張友利，彭 暢，何建新

(1.南京水利科學研究院，南京 210029；2.江蘇科興項目管理有限公司，南京 210029)

0 引 言

經過近現(xiàn)代以來水利水電工程的開發(fā)與建設，隨著建壩的地形地質條件愈加復雜多樣，傳統(tǒng)單一壩型往往受到地形地質的制約或在經濟上不合理?；旌蠅蔚膲涡徒Y合重力壩及土石壩的優(yōu)點，成為水利水電工程常采用的一種布置型式[1-2]。在混合壩的設計與施工中，受兩種壩體材料性質差異較大等因素的影響，其連接部位的應力和滲流場較為復雜，是設計施工的關鍵部位，需要給予重點關注[3]。由于混凝土和土石兩種材料的結構和荷載不同，在接觸面極易出現(xiàn)局部滑移、錯動和張開等非連續(xù)的變形行為，而這些變形行為又會導致集中滲流的發(fā)生，在有限元仿真分析中，滲流與應力是相互關聯(lián)相互影響的，因此在進行滲流計算時有必要同時考慮應力場的影響因素[4]。本文基于ANSYS有限元分析軟件，建立混合壩三維有限元模型，采用鄧肯張E-B模型[5-6]來模擬土石壩壩體材料非線性特征，在設計水位工況下，對混合壩三維有限元模型的滲流-應力耦合場進行分析研究。研究成果可為混合壩設計施工提供參考。

1 計算理論與方法

土體的非線性特性可近似描述為[6]：

(1)

式中：σ1、σ3為第一、第三主應力；εa為軸向應變；Ei和Rf分別為初始彈模和破壞比。

(2)

式中：(σ1-σ3)f為破壞時的第一、第三主應力之差；(σ1-σ3)ult為雙曲線漸近線相映射的第一和第三主應力差。

圍壓與切線體積模量Bt關系可表述為：

(3)

式中：Kb為體積模量數(shù)；m為無量綱系數(shù)。

通常情況下，由于粗粒料的莫爾包線并非為直線，故而要使用下列內摩擦角計算公式：

(4)

式中：Δφ為σ3增大10倍時φ的減小值。

該模型可用卸荷-再加荷模量Eur來代替Et，其中Eur可由下式求得：

(5)

式中：Kur為試驗常數(shù)，一般情況下Kur>K。

2 混合壩分析模型的建立

本節(jié)以某大壩實際工程為例，建立其混合壩部位的三維有限元模型，該混合壩段采用低擋墻+刺墻的連接方式，其中刺墻長度75.0 m。大壩壩頂高程為110.8 m，混凝土刺墻上游面邊坡坡度設置分別為1∶0.2、1∶0.1和1∶0.1，下游面邊坡坡度設置分別為1∶0.6、1∶0.4和1∶0.25。其中，混凝土刺墻插入黏土心墻，黏土心墻與土壩段心墻相連接，見圖1，壩體分為壩殼砂料(壩基開挖風化料)、心墻黏土(Q3低液限黏土)和刺墻(混凝土)3個部分。圖2為混合壩有限元模型。有限元模型共劃分8 466個單元和9 156個節(jié)點。

圖1 混合壩材料分區(qū)

圖2 混合壩有限元計算模型

在對混合壩滲流應力場進行仿真分析時，采用彈性材料模擬刺墻混凝土部分，混凝土彈模E=2.5e10 MPa，滲透系數(shù)k=1.7×10-11，初始空隙比1.0，密度ρ=2 500 kg/m3。土石壩材料采用鄧肯E-B模型來模擬，土石壩壩體參數(shù)見表1。

表1 鄧肯張模型力學參數(shù)

3 混合壩滲流應力場耦合分析

根據(jù)工程資料可知，混合壩模型上游設計水位高程96.2 m，大壩底高程為64.32 m。在進行有限元分析時，模型底部、沿壩軸線兩端、順河向兩端均按作不透水邊界處理。位移約束條件為：模型底部全約束，壩軸線兩端面和順河向兩端面采用鏈桿約束。圖3為混合壩模型壓力水頭云圖。由于壩殼料滲透系數(shù)較大，故其水頭差異較??；而黏土心墻部分，由于黏土滲透系數(shù)較小，隨著黏土心墻深度方向，其壓力水頭變化較大。

圖3 混合壩壓力水頭云圖

圖4為水在壩體模型內部發(fā)生滲流時的壓力水頭云圖。從圖4中可以看出，與下游面相比，混合壩上游臨水面壓力水頭較大。在進行滲流分析時，作為壩體材料飽和滲流區(qū)和非飽和滲流區(qū)的分界面，壩體浸潤線是一個重要分析指標，其中飽和滲流區(qū)位于浸潤線以下，非飽和滲流區(qū)位于浸潤線以上。在ANSYS后處理模塊中，提取浸潤線參數(shù)時需要加入一條判斷語句，即將壩體單元壓力水頭為負值區(qū)域重新賦值為0，壩體單元壓力水頭為正值區(qū)域則保持不變，壩體浸潤線見圖5。從圖5可以看出，由于刺墻混凝土材料與心墻黏土材料的差異性，浸潤線在二者接觸部位發(fā)生突變，接觸面的水頭值與壩體上游面幾乎保持一致，說明上游靜水壓力主要作用在刺墻與上游心墻接觸面部位。

圖4 混合壩壓力水頭云圖

圖5 混合壩浸潤面云圖

為進一步研究混合壩接觸部位的滲流場變化規(guī)律，選取刺墻附近繞壩線分析繞壩線不同位置的滲流情況。選取繞壩線高程為80.0 m，以上游刺墻接觸點為起點，沿刺墻繞過前端至下游面接觸點止，繞線全長76.0 m。繞壩線滲流速度見圖6。總體來看，繞壩線開始和結束時段，滲流速度較為平緩，且隨著與刺墻頂端距離的縮小，有逐漸減小趨勢；當距離縮小到一定范圍內時，滲流速度急劇增大，在刺墻頂端達到最大值，這是由于刺墻頂端處黏土心墻滲透系數(shù)與混凝土材料相比較大。圖7為繞壩線水力梯度隨距離變化關系曲線。與滲流速度情況類似，繞壩線水力梯度隨著與刺墻頂端距離的縮小，有逐漸減小趨勢；當距離縮小到一定范圍內時，水力梯度又急劇增大，并在刺墻頂端拐角處達到最大值。從圖7中可以看出，上游面刺墻拐角處繞壩線最大水力梯度值為0.25，從安全角度考慮，為避免刺墻拐角處水力梯度和滲流速度過大，在混合壩設計時，可以考慮將拐角形式布置為圓弧拐形。另外，增大刺墻與土壩心墻接觸面也利于減小突變的發(fā)生，從而使繞壩線的水力梯度和滲流速度緩慢變化。

圖6 繞壩線滲流速度

圖7 繞壩線水力梯度

4 結 語

隨著筑壩技術的提高和壩址條件選擇的放寬，水利工程常常面臨復雜的地形地質條件，混合壩結合了重力壩及土石壩的優(yōu)點，成為大型水利工程中常用的一種布置型式。本文以某混合壩實際工程為研究對象，對三維有限元模型在設計水位下的滲流-應力場進行仿真分析。研究成果表明，由于刺墻混凝土材料與心墻黏土材料的差異性，浸潤線在二者接觸部位發(fā)生突變，上游靜水壓力主要作用在刺墻與上游心墻接觸面部位。通過對繞壩線的滲流速度和水力梯度變化規(guī)律的研究發(fā)現(xiàn)，二者均在刺墻頂端拐角處產生突變，從安全角度考慮，為避免刺墻拐角處水力梯度和滲流速度過大，在混合壩設計時，可以考慮將拐角形式布置為圓弧形或增大刺墻與土壩心墻接觸面。