特高心墙坝堆石料缩尺试验与变形特性验证分析

朱 晟，孙 安，杨娱琦，何顺宾，张 丹

(1.河海大学水文水资源与水利水电工程科学国家重点实验室，江苏 南京 210024；2.河海大学水利水电学院，江苏 南京 210024；3.中国电建集团成都勘测设计研究院有限公司，四川 成都 610081)

0 引 言

长河坝水电站位于大渡河干流，挡水大坝是砾石土心墙堆石坝，最大坝高240 m，坝顶长503 m，上下游坝坡坡比均为1∶2，坝顶宽16 m。心墙两侧均设厚6～8 m的反滤层，反滤层与坝壳堆石间设置厚20 m的过渡层。坝址区覆盖层最大厚度为79.3 m，是已建深厚覆盖层上世界最高土石坝，且地处抗震设防烈度为9度的强震区。大坝于2012年5月开始填筑，2016年9月填筑到顶，2017年3月基本蓄至正常水位。由于爆破堆石料级配优良，碾压试验时采用三一重工33 t振动碾碾压4遍，孔隙率基本达到21%，已满足DL/T 5395—2007《碾压式土石坝设计规范》[1]要求，但根据现场相对密度试验结果[2]，计算相对密度仅为0.52，尚未达到密实状态。可见，现行规范对于心墙、反滤、过渡和堆石区分别采用压实度、相对密度、孔隙率等不同填筑指标，难以保证与变形协调性相适应的分区压实程度[2-4]，部分工程出现了坝顶开裂现象[5]。同时，受堆石料室内缩尺试验精度等因素影响[6-7]，存在高坝变形计算值比实际监测值小的现象[8-9]，有限元计算结果难以准确反映各分区的变形性状。

为此，本文在长河坝现场相对密度试验的基础上，进行坝料室内三轴试验，研究缩尺方法和制样标准对堆石料力学性质的影响，寻求更客观的本构模型参数，并探讨高心墙堆石坝合理的分区填筑标准。

1 坝料室内三轴试验

图1为坝壳料的填筑检测级配，其中，过渡料和反滤2料仅示出平均级配。由图1可知，堆石料填筑级配呈现良好的分形分布，且粒度分形维D0在2.431～2.615之间。

图1 填筑坝壳料和室内缩尺试验的级配

1.1 确定缩尺级配

对于分形分布级配，超径堆石料的缩尺级配公式[10]为

(1)

式中，Pi为i粒径组百分含量；di为粒径，mm；dmax为最大粒径，mm；A为级配参数；D0为粒度分形维。

A的计算公式为

(2)

(3)

式中，Dc为临界粒度分形维；p5k为缩尺控制的细料(小于5 mm)含量，其值应不超过p5c；p5c为临界细料(小于5 mm)含量。

图2为长河坝堆石料室内相对密度试验结果[5]。由图2可知，Dc=2.582，D0=2.542，D0

图2 堆石料相对密度试验结果

同时，堆石料的缩尺级配P5=32.1%>15%，根据DL/T 5356—2006《水电水利粗粒土试验规程》[11]，需要采用混合法缩尺，即对于原级配首先按相似法缩尺3倍，然后对于大于60 mm的超径颗粒，按等量替代法分配到5～60 mm之间，计算缩尺级配见图1，对应粒度分形维D0=2.401。

1.2 制样标准

根据坝壳料的现场密度桶试验结果[2]计算原级配的相对密度。坝壳料室内三轴试验按表1所示的制样相对密度标准或干密度进行。表1中，方案①和方案②级配为分形缩尺法确定，方案③和方案④为混合法确定。

表1 坝壳料平均填筑干密度、制样相对密度和干密度

1.3 三轴试验结果

坝壳料室内大型三轴试验在LSW-1000型大型流变三轴剪切试验机上进行，心墙料则直接取自第三方检测资料。图3为不同缩尺方法和制样标准的堆石料三轴试验结果。

图3 堆石料的室内三轴试验曲线

2 大坝三维粘弹塑性有限元固结计算

2.1 网格剖分与填筑施工仿真

大坝三维粘弹塑性有限元固结计算网格如图4所示，共划分总结点24 631个，单元20 667个。模拟大坝实际分层填筑、蓄水至2017年9月，共46级。

图4 坝体分区与网格剖分

2.2 计算本构模型与参数

心墙堆石坝在自重和水荷载作用下表现出弹塑性变形特征，采用统一广义塑性本构模型[12]反映其强度的非线性、剪胀和压硬性。整理坝料强度和剪胀/剪缩特性见图5，对应模型参数见表2，反算各围压下堆石料应力变形曲线示于图3，由图3可知，与三轴试验数据吻合较好。

表2 坝料的统一广义塑性模型参数

图5 坝料三轴试验本构模型参数

2.3 流变模型与反演参数

对于分层碾压施工技术修建的土石坝，需考虑施工、蓄水期变应力作用下流变的继效特性，计算采用增量流变模型[13]，模拟大坝各级应力增量作用下的最终流变量。由于缺少堆石料的流变试验资料，以方案①的室内三轴试验参数为基准，取大坝0+253断面1 510 m高程2014年6月30日至2014年9月28日大坝停工期内观测沉降增量与预测值的差异构筑目标函数，采用IGA方法[14-15]反演堆石区的流变参数，反演参数见表3。为反映实际流变量在总变形中占比客观性，计算对4组堆石料取相同流变参数。

表3 堆石料的增量流变模型反演参数

2.4 大坝变形计算分析

大坝三维有限元计算时，选取河床0+253断面1 615 m高程和1 645 m高程水管式沉降仪测点的实测沉降进行对比，以检验4组不同缩尺方案堆石料试验结果的精度。

图6为下游堆石区C50和C54测点的计算沉降与监测数据过程线。图6中，水管式沉降仪初始测量值>0，是由于仪器埋设导致起测时刻滞后于其安装高程对应的填筑时刻约3个月，期间测点沉降用人工测量方法补齐。

图6 堆石区测点计算沉降与监测值过程线

由图6可知：①缩尺方案①的计算结果与各测点实测沉降过程线吻合较好，譬如当大坝填筑至1 637 m高程时，C50测点的计算沉降502 mm，对应的实测值488 mm，误差仅2.8%，说明与筑坝现场具有相同压实程度和相似级配的堆石料室内三轴试验结果，在大坝填筑或蓄水增量荷载下，具有和监测资料基本一致的变形响应。②在不考虑堆石流变的情况下，缩尺方案③的计算沉降与监测结果也较为接近。但是，当考虑流变效应时，计算值均大于实测值，譬如水库满蓄期为2017年9月时，C50测点计算值为1 365.5 mm，监测值为1 151.5 mm，C54测点计算值为2 533 mm，监测值为2 129.8 mm，分别高估沉降量18.5%和18.9%。③缩尺方案④的计算沉降与各测点实测沉降过程线差异最大。由于采用填筑或设计干密度制样，室内试验堆石料相对密度达到1.04，其紧密程度远高于现场，对于C54测点，2017年9月水库满蓄时计算沉降和实测沉降分别为1 317 mm和2 388 mm，计算值减小44.8%。

对于反滤、过渡区，整理了C48、C51、C52、C53测点不同缩尺方案计算沉降与监测值过程线见图7。由图7可知，与堆石区测点类似，缩尺方案③、方案④分别低估和高估了反滤过渡区变形10～20%。说明堆石区材料性能对于坝体其他区域的变形也产生一定影响，控制堆石区变形特性对于大坝整体变形协调设计具有重要意义。

图7 反滤、过渡区测点计算沉降与监测值过程线

图8为采用表2所示3种堆石料缩尺方案试验参数计算的坝体沉降分布。其中，方案①计算的竣工期最大沉降255.0 cm，满蓄期增加到266.9 cm，位于上、下游堆石区内。方案③计算得到的竣工期沉降极值304.4 cm，满蓄期增加到325.4 cm，一定程度上高估了坝体变形以及分区不协调现象。方案④由于采用填筑干密度制样，相对密度达1.04，紧密程度远高于现场的0.65，计算得到的竣工期变形远小于监测值，而且分布规律也出现明显偏差。河床断面计算沉降极值仅为191.7 cm，且位于碎石土心墙内。由于堆石料试验参数偏高，低估了堆石区的变形，计算大坝的心墙区、反滤过渡区、堆石区沉降依次减小，变形协调性良好，未能真实反映高坝设计中工程师们关心的变形不协调问题。

图8 不同缩尺方案试验数据计算的河床断面沉降分布(单位：cm)

3 几个问题的讨论

3.1 关于堆石料级配缩尺试验的精度

超径堆石料的级配缩尺试验主要采用剔除法[16]、相似(平行)级配法[17]、等量替代法[18]、混合(结合)法[19]和分形缩尺法[10]，国外三轴缩尺试验研究大多使用相似级配法[20-22]。

董槐三等[19]认为，天生桥一级等工程堆石料，采用相似法得到缩尺级配堆石料的室内最大干密度远大于填筑干密度，而混合法得到缩尺料的室内最大干密度则与填筑干密度基本一致，因此，建议将相似法缩尺后级配的小于5 mm颗粒含量大于15%的堆石料，室内力学试验采用混合法缩制。基于此，DLT 5356—2006《水电水利工程粗粒土试验规程》规定相似级配法使用条件为：缩尺后小于5 mm颗粒质量百分含量不大于15%，使得堆石料室内缩尺试验基本上只能使用混合法[7]。

然而，天生桥一级上游堆石区采用18 t振动碾碾压6遍[23]，填筑干密度2.15 g/cm3，并不是原级配堆石料的最大干密度，与相似法缩尺料的室内最大干密度2.40 g/cm3不匹配；且采用混合法缩尺试验结果的天生桥一级面板坝计算结果[24]，也是远小于现场实测变形[25]。

事实上，长河坝堆石区平均填筑干密度2.344 g/cm3，计算相对密度0.65，相似法缩尺级配的室内最大干密度2.418 g/cm3，对应相对密度1.0，两者紧密程度相差很大。可见，因为相似法缩尺级配的室内最大干密度大于填筑干密度，而规定相似法缩尺后小于5 mm颗粒质量的百分含量不大于15%，缺少确定性依据。

讨论长河坝堆石料的几个问题：①关于混合法缩尺的级配。原级配粒度分形维2.542降低到缩尺后的2.401，试验最大干密度由2.418 g/cm3减小到2.306 g/cm3，减小了5%，最小干密度由1.865 g/cm3减小到1.739 g/cm3，减小了7%，劣化了级配的充填关系。②关于混合缩尺级配制样的三轴试验。图9为缩尺方法对堆石料颗粒破碎的影响，表4为不同缩尺方法试验的颗粒破碎率。根据图9和表4，由于颗粒充填关系变差，试验过程中的颗粒破碎率有所增加。③采用混合缩尺级配和与现场相同的相对密度密度制样，则由于级配的劣化，三轴试验参数低于原级配堆石料，高估了大坝实际变形。如果认为混合缩尺级配得到的最大干密度与现场填筑干密度接近，采用填筑干密度制样则试样的相对密度高达1.04，紧密程度远超现场填筑堆石料，得到室内三轴试验参数高于原级配堆石料，大大低估了大坝实际变形，导致心墙坝的计算变形分布失真，可能误判不同分区的变形协调性。

表4 不同缩尺方法试验的颗粒破碎率 %

图9 缩尺方法对堆石料颗粒破碎的影响

3.2 关于堆石体的填筑标准

长河坝堆石区设计孔隙率21%，虽然符合DL/T 5395—2007《碾压式土石坝设计规范》的要求，但由于级配优良，碾压后的相对密度仅为0.52，尚未达到密实状态。

图10为根据碾压堆石体孔隙率21%、相对密度0.52的缩尺试验方案②的室内试验成果，计算大坝沉降分布。由图10可知，堆石区的沉降最大值369.7 cm，远大于心墙区，夸大了分区变形不协调现象。根据变形倾度法[26]对坝顶裂缝验算结果见图11，取临界倾度rc=1%，则蓄水期坝顶出现了开裂。由图11可知，施工阶段将32 t振动碾的碾压遍数提高到6遍，相当于将堆石区的相对密度提高到0.65，明显改善了分区变形协调，抑制了坝顶出现裂缝的可能性，也有利于提高大坝的抗震能力。

图10 堆石料缩尺试验方案②计算的河床断面沉降分布(单位：cm)

图11 堆石体不同孔隙率标准的满蓄期坝顶开裂验算

综上可知，孔隙率虽然一定程度可以反映堆石体的紧密程度，但由于级配效应，作为堆石体的压实标准具有局限性。DL/T 5395—2007《碾压式土石坝设计规范》以孔隙率作为堆石体的填筑标准，仅仅是过渡性的经验指标，满足心墙堆石坝的分区变形协调，需要孔隙率和相对密度双控标准[6，27]。

4 结 论

结合长河坝坝料的现场与室内缩尺试验，以及大坝填筑施工仿真有限元分析，得到如下结论：

(1)基于分形理论的缩尺方法和现场坝料相对密度制样的室内三轴试验成果，计算变形与原型大坝监测值吻合较好，堆石料的缩尺试验精度可以满足大坝变形协调设计要求。

(2)混合法缩尺级配的室内三轴试验成果计算变形明显偏离原型大坝监测值。如果采用设计或填筑干密度制样，由于干密度缩尺效应的影响，其紧密程度远超原级配堆石料，室内三轴试验参数的计算变形远小于大坝实际变形，导致心墙坝的计算变形分布失真，可能误判不同分区的变形协调性，也是导致高堆石坝变形算不大的主要原因。

(3)长河坝堆石体施工按33 t振动碾碾压6遍，相当于将相对密度标准从0.52提高到0.65，保证堆石体基本处于压实状态，有利于坝顶限裂和提高大坝抗震能力。孔隙率作为过渡性的经验指标，虽然一定程度可以反映堆石体的紧密程度，但由于与级配相关，不能作为堆石体的压实标准。心墙堆石坝的分区变形协调设计，需要孔隙率和相对密度双控标准。