徐 建

（1.中國(guó)電建集團(tuán)昆明勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，昆明650051；2.國(guó)家能源水電工程技術(shù)研發(fā)中心高土石壩分中心，昆明 650051；3.云南省水利水電土石壩工程技術(shù)研究中心，昆明 650051；4.云南省巖土力學(xué)與工程學(xué)會(huì)，昆明650051）

高心墻堆石壩壩頂裂縫成因分析

徐 建

（1.中國(guó)電建集團(tuán)昆明勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，昆明650051；2.國(guó)家能源水電工程技術(shù)研發(fā)中心高土石壩分中心，昆明 650051；3.云南省水利水電土石壩工程技術(shù)研究中心，昆明 650051；4.云南省巖土力學(xué)與工程學(xué)會(huì)，昆明650051）

土石壩張拉裂縫一般由壩體的不均勻沉降變形引起，是土石壩破壞的主要誘因和表現(xiàn)形式之一?；谧冃蝺A度法及有限元應(yīng)力應(yīng)變法，建立了3種高心墻堆石壩壩頂裂縫的判別準(zhǔn)則。應(yīng)用該判別準(zhǔn)則，以某心墻堆石壩為例，對(duì)其壩頂裂縫的成因做了初步分析，可為在建或擬建高心墻堆石壩壩頂裂縫的預(yù)防提供參考。

高心墻堆石壩；壩頂裂縫；變形傾度法；有限元法

到目前為止，我國(guó)修建約8.8萬(wàn)座大壩，其中95%以上是土石壩［1］，據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，土石壩裂縫問(wèn)題占國(guó)內(nèi)所有大壩質(zhì)量問(wèn)題的39%，大壩出現(xiàn)裂縫后，可能會(huì)造成滑坡、管涌甚至潰壩等事故。從國(guó)外統(tǒng)計(jì)來(lái)看，土石壩發(fā)生裂縫也比較常見(jiàn)，據(jù)美國(guó)學(xué)者J.D.Justin統(tǒng)計(jì)，國(guó)外102座失事的土石壩中，由于裂縫滑坡造成的占總數(shù)的15.5%，因此從21世紀(jì)60年代開(kāi)始，許多學(xué)者越來(lái)越關(guān)注土石壩裂縫問(wèn)題［2］。雖然土石壩工程中常出現(xiàn)裂縫，且裂縫危害很大，而判斷壩身是否存在裂縫，卻是一個(gè)難題。國(guó)內(nèi)外學(xué)者一般采用有限元應(yīng)力應(yīng)變分析研究大壩的裂縫問(wèn)題，南京水利科學(xué)研究院李君純對(duì)土石壩裂縫展開(kāi)了深入的研究分析，提出了判別裂縫發(fā)生的“變形傾度法”［3］。本文基于變形傾度法，并結(jié)合有限元應(yīng)力應(yīng)變分析，建立了主要針對(duì)心墻堆石壩壩頂裂縫發(fā)生的3種判別準(zhǔn)則，并對(duì)某高心墻堆石壩壩頂裂縫的成因做了初步分析。

1 變形傾度法及有限元應(yīng)力應(yīng)變法

1.1 變形傾度法

變形傾度法［3］是一種判斷土石壩裂縫的簡(jiǎn)捷估算方法，最早由南京水利科學(xué)研究院李君純提出。該方法主要依據(jù)壩體沉降觀測(cè)資料，假設(shè)在壩身同一高程處有兩個(gè)觀測(cè)點(diǎn)a和b（如圖1所示），定義a和b兩點(diǎn)在日期Tj的變形傾度的表達(dá)式：

圖1 變形傾度法示意圖

1.2 有限元應(yīng)力應(yīng)變法

從材料力學(xué)上考慮，壩體發(fā)生裂縫的根本原因是壩體產(chǎn)生裂縫區(qū)域的拉應(yīng)力大于土體的抗拉強(qiáng)度。鑒于目前土石壩應(yīng)力變形分析主要還是依賴非線性有限元法，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)有限元的計(jì)算結(jié)果對(duì)已建壩發(fā)生的壩頂裂縫問(wèn)題進(jìn)行了分析研究［4-5］，得出了在分析預(yù)測(cè)土石壩壩頂裂縫方面，基于有限元應(yīng)力應(yīng)變的判別也是一種有效手段。

2 3種判別準(zhǔn)則

變形傾度法是根據(jù)壩體沉降觀測(cè)資料提出的一種預(yù)測(cè)壩體裂縫的方法，為具體分析大壩壩頂裂縫產(chǎn)生的原因及影響，僅僅靠監(jiān)測(cè)資料去分析是不夠的。鑒于目前土石壩有限元分析方法是預(yù)測(cè)壩體應(yīng)力變形較為可靠的手段，也可考慮水荷載、濕化等復(fù)雜因素的影響，因此可依據(jù)有限元的計(jì)算成果，結(jié)合變形傾度法的原理與方法，將計(jì)算得到的沉降值用于壩體傾度的估算，通過(guò)傾度值預(yù)測(cè)或驗(yàn)算裂縫的發(fā)生發(fā)展情況，可以既判別大壩壩頂是否產(chǎn)生裂縫，也可大致解釋大壩壩頂裂縫產(chǎn)生的原因。

另一方面，對(duì)于一般的土石壩而言，壩體間存在著剪切破壞和拉裂破壞兩種形式。對(duì)于大多數(shù)的心墻堆石壩而言，以堆石料為主的粗粒料是主要的筑壩材料。粗粒料主要是以顆粒形式存在的離散介質(zhì)，其相互接觸的顆粒間存在著不連續(xù)的位移間斷面，一般認(rèn)為不能承受拉應(yīng)力，經(jīng)碾壓密實(shí)后的筑壩料顆粒之間具有較強(qiáng)的咬合力，破壞主要為剪切破壞。而有限單元法是以小變形的連續(xù)介質(zhì)為基礎(chǔ)的理論和方法，可近似認(rèn)為當(dāng)主應(yīng)力小于零時(shí)，該部位可能發(fā)生拉裂破壞，對(duì)裂縫的發(fā)生進(jìn)行定性判斷。

為此，依據(jù)上述分析，建立針對(duì)心墻堆石壩壩頂裂縫發(fā)生的3種判別準(zhǔn)則：

2.1 變形傾度準(zhǔn)則

2.2 剪切破壞準(zhǔn)則

若S≥1.0，則發(fā)生剪切破壞，產(chǎn)生裂縫；反之無(wú)裂縫產(chǎn)生。其中，S為計(jì)算所得的剪應(yīng)力水平。

2.3 拉裂破壞準(zhǔn)則

3 工程背景及數(shù)值模型建立

以某高心墻堆石壩為例，研究各因素對(duì)壩頂裂縫的影響，心墻堆石壩材料分區(qū)及三維有限元計(jì)算網(wǎng)格剖分如圖2。

圖2 壩體三維有限元計(jì)算網(wǎng)格剖分

考慮到壩體填筑高程較高，壩體荷載采用逐級(jí)加載的模擬方式，按每期壩體填筑高程的順序，整個(gè)壩體共分33級(jí)來(lái)模擬。

筑壩材料變形特性的合理模擬決定了整個(gè)壩體變形性態(tài)預(yù)測(cè)的可靠性和準(zhǔn)確性。心墻堆石壩筑壩材料的非線性變形特性采用鄧肯-張E-v模型模擬，該模型公式簡(jiǎn)單，參數(shù)物理意義明確，三軸試驗(yàn)研究結(jié)果表明，其對(duì)土體應(yīng)力應(yīng)變非線性特性亦能很好地反映。依據(jù)室內(nèi)三軸試驗(yàn)結(jié)果，心墻堆石壩各分區(qū)材料鄧肯—張E-v模型計(jì)算參數(shù)如表1。

表1 心墻壩壩料E-v模型計(jì)算參數(shù)

沈珠江等［6］提出“單線法”的濕化變形計(jì)算理論簡(jiǎn)單且計(jì)算結(jié)果較好，因此應(yīng)用較為廣泛。本文心墻堆石壩上游堆石料濕化模型采用基于“單線法”理論的修正模型［7］進(jìn)行計(jì)算。心墻壩上游堆石料濕化參數(shù)如表2。

表2 上游堆石料濕化計(jì)算參數(shù)

4 算例分析

通過(guò)對(duì)國(guó)內(nèi)外已建土石壩壩頂裂縫發(fā)生情況分析總結(jié)可知，高土石壩的壩頂裂縫深度大致為0～25.0m，故本文選取心墻堆石壩壩頂以下50m范圍內(nèi)的部分進(jìn)行分析研究。

壩頂?shù)湫蛿嗝鏄?biāo)點(diǎn)布置如圖3。

圖3 壩頂?shù)湫蛿嗝鏄?biāo)點(diǎn)布置圖

研究中，采用3種對(duì)比方案分析水荷載、濕化、流變等因素對(duì)壩頂裂縫的影響。

4.1 方案1

方案1為竣工期進(jìn)行壩體變形特性分析并進(jìn)行壩頂裂縫判斷分析，竣工期典型斷面壩頂傾度布、剪應(yīng)力水平、小主應(yīng)力分布如圖4～圖6。

圖4 竣工期典型斷面壩頂傾度值

圖5 竣工期典型斷面壩頂剪應(yīng)力水平

圖6 竣工期典型斷面壩頂小主應(yīng)力

由圖4可知，壩頂?shù)膬A度值均小于1%，不會(huì)發(fā)生開(kāi)裂破壞；由圖5可知，壩頂?shù)募魬?yīng)力水平較低，均遠(yuǎn)小于1.0，不會(huì)發(fā)生剪切破壞；由圖6可知，壩頂各小主應(yīng)力都大于0，不會(huì)發(fā)生拉裂破壞。綜上分析，竣工期壩體變形較均勻，一般情況下不會(huì)發(fā)生壩頂裂縫。

4.2 方案2

方案2為滿蓄期僅考慮水荷載作用進(jìn)行壩體變形特性分析，并進(jìn)行壩頂裂縫判斷分析，不考慮上游堆石體的濕化變形。

滿蓄時(shí)典型斷面壩頂傾度分布如圖7。

圖7 滿蓄期典型斷面壩頂傾度值

由圖7可知，當(dāng)大壩蓄水至正常蓄水位時(shí)，在壩頂反濾與過(guò)渡料交界附近，傾度值變化比較敏感，但壩頂橫向傾度值和縱向傾度值基本都小于1%，不會(huì)產(chǎn)生壩頂裂縫。

大壩滿蓄期典型斷面壩頂?shù)募魬?yīng)力水平及小主應(yīng)力的分布如圖8，圖9。

圖8 滿蓄期典型斷面壩頂剪應(yīng)力水平

圖9 滿蓄期典型斷面壩頂小主應(yīng)力

由圖8可知，滿蓄期壩頂?shù)募魬?yīng)力水平較低，均小于1.0，不會(huì)發(fā)生剪切破壞，但相對(duì)于圖5竣工期，壩頂處的剪應(yīng)力水值平有所增大，其值由0.24增大到0.38。

由圖9可知，壩頂小主應(yīng)力在壩頂處都大于0，不會(huì)產(chǎn)生壩體縱向裂縫。因此，無(wú)論采用變形傾度判別還是應(yīng)力應(yīng)變判別，滿蓄期壩體不會(huì)產(chǎn)生壩頂裂縫。

4.3 方案3

方案3為滿蓄期考慮水荷載與上游堆石體的濕化變形作用下，進(jìn)行壩體變形特性分析，并進(jìn)行壩頂裂縫判斷分析。滿蓄期在考慮濕化與不考慮濕化情況下典型斷面壩頂傾度值對(duì)比如圖10。

圖10 滿蓄期典型斷面壩頂傾度分布對(duì)比

由圖10可知，考慮濕化變形后，壩頂各點(diǎn)的橫向傾度值顯著增大，壩頂大部分區(qū)域的橫向傾度值都大于1%，極值為1.8%。因此上游堆石體的濕化變形嚴(yán)重加劇了壩頂各部位不均勻變形的產(chǎn)生，是產(chǎn)生大壩縱向裂縫的主要原因。從壩頂縱向傾度值的對(duì)比來(lái)看，考慮濕化變形后，縱向傾度在兩壩肩處有一定程度的增大，但是總體上傾度值較小，壩頂不會(huì)發(fā)生橫向裂縫。

大壩滿蓄期考慮濕化情況下典型斷面壩頂?shù)募魬?yīng)力水平及小主應(yīng)力的分布如圖11，圖12。

圖11 滿蓄期典型斷面壩頂剪應(yīng)力水平

圖12 滿蓄期典型斷面壩頂小主應(yīng)力

由圖11可知，考慮濕化變形影響后，滿蓄期壩頂?shù)募魬?yīng)力水平均小于1.0，不會(huì)發(fā)生局部剪切破壞，但壩頂處的剪應(yīng)力水平有所加大，極值為0.68。

由圖12可知，從壩頂小主應(yīng)力的分布來(lái)看，在壩頂處小主應(yīng)力為0，局部小于0，因此無(wú)論采用變形傾度法還是應(yīng)力計(jì)算成果判別，該部位均有縱向裂縫產(chǎn)生的可能性。

5 結(jié)語(yǔ)

以某高心墻堆石壩為例，分別探討了壩體竣工、蓄水、上游堆石料濕化變形等因素對(duì)壩頂裂縫影響，結(jié)果表明：

（1）竣工期，心墻堆石壩壩頂變形協(xié)調(diào)性良好，無(wú)縱向裂縫和橫向裂縫產(chǎn)生。

（2）壩體在蓄水作用下，特別是在上游堆石料濕化變形的影響下，壩頂附近很有可能發(fā)生縱向裂縫，無(wú)橫向裂縫發(fā)生。

（3）蓄水作用及上游堆石料的濕化變形能顯著加劇大壩壩頂上下游產(chǎn)生的不均勻變形差，而在高水位時(shí)這一影響尤其明顯，是導(dǎo)致心墻堆石壩壩頂產(chǎn)生縱向裂縫的主要原因，因此以后的類似工程要嚴(yán)格控制大壩高水位（壩高2/3高程后）時(shí)的蓄水速度；同時(shí)建議上游堆石區(qū)少用濕化量大的堆石料，盡量提高填筑壓實(shí)度，以減少上游堆石料的濕化變形量。

［1］蔣國(guó)澄，徐澤平.國(guó)際混凝土面板堆石壩發(fā)展綜述［A］.現(xiàn)代堆石壩技術(shù)進(jìn)展:2009—第一屆堆石壩國(guó)際研討會(huì)論文集［C］.成都：2009.

［2］P.R.Vaughan，et al.Cracking and erosion of the rolled clay core of balderhead dam and remedial works adapted for its repair.10th ICOLD，Vol.1，Q36，1970.

［3］李君純.土壩裂縫的簡(jiǎn)捷估算方法［J］.水利水運(yùn)科學(xué)研究，1983（3）:1-11.

［4］俞多芬.土石壩裂縫的非線性有限元分析［J］.人民黃河，1986（2）:33-35.

［5］陳生水，酈能惠.瀑布溝心墻堆石壩地震裂縫分析［J］.水利水運(yùn)科學(xué)研究，1995（4）:384-393.

［6］左元明，沈珠江.壩料土的浸水變形特性研究［R］.南京水利科學(xué)研究院土工研究所，1989.

［7］李國(guó)英，劉玉年.砂石料浸水變形三維有限元分析［A］.第三屆全國(guó)青年巖土力學(xué)與工程會(huì)議［C］.南京:1998，195-200.

The causation analysis of cracking on dam crest in high earth-rock dam

XU Jian
（1.Power China Kunming Engineering Corporation Limited，Kunming 650051，China；2.State Energy and Hydropower Engineering Technology R&D Center High Earth Rock Dam Sub Center，Kunming 650051，China；3.Yunnan Water Conservancy and Hydropower Earth Rock Dam Engineering Technology Research Center，Kunming 650051，China；4.Yunnan Society for Geomechanics and Engineering，Kunming 650051，China）

Tensile crack induced by differential settlement is the primary cause and typical form in earth-rock dam failure.Based on deformation gradient method and finite element method，three criterions for analyzing cracking on dam crest in a high earth-rock dam are suggested.Taking a high earth-rock dam for example，the causation of cracking on dam crest is analyzed with the three criterions proposed.It can be provide reference for preventing the cracking on dam crest for high earth-rock dam under construction or proposed.

high earth-rock dam；cracking on dam crest；deformation gradient method；finite element method

TV698.2

B

1672-9900（2017）05-0046-05

2017-07-14

徐 建（1986-），男（漢族），湖南邵陽(yáng)人，工程師，主要從事水利水電工程設(shè)計(jì)及科研工作，（Tel）18788153531。

（責(zé)任編輯：尹健婷）