竹寿水库扩容及调水工程大坝加高设计及应力变形三维有限元分析

张 运 花， 雷 杨

(中国水电顾问集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 311122)

竹寿水库扩容及调水工程大坝加高设计及应力变形三维有限元分析

张 运 花， 雷 杨

(中国水电顾问集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 311122)

竹寿水库老坝坝型为粘土心墙碾压石渣坝，最大坝高为63.4m，加高后新坝坝型改为混凝土面板堆石坝，最大坝高为98.1m，通过在老坝坝轴线部位打设混凝土防渗墙后，由防渗墙、连接板、趾板和面板构成完整的防渗体系，有效解决了原坝体渗漏问题。竹寿水库库容及调水工程大坝加高设计及应力变形三维有限元分析也为其他工程类似补强加固及水库扩容项目的设计提供了参考。

水库扩容；大坝加固与加高设计；应力变形；三维有限元

0 引 言

原竹寿水库枢纽工程位于四川省凉山州会理县黄柏乡境内，是阴洞河上的一座中型水库。大坝坝址以上流域面积69 km2，水库总库容为1 130万m3，有效库容884.5万m3，死库容100万m3，为中型水库，设计灌溉面积3.2万亩。竹寿水库扩容后，水库正常蓄水位2 444 m，总库容3 516.2万m3，有效库容2 907.2万m3，设计灌溉面积8.06万亩，工程等别属III等中型工程。

竹寿水库大坝加高工程为原63.4 m高心墙土石坝上加高38.4 m，总坝高98.1 m，老坝坝高及加高高度均超过国内已有类似工程。同时坝址区地震基本烈度Ⅷ度，地震动峰值加速度为0.2 g。因此，大坝加高工程在蓄水、运行期及地震条件下的坝体不均匀变形、防渗体及止水的变形与安全、应力与稳定等是工程的关键技术问题。

1 原竹寿水库拦河坝布置及安全鉴定结论

原竹寿水库拦河大坝采用粘土心墙碾压石渣坝，坝顶高程2 416.10 m，大坝全长190.00 m，防浪墙顶高程2 417.10 m，坝顶宽度6.0 m，上游坝坡为1∶2.2～1∶2.8，设有两级马道。下游坝坡为1∶1.7～1∶1.9，下游坡亦设有两级马道。上、下游坝脚均设堆石棱体。坝坡保护上游为干砌块石，下游采用干砌块石拱圈+圈内草皮护坡，干砌块石厚度均为40 cm。砾质土心墙顶宽6.0 m，墙顶高程2 415.3 m，上、下游边坡均为1∶0.4；心墙上游坡上段自墙顶至2 370.9 m高程为反滤层，该高程以下为1975年施工时的临时拦洪断面被推平后的残体形成的平台，与心墙底部连成一体，使心墙呈一反“L”形。心墙上下游混合砂反滤层厚均为50 cm，坡度与心墙边坡一致，并在上游混合砂反滤层前坡设复合土工膜，与砾质土心墙联合防渗，心墙下游坡与混合砂反滤层间铺设土工布。原竹寿水库大坝典型剖面图详见图1。

2009年对竹寿水库大坝进行了安全评价工作，结论如下：由于水库建设期较长、施工设备和施工工艺等原因，竹寿水库大坝存在大坝下游坝坡安全系数不满足规范要求、绕坝渗漏问题突出等安全隐患。为了保证当地的经济发展和大坝本身的安全，结合扩容调水工程，对水库大坝枢纽工程进行除险加固整治，消除安全隐患是十分必要的。

2 大坝加高与老坝坝体防渗系统加固设计

本工程加高部分坝体采用混凝土面板堆石坝，加高后大坝坝顶高程2 451.0 m，最大坝高98.10 m，坝顶长度271.47 m，坝顶宽度10.00 m，坝顶上游设钢筋混凝土防浪墙，墙顶高程2 452.20 m。坝体上游面坡比为1∶1.4，下游面坡比1∶1.5，在下游面设置宽度4.5 m的之字路。坝体从上游向下游依次分为：混凝土面板、垫层区、过渡区、主堆石区、下游次堆石区及砌块石护坡等区域。竹寿水库加高大坝典型剖面图详见图2。

图2 加高大坝典型断面图

表1 坝料“南水”模型参数

原坝体心墙部位采用80 cm厚混凝土防渗墙加固；加高堆石坝体采用钢筋混凝土面板与趾板共同作用形成坝体的防渗体，趾板通过周边缝及止水与面板连接；混凝土防渗墙与趾板之间设置连接板。考虑到原竹寿大坝堆石填筑质量较差，为使加高堆石坝河床部位趾板及连接板坐落于相对稳定基础，挖除原大坝2 407.60 m高程以上坝壳堆石，从下至上依次采用碾压堆石、过渡料和垫层料换填至2 412.60 m高程，以此作为加高堆石坝防渗体基础。连接板下部局部设特殊垫层区。

3 大坝加高变形和应力分析

采用三维有限单元进行大坝加高施工期及运行期坝体应力和变形分析。

3.1 计算模型及参数

堆石料的本构模型以沈珠江院士提出的“南水”双屈服面弹塑性模型为主，该模型与非线性弹性模型相比，可以考虑堆石体的剪胀和剪缩特性，能够较为真实地反映坝体的应力应变性状。

竹寿水库新填筑堆石料岩性为奥陶系红石崖组(O1h)石英砂岩、细粒砂岩夹粉砂质泥岩、巧家组(O2q)灰色薄―中厚层砂岩、白云岩、灰岩等，根据设计填筑标准和现场检测资料对加高坝体的堆石料和老坝坝体填筑料开展了三轴CD试验，根据试验成果确定的计算参数见表1。

3.2 三维应力应变结果及分析

3.2.1 0+125断面应力变形

由于老坝1996年5月已经竣工，至今已有20多年时间，老坝固结变形亦已完成，故只考虑新坝填筑及蓄水后的应力变形及其对老坝应力变形的影响，表2列出了0+125断面的应力变形特征值，其中应力以压为正，拉为负。

表2 大坝应力变形特征值

计算结果显示：由于新坝坝料模量较高，故最大水平位移发生在老坝坝体内，最大沉降则发生新老坝的交界面上，竣工期坝体的最大沉降为38.3 cm，最大沉降约为该部位坝体高度的0.48%，蓄水后在上游水荷载作用下，最大沉降增大为39.9 cm；竣工期指向上下游方向的水平位移分别为12.0 cm和4.63 cm，蓄水后在水荷载作用下指向上游的最大变形减小为7.67 cm，指向下游的水平位移增大为5.21 cm。

由于本工程河谷宽高比约为2.6∶1，河谷较窄，应力计算结果显示，最大大主应力仅为自重的0.74倍，故最大沉降较小。由于防渗墙模量较大，在防渗墙部位产生了明显的应力集中。竣工期和蓄水期坝体内应力水平均较小，没有出现塑性破坏区域。

3.2.2 防渗墙应力变形

由于防渗墙为新坝填筑至▽2 447.9 m后再进行打设，竣工期防渗墙不会产生变形，故仅给出蓄水期的变形分布。对于坝轴向位移，表现为由两侧向河床部位的挤压，指向右岸和指向左岸的变形分别为0.12 cm和0.11 cm，坝轴向位移总体上较小；对于顺河向位移，在水荷载作用表现为指向下游的变形，最大值为10.6 cm，由于防渗墙上部采用换填堆石料且受连接板的顶托作用，防渗墙顺河向变形自下而上表现为先增大后略有减小；对于垂直向位移，在上部水荷载作用下自下而上逐渐增大，最大值为0.48 cm。

表3 防渗墙应力变形特征值

由于防渗墙在新坝填筑基本完成后再进行打设，因而竣工期上下游面的应力差别较小，防渗墙应力也主要由自重所产生，拉压应力均较小。在蓄水期，对于坝轴向应力，与变形方向相对应，蓄水后上游面表现为中间受压两端受拉，下游面则基本表现为受压，但两侧的压应力要明显大于河床部位的压应力；对于大主应力，由于蓄水期变形指向下游，因而下游面应力大于上游面应力，同时，由于岸坡附近墙的高度相对较小，加之边界约束条件的影响，致使岸坡附近局部应力集中，因而两岸岸坡部位的应力较大，最大压应力为12.0 MPa；对于小主应力，上下游面均表现为中间部位受压，两侧受拉，基本都在―1.0 MPa以内，最大值为―1.74 MPa。

按混凝土极限压应变700 με、极限拉应变100 με考虑，则C25混凝土的允许抗压强度和抗拉强度分别为19.6 MPa和―2.8 MPa，从上述计算结果来看，防渗墙的拉压应力均在C25素混凝土的允许范围内。

3.2.3 面板应力变形

由于趾板置于老坝上且面板为坝体填筑完成后再浇筑，故面板挠度表现为自下而上逐步增大，最大值为6.37 cm，挠曲率为0.11%，在已建坝的实测挠曲率(0.02%～0.28%)范围内；面板轴向位移基本表现为由两岸向河谷中央变形，右侧面板指向左岸的最大变形为0.45 cm，左侧面板指向右岸的最大变形为0.50 cm。

表4 面板应力变形特征值

面板坝轴向应力在河谷中部表现为受压，最大压应力为1.47 MPa，左右侧存在受拉区，最大拉应力为1.25 MPa；顺坡向应力主要表现为压应力，最大值为1.86 MPa，顶部存在拉应力区，最大值0.68 MPa。拉压应力远小于混凝土的允许抗拉和抗压强度，混凝土面板不会发生破坏。

3.2.4 趾板与连接板以及连接板与防渗墙之间的相对变位

表5列出了防渗墙与连接板、连接板与趾板各个接缝的变形。其中水平错动：坝轴向相对变形，上游侧指向河谷为正；张开：顺河向相对变形，张开为正；垂直错动：垂直向相对变形，下游侧向下为正。

表5 接缝变形 /mm

3.2.5 面板周边缝和垂直缝变形

蓄水期周边缝的三向变形和垂直缝最大张开量见表6所示。

表6 周边缝和垂直缝变形 /mm

对水平错动，下游侧较之上游侧的错动值要大，且整体上表现为向河谷中央收缩，最大水平错动约为6 mm；对张开量，连接板和防渗墙之间，在水荷载作用下，接缝呈闭合状态，趾板和连接板之间也基本呈闭合状态，但在两侧与岸坡接触部位，局部呈张开状态，最大张开量为0.74 mm；对垂直错动，越靠近上游侧沉降越小，加之防渗墙嵌固于基岩上，防渗墙自身的压缩变形很小，因而连接板与防渗墙之间的错动最大，最大值约为36 mm，趾板和连接板之间的错动则较小，最大值约为2 mm。由此可见，三向变位中，仅连接板和防渗墙之间的垂直错动较大，现有的止水结构完全可以适应这样的变形。现有趾板和连接板长度的设置是合适的。

周边缝三向变位中，切向错动都指向河谷，右岸岸坡总体上较陡，因而剪切错动量总体上较大，最大值为3.7 mm；对于沉陷，趾板位于覆盖层部位的沉陷量较小，而趾板位于基岩部位的沉陷量相对较大，最大值为4.8 mm；两岸部位的周边缝基本处于张开状态，而河床部位的周边缝基本处于闭合状态，最大张开量为2.0 mm。

在库水压力作用下，面板轴向位移指向河谷中央，两岸附近面板产生轴向拉应力，因而这部份面板的垂直缝必然张开，不过张开量较小，最大值只有2.6 mm。

4 结 语

竹寿水库老坝坝型为粘土心墙碾压石渣坝，最大坝高为63.4 m，加高后新坝坝型改为混凝土面板堆石坝，最大坝高为98.1 m，通过在老坝坝轴线部位打设混凝土防渗墙后，由防渗墙、连接板、趾板和面板构成完整的防渗体系，有效解决了原坝体渗漏问题。采用三维有限单元方法对加高坝体进行了施工填筑、蓄水运行和运行期发生地震的仿真模拟计算，计算结果显示应力变形规律与类似工程已建大坝的观测成果类似，变形基本协调、可控。可见竹寿水库大坝加高设计方案是可行的，采取一定的工程措施后其安全性是有保障的。竹寿水库库容及调水工程大坝加高设计及应力变形三维有限元分析也为其他工程类似补强加固及水库扩容项目的设计提供了参考。

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张运花(1984- )，女，山东菏泽人，大连理工大学水工结构工程专业，工程师，现于中国电建华东勘测设计研究院有限公司从事工程设计；

雷 杨(1984- )，女，四川巴中人，河海大学水文与水资源专业，工程师，现于中国电建华东勘测设计研究院有限公司从事工程管理.

(责任编辑：卓政昌)

2017- 07- 20

TV697.3；TV698.2+3；TG115.22+2.2

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1001- 2184(2017)04- 0107- 04