强震区某沥青混凝土面板堆石高坝抗震安全性分析

王 辉, 岑威钧, 王栋良, 唐 杰

(1.河海大学 水利水电学院, 江苏 南京 210098; 2.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司, 浙江 杭州 311122)

1 研究背景

抽水蓄能电站为电力系统提供了低碳清洁而又运行灵活的能源,目前我国已建和在建的抽蓄工程超过80座[1-2]。其中,沥青混凝土面板凭借适应变形能力强、防渗效果好、施工速度快、便于维修等优点,近年来在抽蓄工程水库中得到了较为广泛的应用[3],沥青混凝土面板堆石坝已成为工程建设中的优选坝型之一。对于坝高100 m以上的高沥青混凝土面板堆石坝,目前仍有不少关键技术问题有待解决,比如寒区面板适应性[4]、库底回填区设计标准、坝体分区[5]等,尤其在我国西部强震区,大坝在服役期间遭遇极端地震威胁的可能性大,大坝运行期的抗震安全性成为设计研究的重点之一[6-7]。为此,不少学者开展了相关研究。赵剑明等[8]从稳定、变形、面板防渗体系安全等角度对250 m级高混凝土面板堆石坝的抗震安全评价标准与极限抗震能力进行了研究,为高沥青混凝土面板堆石坝的抗震安全性分析和评价提供了一定的参考。宋文晶等[9]对张河湾抽蓄电站上库沥青混凝土面板坝进行了计算分析,结果表明不同剖面面板转折处均出现拉应变,沥青混凝土随时间发生的流变与瞬时变形相比可以忽略。韩艳等[10]依托西龙池下库沥青混凝土面板防渗工程,从多方面分析了防渗面板的质量控制工作,并强调了特殊部位施工的质量控制。方火浪等[11]基于地形、地质及填筑条件对日本最大规模的全库盆铺设沥青混凝土面板水库进行了三维有限元动力分析,并根据面板的材料特性及构造特点提出了二级抗震设防的极限状态设计法。顾长存等[12]通过对宜兴抽水蓄能电站上库沥青混凝土面板坝进行变形和稳定计算,验证了方案的可行性。邹德高等[13]对某抽水蓄能电站上库沥青混凝土面板坝典型断面进行了二维动力计算,分析了震后大坝的变形规律及模式,并对其极限抗震能力进行了探讨。总的来说,目前对于沥青混凝土面板堆石坝的研究主要集中于坝高100 m以下的工程,对于100 m以上尤其是位于强震区的此类坝型的研究还滞后于抽水蓄能电站工程实践,需进一步深入分析,因此开展强震区修建此类高坝的安全性研究具有重要的工程意义[14]。

我国西南地区某抽水蓄能电站枢纽建筑物主要由上水库、下水库、输水发电系统、开关站等组成,工程场址区地震基本烈度为Ⅶ度,设计烈度为Ⅷ度。100年超越概率2%和100年超越概率1%的水平向地震加速度时程曲线的峰值分别为3.96和4.84 m/s2。上水库大坝为沥青混凝土面板堆石坝,最大坝高161.00 m,坝顶高程为3 786.00 m,坝顶宽度为12.00 m,正常蓄水位为3 780.00 m,死水位为3 747.00 m。大坝填筑材料从上游至下游主要分为垫层、过渡层、上游堆石区、下游堆石区以及坝后压坡体,全库盆采用沥青混凝土面板防渗,库底面板与坝体面板以反弧段连接,面板厚0.10 m。本文基于二次开发的ADINA(automatic dynamic incremental nonlinear analysis)软件,对大坝开展了三维静、动力有限元分析,从静力应力变形和地震反应角度论证该电站枢纽高坝建设的可行性,为类似工程的设计施工提供参考。

2 计算模型及计算条件

2.1 有限元模型与分期加载模拟

根据工程坝址区地形地质条件和大坝结构设计,选择适宜的计算域并进行网格剖分。有限元网格以八节点六面体单元为主,节点数为35 986个,单元数为34 104个,其中沥青混凝土面板单元数为1 283个。图1为上水库沥青混凝土面板堆石坝三维有限元模型网格划分。

图1 上水库沥青混凝土面板堆石坝三维有限元模型及网格划分

为了确保计算精度,本次计算详细模拟了大坝填筑及蓄水过程,其中第1～34级模拟坝体与下游压坡体填筑至3 706.00 m高程,第35～47级模拟大坝继续填筑至坝顶,第48级模拟面板浇筑,第49～58级模拟分期蓄水至正常蓄水位。

2.2 静力和动力计算参数

大坝静力计算采用邓肯-张E-B模型(Duncan-Chang E-B model),动力计算采用等效非线性黏弹性模型,地震永久变形采用沈珠江永久变形模型[15-16]。筑坝料和沥青混凝土的静、动力参数均采用室内大型三轴试验成果,分别见表1、2。表1中φ0、Δφ、c、K、n、Rf、Kb和m为邓肯-张E-B模型的计算参数;表2中K2、λ和n为Hardin-Drnevich黏弹性模型的计算参数,c1、c2、c3、c4和c5为沈珠江永久变形模型的计算参数。

表1 筑坝料和沥青混凝土邓肯-张E-B模型计算参数

表2 筑坝料和沥青混凝土动力计算参数

2.3 地震动输入

坝址场地抗震设防烈度为Ⅷ度,100年超越概率2%的地震动峰值加速度为0.396 g,其设计规准反应谱参数为βm=2.6,T0=0.04,T1=0.10,Tg=0.50,C=0.9。根据上述加速度峰值及反应谱参数(见图2),人工合成了3条地震加速度时程曲线。考虑到本工程位于近场断裂地震带区域,按照《水电工程水工建筑物抗震设计规范》,计算时竖向加速度与水平向加速度峰值一致。

图2 坝址区100年超越概率2%地震基岩时程加速度反应谱

3 大坝静力变形特性

3.1 坝体变形

图3为蓄水期坝体典型断面变形分布云图;图4为蓄水期相对竣工期的变形增量分布云图。其中,顺沟谷向水平位移以向下游为正,沉降以向上为正。

图3 蓄水期坝体典型断面变形分布云图

图4 蓄水期相对竣工期坝体变形增量分布云图

由图3、4可知,由于坝轴线上游侧(回填区)建基面向下游倾斜,使得竣工期和蓄水期坝体顺沟谷向水平位移都基本指向下游,只在坝体下游侧形成一个位移峰值区,这与一般面板坝水平位移分别指向上、下游方向并形成两个峰值区的情况有所不同[17]。坝体沉降极值发生于坝轴线附近可压缩土层的中部。蓄水期在水压力作用下坝体顺沟谷向水平位移和沉降量极值均有所增大,模型计算得出指向下游的水平位移极值从竣工期的59.68 cm增大至62.64 cm、沉降极值从150.24 cm增大至151.85 cm,但分布规律基本不变。

由于水压力沿重力方向逐渐增大,蓄水后库底及反弧段处所受水压力相对较大,而在反弧段处水压力作用方向呈弧形展开,故蓄水期相对竣工期的水平位移增量极值发生于反弧段附近,水平位移增量极值为15.20 cm;沉降量增量极值发生于靠近反弧段的库底,该处水压力大且可压缩土层较厚,沉降量增量极值为30.62 cm。

3.2 蓄水期面板变形和应变

模型计算结果表明,在水压力的作用下,蓄水期面板变形和应变均增大。由于面板与其底部回填的变形具有连续性,其变形极值与蓄水期相对竣工期坝体变形增量极值出现的位置(图4)基本一致,面板向下游方向水平位移极值出现于反弧段处,极值为16.89 cm;沉降量极值的增加相较水平位移更为显著,导致挠度极值出现于反弧段附近的库底而非反弧段处,极值为33.43 cm。

考虑到面板应变计算值受计算参数的影响较面板应力小,故通常以极限拉应变作为面板安全的设计控制指标[18],工程界一般以0.50%作为沥青混凝土的拉应变控制值。本工程采用改性沥青混凝土,具有更大的破坏应变,允许拉应变可以达到1.00%[19]。计算表明蓄水期沥青混凝土面板的大主应变主要为压应变,极值为0.76%;在反弧段由于水压力作用方向呈弧形展开,面板产生向两侧的拉伸变形,小主应变为拉应变,极值为0.56%,小于改性沥青混凝土的拉伸应变允许值,故面板可以正常工作。

图5为蓄水期面板主应变分布云图;图6为面板主应变沿特定路径变化分布图,其中AB路径垂直于坝轴线,CD路径位于面板反弧段处且平行于坝轴线,具体位置见图1(b)。主应变以压为正,以拉为负。

图5 蓄水期面板主应变分布云图

图6 面板主应变沿特定路径分布

由图5、6可知,面板拉应变在挖填交界处及反弧段处明显增大,其余部位应变较小且变化幅度不大。一方面,反弧段处面板受水压力作用产生向两侧的拉伸变形从而形成较大的拉应变,工程上可以通过设置小区料控制变形、局部加厚面板、覆盖层灌浆等措施进一步减小反弧段处的拉应变;另一方面,工程实践表明,挖填交界处易产生不均匀变形,其原因主要有两方面[20-21]:一是原地面与回填料之间的约束阻力小于重力作用顺坡面产生的滑动力;二是斜坡上填筑回填料的垂直深度存在差异,其沉降表现出非均匀性。受这种不均匀变形的影响,面板拉应变在挖填交界处显著增加,因此施工中需要着重注意挖填分界处堆石料的压实质量。此外,还可以采取提高回填部位石料的质量、在交界面附近减小开挖面的坡度等工程措施予以改善[22]。

综上,面板C、D两处附近(见图1)既位于反弧段处又位于挖填分界处,故而成为整个面板拉应变极值区域,设计施工过程中应予以重点关注。

4 大坝地震动力反应

4.1 坝体动力反应

根据静力应力场开展大坝非线性动力反应计算,得到的坝体地震加速度三维分布云图如图7所示。从图7可以看出,大坝加速度随着坝高的增加而增大,坝体最大动力反应加速度发生于最大坝高断面的坝顶附近。水库正常蓄水时,在100年2%超越概率地震的作用下,坝体顺沟谷向、坝轴向和竖向加速度极值分别为12.31、12.26和12.14 m/s2,相应于输入的地震动峰值加速度,其放大倍数分别为3.17、3.16和3.13。水平向地震反应加速度和放大倍数均大于竖直向,大坝水平向地震反应相对更为显著。

图7 坝体地震加速度三维分布云图

大坝动位移值随坝高的增加而增大,分布规律与加速度分布规律相似。水库正常蓄水时,在100年2%超越概率地震作用下,坝体顺沟谷向、坝轴向和竖向动位移极值分别为22.88、21.90和13.76 cm。

图8为坝体典型断面永久变形分布云图。由图8可知,坝体顺沟谷向永久变形表现为向下游的变形,极值为14.88 cm,位于坝顶附近的下游坡面处;坝体坝轴向永久变形整体上表现为向沟谷方向的挤压,极值位于坝顶处,指向左岸的永久变形极值为6.09 cm,指向右岸的永久变形极值为5.09 cm;坝体竖向永久变形为向下的震陷,极值为30.01 cm,位于坝顶,震陷率为0.19%,在堆石坝正常永久变形量值范围内[23]。

图8 坝体典型断面永久变形分布云图

整体上,大坝坝顶发生沉降且量值最大,同时坝顶向下游发生偏移,上部整体轮廓向内收缩,沥青混凝土面板与上游坝坡变形较为协调。

4.2 面板动力反应

地震过程中,沥青混凝土面板会发生交互变化的动压应变或动拉应变。计算结果表明,面板动大主应变为压应变,在面板反弧段处和左岸挖填交界处较大,极值为0.41%;动小主应变为拉应变,在面板反弧段处较大,极值为0.47%,库底及坝顶处较小。

考虑静动应变叠加后,面板的大、小主应变分布如图9所示。图9表明,大主应变为压应变,在反弧段及左、右岸挖填分界处较大,其余部位较小,极值为1.02%,发生于面板左岸挖填分界处;小主应变为拉应变,分布规律与大主应变相似,极值为0.85%,同样发生于面板左岸挖填分界处。受地形条件的影响,右岸面板的大、小主应变极值均小于左岸。

图9 静动叠加后面板主应变分布云图

受坝体永久变形的影响,沥青混凝土面板的永久变形分布规律与坝体变形相适应,遵循随着坝高增加而逐渐增大的规律。面板的顺沟谷向和竖向永久变形极值分别为14.54和29.96 cm,两个方向的极值均位于最大坝高坝体断面附近的坝顶处;面板的坝轴向永久变形表现为向沟谷方向的挤压,指向左岸和右岸的永久变形极值分别为6.09和5.09 cm,极值均位于坝顶处且分布于最大坝高坝体断面的左、右两侧。

5 结 论

本文对强震区某沥青混凝土面板高坝开展了三维静动力有限元计算,从坝体和面板的静力变形和动力反应等方面进行模型计算分析,得出如下结论:

(1)坝体顺沟谷向水平位移基本指向下游,蓄水期水平位移和沉降极值分别为62.64和151.85 cm,整体变形符合一般规律;面板反弧段和挖填交界处为拉应变峰值区域,蓄水期面板拉应变极值为0.56%,在改性沥青混凝土的设计控制范围之内,满足面板安全运行要求。

(2)大坝动力反应随着坝高的增加而增大,坝顶附近鞭梢效应显著。Ⅷ度设防地震作用下,坝体顺沟谷向、坝轴向和竖向动位移极值分别为22.88、21.90和13.76 cm,动加速度极值分别为12.31、12.26和12.14 m/s2,震后竖向永久变形极值为30.01 cm,震陷率为0.19%,大坝抗震安全性高。

(3)地震过程中反弧段和左岸挖填分界处是面板动应变的峰值区,动拉应变极值为0.47%;考虑静动叠加后,面板反弧段和挖填分界处仍是拉应变的峰值区域,拉应变极值为0.85%,受地形条件的影响,左岸面板的地震反应较右岸显著。

(4)静、动力条件下面板拉应变峰值均出现于反弧段和挖填交界处,可以采取在反弧段设置小区料、局部提高回填料质量、减小挖填交界处附近开挖面坡度等工程措施予以改善,且应着重注意挖填分界处尤其是左岸挖填分界部位的堆石料压实质量。