深厚覆盖层高坝坝基防渗系统地震反应规律研究

冯蕊 何蕴龙

摘要：

对于修建在高地震烈度区深厚覆盖层上的高堆石坝，其由混凝土防渗墙和廊道组成的坝基防渗系统的结构特性和受力特性均比较复杂，对其抗震特性的探讨具有很大意义。以大渡河支流上的金平沥青混凝土心墙堆石坝为工程背景，采用三维非线性有限元模型和子模型技术，对防渗墙和廊道结构进行了地震时程分析。分析结果表明：廊道基岩搭接段和覆盖层交界处既是廊道静力工况时的拉应力极值区，也是廊道地震过程中动应力反应最强烈的部位；防渗墙动应力反应最强烈的区域为墙体上部岸坡基岩折坡点附近；考虑静、动荷载共同作用后，防渗墙和廊道应力变形规律相对静力工况变化较小。综合来看，在设计地震作用下，廊道和防渗墙的应力变形所受影响较小，坝基防渗系统的抗震性能较好。

关 键 词：

动力分析； 防渗墙； 廊道； 堆石坝； 深厚覆盖层

中图法分类号： TV641.4

文献标志码： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2023.07.017

0 引 言

近年來，在中国水资源丰富的西部地区，深厚覆盖层上高心墙堆石坝建设蓬勃发展。但这一地区地震频发且烈度较大，因此结构的抗震安全性成为工程关注的主要问题之一。目前关于抗震方面的研究多集中在坝体结构［1-2］，对坝基防渗墙和廊道等防渗结构的抗震特性研究相对较少。

坝基防渗墙和廊道的结构特性和受力特性均比较复杂［3-6］，其中混凝土防渗墙夹持在较柔软的覆盖层中，底部一般插入基岩0.5～1.0 m，墙体结构承受的主要荷载包括：上覆土压力、水荷载，以及由于覆盖层和防渗墙间不均匀沉降产生的向下的摩阻力等，在这些荷载共同作用下，防渗墙一般承受较大竖向压应力。同时，由于基岩约束的影响，左右岸墙端部位会出现拉应力。此外，防渗墙受力影响因素较多，结构施工完成后，墙体上下游两侧有泥皮残留、墙底有施工残渣，因此

防渗墙材料、墙端约束条件，以及与周围土体之间的接触都会对受力产生影响［7-9］。一旦遭受地震，结构受力情况会变得更加复杂。

由于监测和施工的需要，坝基防渗墙和坝体心墙之间通常采用廊道结构进行连接。廊道底直接作用在防渗墙顶部和防渗墙形成刚性连接，廊道两端多搭接在基岩岩台上或深入基岩内部，因此，受覆盖层不均匀沉降以及基岩和防渗墙约束作用的影响，廊道结构受力复杂，是整个防渗系统的薄弱环节。实际工程中已出现了廊道破坏漏水的现象［10-12］，其中狮子坪廊道破坏正是发生在地震后，狮子坪大坝最大坝高136 m，覆盖层深101.5 m。2008年5月12日中国四川省汶川县发生了8级地震，坝址区距离震中约55 km。地震期间廊道底板出现了贯穿性裂缝，从左岸至右岸沿坝轴线方向连续分布，总体长度超过80 m，最大缝宽达11 mm，裂缝深度从两岸向河床中央逐渐减小，廊道靠左岸侧裂缝最大深度2.0 m，靠右岸裂缝最大深度2.2 m，局部有渗水发生［8］，后经化学灌浆处理后，廊道运行正常。

深厚覆盖层上高心墙堆石坝坝基防渗系统（防渗墙和廊道结构）受力状况如此复杂，遭受地震后，一旦开裂出现渗水将造成重大灾难，并且作为地下结构，极难补救，所以防渗墙和廊道结构抗震特性的研究具有重要意义，但目前关于坝基防渗墙和廊道的抗震安全性研究相对较少。本文研究的金平沥青混凝土心墙堆石坝工程，位于大渡河左岸一级支流金汤河上，最大坝高90.5 m，河床覆盖层最大深度85 m。本文运用子模型技术，建立三维非线性有限元模型，采用时程法对混凝土廊道和防渗墙结构进行了动力特性研究，为同类工程提供参考。

1 计算原理与模型

1.1 子模型技术

为准确反映坝基混凝土防渗墙和廊道的应力变形状态，需要对防渗墙、廊道、周围结构（泥皮和残渣等），以及廊道与周围土体的接触等进行精细模拟。这些需精细模拟部位的尺寸与整个坝体尺寸相差悬殊，若将其与整个坝体一起进行有限元网格划分，计算精度很难保证。子模型方法就是根据圣维南原理先对整体结构进行分析，然后在整体模型中切割出一块区域进行子模型分析，这种方法通过细部构造更精密的网格划分提高了计算精度，在坝体防渗系统、坝体接缝以及孔洞处多有应用［13-14］。具体实施方法为先通过整体模型计算得到整个结构的位移结果，然后通过插值得到子模型边界各节点的位移，以此作为子模型的边界条件进行计算。

在动力分析中同样是先进行整体模型的动力时程分析，然后得到相应的子模型边界处的加速度、速度和位移，然后以此作为子模型的动力时程边界条件。

1.2 基于薄层单元的动接触模拟

为了更精确地模拟防渗墙周围的接触如上下游泥皮和底部残渣等，本文采用有厚度的动力接触单元来进行模拟［15］。薄层有厚度才能够更好地反映接触中的剪切错动带，更符合混凝土结构与周围土体的实际接触情况，并且不必人为设定很大的法向刚度系数来模拟受压，计算将更为合理。

1.3 计算模型和参数

金平沥青混凝土心墙堆石坝最大坝高90.5 m，坝顶宽10.0 m，坝顶总长268.0 m。心墙顶部厚0.5 m，向下逐渐加厚到1.11 m，底部有2.0 m高的心墙放大脚，放大脚最大底宽1.91 m。心墙底部廊道尺寸2.5 m×3.0 m（宽×高），廊道长95.7 m，在沿坝轴线方向不设结构缝，仅在两岸与灌浆平洞连接部位设置两条永久缝。河谷呈“V”形，河床覆盖层厚35～85 m，覆盖层中混凝土防渗墙厚1.2 m，顶部与廊道刚性连接，下部嵌入基岩1.0 m，大坝典型纵剖面见图1。

模型建立时考虑了坝体具体的填筑和蓄水过程。整体模型和子模型具体如图2所示。整体模型共59 884个节点，58 754个单元，子模型共49 252个节点，47 351个单元。

沥青混凝土心墙、堆石、覆盖层的静力计算材料参数均为试验所得，静力计算采用Duncan E-μ非线性弹性模型。动力计算采用Hardin等效黏弹性模型，具体见表1和表2，接触面单元参数见表3。混凝土廊道、防渗墙和基岩均采用线弹性材料模型，廊道混凝土弹模30.0 GPa，防渗墙混凝土弹模32.5 GPa，混凝土泊松比均取0.18，基岩弹模8 GPa，泊松比0.25，动力计算时，弹模在此基础上均提高30%。为了消除坝基岩体对地震动的放大作用，采用无质量基岩进行计算。

地震波采用设计地震反应谱为目标谱生成的地震加速度时程曲线。地震动峰值加速度为0.15g，通过SHAKE91程序反演后，坝基水平向基岩面地震波峰值为0.12g，具体见图3。

2 廊道动力响应及抗震安全性分析

2.1 廊道加速度和动位移反应

由于混凝土廊道位于坝体内部，地震加速度反应较小。如图4所示，廊道在顺河向、横河向、竖直向的加速度极值分别为2.70，1.40，1.20 m/s2。顺河向加速度反应最强烈，极值出现在河床中央，向两岸逐渐减小；在横河向与竖直向，廊道加速度反应较小，并且加速度分布比较均匀，沿坝轴线相差不大。

对于混凝土廊道动位移反应，在顺河向最大且表现出与加速度相似的分布规律，即极值出现在河床中央并向两岸逐渐减小。如图5所示，顺河向最大动位移为11.9 mm，地震前廊道顺河向位移极值为107.8 mm，且也出现在河床中央，地震过程中廊道顺河向位移增幅达9.9%。

2.2 廊道动应力及抗震安全性分析

在上部土压力和上游水荷載作用下，廊道发生了竖直向下和顺河向指向下游的挠曲变形。在竖直向，廊道基本处于受压状态。在横河向，河床中央段廊道上游面表现为压应力，下游面表现为拉应力，但在廊道两端与基岩、防渗墙、覆盖层交界的部位出现了应力集中，其中上游表现为拉应力，下游表现为压应力。由于混凝土抗拉强度较低，所以重点对廊道横河向应力进行分析，其中应力正值表示拉应力，负值表示压应力。

图6和图7分别为只考虑静力荷载和静、动荷载共同作用时廊道横河向应力分布情况。从图中可以看出，考虑地震荷载后廊道应力分布规律相较静力工况几乎没有变化。在静力荷载作用下，整个廊道的拉应力极值出现在基覆交界（基岩、覆盖层交界）处的应力集中区，这主要是因为右岸廊道约15 m搭接在基岩岩台上，受到的基岩约束作用较大。值得注意的是右岸基覆交界处的应力极值区也是地震作用下廊道动应力反应最强烈的区域。静力工况时廊道拉应力极值为 8.97 MPa，考虑地震作用后，此处拉应力增加为11.15 MPa，增幅达到24.3%。静力工况时横河向压应力极值出现在河床中央上游面顶部，为-17.81 MPa，考虑地震作用后，压应力极值转移到右岸基覆交界处，增大为-18.70 MPa。

C30混凝土廊道动力抗拉强度参照规范比静力抗拉强度提高了30%，即由1.430 MPa提高到1.859 MPa。图8阴影部分列出了廊道横河向拉应力超过混凝土抗拉强度的区域。从图中可以看出，虽然考虑地震后廊道拉应力值增幅很大，但因为混凝土抗拉强度同样增大，所以最终廊道横河向拉应力超过混凝土抗拉强度的位置和面积大小几乎没有变化。

除了基覆交界位置的拉应力集中外，廊道内部顶拱和底板位置也会产生拉应力。地震后，廊道中央剖面最大顺河向拉应力出现在廊道底板中央，由静力工况下的2.89 MPa增加为2.97 MPa，增幅为2.8%。左岸1/4剖面，拉应力极值同样出现在廊道底板中央，由静力工况的2.03 MPa增加为2.10 MPa，增幅为3.4%，廊道左岸1/4剖面应力具体如图9所示。总体而言，廊道底板顺河向拉应力增加较少，超过混凝土抗拉强度区域的面积大小几乎没有变化。

表4为廊道与两岸平洞之间结构缝的变形。从表中可以看出，静力荷载作用下，由于右岸岩台的存在，左岸结构缝变形整体大于右岸，其中张开变形和顺河向变形极值分别为1.60 cm和1.89 cm。考虑地震荷载后，同样是左岸的张开变形和顺河向变形增幅最大，分别增加了1.0 mm和1.3 mm，可见地震作用对廊道与两岸平洞之间结构缝的影响很小。

3 防渗墙动力响应及抗震安全性分析

3.1 防渗墙加速度和动位移反应

防渗墙夹持在地基覆盖层中，受到周围覆盖层、基岩以及上部廊道的约束，动位移和加速度反应较小。图10为防渗墙顶部3个方向的加速度分布情况。从图中可以看出，横河向和竖直向加速度较小，且沿轴向分布比较均匀，顺河向加速度较大并呈现从中央向两岸逐渐减小的趋势。防渗墙顶部顺河向、横河向、竖直向加速度极值分别为2.48，1.34，1.11 m/s2，动位移分别为10.1，1.1，1.7 mm，图11为防渗墙顺河向和竖直向的动位移分布情况。考虑地震作用后，顺河向位移和静力工况相比增加了8.9%。

3.2 防渗墙动应力及抗震安全性分析

防渗墙受力情况复杂，其中由于覆盖层不均匀沉降引起的负摩擦力所占比重很大，如马尼克3号坝中防渗墙负摩阻力达到85%［3］，防渗墙主体受压，所以防渗墙有可能因为墙体压碎缝而发生渗漏破坏。图12为金平大坝防渗墙竖直向压应力分布，由于坝址处河谷地形较为狭窄，岸坡段对整个墙体的支撑作用较强，大部分竖向荷载借基础拱效应传递至两岸基岩，因此传递到防渗墙下部的压应力减小，导致竖向压应力极值出现在防渗墙上部约4/5墙高处，左右岸竖向应力分布较为对称，靠近基岩的压应力值逐渐减小。静力工况时压应力最大为-21.99 MPa，考虑地震荷载后，竖向压应力分布规律几乎没有变化，但压应力极值达到-22.59 MPa，增幅为2.7%，压应力极值仍然小于防渗墙混凝土的抗压强度。

防渗墙形状比较特殊，通过墙顶左右两个“耳朵”悬挂在两岸基岩上。从图13可以看出，防渗墙在两个“耳朵”底部，即基岩折坡位置出现了拉应力集中，尤其是横河向拉应力数值和范围都比较大。静力工况下防渗墙拉应力极值为8.70 MPa，考虑地震荷载后，拉应力极值仍出现在左岸折坡位置应力集中处，为9.11 MPa，增幅为4.7%。此区域为地震过程中防渗墙动力反应最强烈的区域。

参照规范，C40混凝土防渗墙动力抗拉强度比静力抗拉强度提高了30%，即由1.710 MPa提高到2.223 MPa。图14中阴影部分列出了防渗墙横河向拉应力超过混凝土抗拉强度的区域。从图中可以看出，考虑地震荷载后防渗墙横河向拉应力超过混凝土抗拉强度的位置和面积大小几乎没有变化，在防渗墙左岸基岩折坡位置向上延伸了约7 m的距离。由此可见，地震对防渗墙拉应力的影响不大，因此只要保证静力工况时防渗墙的安全性即可。

4 结 论

（1） 因为廊道和防渗墙位于坝体和覆盖层内部，因此加速度和动位移反应均较小，且包络值分布规律和静力工况下位移分布规律相似。加速度和动位移均表现为在顺河向最大，横河向和竖直向较小，且分布比较均匀，沿坝轴线变化很小。

（2） 在设计地震作用下，廊道动应力反应最强烈的位置为廊道基岩岩台搭接段附近基岩和覆盖层交界的位置。静力工况时，此区域产生应力集中，上游主要表现为拉应力，下游主要表现为压应力。整个廊道的拉应力极值就出现在此区域，拉应力方向主要表现为横河向。此外，廊道内部顶拱和底板也存在顺河向拉应力。

（3） 由于坝址处河谷地形较为狭窄，岸坡段对整个墙体的支撑作用较强，传递到防渗墙下部的压应力减小，墙体竖向压应力极值出现在防渗墙上部4/5墙高处。地震作用下，墙体压应力未超过抗压强度。防渗墙在两岸基岩折坡点附近出现了拉应力集中，同时这一区域也是防渗墙动应力反应最强烈的区域，考虑地震荷载后，拉应力极值也出现在此区域。

（4） 在设计地震作用下，混凝土廊道和防渗墙中应力分布规律几乎没有变化，只有廊道压应力极值发生了转移。考虑地震荷载后，廊道和防渗墙拉应力极值都一定程度增大，但因为动力工况下的结构抗拉强度同样增大，所以最终廊道和防渗墙拉应力超过混凝土抗拉强度的位置和面积大小几乎没有变化。综合来看，建于深厚覆盖层上的高堆石坝中坝基防渗系统抗震性能较好。

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（编辑：郑 毅）

Seismic response of dam foundation seepage control system of a high dam on thick overburden layer

FENG Rui1，2，HE Yunlong2

（1.The Pearl River Hydraulic Research Institute，Guangzhou 510611，China； 2.State Key Laboratory of Water Resources Engineering and Management，Wuhan University，Wuhan 430072，China）

Abstract：

For high rockfill dams on thick overburden layers in high seismic intensity area，the structural and mechanical characteristics of dam foundation seepage control system composed of the concrete cutoff wall and gallery，are complex and always subjected to complicated loads.Therefore，the discussion on their anti-seismic characteristics is of great significance.In this paper，Jinping asphalt core rockfill dam built on a tributary of Dadu River was taken as a case.The seismic time history analysis for the cutoff wall and gallery was carried out by using three-dimensional nonlinear finite element model and sub model technology.The results show that under the static condition，the extreme tensile stresses exist near the junction of bedrock and overburden layers，where the strongest dynamic response of gallery also happens.In the cutoff wall，the upper part near the turning part of the right bank slope shows the strongest dynamic response.After superposing the static response with dynamic response，the deformation and stress distribution rules change slightly compared with those in the static state.On the whole，earthquakes have little effects on the stress and deformation of concrete cutoff wall and gallery，and the anti-seismic performance of the dam foundation seepage control system is good.

Key words：

dynamic analysis；cutoff wall；gallery；rockfill dam；thick overburden layer