面板堆石壩加高離心模型試驗研究

王年香，施練東，應立鋒，顧行文，任國峰

（1.南京水利科學研究院，江蘇南京210024；2.水文水資源與水利工程國家重點實驗室，江蘇南京210029；3.紹興市湯浦水庫有限公司，浙江上虞312364）

面板堆石壩加高離心模型試驗研究

王年香1，2，施練東3，應立鋒3，顧行文1，2，任國峰1，2

（1.南京水利科學研究院，江蘇南京210024；2.水文水資源與水利工程國家重點實驗室，江蘇南京210029；3.紹興市湯浦水庫有限公司，浙江上虞312364）

湯浦水庫東、西主壩為建于軟基上的混凝土面板堆石壩，擬采用空心箱體和堆石體方案進行大壩加高，壩高、水位的增加會改變壩體、壩基、面板的應力和變形。采用土工離心模型試驗技術研究不同方案下壩體、壩基、面板的應力和變形特性，探討加高方案的可行性。東、西主壩現狀壩體經15 a的運行，大壩工作性態(tài)良好，整體穩(wěn)定安全。東、西主壩空心箱體加高和東主壩堆石體加高后，壩體及壩基沉降、面板應力增量不大，且很快穩(wěn)定，面板順坡向應力大部分為壓應力，壩頂附近可能出現很小的拉應力，均小于混凝土強度，上、下游壩坡穩(wěn)定。西主壩堆石體加高后，壩體及壩基沉降、面板應力有一定的增大，面板順坡向應力大部分為壓應力，小于混凝土抗壓強度，壩頂附近可能出現一定的拉應力，上、下游壩坡穩(wěn)定。試驗結果表明，2種加高方案均可行，但空心箱體加高方案優(yōu)于堆石體加高方案。

面板堆石壩；加高；應力；變形；離心模型試驗

水資源短缺是制約我國可持續(xù)發(fā)展的一個重要因素，隨著水資源地不斷開發(fā)，不僅適合建壩的新址越來越少，而且由于需水量的增加和水庫淤積的發(fā)展，已建的以供水、灌溉為目的的水庫越來越不能滿足生產和生活用水需求。與建新壩相比，大壩加高因工程量小、地質問題相對較少，同時水庫的庫容可以得到較大的增加等優(yōu)點已被越來越多的工程采用。國內外已有許多工程先例［1］，如日本的川上壩、美國的也爾奇壩、印度的科伊納大壩、巴基斯坦曼格拉大壩、我國的丹江口大壩［2］等。壩高的增加和水位的提高使得壩體和壩基、面板應力和變形重新分布，因此對加高方案的可行性分析顯得尤為重要。

土工離心模型試驗技術是一項嶄新的土工物理模型技術，通過施加在模型上的離心慣性力使模型的重度變大，從而使模型的應力與原型一致，這樣就可以用模型反映表示原型［3-4］。離心模型是各類物理模型中相似性最好的模型，在國內外受到廣泛重視，試驗技術飛速發(fā)展與進步，已成為巖土工程技術研究中的最主要、最有效的研究手段，研究內容涉及幾乎所有的巖土工程研究領域［5-11］，在土石壩工程得到廣泛應用［12-17］。本文利用離心模型試驗技術，研究湯浦水庫混凝土面板堆石壩現狀和加高后壩體和壩基、面板的應力和變形規(guī)律，探討加高方案的可行性。

1 工程概況

湯浦水庫位于浙江省上虞市湯浦鎮(zhèn)南曹娥江支流小舜江上，水庫總庫容2.35億m3，是一座以供水為主，兼有防洪、灌溉和改善水環(huán)境功能的綜合性水利工程，主要供水目標是解決紹興市區(qū)以及紹興縣和上虞市主要鄉(xiāng)鎮(zhèn)的人民生活用水與工業(yè)用水。

湯浦水庫攔河壩分為東、西主壩和副壩。其中，東、西主壩為混凝土面板堆石壩，副壩為混凝土重力壩?；炷撩姘宥咽瘔紊?、下游壩坡均為1∶1.4，壩體堆石從上游向下游依次分為4個主要填筑區(qū)：墊層區(qū)、過渡區(qū)、主堆石區(qū)、下游堆石區(qū)。C25鋼筋混凝土面板厚0.30 m～0.40 m，C10混凝土防滲墻厚80 cm，嵌入弱風化巖1 m。壩基為軟土地基，西主壩壩基各層分布從上往下依次為粉質黏土、含泥粉質細砂、砂礫石、淤泥質黏土、砂礫石、基巖，東主壩依次為粉質黏土、含泥粉質細砂、砂礫石、淤泥質黏土、砂礫石、基巖。主堆石區(qū)大部及趾板上游軟土地基采用振沖碎石樁進行處理，樁徑100 cm，樁距250 cm，正三角形布置。圖1為西主壩標準剖面圖。

圖1 西主壩標準剖面圖

隨著社會經濟的發(fā)展，市區(qū)的用水需求越來越大，為滿足這一需求，避免雨季小舜江優(yōu)質水的流失，水庫大壩的加高勢在必行。根據設計方案，大壩加高比選兩種方案，分別為空心箱體加高和堆石體加高，如圖2所示。

圖2 大壩加高方案

2 離心試驗方法

2.1 試驗設備和模型布置

試驗在南京水利科學研究院NHRI400 gt土工離心機上進行。該機最大半徑5.5 m，吊籃平臺的尺寸為1 100 mm×1 100 mm，最大加速度200g，最大負荷2 000 kg，容量400 gt，配有64路高精度數據采集系統。模型箱的有效尺寸為1100 mm×700 mm× 200 mm（長×高×寬），其一側為有機玻璃，便于試驗中進行監(jiān)控。

取標準剖面按平面問題進行試驗，模擬壩基覆蓋層、全部壩體，綜合各種因素，取模型比尺N= 125。分別對東、西主壩的現狀壩體、空心箱體加高、堆石體加高進行離心模型試驗，共6組，模型布置如圖3所示。

圖3 離心模型試驗模型布置圖（單位：mm）

2.2 材料模擬技術

試驗模擬了全部壩基覆蓋層料，粗粒料限制粒徑取40 mm，按等量替代法確定模型料的顆粒級配，細粒料按天然含水率和天然密度（見表1）控制，采用分層預壓方法制備。

表1 壩基覆蓋層料參數

試驗模擬了振沖碎石樁。根據模型相似律，在面積置換率不變條件下，將模型樁徑和間距放大1倍，模型樁徑16 mm、間距40 mm，正三角形布置，西主壩樁長124 mm和132 mm，東主壩樁長56 mm。制作模型振沖碎石樁時，在地基中鉆直徑16 mm和相應深度的孔，向孔內灌注粗砂，并搗實，干密度為2.1 g/cm3，富余系數1.1，樁體達密實狀態(tài)。

試驗模擬了對壩體變形和穩(wěn)定起決定作用的主堆石料和次堆石料。根據離心模型粒徑效應［18］，限制粒徑取40 mm，用相似級配法與等量替代法確定模型料的級配，如圖4所示。采用分層擊實法填筑模型壩體，分層厚度為5 cm，按壩料填筑干密度進行控制（見表2）。

根據相似條件，面板和防滲墻應選擇原型材料，但在縮尺模型中混凝土結構難以制備且不便于測量?？紤]到面板和防滲墻只起傳遞荷載和防滲作用，因而選用與混凝土重度相近的鋁材來模擬，采用抗彎剛度相似條件確定其厚度，以保證其施加于壩體的荷載與現場實際情況一致。模型鋁面板的厚度為2 mm，防滲墻為4 mm。

圖4 堆石料顆粒級配曲線

2.3 測試技術

面板應變和應力采用電阻應變片測量，選用基底為3 mm×10 mm、具有一定防水性的聚胺脂精密級電阻片。測試靈敏系數為2，最大應變2%。組半橋，用502膠粘貼，703膠防水。測出應變后，經計算和修正得到應力值。在上游面布置，每組試驗布置5個測點，測點位置對于30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程。

壩體沉降和面板撓度采用位移傳感器測量，每組試驗布置4個壩體沉降測點和3個面板撓度測點，壩體沉降測點分別布置在壩頂、壩頂下覆蓋層、下游馬道、下游護坡，面板撓度測點分別布置在30 m、22 m、14 m高程。

2.4 試驗程序

（1）準備壩基、壩體和面板材料，按設計制模。

（2）控制離心加速度的上升速率，模擬大壩施工過程。大壩1998年12月開工，1999年5月西主壩竣工；1999年8月東主壩竣工。加高施工期3個月。

（3）利用安裝在離心機上的水箱和電磁閥，在設計加速度下向上游放水，模擬水庫蓄水。2000年4月至12月到達正常蓄水位32 m。加高竣工后開始蓄水，6個月水位從32 m到34 m。

（4）在設計加速度下保持模型的平穩(wěn)運行，模擬大壩運行期?，F狀壩體運行期為15 a，加高壩運行期為5 a。

（5）在現狀壩體運行15 a的基礎上，進行壩體加高（空心箱體加高和堆石體加高），模擬加高壩的施工、蓄水和運行5 a。

3 西主壩試驗結果分析

3.1 現狀壩體及壩基性狀

采用土石壩填筑過程的離心模擬方法［19］，可以得出施工期的沉降分布。圖5為西主壩現狀不同時間壩軸線處壩體沉降沿高度的分布，表3列出了西主壩現狀壩體及壩基沉降特征值。從圖5、表3中可以看出，最大沉降出現在約0.2倍壩高處。沉降主要發(fā)生在施工期，隨著壩體填筑而顯著增大，竣工5 a后增量很小，15 a后趨于穩(wěn)定。沉降主要由覆蓋層壓縮變形引起，竣工期覆蓋層沉降448 mm，壩體最大沉降562 mm，壩體自身的最大沉降為114 mm；蓄水期，覆蓋層沉降486 mm，壩體最大沉降612 mm，壩體自身的最大沉降為126 mm。

圖5 西主壩現狀壩軸線處壩體沉降沿高度分布

現場實測壩體最大沉降竣工期為605 mm，蓄水期634 mm，竣工5 a壩頂沉降57 mm。對比試驗與實測結果可以看出，試驗與實測的壩體最大沉降和壩頂沉降只相差10 mm～20 mm，結果基本一致，誤差較小，表明離心模型試驗結果可靠。

表4列出了西主壩現狀面板撓度特征值，圖6為西主壩現狀面板順坡向應力沿高度分布。可以看出，竣工后，西主壩現狀面板在水壓力及壩體和壩基變形影響下，面板撓度和應力隨著時間的延長而緩慢增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趨于穩(wěn)定；面板應力為壓應力，小于混凝土抗壓強度，外延到壩頂附近也未出現拉應力，說明西主壩面板應力狀態(tài)較好。實測壓應力約為4.9 MPa，基本不出現拉應力，試驗結果與實測結果基本一致。

表3 西主壩現狀和加高后壩體及壩基沉降特征值單位：mm

表4 西主壩現狀和加高后面板撓度特征值單位：mm

圖6 西主壩現狀面板順坡向應力沿高度分布

3.2 加高后壩體及壩基性狀

表3列出了西主壩加高后壩體及壩基沉降特征值，從表3可以看出，與現狀相比，空心箱體加高后，竣工期壩體及壩基沉降增量很小；蓄水期覆蓋層沉降增大3 mm，壩體最大沉降增大4 mm，壩頂沉降增大5 mm；竣工5 a，覆蓋層沉降增大10 mm，壩體最大沉降增大11 mm，壩頂沉降增大14 mm。堆石體加高后，竣工期覆蓋層沉降增大15 mm，壩體最大沉降增大15 mm，壩頂沉降增大16 mm；蓄水期覆蓋層沉降增大27 mm，壩體最大沉降增大28 mm，壩頂沉降增大30 mm；竣工5 a，覆蓋層沉降增大37 mm，壩體最大沉降增大38 mm，壩頂沉降增大44 mm。

表4列出了西主壩加高后面板撓度特征值，從表4可以看出30 m、22 m、14 m高程處面板撓度與現狀相比，空心箱體加高后，蓄水期增量分別為6 mm、5 mm、3 mm，竣工5 a增量分別為14 mm、10 mm、6 mm；堆石體加高后，蓄水期增量分別為27 mm、20 mm、14 mm，竣工5 a增量分別為33 mm、25 mm、16 mm。

圖7為西主壩加高后面板順坡向應力沿高度分布，從圖7可以看出30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程處面板應力與現狀壩體相比，空心箱體加高后，蓄水期增量分別為-0.29 MPa、-0.23 MPa、0.30 MPa、0.43 MPa、0.22 MPa，竣工5 a增量分別為-0.50 MPa、-0.41 MPa、0.53 MPa、0.71 MPa、0.43 MPa；堆石體加高后，蓄水期增量分別為-0.54 MPa、-0.44 MPa、0.58 MPa、0.79 MPa、0.43 MPa，竣工5 a增量分別為-0.83 MPa、-0.70 MPa、0.91 MPa、1.20 MPa、0.73 MPa。

圖7 西主壩加高后面板順坡向應力沿高度分布

離心模型試驗結果表明，西主壩空心箱體加高后，壩體和壩基沉降、面板撓度和應力變化不大，且很快趨于穩(wěn)定；面板應力為壓應力，小于混凝土抗壓強度，外延到壩頂附近可能出現很小的拉應力。堆石體加高后壩體及壩基沉降、面板撓度和應力有一定的增大；面板應力主要為壓應力，小于混凝土抗壓強度，外延到壩頂附近會出現一定的拉應力。因此，西主壩空心箱體加高方案優(yōu)于堆石體加高方案。

4 東主壩試驗結果

4.1 現狀壩體及壩基性狀

圖8為東主壩現狀不同時間壩軸線處壩體沉降沿高度分布圖，表5列出了東主壩現狀壩體及壩基沉降特征值。從圖8、表5中可以看出，最大沉降出現在約0.2倍壩高處。沉降主要發(fā)生在施工期，隨著壩體填筑而顯著增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趨于穩(wěn)定。沉降主要由覆蓋層壓縮變形引起，竣工期覆蓋層沉降101 mm，壩體最大沉降226 mm，壩體自身的最大沉降為125 mm；蓄水期覆蓋層沉降114 mm，壩體最大沉降245 mm，壩體自身的最大沉降為131 mm。

圖8 東主壩現狀壩軸線處壩體沉降沿高度分布

現場實測壩體最大沉降竣工期為156 mm，蓄水期206 mm，竣工5 a壩頂沉降34 mm。對比試驗與實測結果可以看出，試驗與實測結果變化規(guī)律一致，試驗結果比實測結果偏大20 mm～70 mm，主要原因是東主壩離心模型試驗按最大斷面、最不利地層情況考慮，以模擬最危險的工況，因此試驗結果有所偏大。

表6列出了東主壩現狀面板撓度特征值，圖9為東主壩現狀面板順坡向應力沿高度分布。從表6、圖9可以看出，竣工后，東主壩現狀面板在水壓力及壩體和壩基變形影響下，面板撓度和應力隨著時間的延長而緩慢增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趨于穩(wěn)定；面板應力為壓應力，且小于混凝土抗壓強度，外延到壩頂附近也基本未出現拉應力，說明東主壩面板應力狀態(tài)較好。實測壓應力約為4.2 MPa，基本不出現拉應力，試驗結果與實測結果基本一致。

表5 東主壩現狀和加高后壩體及壩基沉降特征值　單位：mm

表6 東主壩現狀和加高后面板撓度特征值　單位：mm

4.2 加高后壩體及壩基性狀

表5列出了東主壩加高后壩體及壩基沉降特征值，從表5可以看出，與現狀相比，空心箱體加高后，竣工期壩體及壩基沉降增量很??；蓄水期覆蓋層沉降增大2 mm，壩體最大沉降增大2 mm，壩頂沉降增大3 mm；竣工5 a，覆蓋層沉降增大5 mm，壩體最大沉降增大6 mm，壩頂沉降增大9 mm。堆石體加高后，竣工期覆蓋層沉降增大1 mm，壩體最大沉降增大1 mm，壩頂沉降增大2 mm；蓄水期覆蓋層沉降增大3 mm，壩體最大沉降增大4 mm，壩頂沉降增大7 mm；竣工5 a，覆蓋層沉降增大8 mm，壩體最大沉降增大10 mm，壩頂沉降增大15 mm。

圖9 東主壩現狀面板順坡向應力沿高度分布

表6列出了東主壩加高后面板撓度特征值，從表6可以看出，30 m、22 m、14 m高程處面板撓度與現狀相比，空心箱體加高后，蓄水期增量分別為3 mm、2 mm、2 mm，竣工5 a增量分別為7 mm、5 mm、3 mm；堆石體加高后，蓄水期增量分別為7 mm、5 mm、3 mm，竣工5 a增量分別為13 mm、9 mm、6 mm。

圖10為東主壩加高后面板順坡向應力沿高度分布圖，從圖10可以看出，30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程處面板應力與現狀相比，東主壩空心箱體加高后，蓄水期增量分別為-0.04 MPa、-0.08 MPa、0.27 MPa、0.39 MPa、0.20 MPa，竣工5 a增量分別為-0.12 MPa、-0.22 MPa、0.47 MPa、0.64 MPa、0.38 MPa；堆石體加高后，蓄水期增量分別為-0.09 MPa、-0.17 MPa、0.52 MPa、0.53 MPa、0.39 MPa，竣工5 a增量分別為-0.20 MPa、-0.35 MPa、0.82 MPa、0.75 MPa、0.66 MPa。

離心模型試驗結果表明，東主壩空心箱體加高和堆石體加高后，壩體和壩基沉降、面板撓度和順坡向應力變化不大，且很快趨于穩(wěn)定；面板應力極大部分為壓應力，且小于混凝土抗壓強度，外延到壩頂附近也未出現拉應力。因此，東主壩2種加高方案均可行。

5 結 論

（1）東、西主壩現狀壩體經15 a的運行，壩體及壩基沉降、面板應力已穩(wěn)定，面板應力為壓應力，小于混凝土抗壓強度，上、下游壩坡穩(wěn)定。大壩正常工作性態(tài)良好，整體穩(wěn)定安全。

（2）東、西主壩空心箱體加高和東主壩堆石體加高后，壩體及壩基沉降、面板應力增量不大，且很快穩(wěn)定，面板應力大部分為壓應力，小于混凝土抗壓強度，壩頂可能出現很小的拉應力，上、下游壩坡穩(wěn)定。

圖10 東主壩加高后面板順坡向應力沿高度分布

（3）西主壩堆石體加高后，壩體及壩基沉降、面板應力有一定的增大，面板應力大部分為壓應力，小于混凝土抗壓強度，壩頂附近可能出現一定的拉應力，上、下游壩坡穩(wěn)定。

（4）試驗結果表明，2種加高方案均可行，但空心箱體加高方案優(yōu)于堆石體加高方案。

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Centrifuge Modeling Test on Concrete Face Rockfill Dam Heightening

WANG Nianxiang1，2，SHI Liandong3，YING Lifeng3，GU Xingwen1，2，REN Guofeng1，2
（1.Nanjing Hydraulic Research Institute，Nanjing，Jiangsu 210024，China；2.State Key Laboratory of Hydrology－Water Resources and Hydraulic Engineering，Nanjing，Jiangsu 210029，China；3.Shaoxing Tangpu Reservoir Co.，Ltd.，Shangyu，Zhejiang 312364，China）

The east and west dams of Tangpu reservoir are concrete face rockfill dams built on soft soil foundation.The schemes of hollow box and rockfill were proposed for the dams heightening.The stress and deformation of dam，foundation and face would change with the increase of dam height and water level.Centrifuge modeling tests were carried out to study the behavior of stress and deformation of the current and heightened dams and the feasibility of heightening scheme. The current west and east dams are stable and at good condition after 15 years operation.When east and west dam heighten with hollow box，and east dam heighten with rockfill，the settlement of dam and stress of face would increase slightly and soon become stable.The stress of most face is compressive stress，and the stress of face near the crest may be small tensile stress.The stress of face is less than the strength of concrete.The dam slopes are stable.When west dam heighten with rockfill，the settlement of dam and stress of face would increase for a certain extant.The stress of most face is compressive stress，and is less than the compressive strength of concrete.The stress of face near the crest may be tensile stress.The dam slopes are stable.It indicat that the two heightening schemes are acceptable，but hollow box heightening scheme is better than rockfill heightening scheme.

concrete face rockfill dam；heightening；stress；deformation；centrifuge modeling test

TV641.4

A

1672—1144（2016）05—0013—07

10.3969/j.issn.1672-1144.2016.05.003

2016－06－11

2016－07－09

國家自然科學基金項目（51179106）

王年香（1963—），男，江西信豐人，博士，教授級高級工程師，博導，主要從事巖土工程基本理論和試驗研究工作。E－mail：nxwang@nhri.cn