面板堆石坝加高离心模型试验研究

王年香，施练东，应立锋，顾行文，任国峰

（1.南京水利科学研究院，江苏南京210024；2.水文水资源与水利工程国家重点实验室，江苏南京210029；3.绍兴市汤浦水库有限公司，浙江上虞312364）

面板堆石坝加高离心模型试验研究

王年香1，2，施练东3，应立锋3，顾行文1，2，任国峰1，2

（1.南京水利科学研究院，江苏南京210024；2.水文水资源与水利工程国家重点实验室，江苏南京210029；3.绍兴市汤浦水库有限公司，浙江上虞312364）

汤浦水库东、西主坝为建于软基上的混凝土面板堆石坝，拟采用空心箱体和堆石体方案进行大坝加高，坝高、水位的增加会改变坝体、坝基、面板的应力和变形。采用土工离心模型试验技术研究不同方案下坝体、坝基、面板的应力和变形特性，探讨加高方案的可行性。东、西主坝现状坝体经15 a的运行，大坝工作性态良好，整体稳定安全。东、西主坝空心箱体加高和东主坝堆石体加高后，坝体及坝基沉降、面板应力增量不大，且很快稳定，面板顺坡向应力大部分为压应力，坝顶附近可能出现很小的拉应力，均小于混凝土强度，上、下游坝坡稳定。西主坝堆石体加高后，坝体及坝基沉降、面板应力有一定的增大，面板顺坡向应力大部分为压应力，小于混凝土抗压强度，坝顶附近可能出现一定的拉应力，上、下游坝坡稳定。试验结果表明，2种加高方案均可行，但空心箱体加高方案优于堆石体加高方案。

面板堆石坝；加高；应力；变形；离心模型试验

水资源短缺是制约我国可持续发展的一个重要因素，随着水资源地不断开发，不仅适合建坝的新址越来越少，而且由于需水量的增加和水库淤积的发展，已建的以供水、灌溉为目的的水库越来越不能满足生产和生活用水需求。与建新坝相比，大坝加高因工程量小、地质问题相对较少，同时水库的库容可以得到较大的增加等优点已被越来越多的工程采用。国内外已有许多工程先例［1］，如日本的川上坝、美国的也尔奇坝、印度的科伊纳大坝、巴基斯坦曼格拉大坝、我国的丹江口大坝［2］等。坝高的增加和水位的提高使得坝体和坝基、面板应力和变形重新分布，因此对加高方案的可行性分析显得尤为重要。

土工离心模型试验技术是一项崭新的土工物理模型技术，通过施加在模型上的离心惯性力使模型的重度变大，从而使模型的应力与原型一致，这样就可以用模型反映表示原型［3-4］。离心模型是各类物理模型中相似性最好的模型，在国内外受到广泛重视，试验技术飞速发展与进步，已成为岩土工程技术研究中的最主要、最有效的研究手段，研究内容涉及几乎所有的岩土工程研究领域［5-11］，在土石坝工程得到广泛应用［12-17］。本文利用离心模型试验技术，研究汤浦水库混凝土面板堆石坝现状和加高后坝体和坝基、面板的应力和变形规律，探讨加高方案的可行性。

1 工程概况

汤浦水库位于浙江省上虞市汤浦镇南曹娥江支流小舜江上，水库总库容2.35亿m3，是一座以供水为主，兼有防洪、灌溉和改善水环境功能的综合性水利工程，主要供水目标是解决绍兴市区以及绍兴县和上虞市主要乡镇的人民生活用水与工业用水。

汤浦水库拦河坝分为东、西主坝和副坝。其中，东、西主坝为混凝土面板堆石坝，副坝为混凝土重力坝。混凝土面板堆石坝上、下游坝坡均为1∶1.4，坝体堆石从上游向下游依次分为4个主要填筑区：垫层区、过渡区、主堆石区、下游堆石区。C25钢筋混凝土面板厚0.30 m～0.40 m，C10混凝土防渗墙厚80 cm，嵌入弱风化岩1 m。坝基为软土地基，西主坝坝基各层分布从上往下依次为粉质黏土、含泥粉质细砂、砂砾石、淤泥质黏土、砂砾石、基岩，东主坝依次为粉质黏土、含泥粉质细砂、砂砾石、淤泥质黏土、砂砾石、基岩。主堆石区大部及趾板上游软土地基采用振冲碎石桩进行处理，桩径100 cm，桩距250 cm，正三角形布置。图1为西主坝标准剖面图。

图1 西主坝标准剖面图

随着社会经济的发展，市区的用水需求越来越大，为满足这一需求，避免雨季小舜江优质水的流失，水库大坝的加高势在必行。根据设计方案，大坝加高比选两种方案，分别为空心箱体加高和堆石体加高，如图2所示。

图2 大坝加高方案

2 离心试验方法

2.1 试验设备和模型布置

试验在南京水利科学研究院NHRI400 gt土工离心机上进行。该机最大半径5.5 m，吊篮平台的尺寸为1 100 mm×1 100 mm，最大加速度200g，最大负荷2 000 kg，容量400 gt，配有64路高精度数据采集系统。模型箱的有效尺寸为1100 mm×700 mm× 200 mm（长×高×宽），其一侧为有机玻璃，便于试验中进行监控。

取标准剖面按平面问题进行试验，模拟坝基覆盖层、全部坝体，综合各种因素，取模型比尺N= 125。分别对东、西主坝的现状坝体、空心箱体加高、堆石体加高进行离心模型试验，共6组，模型布置如图3所示。

图3 离心模型试验模型布置图（单位：mm）

2.2 材料模拟技术

试验模拟了全部坝基覆盖层料，粗粒料限制粒径取40 mm，按等量替代法确定模型料的颗粒级配，细粒料按天然含水率和天然密度（见表1）控制，采用分层预压方法制备。

表1 坝基覆盖层料参数

试验模拟了振冲碎石桩。根据模型相似律，在面积置换率不变条件下，将模型桩径和间距放大1倍，模型桩径16 mm、间距40 mm，正三角形布置，西主坝桩长124 mm和132 mm，东主坝桩长56 mm。制作模型振冲碎石桩时，在地基中钻直径16 mm和相应深度的孔，向孔内灌注粗砂，并捣实，干密度为2.1 g/cm3，富余系数1.1，桩体达密实状态。

试验模拟了对坝体变形和稳定起决定作用的主堆石料和次堆石料。根据离心模型粒径效应［18］，限制粒径取40 mm，用相似级配法与等量替代法确定模型料的级配，如图4所示。采用分层击实法填筑模型坝体，分层厚度为5 cm，按坝料填筑干密度进行控制（见表2）。

根据相似条件，面板和防渗墙应选择原型材料，但在缩尺模型中混凝土结构难以制备且不便于测量。考虑到面板和防渗墙只起传递荷载和防渗作用，因而选用与混凝土重度相近的铝材来模拟，采用抗弯刚度相似条件确定其厚度，以保证其施加于坝体的荷载与现场实际情况一致。模型铝面板的厚度为2 mm，防渗墙为4 mm。

图4 堆石料颗粒级配曲线

2.3 测试技术

面板应变和应力采用电阻应变片测量，选用基底为3 mm×10 mm、具有一定防水性的聚胺脂精密级电阻片。测试灵敏系数为2，最大应变2%。组半桥，用502胶粘贴，703胶防水。测出应变后，经计算和修正得到应力值。在上游面布置，每组试验布置5个测点，测点位置对于30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程。

坝体沉降和面板挠度采用位移传感器测量，每组试验布置4个坝体沉降测点和3个面板挠度测点，坝体沉降测点分别布置在坝顶、坝顶下覆盖层、下游马道、下游护坡，面板挠度测点分别布置在30 m、22 m、14 m高程。

2.4 试验程序

（1）准备坝基、坝体和面板材料，按设计制模。

（2）控制离心加速度的上升速率，模拟大坝施工过程。大坝1998年12月开工，1999年5月西主坝竣工；1999年8月东主坝竣工。加高施工期3个月。

（3）利用安装在离心机上的水箱和电磁阀，在设计加速度下向上游放水，模拟水库蓄水。2000年4月至12月到达正常蓄水位32 m。加高竣工后开始蓄水，6个月水位从32 m到34 m。

（4）在设计加速度下保持模型的平稳运行，模拟大坝运行期。现状坝体运行期为15 a，加高坝运行期为5 a。

（5）在现状坝体运行15 a的基础上，进行坝体加高（空心箱体加高和堆石体加高），模拟加高坝的施工、蓄水和运行5 a。

3 西主坝试验结果分析

3.1 现状坝体及坝基性状

采用土石坝填筑过程的离心模拟方法［19］，可以得出施工期的沉降分布。图5为西主坝现状不同时间坝轴线处坝体沉降沿高度的分布，表3列出了西主坝现状坝体及坝基沉降特征值。从图5、表3中可以看出，最大沉降出现在约0.2倍坝高处。沉降主要发生在施工期，随着坝体填筑而显著增大，竣工5 a后增量很小，15 a后趋于稳定。沉降主要由覆盖层压缩变形引起，竣工期覆盖层沉降448 mm，坝体最大沉降562 mm，坝体自身的最大沉降为114 mm；蓄水期，覆盖层沉降486 mm，坝体最大沉降612 mm，坝体自身的最大沉降为126 mm。

图5 西主坝现状坝轴线处坝体沉降沿高度分布

现场实测坝体最大沉降竣工期为605 mm，蓄水期634 mm，竣工5 a坝顶沉降57 mm。对比试验与实测结果可以看出，试验与实测的坝体最大沉降和坝顶沉降只相差10 mm～20 mm，结果基本一致，误差较小，表明离心模型试验结果可靠。

表4列出了西主坝现状面板挠度特征值，图6为西主坝现状面板顺坡向应力沿高度分布。可以看出，竣工后，西主坝现状面板在水压力及坝体和坝基变形影响下，面板挠度和应力随着时间的延长而缓慢增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趋于稳定；面板应力为压应力，小于混凝土抗压强度，外延到坝顶附近也未出现拉应力，说明西主坝面板应力状态较好。实测压应力约为4.9 MPa，基本不出现拉应力，试验结果与实测结果基本一致。

表3 西主坝现状和加高后坝体及坝基沉降特征值单位：mm

表4 西主坝现状和加高后面板挠度特征值单位：mm

图6 西主坝现状面板顺坡向应力沿高度分布

3.2 加高后坝体及坝基性状

表3列出了西主坝加高后坝体及坝基沉降特征值，从表3可以看出，与现状相比，空心箱体加高后，竣工期坝体及坝基沉降增量很小；蓄水期覆盖层沉降增大3 mm，坝体最大沉降增大4 mm，坝顶沉降增大5 mm；竣工5 a，覆盖层沉降增大10 mm，坝体最大沉降增大11 mm，坝顶沉降增大14 mm。堆石体加高后，竣工期覆盖层沉降增大15 mm，坝体最大沉降增大15 mm，坝顶沉降增大16 mm；蓄水期覆盖层沉降增大27 mm，坝体最大沉降增大28 mm，坝顶沉降增大30 mm；竣工5 a，覆盖层沉降增大37 mm，坝体最大沉降增大38 mm，坝顶沉降增大44 mm。

表4列出了西主坝加高后面板挠度特征值，从表4可以看出30 m、22 m、14 m高程处面板挠度与现状相比，空心箱体加高后，蓄水期增量分别为6 mm、5 mm、3 mm，竣工5 a增量分别为14 mm、10 mm、6 mm；堆石体加高后，蓄水期增量分别为27 mm、20 mm、14 mm，竣工5 a增量分别为33 mm、25 mm、16 mm。

图7为西主坝加高后面板顺坡向应力沿高度分布，从图7可以看出30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程处面板应力与现状坝体相比，空心箱体加高后，蓄水期增量分别为-0.29 MPa、-0.23 MPa、0.30 MPa、0.43 MPa、0.22 MPa，竣工5 a增量分别为-0.50 MPa、-0.41 MPa、0.53 MPa、0.71 MPa、0.43 MPa；堆石体加高后，蓄水期增量分别为-0.54 MPa、-0.44 MPa、0.58 MPa、0.79 MPa、0.43 MPa，竣工5 a增量分别为-0.83 MPa、-0.70 MPa、0.91 MPa、1.20 MPa、0.73 MPa。

图7 西主坝加高后面板顺坡向应力沿高度分布

离心模型试验结果表明，西主坝空心箱体加高后，坝体和坝基沉降、面板挠度和应力变化不大，且很快趋于稳定；面板应力为压应力，小于混凝土抗压强度，外延到坝顶附近可能出现很小的拉应力。堆石体加高后坝体及坝基沉降、面板挠度和应力有一定的增大；面板应力主要为压应力，小于混凝土抗压强度，外延到坝顶附近会出现一定的拉应力。因此，西主坝空心箱体加高方案优于堆石体加高方案。

4 东主坝试验结果

4.1 现状坝体及坝基性状

图8为东主坝现状不同时间坝轴线处坝体沉降沿高度分布图，表5列出了东主坝现状坝体及坝基沉降特征值。从图8、表5中可以看出，最大沉降出现在约0.2倍坝高处。沉降主要发生在施工期，随着坝体填筑而显著增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趋于稳定。沉降主要由覆盖层压缩变形引起，竣工期覆盖层沉降101 mm，坝体最大沉降226 mm，坝体自身的最大沉降为125 mm；蓄水期覆盖层沉降114 mm，坝体最大沉降245 mm，坝体自身的最大沉降为131 mm。

图8 东主坝现状坝轴线处坝体沉降沿高度分布

现场实测坝体最大沉降竣工期为156 mm，蓄水期206 mm，竣工5 a坝顶沉降34 mm。对比试验与实测结果可以看出，试验与实测结果变化规律一致，试验结果比实测结果偏大20 mm～70 mm，主要原因是东主坝离心模型试验按最大断面、最不利地层情况考虑，以模拟最危险的工况，因此试验结果有所偏大。

表6列出了东主坝现状面板挠度特征值，图9为东主坝现状面板顺坡向应力沿高度分布。从表6、图9可以看出，竣工后，东主坝现状面板在水压力及坝体和坝基变形影响下，面板挠度和应力随着时间的延长而缓慢增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趋于稳定；面板应力为压应力，且小于混凝土抗压强度，外延到坝顶附近也基本未出现拉应力，说明东主坝面板应力状态较好。实测压应力约为4.2 MPa，基本不出现拉应力，试验结果与实测结果基本一致。

表5 东主坝现状和加高后坝体及坝基沉降特征值　单位：mm

表6 东主坝现状和加高后面板挠度特征值　单位：mm

4.2 加高后坝体及坝基性状

表5列出了东主坝加高后坝体及坝基沉降特征值，从表5可以看出，与现状相比，空心箱体加高后，竣工期坝体及坝基沉降增量很小；蓄水期覆盖层沉降增大2 mm，坝体最大沉降增大2 mm，坝顶沉降增大3 mm；竣工5 a，覆盖层沉降增大5 mm，坝体最大沉降增大6 mm，坝顶沉降增大9 mm。堆石体加高后，竣工期覆盖层沉降增大1 mm，坝体最大沉降增大1 mm，坝顶沉降增大2 mm；蓄水期覆盖层沉降增大3 mm，坝体最大沉降增大4 mm，坝顶沉降增大7 mm；竣工5 a，覆盖层沉降增大8 mm，坝体最大沉降增大10 mm，坝顶沉降增大15 mm。

图9 东主坝现状面板顺坡向应力沿高度分布

表6列出了东主坝加高后面板挠度特征值，从表6可以看出，30 m、22 m、14 m高程处面板挠度与现状相比，空心箱体加高后，蓄水期增量分别为3 mm、2 mm、2 mm，竣工5 a增量分别为7 mm、5 mm、3 mm；堆石体加高后，蓄水期增量分别为7 mm、5 mm、3 mm，竣工5 a增量分别为13 mm、9 mm、6 mm。

图10为东主坝加高后面板顺坡向应力沿高度分布图，从图10可以看出，30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程处面板应力与现状相比，东主坝空心箱体加高后，蓄水期增量分别为-0.04 MPa、-0.08 MPa、0.27 MPa、0.39 MPa、0.20 MPa，竣工5 a增量分别为-0.12 MPa、-0.22 MPa、0.47 MPa、0.64 MPa、0.38 MPa；堆石体加高后，蓄水期增量分别为-0.09 MPa、-0.17 MPa、0.52 MPa、0.53 MPa、0.39 MPa，竣工5 a增量分别为-0.20 MPa、-0.35 MPa、0.82 MPa、0.75 MPa、0.66 MPa。

离心模型试验结果表明，东主坝空心箱体加高和堆石体加高后，坝体和坝基沉降、面板挠度和顺坡向应力变化不大，且很快趋于稳定；面板应力极大部分为压应力，且小于混凝土抗压强度，外延到坝顶附近也未出现拉应力。因此，东主坝2种加高方案均可行。

5 结 论

（1）东、西主坝现状坝体经15 a的运行，坝体及坝基沉降、面板应力已稳定，面板应力为压应力，小于混凝土抗压强度，上、下游坝坡稳定。大坝正常工作性态良好，整体稳定安全。

（2）东、西主坝空心箱体加高和东主坝堆石体加高后，坝体及坝基沉降、面板应力增量不大，且很快稳定，面板应力大部分为压应力，小于混凝土抗压强度，坝顶可能出现很小的拉应力，上、下游坝坡稳定。

图10 东主坝加高后面板顺坡向应力沿高度分布

（3）西主坝堆石体加高后，坝体及坝基沉降、面板应力有一定的增大，面板应力大部分为压应力，小于混凝土抗压强度，坝顶附近可能出现一定的拉应力，上、下游坝坡稳定。

（4）试验结果表明，2种加高方案均可行，但空心箱体加高方案优于堆石体加高方案。

［1］ 屠立峰，包腾飞，陈 波.基于MSC.Marc软件的面板堆石坝加高的可行性研究［J］.三峡大学学报（自然科学版），2015，37（5）：9－13.

［2］ 李月娇，包腾飞，王 慧，等.某重力坝加高方案的可行性研究［J］.水力发电，2015，41（4）：46－49.

［3］ 王年香，章为民.土工离心模型试验技术与应用［M］.北京：中国建筑工业出版社，2015.

［4］ 岩土离心模拟技术的原理和工程应用编委会.岩土离心模拟技术的原理和工程应用［M］.武汉：长江出版社，2011.

［5］ Higo Y，Lee C W，Kinugawa，et al.Study of dynamic stability of unsaturated embankmentswith different water contents by centrifugal model tests［J］.Soils and Foundations，2015，55（1）：112－126.

［6］ 孙柏涛，徐 博，王忠涛，等.深厚软粘土地基沉降的离心模型实验研究［J］.水利与建筑工程学报，2014，12（5）：73－78.

［7］ 王年香，顾行文，任国峰，等.充填土袋受力和变形特性离心模型试验研究［J］.三峡大学学报（自然科学版），2014，36（5）：37－41.

［8］ 张 宇，王忠涛，赵守正.双向水平循环荷载下单桩承载力的离心模型实验［J］.水利与建筑工程学报，2014，12（4）：27－31.

［9］ Boris Rakitin，Ming Xu.Centrifuge modeling of large－diameter underground pipes subjected to heavy traffic loads［J］. Canadian Geotechnical Journal，2014，51（4）：353－368.

［10］ Kererat C，Sasanakul I，Soralump S.Centrifuge modeling of LNAPL infiltration in granular soil with containment［J］. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2013，139（6）：892－902.

［11］ Gourvenec S.A centrifuge study on the effect of embedment on the drained response of shallow foundations under combined loading［J］.Géotechnique，2011，61（12）：1055－1068.

［12］ 王年香，章为民，顾行文，等.高堆石坝心墙渗流特性离心模型试验研究［J］.岩土力学，2013，34（10）：2769－2774.

［13］ 王年香，章为民，张 丹，等.高心墙堆石坝初次蓄水速率影响研究［J］.郑州大学学报（工学版），2012，33（5）：72－76.

［14］ Kohgo Y，Takahashi A，Suzuki.Centrifuge model tests of a rockfill dam and simulation using consolidation analysis method［J］.Soils and Foundations，2010，50（2）：227－244.

［15］ 徐泽平，侯瑜京，梁建辉.深覆盖层上混凝土面板堆石坝的离心模型试验研究［J］.岩土工程学报，2010，32（9）：1323－1328.

［16］ Salemi S H，Baziar M H，Merrifield C M.Dynamic centrifuge model tests on asphalt-concrete core dams［J］. Géotechnique，2009，59（9）：763－771.

［17］ 张延亿，徐泽平，温彦锋，等.糯扎渡高心墙堆石坝离心模拟试验研究［J］.中国水利水电科学研究院学报，2008，6（2）：86－92.

［18］ 徐光明，章为民.离心模型中的粒径效应和边界效应研究［J］.岩土工程学报，1996，18（3）：80－86.

［19］ 章为民，徐光明.土石坝填筑过程的离心模拟方法［J］.水利学报，1997，28（2）：8－18.

Centrifuge Modeling Test on Concrete Face Rockfill Dam Heightening

WANG Nianxiang1，2，SHI Liandong3，YING Lifeng3，GU Xingwen1，2，REN Guofeng1，2
（1.Nanjing Hydraulic Research Institute，Nanjing，Jiangsu 210024，China；2.State Key Laboratory of Hydrology－Water Resources and Hydraulic Engineering，Nanjing，Jiangsu 210029，China；3.Shaoxing Tangpu Reservoir Co.，Ltd.，Shangyu，Zhejiang 312364，China）

The east and west dams of Tangpu reservoir are concrete face rockfill dams built on soft soil foundation.The schemes of hollow box and rockfill were proposed for the dams heightening.The stress and deformation of dam，foundation and face would change with the increase of dam height and water level.Centrifuge modeling tests were carried out to study the behavior of stress and deformation of the current and heightened dams and the feasibility of heightening scheme. The current west and east dams are stable and at good condition after 15 years operation.When east and west dam heighten with hollow box，and east dam heighten with rockfill，the settlement of dam and stress of face would increase slightly and soon become stable.The stress of most face is compressive stress，and the stress of face near the crest may be small tensile stress.The stress of face is less than the strength of concrete.The dam slopes are stable.When west dam heighten with rockfill，the settlement of dam and stress of face would increase for a certain extant.The stress of most face is compressive stress，and is less than the compressive strength of concrete.The stress of face near the crest may be tensile stress.The dam slopes are stable.It indicat that the two heightening schemes are acceptable，but hollow box heightening scheme is better than rockfill heightening scheme.

concrete face rockfill dam；heightening；stress；deformation；centrifuge modeling test

TV641.4

A

1672—1144（2016）05—0013—07

10.3969/j.issn.1672-1144.2016.05.003

2016－06－11

2016－07－09

国家自然科学基金项目（51179106）

王年香（1963—），男，江西信丰人，博士，教授级高级工程师，博导，主要从事岩土工程基本理论和试验研究工作。E－mail：nxwang@nhri.cn