銀佳男，鄒德高,2，孔憲京,2

(1.大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部， 遼寧 大連 116024；大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧 大連 116024)

地震作用下高面板砂礫石壩滲流-應(yīng)力耦合研究

銀佳男1，鄒德高1,2，孔憲京1,2

(1.大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部， 遼寧 大連 116024；大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧 大連 116024)

天然砂礫石料具有級(jí)配離散性差、間斷性和施工易分離等特性，強(qiáng)震作用下大壩防滲體一旦發(fā)生破壞，將會(huì)帶來不利影響。采用混凝土塑性損傷模型和堆石料廣義塑性模型，對(duì)弱透水性高面板砂礫石壩進(jìn)行動(dòng)力有限元分析，確定面板損傷分布，進(jìn)而計(jì)算壩體非穩(wěn)定滲流場(chǎng)，建立以混凝土損傷模型和堆石料廣義塑性模型為基礎(chǔ)的非穩(wěn)定滲流-應(yīng)力耦合計(jì)算方法，分析在非穩(wěn)定滲流作用下，大壩應(yīng)力和變形的變化規(guī)律。結(jié)果表明：壩體為弱透水時(shí)，地震結(jié)束后大壩在非穩(wěn)定滲流作用下，壩體小主應(yīng)力顯著減小，面板產(chǎn)生向上拉伸、向外彎曲趨勢(shì)的位移增量，面板部分區(qū)域損傷值變大。評(píng)價(jià)大壩極限抗震能力時(shí)，除了考慮地震結(jié)束時(shí)面板的損傷狀態(tài)，還應(yīng)進(jìn)一步考慮面板破壞后非穩(wěn)定滲流對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響。

高面板砂礫石壩；非穩(wěn)定滲流-應(yīng)力耦合；面板損傷；極限抗震能力

混凝土面板砂礫石壩具有安全性、經(jīng)濟(jì)性、適應(yīng)性等優(yōu)點(diǎn)[1]，成為近年來運(yùn)用最為廣泛的壩型之一。目前，我國(guó)砂礫石廣泛分布的西北地區(qū)已建、在建和擬建多座百米級(jí)的混凝土面板砂礫石壩，如新疆魯瓦提(131.8 m)、青海黑泉(123.5 m)、新疆阿爾塔什(164.2 m)、卡拉貝利(92.5 m)、大石門(120 m)等面板砂礫石壩，其抗震設(shè)計(jì)烈度均大于或等于8度。由于天然砂礫料具有級(jí)配離散型差、間斷性和施工易分離性的特點(diǎn)，抗?jié)B透破壞和抗沖蝕的能力較差[2]。防滲體一旦發(fā)生破壞，將會(huì)對(duì)大壩帶來不利的影響[3-4]。因此，高面板砂礫石壩的抗震能力引起了廣泛關(guān)注[5]。

國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)混凝土面板壩防滲體破壞研究主要有兩種形式：一種是從固體(壩體)的角度，如文獻(xiàn)[6]研究了地震荷載作用下混凝土面板的損傷發(fā)生和發(fā)展過程；另一種方法是從流體(滲流)的角度，如陳群等[7]，研究了非飽和滲流情況下壩體滲流場(chǎng)的變化以及水力參數(shù)的分布，并用于溝后面板壩潰壩過程的模擬。張麗等[8]針對(duì)某混凝土面板砂礫石壩，分析了面板縫不同失效程度對(duì)滲流場(chǎng)的影響。

目前，壩工界大都以地震結(jié)束時(shí)的狀態(tài)來評(píng)價(jià)壩體安全性。然而地震導(dǎo)致大壩防滲體損傷開裂后，將導(dǎo)致庫(kù)水滲漏，引起滲流-筑壩砂礫石-防滲面板的相互作用，有可能對(duì)大壩安全存在不利的影響，這在以往的研究中一般沒有考慮。本文采用混凝土損傷模型和堆石料廣義塑性模型，首先通過對(duì)弱透水性高面板砂礫石壩進(jìn)行二維動(dòng)力有限元分析，確定地震后面板損傷分布。然后根據(jù)面板損傷情況，確定混凝土面板滲透系數(shù)的變化?？紤]壩體施工填筑的不均勻性而引起的壩料填筑明顯分層的不利工況，進(jìn)而對(duì)震后壩體進(jìn)行非穩(wěn)定滲流計(jì)算，研究這一過程中壩體應(yīng)力和變形的變化規(guī)律。

1 本構(gòu)模型和計(jì)算參數(shù)

本文砂礫石體采用廣義塑性模型，面板與砂礫石體界面采用廣義塑性接觸面模型，混凝土采用塑性損傷模型。采用商業(yè)軟件GeoStudio中的SEEP/W模塊模擬地震導(dǎo)致面板損傷后不同時(shí)刻壩體非穩(wěn)定滲流場(chǎng)。

1.1 堆石料廣義塑性模型和接觸面廣義塑性模型

Pastor和Zienkiewicz以廣義塑性力學(xué)[9]為基礎(chǔ)，提出了廣義塑性模型。P-Z模型理論、思路清晰，鄒德高等[10]在彈性模量，加、卸載模量等方面對(duì)該模型進(jìn)行了改進(jìn)，并成功應(yīng)用于堆石壩的靜、動(dòng)力分析。采用新疆某砂礫石壩筑壩材料的大型三軸試驗(yàn)結(jié)果見表1所示。

表1 砂礫料廣義塑性模型計(jì)算參數(shù)

劉京茂等[11]提出了一個(gè)可以較好地反映堆石料的剪脹、剪縮、顆粒破碎等特性的三維彈塑性接觸面模型。具體參數(shù)見表2。

表2 廣義塑性接觸面模型參數(shù)

1.2 混凝土損傷模型

鋼筋混凝土的損傷模型參數(shù)[12]見表3，C25混凝土靜力損傷ft取軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值1.78 MPa，fc取軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值24.23 MPa。鋼筋用理想彈塑性模型去描述，型號(hào)：HPB400。基巖密度為ρ=2 600 kg/m3，彈性模量E=10 GPa，泊松比ν=0.25，采用線彈性模型去模擬。

表3 鋼筋混凝土動(dòng)力損傷模型參數(shù)

1.3 飽和-非飽和土的滲流模擬

選取溝后壩壩體砂礫料的特性，根據(jù)文獻(xiàn)[7]建議的方法求得飽和-非飽和滲流中土水特征曲線和滲透系數(shù)變化曲線，滲透函數(shù)參數(shù)見表4。

表4 非飽和滲流材料參數(shù)

2 混凝土面板砂礫石壩模型

2.1 壩體計(jì)算有限元模型

采用壩高為200 m的高面板砂礫石壩有限元計(jì)算模型。上游壩坡1∶1.4，下游壩坡1∶1.6。壩體分50層填筑，蓄水至190 m。大壩有限元網(wǎng)格見圖1。混凝土面板厚度按照規(guī)范[13]確定，面板網(wǎng)格在厚度方向上共分10層，鋼筋網(wǎng)設(shè)置在面板厚度方向的中部。

圖1 壩體計(jì)算網(wǎng)格(單元20 704，節(jié)點(diǎn)20 340)

2.2 滲流-應(yīng)力耦合計(jì)算方法

采用自行開發(fā)的程序生成SEEP/W的Xml讀入文件。計(jì)算地震結(jié)束后非穩(wěn)定滲流場(chǎng)后，選取有代表性的滲流時(shí)刻，輸出每個(gè)時(shí)刻的節(jié)點(diǎn)孔隙水壓力，再通過映射的方式，將孔隙水壓力加到固體網(wǎng)格的節(jié)點(diǎn)上。每個(gè)時(shí)刻都是下一時(shí)刻的初始時(shí)刻，計(jì)算不同時(shí)刻非穩(wěn)定滲流對(duì)壩體應(yīng)力、變形的影響。

3 地震動(dòng)輸入

地震動(dòng)輸入采用規(guī)范譜人工地震波，見圖2。水平向峰值加速度為0.3g，豎向地震峰值加速度為0.2g。計(jì)算中地震波時(shí)長(zhǎng)為25.00 s。地震動(dòng)輸入采用黏彈性邊界并考慮了大壩和基巖的動(dòng)力相互作用及輻射阻尼。

圖2 地震波加速度時(shí)程曲線

4 面板砂礫石壩數(shù)值分析結(jié)果

4.1 面板震后損傷

圖3為混凝土面板在地震后的損傷分布圖(面板厚度方向尺寸放大20倍)(通常認(rèn)為超過損傷值0.8時(shí)為嚴(yán)重?fù)p傷[14])?？梢钥闯?，在156.6 m～158.6 m高度之間面板發(fā)生了貫穿性的嚴(yán)重?fù)p傷。Jason L等[15]得出了綜合飽和度、損傷因子的混凝土滲透率(氣、液)計(jì)算公式：

D<0.035時(shí)，Kg=K0(1-S1)4.5(1-S12)

(1)

D≥0.035時(shí)，Kg=K0(1-S1)4.5(1-S12)×108.67D-0.3

(2)

式中：D表示損傷因子；Kg損傷后混凝土滲透率；K0損傷前混凝土滲透率；S1飽和度。

文獻(xiàn)[16]從實(shí)驗(yàn)的結(jié)果得出：相比于未開裂前混凝土滲透系數(shù)為10-12m/s～10-11m/s，開裂后的混凝土的滲透系數(shù)達(dá)到了10-5m/s～10-4m/s量級(jí)。因此，混凝土面板損傷值在0.8～1.0(嚴(yán)重?fù)p傷)的位置統(tǒng)一取滲透系數(shù)損傷值為0.9時(shí)對(duì)應(yīng)的滲透系數(shù)(平均值)1.12×10-5m/s。

圖3 面板震后損傷分布

由于墊層料具有半透水性，大部分水頭集中損失在該區(qū)域，墊層控制著壩體的滲流。對(duì)于透水性極強(qiáng)的堆石和礫石以及壩內(nèi)設(shè)置豎向排水的面板壩，由于其排水十分通暢，壩體內(nèi)均不能形成較高的浸潤(rùn)線[17]。因此，本文主要針對(duì)弱透水性材料的均質(zhì)面板砂礫石壩進(jìn)行分析。由于實(shí)際工程施工填筑的不均勻性，施工質(zhì)量控制的不確定性，且根據(jù)溝后壩因?yàn)閴瘟咸钪?yán)重分層而導(dǎo)致潰壩的教訓(xùn)，本文對(duì)非穩(wěn)定滲流的模擬，選取了一個(gè)較為不利的工況，在面板嚴(yán)重?fù)p傷的高程(156.6 m～158.6 m)處，壩體材料取為粗粒料，探究非穩(wěn)定滲流對(duì)大壩應(yīng)力、變形的影響。

4.2 面板地震損傷后壩體非飽和滲流結(jié)果

圖4為非飽和滲流作用下壩體孔隙水壓力隨時(shí)間變化結(jié)果。地震結(jié)束時(shí)面板局部損傷后，庫(kù)水從上游面滲入壩體。由于在面板損傷高程處，壩料存在水平分層，故滲流前鋒面沿粗粒和細(xì)粒交界面延伸。在粗粒層以下，相當(dāng)于一個(gè)均質(zhì)壩，庫(kù)水向四周滲流，到下游水位時(shí)，再分別向兩邊滲流，將整個(gè)壩體分為飽和區(qū)和非飽和區(qū)。到42.5 d左右，壩體基本上達(dá)到穩(wěn)定滲流狀態(tài)。

4.3 非穩(wěn)定滲流對(duì)壩體砂礫石的影響

圖5為不同時(shí)刻壩體小主應(yīng)力等值線分布圖，圖6為滲流引起的壩體變形增量圖。由圖5、圖6可以看出，飽和區(qū)壩體小主應(yīng)力顯著減小。隨著飽和區(qū)內(nèi)的孔隙水壓不斷升高，滲流作用引起壩體發(fā)生向外擴(kuò)張的位移增量。

圖4 壩內(nèi)孔隙水壓力等值線圖(m)

圖5 壩體小主應(yīng)力等值線(MPa)

圖6 壩體變形增量圖(箭頭所示為變形增量圖，放大100倍)

4.4 非穩(wěn)定滲流對(duì)面板的影響

庫(kù)水從面板嚴(yán)重?fù)p傷高程滲入壩體，由于滲流過程中發(fā)生了水頭損失，面板損傷位置以下相同高程處內(nèi)外兩側(cè)節(jié)點(diǎn)還存在水頭差，故面板和墊層間仍存在法向壓應(yīng)力。壩體滲水飽和后，其附加位移增量方向向外，引起面板和墊層間產(chǎn)生順坡向上的摩擦力，并同孔隙水壓力共同作用，面板產(chǎn)生向上拉伸、向外彎曲趨勢(shì)的位移增量，見圖7面板變形增量圖。

圖7 面板變形增量圖(箭頭所示為變形增量圖，放大100倍)

圖8為穩(wěn)定滲流狀態(tài)時(shí)面板的損傷分布，相比圖3震后面板的損傷，非穩(wěn)定滲流作用下面板損傷會(huì)進(jìn)一步發(fā)展，故評(píng)價(jià)大壩極限抗震能力時(shí)，除了考慮地震結(jié)束時(shí)面板的損傷狀態(tài)，還應(yīng)進(jìn)一步考慮面板破壞后非穩(wěn)定滲流對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響。

5 結(jié) 論

本文針對(duì)200 m級(jí)的混凝土面板砂礫石壩進(jìn)行了二維靜、動(dòng)力有限元彈塑性計(jì)算分析，根據(jù)震后面板損傷情況，研究了非穩(wěn)定滲流作用對(duì)壩體應(yīng)力、變形和面板損傷發(fā)展的影響規(guī)律。

圖8 面板損傷分布(t=42.57 d)

(1) 壩體為弱透水時(shí)，震后面板損傷后，庫(kù)水沿粗粒料和細(xì)粒料交界面延伸且在重力的作用下向四周擴(kuò)散。將壩體分為飽和區(qū)和非飽和區(qū)，最終達(dá)到穩(wěn)定滲流狀態(tài)。在孔隙水壓力作用下，飽和區(qū)內(nèi)壩體砂礫石的小主應(yīng)力顯著減小，位移增量方向向外。滲流作用引起的混凝土面板損傷進(jìn)一步加劇。

(2) 評(píng)價(jià)大壩極限抗震能力時(shí)，除了考慮地震結(jié)束時(shí)面板的損傷狀態(tài)，還應(yīng)進(jìn)一步考慮面板破壞后非穩(wěn)定滲流對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響，有助于正確評(píng)估大壩的極限抗震能力。

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Seepage Stress Coupling on High Concrete Face Sand-gravel Dam Under Seismic Loads

YIN Jianan1, ZOU Degao1,2, KONG Xianjing1,2

(1.FacultyofInfrastructureEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian,Liaoning116024,China;2.StateKeyLaboratoryofCoastalandOffshoreEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian,Liaoning116024,China)

The natural sandy gravel has the characteristics of poor dispersion of gradation, discontinuity and easy separation of construction, and it will bring negative effects if the dam's anti-seepage body is destroyed under strong earthquake. In this paper, the plastic damage model of concrete and the generalized plastic model of rockfill are adopted to conduct the seismic response of the weakly permeable high concrete face sand-gravel dam, which aims to investigate the damage distribution of concrete slab and the subsequent calculation of the unsteady seepage field in dam body. Based on the two models, a distinctive coupled unsteady seepage and stress method is established. The variation of stress and deformation of dam under the action of unsteady seepage is analyzed. The results show that when the weak permeability dam is under unsteady seepage, the 3rd principal stress of the dam could reduce significantly. The displacement increment direction of the slab is upward and outward bending, and the damage value is larger. It is necessary to consider not only the damage state of the slab after earthquake, but also the influence of unsteady seepage on the stress field when evaluating the maximum aseismic capability of dam.

high concrete face sand-gravel dam; unsteady seepage stress coupling; concrete slab damage

10.3969/j.issn.1672-1144.2017.03.003

2017-01-22

2017-02-28

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51379028)

銀佳男(1992—)，男(滿族)，遼寧興城人，碩士研究生，研究方向?yàn)楦呙姘鍓慰拐鸢踩栽u(píng)價(jià)。 E-mail：jnyin@mail.dlut.edu.cn

TV640.31

A

1672—1144(2017)03—0014—05