劉良軍， 張宏偉，曾 超

(1. 重慶騰云工程咨詢(xún)有限公司，重慶 401121；2. 河海大學(xué) 水利水電學(xué)院，江蘇 南京 210098；3. 四川岷江港航電開(kāi)發(fā)有限責(zé)任公司，四川 樂(lè)山 614000)

金佛山溢洪道應(yīng)力變形數(shù)值分析

劉良軍1， 張宏偉2，曾 超3

(1. 重慶騰云工程咨詢(xún)有限公司，重慶 401121；2. 河海大學(xué) 水利水電學(xué)院，江蘇 南京 210098；3. 四川岷江港航電開(kāi)發(fā)有限責(zé)任公司，四川 樂(lè)山 614000)

為了研究金佛山中厚覆蓋層上修建溢洪道的可行性，對(duì)覆蓋層采用鄧肯-張模型，計(jì)算分析了系數(shù)K取最值情況下溢洪道縱剖面與橫剖面在修筑與泄水運(yùn)行時(shí)的應(yīng)力與變形。研究表明：溢洪道大小主應(yīng)力均未超出規(guī)范值，16-16斷面在泄水運(yùn)行時(shí)地基橫槽向向坡外的位移較大，覆蓋層地基鄧肯-張模型參數(shù)中系數(shù)K增大將會(huì)使溢洪道結(jié)構(gòu)的大小主應(yīng)力、伸縮縫的變位、地基的沉降與橫槽向水平位移的減小。故應(yīng)充分論證邊坡在泄水時(shí)邊坡的穩(wěn)定性，并建議對(duì)覆蓋層地基采取適當(dāng)?shù)募庸檀胧?/p>

水利工程；金佛山溢洪道；受力特性；中厚覆蓋層；不均勻地基

1 工程概況

在覆蓋層上修建壩體以及水閘等水工建筑物已有很多可以借鑒的工程實(shí)例，如瀑布溝礫石土直心墻壩、小浪底壤土斜心墻壩、冶勒瀝青混凝土心墻堆石壩、錦屏二級(jí)水電站首部攔河閘以及福堂水電站泄洪閘等[1-8]。但是由于覆蓋層本身組成、結(jié)構(gòu)的不同，以及由此在應(yīng)力、變形、滲流等方面的復(fù)雜性，致使一些水工建筑物出現(xiàn)了塌陷、縱向裂縫、徐變以及滲流破壞等嚴(yán)重問(wèn)題[9]。

然而，在覆蓋層上修建大流量溢洪道還沒(méi)有可以借鑒的工程實(shí)例。除了覆蓋層允許承載能力、變形模量、抗沖刷能力較低、滲透系數(shù)較大等原因外，覆蓋層的物理力學(xué)性質(zhì)和厚度表現(xiàn)出很強(qiáng)的不均勻性[10]，容易產(chǎn)生不均勻沉降導(dǎo)致溢洪道結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞。

在建的重慶市南川區(qū)金佛山水利樞紐溢洪道為河岸式有閘控制正槽溢洪道。溢洪道由進(jìn)水渠、控制段、陡槽及消能段組成，全長(zhǎng)694.19 m，其陡槽段穿過(guò)下游古河床深覆蓋層，根據(jù)工程地質(zhì)勘察資料，覆蓋層厚度分布極不均勻，溢洪道軸線(xiàn)位置覆蓋層最大厚度達(dá)32.0 m，故需要研究該溢洪道修筑在覆蓋層不均勻地基上的可行性。筆者通過(guò)分析金佛山溢洪道修筑過(guò)程及泄水運(yùn)行時(shí)溢洪道結(jié)構(gòu)與覆蓋層地基的應(yīng)力、變形等，研究天然覆蓋層非均勻地基上修筑溢洪道的可行性。

2 計(jì)算模型

2.1 計(jì)算網(wǎng)格模型

縱斷面、9-9斷面與16-16斷面均采用單層實(shí)體單元進(jìn)行模擬，網(wǎng)格模型如圖1。其中，縱斷面單元總數(shù)2 524，節(jié)點(diǎn)總數(shù)5 306；9-9斷面單元總數(shù)191，節(jié)點(diǎn)總數(shù)451節(jié)點(diǎn)數(shù)；16-16斷面單元總數(shù)311，節(jié)點(diǎn)總數(shù)700。

圖1 溢洪道地基及結(jié)構(gòu)典型斷面網(wǎng)格Fig.1 Typical cross-section grid of spillway foundation and structure

溢洪道陡槽上段(包含9-9斷面)為C35混凝土，陡槽下段(包含16-16斷面)為C40混凝土；陡槽過(guò)渡段混凝土墩與溢洪道下覆墊層為C15埋石混凝土；16-16斷面溢洪道上邊坡側(cè)用砂巖快石渣回填。各結(jié)構(gòu)之間的相互接觸采用接觸單元模擬，根據(jù)Desai提出的薄層單元厚度，厚度與寬度的比值在0.01至0.1的范圍內(nèi)取值[11]。為了便于分析伸縮縫(邊墻伸縮縫、底板伸縮縫、墊層伸縮縫)的變形情況，對(duì)伸縮縫的止水材料提供一定的參考，故溢洪道伸縮縫采用有厚度單元進(jìn)行模擬。

2.2 計(jì)算模型參數(shù)

由于試驗(yàn)土料受到了較大的擾動(dòng)，同時(shí)K對(duì)結(jié)構(gòu)性較為敏感。試驗(yàn)土料取出后無(wú)法保存原來(lái)的結(jié)構(gòu)性，并存在應(yīng)力釋放，造成了試驗(yàn)結(jié)果模量偏小。所以需根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)變形模量試驗(yàn)對(duì)鄧肯-張模型參數(shù)的K值進(jìn)行參數(shù)識(shí)別分析。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)變形模量試驗(yàn)結(jié)果，3個(gè)試驗(yàn)點(diǎn)的平均變形模量為34.93 MPa，最小值為21.56 MPa，3個(gè)試驗(yàn)點(diǎn)所測(cè)荷載沉降曲線(xiàn)(p-s曲線(xiàn))斜率依次為0.014 6、0.027 9、0.015 8。

采用Abaqus軟件對(duì)現(xiàn)場(chǎng)變形模量試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，數(shù)值計(jì)算中除K與Kur外，其余E-v模型參數(shù)按室內(nèi)三軸試驗(yàn)選取，K分別取值275、300、350、425、525、625，Kur取值為2倍的K值。對(duì)比有限元計(jì)算結(jié)果所得p-s曲線(xiàn)與實(shí)測(cè)點(diǎn)的p-s曲線(xiàn)可知，K取值依次為558.3、308、475。筆者取K的最大值558.3與最小值308.0作為計(jì)算模型參數(shù)，如此取值是為了計(jì)算得出各個(gè)工況的中沉降與應(yīng)力的最值。

地勘資料顯示溢洪道地基巖石為S1X粉砂巖，由于溢洪道作用于地基巖石的附加應(yīng)力有限，所以地基巖石的本構(gòu)關(guān)系近似用線(xiàn)彈性模型模擬?；炷涟凑站€(xiàn)彈性材料考慮，彈性模量、泊松比和重度依據(jù)GB 5001—2002《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》進(jìn)行取值。接觸縫采用兩接觸結(jié)構(gòu)中材料較軟弱結(jié)構(gòu)的模型參數(shù)；伸縮縫采用線(xiàn)彈性模型。由于覆蓋層地基鄧肯-張模型參數(shù)中系數(shù)K取反演分析的最值，為便于描述，當(dāng)K取558.3為方案I，當(dāng)K取308.0為方案II。模型參數(shù)見(jiàn)表1，表2。

表1 混凝土模型參數(shù)

表2 鄧肯-張模型參數(shù)

2.3 模擬過(guò)程

計(jì)算各方案時(shí)，對(duì)地基、溢洪道施工以及溢洪道泄水進(jìn)行分級(jí)加荷模擬。其中：第1級(jí)模擬天然地基；第2級(jí)模擬混凝土置換地基及溢洪道墊層施工；第3級(jí)模擬溢洪道底板及結(jié)構(gòu)施工；第4級(jí)模擬溢洪道結(jié)構(gòu)外側(cè)回填施工；第5級(jí)模擬溢洪道泄水運(yùn)行。施工過(guò)程模擬只考慮重力的作用，第5級(jí)模擬溢洪道泄水運(yùn)行工況時(shí)，對(duì)溢洪道結(jié)構(gòu)施加靜水壓力、溢洪道底板所受托拽力以及脈動(dòng)壓力。但只做擬靜力計(jì)算，溢洪道底板所受托拽力以及脈動(dòng)壓力值依據(jù)SL 253—2000《溢洪道設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算所得。

在Abaqus有限元分析軟件中，對(duì)于水流托拽力與脈動(dòng)壓力均按照Surface traction力的方式施加，該方式施加力的方向可以由兩個(gè)點(diǎn)確定的一個(gè)矢量方向確定。

3 結(jié)果與分析

3.1 溢洪道結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果分析

采用Abaqus有限元軟件通用靜力學(xué)分析步進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算所得溢洪道大小主應(yīng)力與伸縮縫變位如表3。

表3 溢洪道結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果

注：表中小主應(yīng)力“-”表示為拉應(yīng)力；“空白”表示無(wú)此值。

由表3可知，方案I與II中，大主應(yīng)力均未大于各自混凝土的抗壓強(qiáng)度。不同工況下，各斷面溢洪道結(jié)構(gòu)均出現(xiàn)了拉應(yīng)力，但是拉應(yīng)力值小于各自混凝土的抗拉強(qiáng)度；各斷面中，拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在縱斷面泄水期；溢洪道結(jié)構(gòu)泄水期的拉應(yīng)力均大于竣工期的拉應(yīng)力，增幅最大斷面為方案I的16-16斷面，拉應(yīng)力增加了458%。方案II各斷面的拉應(yīng)力均大于方案I中相應(yīng)斷面工況的拉應(yīng)力，這說(shuō)明了鄧肯-張模型中系數(shù)K的增大將會(huì)引起溢洪道拉應(yīng)力的減小，通過(guò)處理地基增大地基鄧肯-張模型中系數(shù)K將會(huì)使溢洪道結(jié)構(gòu)的拉應(yīng)力減小。然而，兩橫斷面的應(yīng)力最值與縱斷面的應(yīng)力最值存在一定差別，說(shuō)明了由于覆蓋層在溢洪道的縱軸線(xiàn)上厚度的高度不均勻?qū)е铝艘绾榈澜Y(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài)出現(xiàn)了一定的差別。

方案II各斷面工況的伸縮縫張開(kāi)位移最大值與豎向剪切位移最大值均大于方案I相應(yīng)斷面工況的對(duì)應(yīng)值；除方案I中泄水期豎向剪切位移最大值比結(jié)構(gòu)竣工期有所減小外，其余各方案各工況下泄水期的伸縮縫變形均比結(jié)構(gòu)竣工期要大。伸縮縫的張開(kāi)位移最大值為7.70 mm，豎向剪切位移最大值為14.50 mm，故伸縮縫止水材料的選取應(yīng)注意材料的張拉與剪切錯(cuò)動(dòng)屬性。

3.2 溢洪道地基計(jì)算結(jié)果分析

圖2為各斷面地基沉降計(jì)算結(jié)果。

圖2 斷面沉降Fig. 2 Settlement of cross-sections

由圖2可知，方案I沉降最大值為縱斷面泄水期，最大值為9.98 cm，方案II中沉降最大值為16-16斷面，且16-16斷面溢洪道地基沉降最大值均大于方案I與II中的其他斷面，沉降最大值為泄水期的12.20 cm。由圖2中各線(xiàn)段縱坐標(biāo)的差值可知，溢洪道地基的沉降主要出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)施工階段，而泄水引起的溢洪道地基沉降相對(duì)較小。同一斷面，方案I的地基沉降最大值均小于方案II沉降最大值，相差最大值為5.16 cm(出現(xiàn)在16-16斷面泄水期)，這說(shuō)明了鄧肯-張模型中系數(shù)K的減小將會(huì)引起溢洪道地基沉降的增大，通過(guò)處理地基提高地基鄧肯-張模型中系數(shù)K將會(huì)使溢洪道結(jié)構(gòu)的沉降減小。

同一方案中，兩橫斷面與縱斷面的溢洪道地基沉降存在一定的差別，這說(shuō)明了溢洪道地基沉降沿著溢洪道縱軸線(xiàn)上表現(xiàn)出很大的非均勻性，這是由于地基覆蓋層厚度沿著溢洪道縱軸線(xiàn)存在很大的不均勻性。

圖3為各斷面水平變形結(jié)果。由圖3(a)可知，方案I與方案II向坡外最大水平位移分別為1.89、3.2 cm，同為16-16斷面的泄水期，由于16-16斷面在泄水期有較大的向坡外水平位移，應(yīng)充分驗(yàn)證16-16斷面在泄水期的邊坡穩(wěn)定性。方案I的橫槽向位移均小于方案II的橫槽向位移，其中橫槽向向坡內(nèi)位移最大差值為0.34 cm，橫槽向向坡外位移最大差值為1.33 cm，說(shuō)明了在地基鄧肯-張模型中系數(shù)K的增加將會(huì)減小溢洪道地基的橫槽向位移。由圖3(b)可知，方案I與方案II，順槽向位移最大值分別為2.38、1.93 cm，均為順槽向指向下游，同是出現(xiàn)在縱斷面的泄水期。方案I與方案II的順槽向位移相差沒(méi)有明顯的規(guī)律，可以判斷出在地基鄧肯-張模型中系數(shù)K對(duì)縱斷面順槽向位移影響沒(méi)有明顯的規(guī)律。

圖3 斷面水平位移Fig. 3 Horizontal displacement of cross-sections

4 結(jié) 論

針對(duì)金佛山水利樞紐中修建在非均勻覆蓋層上的溢洪道進(jìn)行了計(jì)算分析，考慮了覆蓋層厚度、力學(xué)性質(zhì)非均勻性以及修筑施工過(guò)程，根據(jù)計(jì)算結(jié)果可以得出以下結(jié)論：

1)針對(duì)于覆蓋層邊坡上修建溢洪道，應(yīng)充分論證其在泄水運(yùn)行時(shí)的邊坡穩(wěn)定性。

2)覆蓋層地基鄧肯-張模型參數(shù)中系數(shù)K增大將會(huì)使溢洪道結(jié)構(gòu)的大小主應(yīng)力、伸縮縫的變位、地基的沉降與橫槽向水平位移的減小，故建議對(duì)覆蓋層地基進(jìn)行加固以改善結(jié)構(gòu)受力與地基位移。

3)在模擬溢洪道泄水運(yùn)行時(shí)，雖然考慮了脈動(dòng)壓力，但只是進(jìn)行了靜力計(jì)算，并沒(méi)有進(jìn)行動(dòng)力計(jì)算，存在一定的不足之處。

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(責(zé)任編輯：譚緒凱)

NumericalAnalysisonStressandDeformationofJinfoMountainSpillway

LIU Liangjun1, ZHANG Hongwei2, ZENG Chao3

(1. Chongqing Tengyun Engineering Consultant Co.,Ltd., Chongqing 401121, P.R.China;2. College of Water Conservancy and Hydropower Engineering, Hohai University, Nanjing 210098，Jiangsu, P.R.China;3. Sichuan Minjiang Port and Channel Development Co.,Ltd., Leshan 614000, Sichuan,P.R.China)

In order to study the feasibility of Jinfo mountain spillway building on the thick overburden, Duncan-Chang model was used on the cover layer, and the stress and deformation of cross-section and longitudinal section of spillway in the construction and operation of the sluice were calculated and analyzed, in the case of the tangent elastic modulus coefficientKwith the maximum and minimum value. The results show that the max and min principal stress of spillway don’t exceed the standard value. The displacement at the outer slope of foundation transverse groove in the 16-16 section is larger during the operation of the sluice. If the tangent elastic modulus coefficientKincreases, the max and min principal stress of spillway structure, the deflection of spillway expansion joint, the settlement of the foundation and the horizontal displacement of transverse groove will decrease. Therefore, the slope stability should be fully demonstrated during the operation of the sluice, and it is suggested the appropriate reinforcement measures should be taken for the thick overburden.

hydraulic engineering; Jinfo mountain spillway; mechanical characteristics; thick overburden; uneven foundation

TV641

：A

：1674- 0696(2017)09- 050- 05

10.3969/j.issn.1674-0696.2017.09.10

2015-10-12；

：2016-12-08

劉良軍(1976—)，男，重慶人，高級(jí)工程師，主要從事水工結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方面的研究。E-mail：26687726@qq.com。

張宏偉(1989—)，男，安徽阜陽(yáng)人，博士研究生，主要從事水工結(jié)構(gòu)工程及巖土工程的數(shù)值模擬方面的研究。E-mail：a@hhu.edu.cn。