太平湾重力坝坝体水平位移异常变化成因分析

王 建，徐 琼，荆 凯

(1.河海大学 水利水电工程学院，江苏 南京 2100098；2. 辽宁东科电力有限公司，辽宁 沈阳 110180)

0 引 言

变形监测是大坝安全监测的重要组成部分，当监测中发现异常的变形时，通常表明大坝存在安全隐患或风险，必须加以重视。太平湾重力坝近二十年的位移变化总体上呈现出如下特征：河床坝段冬季向下游变形，夏季向上游变形，且总体为正值(向下游为正)；岸坡坝段则与之相反，冬季向上游变形，夏季向下游变形，且总体为负值。太平湾大坝所表现出的河床与岸坡坝段水平位移变形情况，与一般水工建筑物的变形规律有所不同，因此，该工程的水平位移规律具有一定的特殊性。

纵观现有工程，也不乏出现变形异常的例子，如梅山坝3号和12号垛侧向位移过大，李雪红等[1]运用时效分析、数学模型、有限元模型，定性定量、多方法多角度地综合分析，解释了是由温度荷载、地形以及坝体结构相互作用造成的。针对江垭大坝抬升过大的现象，王兰生等[2]分析得到水库蓄水变化造成的孔隙水压力增高是主要原因，并判断今后的升降变幅将逐渐减小。小浪底大坝的不协调变形[3]，则是由于不同区域的材料设计和力学性能没有很好地匹配。

从目前大坝变形成因分析研究现状可以看出，国内外对于河床与岸坡坝段变形规律相反的研究涉及不多。这种异常变形是什么原因引起的以及对大坝有什么样的影响，目前尚不清楚，所以本文对该异常变形成因进行分析。研究成果不仅能认识大坝结构变形过程的成因和机理，为后续研究提供理论参考，还可为类似大坝变形分析提供指导性参考。

1 工程基本情况

太平湾水电站位于鸭绿江下游，水库为日调节形式，死水位28.8 m，正常蓄水位29.5 m。枢纽建筑物由溢流坝(4号～32号坝段)、挡水坝(0号～3号、33号～61号坝段)、河床式厂房及变电站等组成，坝型为混凝土重力坝，坝全长1 185.5 m，最大坝高31.5 m，坝顶高程36.5 m。为监测大坝变形，在坝顶设置真空激光准直系统。垂线系统主要监测水平位移工作基点位移、校测坝体水平位移。其中正垂线1条，布置在20号坝段；倒垂线6条，布置在0、3、20、33、61号坝段，共9个测点，目前均采用监测自动化。大坝平面图与激光准直布置系统见图1。环境量过程线见图2。

针对上述坝体水平位移异常变化问题，研究对象选取典型变形异常坝段进行成因分析，分别为河床溢流坝段18号、河岸挡水坝段58号。图3是18号、58号水平位移实测值过程线，其中2006年与2014-2015年实测资料有缺失。本文首先结合大坝结构特征、监测系统布置，以及水文气象、地形地质、日照辐射等诸多条件，对异常变形的原因开展了定性分析与判断；再结合有限元法数值模拟，定量论证该大坝异常变形的成因。

图1 太平湾大坝立视图与激光布置图Fig.1 Taipingwan dam elevation view and laser plane layout

图2 环境量过程线Fig.2 Environment volume process line

图3 18号、58号坝段水平位移过程线(下游为正，上游为负)Fig.3 Horizontal displacement process line of 18# and 58# dam section (downstream is positive, upstream is negative)

2 定性分析

针对太平湾河床与岸坡坝段变形异常的特点，结合大坝结构特征、监测系统布置，以及水文气象、地形地质、日照辐射等诸多条件，对异常变形的原因开展了初步定性分析与判断，具体如下：

①如果岸坡坝段与河床坝段温度变形机制相同，那么必定是温度荷载(如水温滞后)或者是激光变形基点受深部地温滞后等因素引起，但由图5水温过程线可知，水温滞后气温的时间并不长(1个月左右)，因此不应导致半年的相位差；而从激光准值线的基准点温度滞后来看，目前尚没有充分的依据(根据对地形地貌以及日照辐射影响等的分析)证明可能存在半年左右的相位差，因此，初步推断是温度对岸坡坝段与河床坝段变形的影响不同或两者观测方法上存在差异。

②如果是由于温度对岸坡坝段与河床坝段变形的影响不同或两者观测方法上存在差异，那么根据现场的地形、地质、水位条件以及变形观测点的布置等因素，综合分析原因如下：

一方面，河床坝段位于水下的上游坝面受气温影响相对较小；而下游坝段处于空气之中，受气温变化显著。因此其温度变形的机制更多表现为：夏季，下游坝面升温幅度大而上游坝面升温幅度小，由此引起坝顶向上游转动，表现为向上游变形；冬季与之相反。另一方面，从河床坝段向岸坡坝段推进，随着坝基面逐渐提高，上游坝体在水下部分逐渐减少，岸坡坝段的上下游面总体均为直立面，且位于上游水位以上，因此温度变形主要为热胀冷缩的体积变形。激光准直所在的测点表现为冬季由于混凝土温降收缩向上游变形，而夏季由于混凝土温升膨胀向下游变形，由此估算出温度变幅如下：

Δu=±α·ΔT·S

(1)

式中：α为混凝土线膨胀系数，取1.0×10-5；ΔT为气温相对平均值变化，取20 ℃；S为激光准直点距离坝顶中轴线的距离，取3 200 mm。

即由此产生的变幅约为0.64×2=1.28 mm，该数值激光准直与实际观测到的变幅相当。由于激光准值布置在坝顶下游侧，因此岸坡坝段表现为冬季向上游变形，夏季向下游变形。由此可见，温度场分布差异对河床和岸坡坝段变形的影响是不同的。

(3)对于河床与岸坡坝段变形数值相反，其原因有两个方面：首先，河床坝段受库水推力的作用，因此向下游变形，而岸坡坝段没有这种变形。其次，激光准直首次观测(基准值)时气温总体较高，平均大约22 ℃，高于年平均气温，因此加剧了岸坡坝段与河床坝段变形的差异，使岸坡坝段向上游变形更多，河床坝段向下游变形更多。

3 定量论证

由上面的定性分析可以看出太平湾水平位移变形呈现与气温相关的年周期性变化，因此本次计算主要考虑温度场对坝体变形的影响，同时水荷载一并考虑。

3.1 计算模型

网格划分的原则是靠近表面的2 m内细分，便于边界温度传递分析；内部网格可以较粗略。18号坝段有限元网格模型共20 229个节点、19 7201个单元。58号坝段有限元网格模型共28 732个节点、25 452个单元。网格模型如图4。

机车无动力回送中，由于其空气压缩机无电停止使用，此时必须开放机车无动力装置。无动力装置由：DE无动力塞门、DER压力调整阀、C2充风节流孔、CV单向止回阀等部分组成。

图4 典型坝段有限元模型Fig.4 Finite element model of typical dam

3.2 边界条件及荷载

计算坐标系为：X轴正方向顺水流指向下游；Y轴垂直于水流方向，向左岸为正；Z轴正方向竖直向上。位移约束条件：坝基底面XYZ三向全约束，侧面法向约束。温度边界条件：按第三类边界条件考虑，坝体表面与空气接触，温度等于气温；坝体表面与库水接触，温度等于库水温度。

太平湾有完备的气温实测资料，见图2，为了减小计算量，模拟公式如下：

Ta=6.36-8.51sin(2πτ/365)-21.82cos(2πτ/365)

(2)

式中：Ta为气温，℃；τ为时间，月。

2011-2013年该水库高程26 m处的实测水温见图5，并参考朱伯芳院士的研究成果[4]，通过MATLAB初步模拟并在有限元计算过程中微调，最终模拟公式如下：

T(y,τ)=7.07+4.75e-0.04y+12.17e-0.018y×

cos[2π/12(12τ/365-6.5-1.5+1.3e-0.085y)]

(3)

式中：T(y,τ)为水深y处在时间τ时的水温，℃；y为水深，m；τ为时间，月。

图5 水温过程线Fig.5 Water temperature process line

3.3 参数反演

混凝土热力学参数是准确计算温度场的前提，对于缺乏材料参数的老坝，有必要对其进行参数反演。为了定量验证，以实测水平位移值与有限元计算值进行对比，其中线膨胀系数会影响计算值的幅度，而导温系数会影响相位，因此本文主要针对坝体的线膨胀系数、导温系数进行反演。

有限元计算采用线弹性模型，坝身和闸墩采用混凝土C30，闸门和支臂采用普通碳钢。相关力学热学初参数见表1。

表1 主要材料初参数Tab.1 The main material parameters

线膨胀系数通过统计模型反演法得到。首先从原型监测资料中分离出真实温度分量δT，统计模型的表达式：

δ=δH+δT+δθ

(4)

其中，温度分量表达式如下式，温度分量过程线见图6。

(5)

(6)

导温系数反演则参照文献[6]，假定多个不同的导温系数ai，根据有限元可以得到多个ai～Δi之间关系的样本点，采用最小二乘法拟合两者之间的函数关系f(Δ)。坝顶实测位移相对于气温的滞后时间Δ，则真实导温系数：

a=f-1(Δ)

(7)

经反演，得到结果如下：线膨胀系数α=0.000 095 (1/℃)；导温系数a=0.003 44 (kcal/kg/℃)。

3.4 论述分析

采用ABAQUS软件模拟温度、水压、自重荷载。为了模拟随时间变动的水位和温度，对其进行二次开发，借助ABAQUS提供的用户子程序DISP定义各分量步上下游坝面的温度边界条件，包括水温、气温以及太阳辐射影响的情况。为了消除准稳定温度场的影响，温度场计算时间取1986-2016年，共30 a；而为了减小计算量，变形计算时间仅取2014-2016年。

18、58号坝段温度分量引起的水平位移的有限元计算结果与实测值比较曲线见图6，气温最高时水平位移云图见图7，可以看出：18号坝段测点处高温向上游变形，最小值为-0.57 mm；低温向下游变形，最大值为5.07 mm，符合河床坝段真实的变形规律。从水平位移云图7(a)可以看出最高温时，坝段整体向上游变形，坝趾及坝顶位移最大。58号坝段选取靠近下游侧激光轴线上的点，高温时测点处向下游膨胀，最大值为0.10 mm；低温时测点处向上游收缩，最小值为-1.13 mm；符合岸坡坝段真实的变形规律。从水平位移云图7(b)可以看出最高温 时，测点处位移几乎为0，由于只考虑温度影响且上下游面都处于空气之中，所以位移呈对称。

图6 18号、58号坝段有限元计算结果与实测值比较曲线Fig.6 Comparing curves of finite element calculation results and measured values of 18# and 58# dam section

图7 18号、58号坝段气温最高时温度分量引起的水平位移云图Fig.7 Horizontal displacement cloud map caused by temperature components at the highest temperature of 18# and 58# dam section

坝顶变形呈现明显的周期性变化，河床和岸坡坝段的计算值特征基本与实测值相符，有限元模拟结果好。坝体实测变形特征可以在有限元计算成果中得到较好的反映。

4 结 论

本文首先对大坝河床与岸坡坝段异常变形的原因开展了定性分析与判断，然后建立典型坝段三维有限元模型，对坝体变形进行定量验证。得出结论如下：

(1)温度荷载是河床与岸坡坝段年周期变形的关键荷载。

(2)河床与岸坡坝段的变形趋势相反主要是由两者温度场分布差异引起的。河床坝段位于水下的上游坝面受气温影响相对较小；而处于空气之中的下游坝段，受气温变化显著。因此冬季下游坝面降温幅度大于上游坝面，引起坝顶向下游转动，表现为向下游变形；夏季与之相反。而岸坡坝段的上下游均为直立面，都位于水位以上，因此温度变形主要为热胀冷缩的体积变形，由于激光准值布置在坝顶下游侧，因此岸坡坝段表现为冬季向上游变形，夏季向下游变形。又因为河床与岸坡坝段受库水推力的作用影响不同，以及首次观测(基准值)的气温偏高，加剧了岸坡坝段与河床坝段变形的差异。

综上所述，坝体受荷特点不同以及观测点布置在下游侧导致河床与岸坡坝段在温度变形机制的不同，使得二者的变形趋势相反；初次观测的温度偏高加剧了两者变形的差异。

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