全系數(shù)。我們已對17座世界主要高壩的安全系數(shù)打了分。在本文中，還進(jìn)一步證明了蓄水引起的面板穩(wěn)定撓度與其應(yīng)力成正比的這一假定。堆石壓縮模量需由穩(wěn)定撓度反算。我們的研究證明了河谷系數(shù)大于2.6的工程可以采用蓄水前實測堆石壓縮模量值。

我們設(shè)法建立堆石壓縮模量與堆石孔隙率的關(guān)系公式，但是沒有完全獲得成功。這是因為堆石巖石的抗壓強度對堆石壓縮模量有重大的影響，只建立了石灰?guī)r堆石壓縮模量與其孔隙率的關(guān)系公式，并且還由于資料不足只能建立一次方程。我們利用此關(guān)系式，對采用石灰?guī)r堆石建造300m高的面板壩一例進(jìn)行了探討。通過本文的經(jīng)驗公式計算表明：堆石壓縮模量Erc=190MPa，堆石孔隙率n=0.155。我國紫坪鋪面板壩的過度料的堆石孔隙率僅為0.151，說明采用石灰?guī)r爆破料，減小層厚，采用重型碾，增加碾壓遍數(shù)，增加加水量等，此孔隙率是可以達(dá)到的，修建300m高的面板壩現(xiàn)在已經(jīng)具備條件。

[1] 曹克明、汪易森、徐建軍、劉斯.混凝土面板堆石壩[M].北京：中國水利水電出版社，2008.

[2] 曹克明、徐建軍、曹希卓.超高面板堆石壩設(shè)計原則探討，堆石壩建設(shè)和水電開發(fā)和技術(shù)進(jìn)展[M].黃河水利出版社，2003.

[3] FITZPATRRICK， M.D. et al.， The Design of Concrete Faced Rockfill Dams[C]//ASCE Symposium on Concrete Face Rockfill Dams， 1985，Detroit， USA.

[4] FITZPATRICK， M. D.， LIGGINS， T. B.， BARNETT，R.H. H.， Ten Years Surveillance of Cethna Dam[C]// ICOLD，Q.52-R.51， 1982，Rio de Janeiro.

[5] PINTO， N.L.S.， BLINDER， N. S.， TONIATTI， B.， Foz do Areia and Segredo Dams-12 years’ evolution[C]// International Symposium on High Earth-Rockfill Dams，1993，Beijing，China.

[6] SCHUMANN， W.H.， Discussion ：A study of Deformation in Concrete Faced Rockfill Dams[J]. Journal of Geotechnical Engineering， ASCE，1987，113（10）.

[7] HEC. Interim Performance Design Report On Reece Dam[R]，22 July， 1986.

[8] 水布埡工程國際咨詢匯編，巴西巴拉那電力公司-COPEL咨詢報告[R]，1997.

[9] CASINADER R.，WATT R. E.， Concrete Face Rockfill Dams of the Winneke Project[C]//， ASCE Symposium on Concrete Face Rockfill Dams，1985.Detroit.USA.

[10] SEGIO Giudeici， RICHARD Herweynen， PETER Quinlan.HEC Experience in Concrete Faced Rockfill Dams-Past， Present and Future[C]//Procedings Internal Symposium on Concrete Faced Rockfill Dams，2000，Beijing，China.

[11] 李洪、宋彥剛、鄧良勝.紫坪鋪面板堆石壩關(guān)鍵技術(shù)問題的處理[J].四川水力發(fā)電，2006.LI Hong， SONG Yangang， DENG Liangsheng. Solutions of Key Technical Problems for Concrete Faced Rockfill Dam at Zipingpu Project[J]， Sichuan Water Power， Feb. 2006.

Empirical Method for Design of Concrete Face Rockfill Dam

CAO Keming, XU Jianjun, CAO Xizhuo
（East China Design and Investigation Institute, Hangzhou 310014,China）

The derived empirical formulas in this paper， can be used for estimating stable face slab deflection induced by reservoir water load for giving dam height and measured rockfill compressive modulus， and a critical rockfill compressive modulus and deflection are required to avoid face slab crushing along vertical joints for giving dam height and valley shape. A required porosity vs dam height empirical formula has been established for lime rockfill dam.

Concrete face rockfill dam. Empirical formulas

TV641

A

570.25

10.3969/j.issn.2096-093X.2017.01.002