心墙堆石坝的湿化变形分析

心墙堆石坝的湿化变形分析

土石坝具有良好的场地设计和良好的地质条件适应性等优点，已成为重要水库，是一种独立的选择。土坝一般分为板坝水库和心墙堆坝。在水库储存期间，上游坝壳因浸泡而额外变形。这种变形被称为水分变形。许多监测和研究表明，沉积岩石的水分变形是显著的，这导致水库的应力重新分配，导致上游堆积物和心墙之间的差异变形，这会影响心墙。例如，上游坝壳的水分变形是防止上游坝靠近心墙的堆积区，以及靠近心墙部分区域的拉张力和向上游移动。这是水库第一次积累和破坏心墙顶部裂缝的主要原因之一。目前，文献中对湿化变形的研究有两个方面：（1）土壤样品研究、总结和提出模型。如朱俊高等人对某板岩粗粒料进行了大型三轴湿化变形试验;彭凯等人对各项等压及不同围压不同湿化应力水平情况下的堆石料进行了三轴湿化试验,还有许多学者对湿化变形进行了试验研究;(2)分析土石坝等工程中湿化变形对结构的影响,包括分析方法的研究等.为此,为了分析堆石体湿化变形对斜心墙堆石坝应力变形的影响,本文对某斜心墙堆石坝进行三维有限元计算,从水平位移、沉降、大主应力、小主应力、应力水平等几个方面进行研究.1高地震大坝的计算本文将对某斜心墙堆石坝进行三维有限元计算分析.该坝的坝顶宽15.0m,最大坝高160m,坝顶长1667m,上游边坡坡度为1∶1.9,正常蓄水位距坝顶8m.实际工程有地基覆盖层,本文为研究方便假定大坝建于基岩之上,其典型横断面及主要材料分区见图1.单元网格划分时,大部分为8节点6面体单元,少数用6节点5面体、4节点4面体等单元过渡.共有8920个节点、9215个单元,大坝的三维网格图见图2.计算采用的程序是河海大学岩土工程研究所研制的TDAD三维有限元程序,考虑湿化变形故采用沈珠江院士提出的模型:式中Δεvw为湿化引起的体积应变,Δεsw为湿化引起的轴向应变,Cw和dw为湿化变形参数,S为应力水平.计算中,仅考虑上游堆石体的湿化变形,其参数根据大型三轴湿化试验获得,Cw=0.0059,dw=0.0042.土体本构模型采用邓肯E-B模型,表1给出了几种主要筑坝材料的邓肯模型参数.为了分析坝壳堆石体湿化变形对大坝应力变形的影响,对4种方案进行计算:(1)方案A:不考虑上游堆石湿化变形;(2)方案B:考虑上游堆石湿化变形,湿化变形参数由三轴湿化变形试验确定(称为湿化变形基本参数);(3)方案C:考虑堆石湿化变形,湿化变形参数比基本参数减小20%;(4)方案D:考虑堆石湿化变形,湿化变形参数比基本参数增大20%.计算采用分级加载方式对大坝填筑及蓄水过程进行了模拟,其中坝体填筑16级,蓄水荷载4级.2湿变形对水库的影响2.1坝体变形对坝体位移的影响分别对4种方案进行三维有限元计算,整理得蓄水后各方案坝体位移,如表2所示.由表2可以看出,方案A(不考虑湿化变形)心墙最大沉降为189.4cm,约占最大坝高的1.18%(最大坝高为160m),方案B(考虑湿化变形)心墙最大沉降为203.66cm,约占最大坝高的1.27%,比方案A沉降值略大.与方案A相比,方案B向下游水平位移减小,坝体因上游坝壳湿化变形引起整体向上游位移.和方案B相比,湿化参数减小20%(方案C)后最大沉降减小了1.17%,下游坝壳向下游的水平位移最大值增大了3.37%,心墙最大水平位移增大了24.04%;而湿化参数增大20%(方案D)后,最大沉降增大了1.71%,下游坝壳向下游的最大水平位移减小了1.24%,心墙最大水平位移减小了27.22%.数值上的对应,反映出上游坝壳湿化对心墙堆石坝变形的影响有良好的规律性.为了进一步分析湿化变形对大坝位移的影响,将方案A和方案B计算得到的大坝沉降及顺河向水平位移等值线分别绘于图3~4.从图中可见,无论是否考虑湿化变形,坝体最大沉降都发生在心墙内约1/2坝高处.由图3和表2可见,上游坝壳湿化变形导致坝体沉降增加,考虑湿化变形比不考虑湿化变形增加14.26cm.主要是心墙和上游坝壳部分沉降增加,下游坝壳部分影响不大.从图4和表2可知,上游坝壳湿化变形导致坝体的水平位移减小,主要改变发生在坝顶部分.经计算所得:方案B的坝顶位移比方案A减小了37.07cm.同时,为了研究湿化参数对变形的影响,将湿化参数Cw和dw分别减小20%和增大20%进行计算,对应方案C和方案D.用方案B,C,D计算所得位移减去方案A得到的结果即为各方案湿化变形所引起的坝体位移增量,其沉降和水平位移增量等值线如图5~6所示.从图5可以更直观地看出,湿化变形对大坝沉降的影响主要在上游坝壳及心墙部分,最大影响处发生在上游坝壳9/10坝高的坝坡面上.通过计算得到,方案B因湿化变形引起的最大沉降为38.72cm.方案C因湿化引起的最大沉降增量值为31.36cm(比方案B减小了约19.0%),沉降分布规律与方案B相似.方案D沉降分布规律也与B,C相同,但是最大沉降增量数值较大,为47.08cm,比方案B增大了约21.6%.和方案B相比,方案C和方案D的湿化变形参数Cw和dw分别减小20%和增大20%,对应最大沉降增量的变幅与此很接近.图6(a)表明,与不考虑湿化变形(方案A)相比,湿化变形使得大坝整体向下游移动的幅度减小,湿化变形会引起整个坝体产生向上游的水平位移(增量),位移(增量)值自下而上逐渐增大,坝顶最大.对应方案B其最大值为39.83cm.图6(b)(c)显示,方案C和方案D由湿化变形引起的水平位移(增量)分布规律与方案B相似.从计算结果得知,其最大水平位移(增量)为30.35cm和48.52cm,最大值均出现在坝顶位置,分别比方案B的最大水平位移(增量)减小了23.8%和增大了21.8%.可以看出,和方案B相比,最大水平位移(增量)的变化幅度与湿化变形参数Cw和dw的变化幅度相近.随着湿化参数的增大,沉降和水平位移均产生数值上的变化,但变化规律却没有改变.2.2湿化变形对心墙应力的影响图7分别给出了方案A、方案B坝体大主应力等值线.由于受拱效应的影响,心墙内大主应力比过渡层的应力有所降低.因为湿化变形使拱效应降低,对比两图可知,显然方案B(考虑湿化变形)计算的上游堆石内大主应力比方案A的小,而下游变化却不大.图8分别给出了方案A和方案B坝体小主应力等值线.小主应力在心墙与上游堆石交界处应力变化非常大,等值线非常密集.对比两图可知,湿化变形会引起上游坝壳小主应力明显减小.从图7~8可以看出,考虑湿化变形,坝体上游坝壳的主应力均有明显的减小,小主应力比大主应力减小得更为明显.对于心墙坝而言,防渗体即为心墙,设计必须保证心墙处于合理的受力状态,否则心墙有可能产生裂缝或水力劈裂.因此,笔者重点分析湿化变形对心墙应力的影响.图9给出各方案计算的心墙大主应力等值线.对比各图可以看出,不同方案心墙内大主应力差异较小,但在数值上尚有一定差异.整理得方案A,B,C,D的心墙平均大主应力分别为1.189,1.231,1.212,1.233MPa,考虑湿化变形后心墙应力有些增大,湿化参数增大后大主应力也会随之小幅度增大.图10给出了各方案计算的心墙小主应力等值线.方案A,B,C,D的心墙平均小主应力分别为0.577,0.594,0.590,0.595MPa.从图中看出,湿化变形使心墙内部小主应力增大,但就数值来看,湿化变形对心墙小主应力变化影响并不大,湿化参数增大后小主应力也会随之略有增大.3坝体沉降变形主要考虑湿化变形对于坝体沉降的影响1)对于沉降,湿化变形对心墙堆石坝的影响主要体现在上游坝壳及心墙部分,对下游坝壳的沉降几乎没有影响,湿化变