基于有限元法的鲁班水库干砌条石重力坝除险加固效果分析

侯程,吴一杰,曹选平,刘波,陈姚

(1.中水君信工程勘察设计有限公司,成都,610073;2.西华大学能源与动力工程学院,成都,610039)

0 引言

我国砌石坝数量众多,高度15m以上的砌石坝已超过2000多座,其中坝高超过70m的有30多座,大部分建造于改革开放以前,多数大坝运行至今超过40年,已步入老坝的行列,尤其汶川大地震后,部分坝体受到地震影响加剧了变形、渗流等问题发生的速度,因此关注坝体除险加固,开展水库大坝的应力应变分析,评价其稳定性、安全性显得尤为重要[1-2]。在不同材料的接触面,由于两侧材料性质的差异使其存在较大的应力和应变,面板砌石坝中面板与垫层间的接触面常常会发生较大的变形和应力集中,因此,面板的应力、变形与开裂往往是受到最大关注的问题[3-4]。针对防渗面板的修复方案中,在原防渗面板上游重新增设钢筋混凝土防渗面板技术较为可靠,对较高的浆砌石坝,保证上游坝面防渗面板及坝体结构稳定性是防渗加固成功与否的关键[5]。

本文结合鲁班水库干砌条石重力坝现状,进行除险加固方案设计,采用ANSYS软件对除险加固前后的坝体和面板进行有限元数值计算,分析坝体静力稳定性与面板受力情况,评价水库大坝除险加固方案的可行性及整治效果,为类似工程提供一定的参考。

1 现状与除险加固措施

1.1 水库工程现状

鲁班水库是一个大(2)型囤蓄水库,位于三台县鲁班镇境内,工程等级为Ⅱ等,主要建筑物级别为2级。库正常蓄水位460m,总库容2.94亿m3,有效库容2.1亿m3。

枢纽主坝为钢筋混凝土面板干砌条石重力坝,最大坝高68.0m,坝顶高程462.0m,坝顶长315m,宽8.0m;最大坝底宽122.4m,上游坝坡1∶0.7,在高程418m设有一级马道,下游坝坡1∶1,分别在高程415m、430m、445m处设有马道,马道宽2m～3.5m。在坝内设有一条钢筋混凝土灌浆廊道,宽2.5m,高3.5m,底部高程404.00m,坝内廊道长120m(原河床坝基段长24.28m)。经检测,水库大坝面板有明显裂缝24条、渗漏点5个、混凝土明显剥落4处,以及伸缩缝止水材料大部分已塌陷存在多条裂缝,导致坝体存在一定的安全隐患,急需整治。

1.2 除险加固方案

大坝现状面板采取高压水流冲毛后,增设一块40cm厚C25W10F100钢筋混凝土面板,高程439.00m以下沿原分缝两侧分别增设1.5m宽40cm厚C25W10F100钢筋混凝土补强肋板,面板底部增设4.2m宽60cm厚C25W10F100钢筋混凝土趾板,趾板与原坝体基座接触部位设2道铜止水,与原混凝土之间采用φ25锚筋连接,长度L=0.55m,伸入原混凝土层20cm,间排距为1.0m,梅花形布置。分界梁处增设一条水平缝,面板除17#和18#面板增设一条垂直缝外,其余分缝均与原缝对齐布置。坝体中部采用垂直压缩缝并设止水,两坝肩设垂直张拉缝并设止水,形成防渗封闭体系。

2 有限元计算模型及计算条件

2.1 本构模型的选择

垫层区及干砌条石主要采用Ducan E-B模型进行模拟计算,该模型是一种建立在增量广义虎克定律基础上的非线性弹性模型。混凝土面板采用线弹性模型进行计算,线弹性材料本构关系服从广义胡克定律,即应力应变在加卸载时呈线性关系[6-7]。地基采用D-P屈服原则,不考虑中间主应力的影响。

采用接触单元模拟钢筋混凝土面板干砌条石重力坝模型中坝体与边坡、地基的接触面。面板与垫层之间采用面-面接触单元以模拟接触特性,趾板与面板周边缝及面板间垂直缝采用分离缝模型来模拟。

2.2 三维有限元模型及计算条件

根据现场实测数据及已有资料,确定三维有限元模型范围:坝基向下延伸两倍坝高,上下游分别延伸100m,坝左右岸分别外延65m和58m。采用ANSYS软件建立整治前后三维有限元模型。模型的X向为坝轴线方向,垂直于水流方向指向左岸为正;Y轴为水流方向,指向上游为正;Z轴为竖直方向,竖直向上为正。模型底部施加全约束,地基四周边界施加法向约束。坝体材料分区及相关参数见表1。

采用四面体单元,整治前工程整体三维模型网格剖分如图1所示,剖分单元总数为1800564个。整治后工程整体三维模型网格剖分如图2所示,剖分单元总数为6312730个。

图1 整治前工程整体三维模型网格

图2 整治后工程整体三维模型网格

这里主要分析大坝常年运行工况-正常蓄水位(460.00m)工况。计算荷载主要考虑自重、静水压力及扬压力。应力计算结果以受压为负,受拉为正。

3 计算成果与分析

3.1 除险加固前坝体的应力变形分析

(1)根据图3和图4位移分布可见,整体以竖向变形为主。坝体竖向位移量与所在位置的坝体砌石高度基本成正比,坝体最大沉降值出现在下游堆石区,其值为37mm。水平位移主要来源于上游侧向水压力作用产生的偏移,随着水深增加,呈现从顶部到中下部逐渐增大的趋势,符合一般规律,下游坝址处为坝体与坝基接触部位,坝基对坝体产生水平向约束,因此在此处产生最大水平位移。

图3 整治前综合位移

图4 整治前y向位移

面板整体变形以竖向位移为主,铅直方向变形随高程增加而增大,与坝体变形规律一致。在水压力作用下,变形基本指向面板内法向,呈现从面板中间到两岸坝肩逐渐变小的趋势,在面板底部有少部分区域变形方向指向面板外法向,不影响整体计算结果,符合模型计算规律,最大y向位移值为0.57mm。面板在荷载作用下整体出现向左岸变位,最大位移值为9.28mm,位于坝体右岸处。

(2)由图5和图6应力分布可见,坝体主应力值随坝体高程的增加而呈递减趋势,自重效应明显,符合一般规律。在下游马道处有应力集中现象。面板整体应力分布态势较为均匀,顺坡应力和轴向应力分布规律较好,总体属于受压状态,应力值从中部到两侧逐渐减小,最大压应力值为5.41MPa。在面板底部表面与坝基交接处出现拉应力和应力集中现象。

图5 整治前第一主应力

图6 整治前z向主应力

3.2 除险加固后坝体的应力变形分析

两种除险加固方案计算结果基本相同。

(1)由图7和图8可见,除险加固后,坝体应力应变分布规律基本相似且与加固前数据差距较小。即整体变形呈现以竖向变形为主,坝体竖向位移量与所在位置的坝体砌石高度基本成正比,从坝基到坝顶逐渐增大。坝体最大沉降值同样出现在下游堆石区,其值为42.9mm,仅较整治前增大5.9mm。水平上位移呈现从顶部到底部逐渐增大的趋势。面板变形基本指向面板内法向,呈现从面板中间到两岸坝肩逐渐变小的趋势,最大y向位移值为6.49mm,较整治前增大5.92mm,在新增面板后该位移仍然较小,面板底部有少部分区域变形方向指向面板外法向。

图7 整治后综合位移

图8 整治后y向位移

(2)由图9和图10可见,坝体主应力值随坝体高程的增加而呈递减趋势,自重效应明显,符合一般规律,在下游马道处有应力集中现象。说明新增面板对面板坝整体的应力分布影响较小,坝体结构依然稳定。面板总体属于受压状态,应力值从中部到两侧逐渐减小,最大应力值为4.41MPa。在面板底部表面与坝基交接处受到拉应力,且出现应力较为集中现象。

图9 整治后第一主应力

图10 整治后z向主应力

3.3 除险加固前后面板应力对比分析

经计算分析,面板靠近坝基位置部分表面易出现拉应力,需重点关注整治前后该部位的应力变化。以坝体最大断面(坝横170断面)为例,由面板表面对应高程处整治前后应力对比(图11)可以看出,整治后,面板表面在相同高程处的拉应力相比整治前略有降低,应力分布规律保持不变,在面板底部与坝基交接处的应力集中也得到了缓解。

图11 坝横170断面整治前后应力对比

为了更直观全面地对比整治前后面板应力的变化,分别取整治前后面板表面底部、中部及顶部三个高程处相应的左岸、中部及右岸共9个特征点进行主要应力比较,各特征点应力情况如表2所示。

从表2可见,相同高程的面板表面处的应力在中部明显比两岸处更小,总体来说,面板底部的应力更大。面板在整治前后对应点位置大部分应力变化不大,其中第一主应力在面板顶部显著降低,在1/2高程处有少许增高,而在底部变化很小,新增加的混凝土面板表面应力分布与整治前规律几乎一致,说明新增面板结构稳定。

4 结论

通过坝体整治前后有限元分析,可以得出如下结论:

(1)采用Ducan E-B本构模型能够较合理地反映坝体的工作性态。除险加固前后坝体及面板的应力和位移计算结果表明,面板应力和位移分布情况均符合一般规律。

(2)除险加固前,坝体的位移以竖向位移为主,位移量与所在位置的坝体高度基本成正比。坝体主应力自重效应明显,整体受压。面板处应力值从中部到两侧逐渐减小,面板表面与坝基交接处出现拉应力集中效应。

(3)除险加固后,坝体应力变形规律与除险加固前几乎一致,应力与位移量值相差不大。在表面新增面板,增强坝体防渗性的同时减小了面板所受拉应力,有效缓解了面板与坝基交接处的应力集中现象,保证了工程的安全性,但仍应注意新建面板的级配和施工质量,在坝体面板受拉显著区域加大配筋密度,提高抗拉强度。

总体来看,除险加固整治后,坝体整体应力分布处于稳定状态。新增面板应力分布规律与原面板一致,应力大小总体差距不大,且部分拉应力集中现象得到有效缓解,说明新建面板结构安全,进一步验证了除险加固方案的可行性,亦可为类似工程提供借鉴参考。