土石坝超深混凝土防渗墙变形与受力分析

2018-05-17，，，

长江科学院院报 2018年5期

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(1.国家大坝安全工程技术研究中心，武汉 430010；2.长江勘测规划设计研究院有限责任公司，武汉 430010； 3.南京水利科学研究院，南京 210029)

1 研究背景

据统计，我国需要加固的大坝中土石坝占比93.3%，而土石坝坝体防渗加固采用混凝土防渗墙的占52%[1]。混凝土防渗墙能适应各种复杂地质条件，可在水库不放空的条件下施工，且防渗可靠性高，越来越多的高土石坝开始采用超深混凝土防渗墙进行防渗加固。由于超深混凝土防渗墙受坝体应力、库水压力、加固荷载、基础强约束及河谷拱效应等复杂外力作用，其墙身应力应变值会随着深度加深而逐渐增大，受力情况变得尤为复杂，这给防渗墙物理力学设计指标选取、施工材料配比选择、特殊部位结构布置、墙体安全性评判等带来难度。

花凉亭水库位于安徽省太湖县境内，是一座以防洪、灌溉为主的大(1)型水利枢纽工程，大坝始建于1958年，为黏土心墙砂壳坝，最大坝高58 m[2]。针对该坝上游坝体砂层地震液化、上游坝坡局部稳定不足、心墙填筑质量差、坝基分布深厚中粗砂层、下游常年渗漏涌砂等安全隐患，采取了上游帮坡压重抗液化加固和坝体混凝土防渗墙加固等措施。由于该工程防渗墙深度大，达66.4 m，上游库水和帮坡压重会改变防渗墙的应力分布，墙体安全难以评判。考虑到目前国内外较少研究超深混凝土防渗墙在坝体内的位移与应变规律，且尚未开展大坝上游帮坡对混凝土防渗墙受力影响的研究，为此本文结合花凉亭水库加固工程的研究成果从三维数值仿真和监测资料验证等方面，分析60 m级混凝土防渗墙在经历大坝加固、蓄水及运行等过程后的应力应变分布规律，对防渗墙安全性提出判断，为超深混凝土防渗墙的设计提供借鉴。

2 防渗墙设计与施工

花凉亭水库大坝采取“坝体混凝土防渗墙+坝基帷幕灌浆”防渗加固，混凝土防渗墙沿大坝黏土心墙轴线布置，防渗墙穿过坝基砂层入岩0.5～2.0 m，长540 m，最大墙深66.4 m，墙厚80 cm，面积2.35万m2。防渗墙技术参数：黏土混凝土防渗墙，28 d立方体抗压强度≥15 MPa、弹性模量≤15 000 MPa、抗渗等级W8、允许渗透比降(J)≥80[2]。

混凝土防渗墙采用上部“纯抓法”与坝基“钻劈法”成槽、膨润土泥浆护壁及清孔、导管法浇筑混凝土等工艺施工。施工程序为[3]：场地平整→构筑施工平台(包括浇筑槽口板)→铺设道轨→安装钻机施工→抓斗(钻劈)成槽→终孔验收→下设预埋管→混凝土导管→浇筑混凝土。为满足坝基帷幕灌浆需要，沿防渗墙轴线间距1.5 m布置灌浆预埋管。大坝加固后，采用高密度电法测试了大坝混凝土防渗墙的质量，通过实测坝体纵向电阻率分布，反演防渗墙墙体解译图，墙身未见明显的高阻体或低阻体，墙身均匀完整[4]。

花凉亭水库除险加固工程于2009年9月正式开工，2013年12月通过了竣工验收。施工初期自66.5 m高程平台外边线往上游按1∶1.5坡比进行水下抛石帮坡，待66.5 m高程平台形成后，再实施以上石渣料帮坡施工(系坝体抗液化压重加固，抛石垂直厚度≥5.5 m)，石渣料帮坡至高程80.0 m后，开始坝体混凝土防渗墙施工，其余部分水下抛石及石渣料帮坡于后期施工，加固剖面见图1[2]。

图1 花凉亭水库大坝加固典型剖面Fig.1 Typical profile of reinforcement in Hualiangting dam

由于后期顶部石渣料帮坡和水库蓄水会向坝体传递压应力，影响坝体混凝土防渗墙受力，对防渗墙的安全性进行了系统分析。

3 三维数值仿真分析

为了充分考虑河谷的空间效应，采用三维有限元仿真模拟大坝全周期运行过程，分析超深混凝土防渗墙在坝体应力、库水压力、上游帮坡压重和基础约束等作用下的受力影响，有限元网格模型见图2[5]。

图2 大坝三维有限元仿真计算模型Fig.2 Three-dimensional finite element model of dam

3.1 计算方法

采用基于Biot固结理论的有效应力法。①全生命周期建造过程模拟：原始大坝分级加载建造→蓄水→运行50 a等，以获得真实的加固前坝体应力状态；②加固阶段过程模拟：分级加载建造混凝土防渗墙→上游帮坡→蓄水→运行等，得到库水位恢复至正常蓄水位时，坝体及混凝土防渗墙的挠度变形和应力分布等相比加固前的累积增量。

3.2 土石料本构模型及参数

采用沈珠江院士提出的南水双屈服面弹塑性模型，该模型与非线性弹性模型相比，可以考虑土石料的剪胀和剪缩特性，从而更真实地反映坝体的应力应变性状。其切线杨氏模量Et和切线体积比μt表达式分别为[5]：

Et=Ei(1-RfSl)2=

(1)

(2)

式中：Ei为初始切线模量；K为初始弹性模量系数；n为初始弹性模量随围压σ3变化的幂次；c和φ分别为材料的黏聚力和内摩擦角；Rf为破坏比；Sl为应力水平;cd为σ3=1Pa时最大体应变；nd为体应变随围压σ3变化的幂次；Pa为1个标准大气压；Rd为最大体应变发生时的应力比；Rs=Rf·Sl。

切线体积比μt亦可由切线泊松比νt转换得到，公式为

μt=1-2νt=

(3)

即该模型可采用G，F，D参数代替cd，nd，Rd参数。土石坝料模型参数见表1。混凝土防渗墙采用线弹性模型，弹模为22 GPa，泊松比为0.167。

表1 大坝土石料南水双屈服面模型参数Table 1 Parameters of Shen Zhujiang’s double-yield surface model for earth-rock materials of dam

图3 正常蓄水位下坝体及防渗墙的变形与应力情况Fig.3 Deformation and stress of dam and cut-off wall under normal water level

3.3 计算成果分析

大坝加固后至正常蓄水位运行时，坝体变形、防渗墙挠度和应力分布的累积变化见图3。

坝体变形(图3(a))：①大坝沉降主要位于上游帮坡区，最大沉降量为13.7 cm；②受上部帮坡荷载自重作用，帮坡区中下部发生指向上游的位移变形，最大位移量4.2 cm；③在上游帮坡和库水压力综合作用下，原坝体向下游变形，坝体中部最大位移量3.3 cm；④加固引起的老坝体变形量较小，防渗墙受坝体变形影响较小。

防渗墙挠度(图3(b))：①受坝体变形、库水压力、基础约束等综合作用，防渗墙呈向下游变形趋势，最大水平位移为3.4 cm，位于河床防渗墙中上部；②受基岩约束和底部坝体厚实等影响，底部坝体水平位移量很小，底部防渗墙的位移量也很小；③由于坝顶回填，使得顶部防渗墙发生向上游的位移，但位移量很小。

防渗墙应力(图3(c)、图3(d))：①一般情况下，坝体混凝土防渗墙整体处于受压状态，最大压应力位于墙体下游面底部，在6.0 MPa左右；②桩号0+350坝轴线拐弯处(见图2)，防渗墙受拐弯和基岩约束作用，上游面底部出现拉应力，最大值0.82 MPa，下游面底部压应力增大，最大值8.1 MPa，但压、拉应力均在C15混凝土设计强度允许范围内。由此说明，坝体混凝土防渗墙沿轴线方向出现拐弯对其受力是不利的。

4 监测验证分析

为了监测加固后防渗墙的运行状况，在桩号0+158，0+225，0+333 三个断面各布设了1组固定式测斜仪(每组6个测点)监测防渗墙挠度情况，在桩号0+160和0+335断面各布设了1组应力应变计(每组8支应变计和4支无应力计)监测防渗墙应力应变情况。防渗墙监测仪器布置如图4。

图4 防渗墙监测仪器布置Fig.4 Layout of monitoring instruments for cut-off wall

4.1 防渗墙挠度变形

(1)2010年2月4日取得初始数据后至2015年4月18日(其中2014年7月库水位达81.35 m)桩号0+158，0+225，0+333三个断面防渗墙顶部最大水平位移分别为2.38，1.58，1.31 cm，防渗墙挠度变形较小。

(2)2016年7月6日，库水位高达85.67 m，此时防渗墙挠度监测的最大水平位移约2.40 cm，变形量仍较小，见表2。

(3)从监测数据来看，蓄水初期(前2 a)防渗墙水平位移有所增加，后期变形趋于稳定。

4.2 防渗墙应力应变

(1)如图5，初期2010年3月—2012年3月，S11和S12应变计监测混凝土防渗墙的应变量在逐渐上升，经过初期发展，到2012年变形趋于稳定。

(2)上游库水位变化对防渗墙应力的影响较小，说明防渗墙应力主要由坝体沉降变形产生。

(3)2010年3月—2015年4月，根据应变计实测应变量推算的应力变化量有限，为-1.61(S13)～2.39(S14)MPa(注：负为主压应力减少值、正为主压应力增加值)，若考虑防渗墙自重应力，加固引起监测部位防渗墙的应力变化较小，不会发生拉压破坏。

表2 高水位下防渗墙各监测点挠度变形实测值

图5 防渗墙应变与库水位相关变化过程线Fig.5 Correlation between strain of cut-off wall and water level of reservoir

5 仿真计算与监测数据对比分析

(1)防渗墙挠度对比分析：监测数据表明库水位蓄至85.67 m时防渗墙最大水平位移约2.40 cm，仿真计算表明库水位蓄至正常蓄水位88.00 m时防渗墙最大水平位移约3.40 cm，随着库水位上升防渗墙挠度呈增长趋势，但防渗墙整体位移量较小[6]，挠度对防渗墙安全影响较小。

(2)防渗墙应力对比分析：①监测数据表明防渗墙运行5 a来，S13和S14应变计所在位置的墙体应力变化量为-1.61～2.39 MPa，上游面主压应力有所减少，下游面主压应力有所增加，但变化量均较小，这与防渗墙整体挠度变形规律一致；②仿真计算表明库水位蓄至正常蓄水位88.00 m时，S13和S14应变计所在位置的墙体计算大主应力为3.12～6.78 MPa，墙体挠度变化对主应力分布影响有限，墙体应力处于安全范围内。