鄒德高，屈永倩，孔憲京，劉京茂，冉從勇，張 丹

(1.大連理工大學(xué) 海岸與近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024；2.大連理工大學(xué) 水利工程學(xué)院，遼寧 大連 116024；3.中國(guó)電建集團(tuán)成都勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，四川 成都 610072)

1 研究背景

深厚覆蓋層在我國(guó)特別是西南地區(qū)的河流中廣泛分布，如大渡河、金沙江等，其覆蓋層深度可達(dá)數(shù)百米。我國(guó)80%以上的水能資源集中在西部地區(qū)，深厚覆蓋層上建壩“難以避讓”[1-2]。土石壩以其獨(dú)有的優(yōu)勢(shì)，是深厚覆蓋層地基上的首選壩型。覆蓋層上土石壩工程的地基防滲主要采用豎直防滲墻[3]，如獅子坪、黃金坪、瀘定、下坂地、冶勒、旁多等覆蓋層深度超過(guò)100 m的土石壩工程，均采用混凝土防滲墻的壩基防滲形式，其中旁多、冶勒的覆蓋層深度超過(guò)400 m，防滲墻深度分別超過(guò)100 m和200 m[4-5]。目前已有防滲墻破壞影響大壩工程安全的案例，如Manic3水庫(kù)的混凝土防滲墻與基巖接觸部位發(fā)生了擠壓破壞[6]；牛頭山水庫(kù)蓄水后，混凝土防滲墻在墻體頂部發(fā)生了開(kāi)裂破壞[6-7]。因此，開(kāi)展混凝土防滲墻的損傷破壞分析及對(duì)防滲性能的影響研究，對(duì)科學(xué)把握其真實(shí)工作狀態(tài)，進(jìn)而合理評(píng)估深厚覆蓋層上土石壩的安全性態(tài)至關(guān)重要。

覆蓋層中混凝土防滲墻作為壩基擋水結(jié)構(gòu)，屬于防滲結(jié)構(gòu)而非承載結(jié)構(gòu)。然而目前防滲墻大多采用線彈性模型簡(jiǎn)化模擬，并采用基于應(yīng)力的承載能力理念進(jìn)行評(píng)價(jià)。線彈性模型計(jì)算的混凝土防滲墻應(yīng)力有時(shí)遠(yuǎn)超材料的抗拉或抗壓強(qiáng)度，且超應(yīng)力區(qū)范圍可能較大，這些結(jié)果雖能給出混凝土防滲墻的相對(duì)危險(xiǎn)位置，但是不能準(zhǔn)確評(píng)價(jià)墻體的安全狀態(tài)。實(shí)際上，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到強(qiáng)度后，材料就會(huì)進(jìn)入非線性狀態(tài)(或損傷狀態(tài))，應(yīng)力將發(fā)生轉(zhuǎn)移或重新分布，而線彈性模型無(wú)法描述這種狀態(tài)。同時(shí)，線彈性模型獲得的墻體應(yīng)力狀態(tài)很難直接與墻體的防滲性能建立聯(lián)系。因此，有必要采用更為完備的本構(gòu)模型模擬墻體混凝土材料，研究覆蓋層中混凝土防滲墻的真實(shí)狀態(tài)，進(jìn)而開(kāi)展?jié)B流分析，從防滲性能的角度對(duì)防滲墻進(jìn)行評(píng)價(jià)。

混凝土防滲墻與覆蓋層的剛度和尺寸相差百倍甚至千倍，兩者相互作用十分明顯，導(dǎo)致防滲墻的精細(xì)分析尤其是損傷破壞分析十分困難。本課題組于2014年開(kāi)展了防滲墻的損傷破壞分析[8]，并研究了三維河谷效應(yīng)、防滲墻墻間夾泥對(duì)防滲墻損傷破壞特性的影響規(guī)律[5，9]。多家科研機(jī)構(gòu)和研究者們也相繼開(kāi)始采用非線性和彈塑性模型研究防滲墻損傷破壞規(guī)律[10-12]。目前的覆蓋層上土石壩防滲墻的損傷開(kāi)裂分析結(jié)果相對(duì)較少，且局限于覆蓋層深度100 m內(nèi)的封閉式防滲墻，對(duì)超深覆蓋層上土石壩懸掛式防滲墻的損傷破壞特性還鮮有研究。本構(gòu)模型方面多采用塑性損傷模型[13]描述混凝土的破損特性，但該模型采用標(biāo)量損傷因子描述混凝土損傷后的剛度和強(qiáng)度退化特性，導(dǎo)致一個(gè)方向發(fā)生損傷后，另外兩個(gè)方向的模量和強(qiáng)度均同程度降低，且拉、壓損傷互相干擾，難以精準(zhǔn)描述復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的混凝土損傷破壞特性及誘發(fā)的材料各向異性問(wèn)題。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文建立了有限元-比例邊界元耦合的超深覆蓋層上土石壩防滲墻受力性態(tài)的跨尺度精細(xì)分析模型，采用混凝土塑性損傷模型和內(nèi)聚力模型分別描述受壓破壞和受拉開(kāi)裂特性，提出了深厚覆蓋層上土石壩防滲墻破壞演化分析方法，避免了傳統(tǒng)采用標(biāo)量損傷因子難以描述混凝土損傷后誘發(fā)的材料各向異性問(wèn)題。開(kāi)展了深厚覆蓋層上土石壩防滲墻的損傷開(kāi)裂分析，闡明了超深覆蓋層上懸掛式混凝土防滲墻的應(yīng)力和變形機(jī)制，揭示了混凝土防滲墻的損傷開(kāi)裂模式，定位了防滲墻的薄弱區(qū)域。在此基礎(chǔ)上，開(kāi)展了防滲墻破損后的滲流分析，評(píng)價(jià)了防滲墻損傷開(kāi)裂對(duì)防滲性能的影響，提出了相應(yīng)的措施并量化了其防滲效果。

2 理論方法

2.1 塑性損傷模型Lee和Fenves[13]在Barcelona塑性損傷模型[14]的基礎(chǔ)上，分別采用拉、壓兩個(gè)損傷變量描述混凝土的損傷斷裂特性，并將屈服函數(shù)推至有效應(yīng)力空間，提出了Lee-Fenves塑性損傷模型。該模型在模擬混凝土的力學(xué)特性方面具有較大優(yōu)勢(shì)且便于數(shù)值實(shí)現(xiàn)，目前已在混凝土壩工程中得到廣泛應(yīng)用[15-16]。文獻(xiàn)[17-18]將該模型引入土石壩領(lǐng)域并進(jìn)行了改進(jìn)，發(fā)展了可考慮不同纖維含量的鋼纖維混凝土塑性損傷模型，并應(yīng)用于面板壩混凝土面板的動(dòng)力損傷演化分析。本構(gòu)模型的介紹和驗(yàn)證參見(jiàn)文獻(xiàn)[13，17-18]。但是該模型采用標(biāo)量損傷因子描述混凝土損傷后的剛度和強(qiáng)度退化特性，導(dǎo)致一個(gè)方向發(fā)生損傷后，另外兩個(gè)方向的模量和強(qiáng)度均同程度降低，且發(fā)生拉損傷后會(huì)影響受壓性能，難以精準(zhǔn)描述復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的混凝土損傷破壞特性。

2.2 內(nèi)聚力模型該模型認(rèn)為在裂紋尖端存在一個(gè)微小的內(nèi)聚力區(qū)(Fracture process zone)，以?xún)?nèi)聚力抵抗界面間的相對(duì)分離。在開(kāi)裂過(guò)程中，界面上的應(yīng)力為開(kāi)裂位移的函數(shù)，從而避免了線彈性斷裂力學(xué)中的裂紋尖端應(yīng)力奇異性問(wèn)題[19]。采用內(nèi)聚力模型模擬開(kāi)裂時(shí)，在裂縫可能發(fā)生和擴(kuò)展的部位布置界面單元(cohesive interface element，CIE)，界面單元與周?chē)膶?shí)體單元相連，見(jiàn)圖1。隨荷載增大，界面單元的應(yīng)力狀態(tài)達(dá)到破壞準(zhǔn)則，剛度和承載能力降低，當(dāng)剛度降低到0時(shí)，界面單元失效，新的裂縫面出現(xiàn)。鑒于雙線型模型適用于描述脆性材料的斷裂，且擁有較高的計(jì)算效率[20]，因此本文采用雙線型模型描述內(nèi)聚力單元的牽引力分離關(guān)系。該模型已應(yīng)用于混凝土壩[21-22]，但在土石壩領(lǐng)域應(yīng)用較少。文獻(xiàn)[23-24]將內(nèi)聚力模型應(yīng)用于混凝土面板壩的面板動(dòng)力開(kāi)裂模擬，并量化了抗震措施效果，本構(gòu)模型的介紹和驗(yàn)證參見(jiàn)文獻(xiàn)[23-24]。但是該模型僅能描述混凝土的拉伸、剪切和拉(壓)剪破壞，無(wú)法描述受壓破壞。

圖1 內(nèi)聚力模型和界面單元

2.3 有限元-比例邊界元跨尺度分析方法比例邊界有限元法(SBFEM)[25-26]由Song和Wolf于1997年提出，是一種半解析方法，并繼承了邊界元的優(yōu)點(diǎn)。該方法支持任意邊數(shù)多邊形和任意面數(shù)的多面體單元，能靈活地處理更復(fù)雜幾何形狀單元的求解問(wèn)題，在跨尺度網(wǎng)格的疏密網(wǎng)格過(guò)渡處理中具有無(wú)法比擬的優(yōu)勢(shì)。Chen等[27-29]基于該方法原有邊界高斯積分點(diǎn)，首先通過(guò)SBFEM理論構(gòu)造用于非線性分析的單元插值函數(shù)和位移應(yīng)變矩陣，采用材料常剛度矩陣方法計(jì)算相關(guān)系數(shù)矩陣，規(guī)避傳統(tǒng)耗時(shí)繁瑣的計(jì)算求解過(guò)程，改善分析效率。其次，通過(guò)增加單元內(nèi)部高斯點(diǎn)，采用內(nèi)部積分方案求解位移應(yīng)變協(xié)調(diào)矩陣、單元?jiǎng)偠染仃嚭蛻?yīng)力積分等，發(fā)展了可用于彈塑性分析的多邊形和多面體單元，解決了SBFEM受限于彈性分析的問(wèn)題。并在同一程序框架內(nèi)集成了FEM-SBFEM耦合算法，發(fā)展了FEM-SBFEM的跨尺度分析方法，并應(yīng)用于土石壩的三維靜動(dòng)力分析[23-24，27-30]。

3 深厚覆蓋層上土石壩防滲墻的精細(xì)化分析

3.1 有限元模型深厚覆蓋層上的瀝青混凝土心墻壩分析模型如圖2所示。壩高148 m。壩體上游坡度1∶2.5，下游坡度1∶2.0，壩頂寬10 m。覆蓋層厚度超過(guò)500 m，分為4層，從上至下，依次為①層、②層、③層、④層，底部基巖為第⑤層。防滲墻深140 m，延伸至第③層；寬1.4 m，頂部有一擴(kuò)大端，并與心墻底部相連。

圖2 深厚覆蓋層上瀝青混凝土心墻壩的三維分析模型

采用作者發(fā)展的有限元-比例邊界元-增量迭代法-預(yù)設(shè)薄層單元的跨尺度非線性分析方法[30]，精細(xì)描述防滲墻的受力狀態(tài)。防滲墻底部采用有限元-比例邊界元耦合跨尺度分析方法，實(shí)現(xiàn)防滲墻局部網(wǎng)格的多級(jí)細(xì)分，將該區(qū)域網(wǎng)格加密至2.0 m；通過(guò)比例邊界元的多面體單元連接交界處網(wǎng)格，實(shí)現(xiàn)不同網(wǎng)格尺寸的跨越；在心墻-防滲墻接頭區(qū)和防滲墻底部設(shè)置薄層單元模擬局部土體呈帶狀的大應(yīng)變剪切變形特性，以精細(xì)描述防滲墻的受力性態(tài)[30]。最終建立三維的有限元-比例邊界元耦合的防滲墻精細(xì)分析模型，并采用增量迭代法進(jìn)行求解。

計(jì)算采用大連理工大學(xué)自主研發(fā)的大型巖土工程高性能分析軟件系統(tǒng) GEODYNA，該軟件已集成了有限元-比例邊界元-無(wú)網(wǎng)格-離散元耦合的多數(shù)值分析方法，有中點(diǎn)增量法、增量迭代法、等效線性方法等隱式求解方法和顯式求解方法，已廣泛應(yīng)用于土石壩的靜、動(dòng)力分析[23-24，27-33]。

土體采用非線性彈性鄧肯張E-μ模型，壩體和覆蓋層材料的計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1。在防滲墻與覆蓋層土體、心墻與過(guò)渡料、心墻與防滲墻之間設(shè)置Goodman接觸單元，采用雙曲線模型描述其接觸特性，參數(shù)見(jiàn)表2。

表1 壩料參數(shù)表

表2 防滲墻與覆蓋層間雙曲線接觸面模型材料參數(shù)

3.2 懸掛式防滲墻的受力變形模式為便于討論防滲墻的受力變形特性，首先采用線彈性模型描述防滲墻。防滲墻的受力示意見(jiàn)圖3，竣工期防滲墻的變形模式見(jiàn)圖4，主應(yīng)力及其方向見(jiàn)圖5和圖6。竣工期，由于上、下游壩體基本對(duì)稱(chēng)，防滲墻順河向位移很小。受壩體傳來(lái)的上覆土壓力和覆蓋層摩擦力的作用，懸掛式防滲墻發(fā)生向下的豎向位移，由于河谷存在一定坡度，防滲墻向下位移的同時(shí)，會(huì)出現(xiàn)指向河谷的壩軸向壓縮變形。(1)防滲墻兩岸嵌入基巖，起到了支撐作用，因此防滲墻兩岸底部壓應(yīng)力最大，壓應(yīng)力方向近似垂直于兩岸岸坡。(2)兩岸底部受基巖的支撐作用，防滲墻發(fā)生類(lèi)似于“外伸梁”變形模式，底部支撐對(duì)應(yīng)的頂部拉應(yīng)力最大，其方向?yàn)閴屋S向。支撐部位向河谷延伸，過(guò)“反彎點(diǎn)”后，防滲墻頂部出現(xiàn)高壓應(yīng)力，底部出現(xiàn)高拉應(yīng)力，方向均為壩軸向。(3)河谷中部防滲墻的主應(yīng)力方向基本為豎向和壩軸向，均為壓應(yīng)力。(4)重力作用下，覆蓋層主要發(fā)生豎向壓縮變形，而防滲墻的模量遠(yuǎn)大于覆蓋層土體，其本身的壓縮變形很小，防滲墻將會(huì)刺入兩端土體，因此防滲墻中上部區(qū)域受向下的摩擦力，而防滲墻中下部受向上的摩擦力，見(jiàn)圖7。因此，對(duì)于河谷中部防滲墻，在摩擦力方向轉(zhuǎn)換的位置，防滲墻壓應(yīng)力最大。

圖3 防滲墻受力示意圖

圖4 竣工期防滲墻變形模式(變形放大30倍)

圖5 防滲墻主應(yīng)力(受壓為正)

圖6 防滲墻主應(yīng)力方向

圖7 防滲墻受到的覆蓋層摩擦力方向

3.3 防滲墻損傷破壞分析由上節(jié)的彈性分析結(jié)果可知，防滲墻的壓應(yīng)力達(dá)到了150 MPa，拉應(yīng)力達(dá)到了44 MPa，遠(yuǎn)超混凝土強(qiáng)度，這是不符合實(shí)際的。因此本節(jié)采用混凝土塑性損傷模型和內(nèi)聚力模型描述防滲墻的損傷破壞特性。其中，塑性損傷模型描述受壓破壞，內(nèi)聚力模型描述受拉破壞。由彈性分析結(jié)果可知，防滲墻的拉應(yīng)力方向主要為壩軸向。同時(shí)防滲墻施工時(shí)存在豎向分布的槽段接縫，見(jiàn)圖8，該接縫界面的強(qiáng)度和模量均要低于防滲墻混凝土。因此，綜合考慮拉應(yīng)力方向和防滲墻施工工藝，在防滲墻的槽段接縫處預(yù)設(shè)豎向的內(nèi)聚力界面單元并采用內(nèi)聚力模型描述其受拉破壞特性，防滲墻墻體采用實(shí)體單元和塑性損傷模型描述其受壓破壞特性，見(jiàn)圖9。塑性損傷模型參數(shù)見(jiàn)表3，槽段界面處的內(nèi)聚力模型參數(shù)相比墻體考慮一定的弱化，由于缺少試驗(yàn)結(jié)果，本文參考了新舊混凝土結(jié)合面的強(qiáng)度折減系數(shù)[34]。由于槽段界面無(wú)法做鑿毛、清洗等處理，且槽段界面可能存在墻間夾泥，這將進(jìn)一步降低結(jié)合面強(qiáng)度，因此折減系數(shù)取較小值，本文在計(jì)算中取為0.25。需要說(shuō)明的是，防滲墻槽段界面為弧形，為簡(jiǎn)化建模與計(jì)算，本文偏保守地將槽段界面簡(jiǎn)化為平面。

表3 混凝土塑性損傷模型參數(shù)

圖8 防滲墻槽段接縫

圖9 防滲墻損傷開(kāi)裂模擬的模型說(shuō)明示意圖

竣工期的防滲墻損傷開(kāi)裂分析結(jié)果見(jiàn)圖10，防滲墻應(yīng)力見(jiàn)圖11?？紤]損傷開(kāi)裂之后，防滲墻的超壓應(yīng)力和超拉應(yīng)力均被釋放，而在防滲墻兩岸頂部和底部拉應(yīng)力較大的區(qū)域發(fā)生開(kāi)裂，其中，防滲墻左岸中上部軸向150 m范圍內(nèi)出現(xiàn)豎向裂縫，最大裂縫寬度為2.6 cm，單條裂縫最大長(zhǎng)度為70 m，裂縫總長(zhǎng)度為841 m；防滲墻右岸中上部軸向190 m范圍內(nèi)出現(xiàn)豎向裂縫，最大裂縫寬度為2.4 cm，單條裂縫最大長(zhǎng)度為75 m，裂縫總長(zhǎng)度為930 m；防滲墻左岸底部軸向320 m范圍內(nèi)出現(xiàn)豎向裂縫，最大裂縫寬度為0.8 cm，單條裂縫最大長(zhǎng)度為30 m，裂縫總長(zhǎng)度為501 m；防滲墻右岸底部軸向350 m范圍內(nèi)出現(xiàn)豎向裂縫，最大裂縫寬度為1.6 cm，單條裂縫最大長(zhǎng)度為30 m，裂縫總長(zhǎng)度為375 m。防滲墻兩岸發(fā)生壓損傷，損傷面積約700 m2，約占防滲墻面積的0.3%，其中兩岸底部最大損傷因子超過(guò)0.95。

圖10 防滲墻損傷開(kāi)裂分析結(jié)果

圖11 考慮損傷開(kāi)裂后的防滲墻應(yīng)力(受壓為正)

彈性分析和損傷開(kāi)裂分析的防滲墻變形對(duì)比見(jiàn)圖12，考慮混凝土損傷開(kāi)裂后，兩岸底部的混凝土發(fā)生嚴(yán)重的壓損傷，剛度降低，防滲墻豎向位移增大約0.7 m，高壓應(yīng)力釋放，但是在稍微遠(yuǎn)離防滲墻與基巖接觸區(qū)域，防滲墻依然存在高壓應(yīng)力，超過(guò)了24 MPa。兩岸“支撐”對(duì)應(yīng)的防滲墻頂部不再出現(xiàn)反彎變形，而河谷中部防滲墻的豎向位移差別不大。防滲墻上部依然存在較大的壓應(yīng)力，達(dá)到了45 MPa，這是因?yàn)樗苄該p傷模型采用多軸強(qiáng)度進(jìn)行損傷判別，該區(qū)域防滲墻在壩軸向、豎向和順河向三個(gè)方向均處于受壓狀態(tài)，因此最大壓應(yīng)力超過(guò)單軸抗壓強(qiáng)度時(shí)，混凝土并不一定會(huì)發(fā)生壓損傷。

圖12 防滲墻變形模式對(duì)比(變形放大15倍)

3.4 滲流分析及防滲性能評(píng)價(jià)防滲墻完好狀態(tài)和考慮損傷開(kāi)裂后的防滲墻壓力水頭分布見(jiàn)圖13和圖14，滲漏量見(jiàn)表4。防滲墻完好時(shí)，總滲漏量為74 842 m3/d，其中防滲墻部分的滲漏量為326 m3/d，僅占總滲漏量的0.4%。而防滲墻損傷開(kāi)裂后，防滲墻下游面壓力水頭在損傷區(qū)域明顯增大，其中兩岸頂部損傷區(qū)的壓力水頭30 m增加到70 m，兩岸底部損傷區(qū)的壓力水頭由190 m增加至210 m。大壩總的滲漏量增加至114 389 m3/d，增大52.8%，而防滲墻區(qū)域的滲漏量由326 m3/d增加至50 430 m3/d，增大153.6倍，占總滲漏量的44.1%。

表4 滲漏量

圖13 防滲墻完好狀態(tài)下的總水頭分布(單位：m)

圖14 考慮損傷開(kāi)裂后的防滲墻下游面水頭分布(單位：m)

由表4可知，相比于防滲墻底部損傷開(kāi)裂區(qū)，防滲墻左右岸頂部的裂縫寬度較大，滲漏量較大，分別達(dá)到了17 518 m3/d和21 271 m3/d，占防滲墻區(qū)域滲漏量的76.9%。由于頂部的破壞區(qū)域更小、破壞更為集中且埋深淺，防滲處理相對(duì)容易，因此應(yīng)重點(diǎn)對(duì)防滲墻兩岸頂部區(qū)域采取措施。本工程采用懸掛式防滲墻，防滲墻底高程以下不設(shè)防滲結(jié)構(gòu)，覆蓋層的滲漏量已達(dá)56 328 m3/d，而防滲墻底部的損傷開(kāi)裂程度相對(duì)較小，其滲漏量約為覆蓋層滲漏量的20%，且損傷范圍大、埋深大、處理困難，因此防滲墻兩岸底部區(qū)域采取措施的性?xún)r(jià)比并不高。

綜合上述分析結(jié)果，可以在防滲墻兩岸的上游側(cè)設(shè)置輔助防滲墻(圖15)，厚度和深度與主防滲墻一致，間距為2 m，左岸和右岸輔助防滲墻的壩軸向長(zhǎng)度分別為160 m和200 m，均比防滲墻頂部開(kāi)裂區(qū)長(zhǎng)度大10 m。主防滲墻和輔助防滲墻間采用灌漿處理，滲透系數(shù)取為3.0×10-5cm/s[36]。

考慮處理措施的防滲墻下游面壓力水頭分布見(jiàn)圖16，上部的壓力水頭與防滲墻未損傷工況下的結(jié)果基本一致，而防滲墻底部未處理區(qū)的壓力水頭分布基本不變。考慮處理措施的滲漏分析結(jié)果見(jiàn)表4，與未處理工況相比，兩岸頂部損傷區(qū)的滲漏量減小97.8%，大壩總滲漏量降低31.7%；與設(shè)計(jì)目標(biāo)(防滲墻完好狀態(tài))相比，大壩總滲漏量?jī)H增加了4.4%，防滲處理措施起到了很好的效果。

圖16 損傷開(kāi)裂后考慮處理措施的防滲墻下游面水頭分布(單位：m)

4 結(jié)論

本文提出了比例邊界元-有限元耦合跨尺度離散、塑性損傷模型和內(nèi)聚力模型分離描述壓損傷和受拉開(kāi)裂、破損后防滲功能目標(biāo)評(píng)價(jià)的精細(xì)化分析方法，開(kāi)展了深厚覆蓋層上土石壩的應(yīng)力變形分析和滲流分析，闡明了超深覆蓋層上懸掛式防滲墻的應(yīng)力和變形機(jī)制、揭示了混凝土防滲墻的損傷開(kāi)裂模式，定位了防滲墻薄弱區(qū)域，評(píng)價(jià)了防滲墻損傷開(kāi)裂對(duì)防滲性能的影響，提出了相應(yīng)的處理措施并量化了其性能效果。主要結(jié)論如下：

(1)兩岸基巖的支撐作用使防滲墻兩岸底部出現(xiàn)近似垂直于岸坡的高壓應(yīng)力；類(lèi)“外伸梁”的面內(nèi)彎曲變形使得防滲墻兩岸底部支撐對(duì)應(yīng)的頂部區(qū)域出現(xiàn)壩軸向的高拉應(yīng)力，隨著向河谷延伸，經(jīng)過(guò)“反彎點(diǎn)”后，防滲墻頂部出現(xiàn)壩軸向的高壓應(yīng)力，底部出現(xiàn)壩軸向的高拉應(yīng)力；河谷中部防滲墻出現(xiàn)豎向和壩軸向的主壓應(yīng)力。

(2)靠近防滲墻兩岸的頂部和底部區(qū)域的壩軸向高拉應(yīng)力導(dǎo)致槽段間出現(xiàn)豎向裂縫；防滲墻兩岸底部因近似垂直于岸坡的高壓應(yīng)力發(fā)生壓損傷；防滲墻兩岸損傷后剛度降低，沉降增加，而河谷中部防滲墻的豎向位移基本不變。發(fā)展的損傷開(kāi)裂分析方法可揭示防滲墻的破壞模式、精準(zhǔn)定位防滲墻的薄弱位置、量化破壞程度，并與防滲性能建立直接關(guān)系，為防滲墻的性能評(píng)價(jià)提供基礎(chǔ)。

(3)在防滲墻兩岸的上游側(cè)局部設(shè)置輔助防滲墻，并在主防滲墻和輔助防滲墻間采用灌漿處理，可大幅降低防滲墻損傷開(kāi)裂后的滲漏量，起到了很好的防滲效果。

(4)本文提出的防滲墻精細(xì)化分析和評(píng)價(jià)方法，可從防滲性能角度評(píng)價(jià)防滲墻破壞的影響，并量化措施的防滲效果，實(shí)現(xiàn)了防滲墻從傳統(tǒng)承載能力評(píng)價(jià)到功能性態(tài)評(píng)價(jià)的跨越，可為深厚覆蓋層上土石壩防滲墻的安全評(píng)價(jià)和設(shè)計(jì)優(yōu)化提供理論依據(jù)和技術(shù)支持。