高聚物防渗墙土石坝及其应力场与渗流场耦合分析

徐建国，方 姝，王 博，王 刚

(郑州大学 水利与环境学院， 河南 郑州 450002)

高聚物防渗墙土石坝及其应力场与渗流场耦合分析

徐建国，方 姝，王 博，王 刚

(郑州大学 水利与环境学院， 河南 郑州 450002)

系统介绍了土石坝防渗加固工程中高聚物防渗墙的施工方法和步骤，在考虑实际工程条件基础上，建立坝体正常蓄水情况下高聚物防渗墙土石坝应力场与渗流场耦合分析的数值模型。高聚物防渗墙堤坝在考虑渗流-应力耦合作用时，坝体不同位置处的最大压应力的结果要大于不计耦合时的压应力值，且高聚物防渗墙竖向位移和水平位移值考虑耦合时明显大于不计耦合时，坝体内浸润线位置也有同样变化。分析结果说明忽略渗流与应力耦合作用会导致坝体和墙体的位移和应力计算结果偏小，为今后高聚物防渗墙除险加固工程的设计及施工提供理论依据。

高聚物防渗墙；土石坝；渗流场；应力场；耦合分析

渗流问题是堤坝安全的关键，堤坝防渗的最常用的方法之一就是建立防渗墙，随着各种新兴材料的出现，防渗墙的材料也一直在改进[1-2]，由最初的普通混凝土发展为钢筋混凝土、塑性混凝土、黏土混凝土、非水反应类聚氨酯高聚物防渗墙等。而非水反应类聚氨酯作为堤坝防渗加固材料，具有质轻、早强、膨胀力大、无污染、防渗性能好、耐久性和力学性能优良等诸多优点，相比于刚性混凝土防渗墙弹性模量大、易出现裂缝，高聚物防渗墙正好弥补了这些，也弥补了塑性混凝土防渗墙因强度低引起防渗效果差的弱点。这几年，在高聚物防渗墙理论研究方面国内也取得了一些成果，而且在高聚物防渗墙的施工技术方面也取得了巨大的进步和创新。文献[3]经过大量的试验研究证明双组分发泡聚氨酯是一种综合性能优良的堤坝防渗加固注浆材料，且以流变学、断裂力学及岩土力学理论为基础，计算出了不同注浆量时定向劈裂缝的扩展长度及开度。徐建国等[4]分析了高聚物防渗墙与混凝土防渗墙在静力与地震荷载下的应力分布及破坏特性的差异。陈玲等[5-6]以高聚物防渗墙对坝体防渗治漏，验收结果证实了高聚物防渗墙优良的防渗效果。查阅现有研究成果发现，涉及高聚物防渗墙与堤坝整体的受力特性的研究较少，因此本文采用数值模拟的方法研究高聚物防渗墙堤坝和高聚物防渗墙受水压力荷载时应力场的应力变形特性，以及与渗流场耦合时的分析结果，为今后堤坝除险加固和防渗工程中高聚物防渗墙的设计及施工提供参考。

1 高聚物防渗墙施工方法简介

土石坝高聚物防渗墙施工时主要利用履带式液压成槽机将三锥头成槽板钻具压入土体中至预定深度后拔出形成前序槽孔，如图1～图2；槽孔采用布袋注浆接头或气袋接头搭建而成如图3；重复上述工序，注浆完成后既可形成连续搭接的高聚物防渗墙(见图4)；图5为高聚物防渗墙成墙后进行的开挖注水试验，试验经长时间蓄水而不发生侧面渗漏，说明高聚物槽孔注浆与联体成墙技术防渗效果优良。

图1 静压成槽施工示意

图2 槽孔施工示意图

图3 布袋封孔及槽孔注浆示意图

图4 注浆后形成的连续搭接防渗墙

图5 高聚物防渗墙防渗效果试验

2 高聚物防渗墙土石坝渗流场与应力场耦合分析

对于土石坝等多孔介质，渗流场是通过渗透体积力和渗透压力对应力场产生直接影响的。当在渗透力作用下应力场发生改变时，土体的体积应变和孔隙率也将发生相应的变化，一般土的孔隙率越大，其渗透系数也越大，渗透系数是孔隙率的函数，应力场对渗流场的影响通过改变土体体积应变和孔隙率从而影响土体渗透率，最终影响土石坝渗流场。在土石坝正常运行时，只有充分考虑渗流场和应力场的耦合作用，才能反应土石坝的真实状态，由文献[7-10]可知土石坝渗流场与应力场耦合分析时的数学模型为：

(1)

(2)

式中：H为水头；K为渗透系数；Ω为同一求解区域；Γ1为已知水头边界；Γ2为已知流量边界；Γ3为渗流自由面边界；n为法线方向；fi为体积力；σij为应力张量；εij为应变张量；ui为位移；λ、G为土体弹性常数；εji为体积应变；δij为Delta置换坐标；Sσ为已知面力边界；τi为已知面力;Su为已知位移边界。

(3)

第n+1次和第n次迭代的渗流场水头分布差要小于其水头精度εH，应力张量场分布差也要小于其应力求解精度εσ。最终得出耦合后的渗流场水头和应力场为：

(4)

3 高聚物防渗墙土石坝数值分析

3.1 数值模型创建

首先利用试验结果创建并标定合理的数值计算模型[11]，确定模型中材料本构模型参数、接触面设置和边界条件；然后根据以上已知参数、设置和条件，创建基于原型工况的数值计算模型，对高聚物防渗墙土石坝进行计算，得到防渗墙和坝体的浸润面，主应力云图以及竖向和水平向的位移变形图。利用ABAQUS软件建立二维模型[12]，考虑到防渗墙和坝体坝基之间复杂接触问题采用4节点四边形孔压平面应变单元CPE4P，土体材料采用邓肯(Duncan)-张(Chang)非线性弹性E-B模型[13]，模型参数设置见表1。

在ABAQUS中选择输出数据、控制求解方法等需要在分析步(Step)中设置完成。该数值模型共创建三个分析步，依次为默认初始分析步用于施加边界条件；地应力，通用分析步用于施加重力；静力分析步用于施加坝前水压力；边界设置渗流边界和坝基底部水平和竖直约束以及左右水平约束[14-15]。土石坝中防渗墙与土体之间的接触面，采用古德曼 (Goodman)无厚度单元模拟，古德曼单元通常将剪力和剪切变形之间的关系模拟为非线性弹性，计算模型有限元网格划分如图6所示。

表1 模型材料参数

图6 有限元网格剖分

3.2 坝体压应力结果分析

仅考虑静力荷载作用与考虑渗流场与应力场相互耦合作用时，两种情况下坝体最大主应力分布规律一致，趋势为从坝顶到坝底逐渐递增，并且最大压应力均位于坝基底部，如图7所示，考虑两场耦合时最大压应力为438.2kPa，而仅考虑静力荷载下的应力场时最大压应力为398.6kPa，考虑两场耦合比仅考虑应力场最大压应力增大约9.93%；高聚物防渗墙墙体最大压应力也是随墙体深度的增加而增大，耦合分析时墙体底部压应力值最大144.7kPa，仅考虑应力场时的最大压应力为126.3kPa，考虑两场耦合比仅考虑应力场最大压应力增大约12.7%；选取距防渗墙10m处，即防渗墙前和防渗墙后两个竖直截面、以及防渗墙处坝体竖直截面，对比此三处竖向截面沿不同高度最大压应力值如表2所示。选取距离坝底同一高度7.2m处单元，对比耦合与不计耦合的最大压应力值变化(见图8)，同一位置的耦合值明显大于不计耦合值，且由于坝体上游浸润线高于坝体下游浸润线，考虑耦合作用时的坝前最大压应力值均大于坝后对称位置值，但不计耦合时却没有该现象出现；选择高聚物防渗墙体内部单元并提取最大压应力绘制沿坝高折线图(见图9)，对应位置耦合值也明显高于不计耦合值，故此高聚物防渗墙在设计与计算时应当充分考虑渗流场与应力场的耦合作用对大坝内部及高聚物防渗墙墙体的最大压应力的影响。

图7 坝体最大主压应力分布

图8 相同高度压应力对比

图9 高聚物防渗墙最大压应力

3.3 防渗墙的位移变化

同混凝土防渗墙相比，高聚物防渗墙属于一种柔性防渗墙，在考虑渗流场与应力场耦合计算的墙体位移时，由于高聚物材料本身弹性模量与土体接近，墙体与周围土体有着良好的变形协调。由图10可知，在考虑耦合作用时，从坝顶至坝底的墙体水平位移有明显的先增加后减小的趋势，墙体水平位移最大值为10.51mm(在墙深3.26m处)，不计耦合作用下的水平位移最大值为10.05mm(在坝顶处)。由图11可知，墙体竖向位移无论是在考虑耦合和不计耦合作用时，从坝顶至坝底均呈现减小趋势，竖向位移最大值在坝顶处，考虑耦合作用时最大值为1.76cm，仅考虑应力场时最大值为1.35cm。高聚物防渗墙的横向位移和竖向位移除个别少数几个位置，考虑耦合的结果均大于不计耦合的结果，说明考虑耦合作用时，渗流场对坝体位移场计算值有较大影响，耦合计算使得结果更接近实际情况。

图10 防渗墙水平位移图

3.4 坝体孔压分布

渗流场与应力场耦合计算时，坝体孔压最大值为241.7kPa，在上游坝底处；仅考虑渗流场时，坝体孔压最大值也为240kPa，坝体主体部分孔压分布如图12和图13所示，灰色区域为非饱和的，分界线为浸润面位置。由于防渗墙的截渗作用，墙前后的水头有明显坡降，水头差为1.84m。

比较图12和图13可知，在防渗墙处有明显的坡降，说明防渗墙起到了较好的防渗作用，有效降低了坝体浸润线高度，考虑耦合与不计耦合时坝体渗流场比较接近，由图14可知，在坝体上游考虑耦合时浸润面要高于不计耦合的浸润面，而在坝体下游不计耦合时的浸润面要高于考虑耦合时的浸润面，但两者差别不大。

图11 防渗墙竖向位移图

图12 孔压等值线云图(考虑耦合)

图13 孔压等值线云图(不计耦合)

图14 浸润面位置对比

4 结 论

(1) 考虑渗流场与应力场耦合作用时土石坝压应力分布规律与仅考虑应力场时基本相同，土石坝坝体内部压应力，在考虑两场耦合时比仅考虑应力场时的明显增大，高聚物防渗墙墙体最大压应力也是随墙体深度的增加而增大。

(2) 选取坝前、坝中及坝后，即防渗墙前和防渗墙后两个竖直截面、以及防渗墙处坝体竖直截面，对比此三处竖向截面沿不同高度最大压应力值，耦合值明显大于不计耦合值；同时由于坝体上游浸润线高于坝体下游浸润线，考虑耦合作用时的坝前最大压应力值均大于坝后对称位置处的最大压应力值，但不计耦合时却没有该现象出现。

(3) 同混凝土防渗墙相比，高聚物防渗墙属于一种柔性防渗墙，在考虑渗流场与应力场耦合作用计算墙体位移时，由于高聚物材料本身弹性模量与土体接近，墙体与周围土体有着良好的变形协调。

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Seepage Field and Stress Field Coupling Analysis of Dam with Polymer Anti-seepage Wall

XU Jianguo, FANG Shu, WANG Bo, WANG Gang

(ZhengzhouUniversity,SchoolofWaterConservancy&Environment,Zhengzhou,Henan450002,China)

This paper systematically introduces the construction methods and steps of polymer anti-seepage wall in the anti-seepage and reinforcement works of the earth-rock dam, considering the actual engineering conditions, establish the numerical model of the coupling analysis between the stress field and the seepage field about earth-rock dam with polymer anti-seepage wall under normal water storage. Considering the seepage-stress coupling, the data of the maximum compressive stress at different positions of the dam are larger than the compressive stress without seepage-stress coupling, and the vertical displacement and horizontal displacement of the polymer anti-seepage wall are also greater, and the body infiltration line position of dam also has the same change. The results show that ignoring the seepage-stress coupling can lead to smaller calculation results of displacement and stress of dam and wall, which can provide theoretical basis for design and construction of polymer anti-seepage wall reinforcement.

polymer anti-seepage wall; earth-rock dam; seepage field; stress field; coupling analysis

10.3969/j.issn.1672-1144.2017.04.001

2017-04-02

2017-05-03

国家重点研发计划项目(2016YFC0401608)；国家自然科学基金项目(51579226)；水沙科学与水利水电工程国家重点实验室开放基金项目(sklhse-2016-C-02)；河南省科技攻关项目(142102310059)

徐建国(1965—)，男，河南孟津人，博士，教授，主要从事水工结构抗震等方面研究。 E-mail:Jianguoxu@zzu.edu.cn

TV641

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1672—1144(2017)04—0001—05