李炎隆,張 寧,曹智昶,宮曉華
(西安理工大學(xué),省部共建西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西西安 710048)
面板堆石壩具有良好的安全性、經(jīng)濟(jì)性及對地形條件強(qiáng)適應(yīng)性等特點(diǎn)[1]。隨著筑壩技術(shù)日漸成熟,我國已規(guī)劃了多座高面板堆石壩[2- 3],如茨哈峽(257.5 m)、馬吉(277.5 m)等,壩高都在250~300 m。但隨著面板壩高的增加,堆石體的變形性狀變得更加復(fù)雜[4],而面板如果不能良好適應(yīng)堆石體的變形,在水壓力作用下,可能出現(xiàn)面板脫空或開裂的現(xiàn)象,因此堆石體變形和面板開裂是制約高面板堆石壩發(fā)展的主要因素。鑲嵌面板壩設(shè)計(jì)理念是一種為了控制面板壩中堆石體的變形,以減小面板斜長、改善面板受力和周邊縫變位為目的,在壩踵設(shè)計(jì)混凝土結(jié)構(gòu)的方法。鑲嵌混凝土面板堆石壩作為一種新型的壩體布置形式,國外與之相似的冰島Karahnjukar工程,主壩是198 m高的混凝土面板堆石壩,在上游壩址處修建48 m高的混凝土趾墻,并由體積為20 000 m3的碾壓混凝土結(jié)構(gòu)支撐。陸希等[5-6]研究提出了一種扶壁式復(fù)式結(jié)構(gòu)面板堆石壩,通過在常規(guī)混凝土面板壩壩踵處增設(shè)混凝土扶壁結(jié)構(gòu),代替深水區(qū)面板和部分堆石料,減小了面板長度,改善了超高面板堆石壩的應(yīng)力變形;蔡新合等[7]為了解決200~300 m級面板堆石壩的應(yīng)力變形問題,提出了一種高彈模墊座式復(fù)合壩,這種復(fù)合壩通過設(shè)置高趾墻區(qū)和低塑區(qū),以達(dá)到降低混凝土面板應(yīng)力變形的目的。通過對鑲嵌混凝土面板堆石壩的分析研究,初步探討鑲嵌混凝土結(jié)構(gòu)的體型對鑲嵌組合壩應(yīng)力變形的影響,是改善高面板堆石壩應(yīng)力狀態(tài)的一種新思路。
壩踵混凝土結(jié)構(gòu)是鑲嵌面板壩的重要組成部分。本文選擇壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的高度、下游坡比及不同趾板位置作為體型控制參數(shù),模擬鑲嵌面板堆石壩的施工及蓄水過程,采用平面有限元法,對壩踵混凝土結(jié)構(gòu)多種設(shè)計(jì)方案進(jìn)行有限元數(shù)值分析,探究壩踵混凝土結(jié)構(gòu)體型對面板應(yīng)力變形的影響規(guī)律。
由于面板和壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的材料剛度遠(yuǎn)大于堆石料,在接觸面附近會產(chǎn)生較大的相對位移[8],準(zhǔn)確地模擬接觸面上的受力、變形機(jī)理、應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系及荷載傳遞過程是鑲嵌面板壩應(yīng)力變形特性研究的關(guān)鍵。本文在模擬壩踵混凝土結(jié)構(gòu)與堆石體、面板與墊層、面板與趾板、面板與蓋重區(qū)的接觸面時(shí),采用無厚度Goodman接觸單元。Goodman接觸單元考慮了接觸面的非線性特性,能較好地反映接觸單元的接觸應(yīng)力和變形過程[9]。Goodman單元的相對位移與應(yīng)力的關(guān)系式[10]為:
(1)
式中:τs,σn分別為切向應(yīng)力和法向應(yīng)力;Ks,Kn為單元切向和法向剛度系數(shù);ωs,ωn為單元兩側(cè)切向和法向的相對位移。
切向和法向剛度系數(shù)與接觸單元應(yīng)力變形狀態(tài)有關(guān),可表示為:
(2)
(3)
式中:K1,K2,Rf,n為非線性指標(biāo),由試驗(yàn)可以確定;σn為法向應(yīng)力;δ為接觸面的界面摩擦角;γw為水的重度,取值為9.8 kN/m3;Pa為大氣壓,取值為0.1 MPa。
圖1 揚(yáng)壓力等效模擬Fig.1 Equivalent simulation of uplift pressure
研究表明100 m級重力壩受到的揚(yáng)壓力可以達(dá)到自重20%左右[11],因此鑲嵌面板壩數(shù)值計(jì)算中揚(yáng)壓力的影響不應(yīng)忽視。如果直接將揚(yáng)壓力按照分布圖施加在壩基面,則把揚(yáng)壓力當(dāng)作面力處理,與實(shí)際情況不符[12]。本文對揚(yáng)壓力的處理采用等效模擬的方法進(jìn)行,根據(jù)規(guī)范可得到揚(yáng)壓力的折線圖,將揚(yáng)壓力折線圖以壩基線為對稱軸上翻,如圖1所示。選取對稱后的揚(yáng)壓力分布圖與壩踵混凝土結(jié)構(gòu)重合的部分采用浮重度的方式處理,在結(jié)構(gòu)單元上施加荷載。此方法考慮揚(yáng)壓力對混凝土結(jié)構(gòu)的浸潤上浮作用,把揚(yáng)壓力作為體力施加在結(jié)構(gòu)上,符合實(shí)際情況。
本文主要研究壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的高度、下游坡比、趾板位置對面板應(yīng)力變形的影響,圖2為鑲嵌混凝土面板堆石壩的標(biāo)準(zhǔn)剖面,壩體坐落于基巖上,最大壩高H=150 m。
堆石體屬于散粒體材料,其變形具有非線性、壓硬性、應(yīng)力路徑相關(guān)性等特點(diǎn),計(jì)算時(shí)堆石體本構(gòu)模型采用鄧肯-張E-B模型,計(jì)算參數(shù)類比采用羊曲水電站面板堆石壩筑壩材料試驗(yàn)成果(見表1)。壩踵混凝土結(jié)構(gòu)與堆石體、壩踵混凝土結(jié)構(gòu)與蓋重區(qū)、堆石體與基巖、面板與墊層、面板與蓋重區(qū)、面板與趾板的接觸面采用無厚度Goodman接觸單元模擬,擬定的單元參數(shù)為K1=K2=4 800,n=0.56,Rf=0.74,δ=36°。壩踵混凝土結(jié)構(gòu)、面板、趾板、基巖均假定為線彈性材料,面板、趾板混凝土參數(shù)取值由《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》查得?;鶐r參數(shù)由同類工程類比獲得,材料參數(shù)取值如下,壩踵混凝土結(jié)構(gòu)ρ=2 400 kg/m3,E=2 800 MPa, 面板和趾板ρ=2 400 kg/m3,E=3 000 MPa, 基巖ρ=2 700 kg/m3,E=11 900 MPa, 所有材料的μ=0.167。
數(shù)據(jù)顯示,孕婦和家人對護(hù)士的贊同比對照組高得多。以前的醫(yī)院婦產(chǎn)科方法是分娩前、分娩時(shí)和分娩后服務(wù)分部,都是服務(wù)對象。嬰兒洗澡、按摩、母嬰分離實(shí)施臍部護(hù)理和治療。[3]這種方法,導(dǎo)致醫(yī)生與產(chǎn)婦溝通障礙,分離護(hù)理不連續(xù),不能變成整體護(hù)理,沒有體現(xiàn)真正的服務(wù)。為了對母嬰進(jìn)行護(hù)理,嬰兒不必離開母親,減輕母親的憂慮。今天,衛(wèi)生服務(wù)有了新的需求,要有知情和選擇的權(quán)利、監(jiān)控母嬰床邊護(hù)理的方法。滿足不同群體的需求,孕婦很喜歡這種服務(wù)。
圖2 鑲嵌面壩堆石壩基本剖面(單位:m)
壩料Ρd/(kg·m-3)φ0/°c/MPaknRfkbmKur墊層料2 25054.801 023.30.320.61500.00.252 046.6過渡層料2 17056.201 438.60.230.72791.50.022 877.2主堆石料2 15056.601 412.50.220.72772.20.042 825.0次堆石料2 15052.20800.00.260.62400.00.291 600.0
圖3 計(jì)算模型及坐標(biāo)系Fig.3 Finite element model and coordinate system
壩體施工期及蓄水期荷載采用逐級加載,施工、蓄水共分22個(gè)加載級進(jìn)行模擬。其中第1級模擬基巖;第2級模擬澆筑壩踵混凝土結(jié)構(gòu);第3~6級模擬混凝土結(jié)構(gòu)前蓋重區(qū)和結(jié)構(gòu)后堆石料同步施工,填筑至壩踵混凝土結(jié)構(gòu)頂部高程,并激活混凝土結(jié)構(gòu)與周圍堆石之間的接觸;第7~18級模擬填筑壩體至壩高150 m;第19級模擬澆筑趾板;第20級模擬澆筑面板,并激活面板和趾板、面板和對應(yīng)墊層之間的接觸;第21級模擬填筑蓋重區(qū)至壩高79 m,并激活蓋重區(qū)和面板之間的接觸;第22級考慮正常蓄水位以下水荷載作用在壩踵混凝土結(jié)構(gòu)上游面、趾板表面和面板上,一次蓄水至正常蓄水位144 m,在混凝土結(jié)構(gòu)底部施加揚(yáng)壓力,揚(yáng)壓力折減系數(shù)為0.25。計(jì)算模型見圖3。該模型在地基底面施加固定約束,上下游面按x向簡支處理,壩踵混凝土結(jié)構(gòu)和基巖之間按整體考慮。
圖4 趾板相對位置Fig.4 Schematic diagram of relative position of toe plate
根據(jù)不同的壩踵混凝土下游坡比、趾板位置、高度,設(shè)計(jì)了9個(gè)不同的計(jì)算方案,分別研究三者對面板應(yīng)力變形的影響,各計(jì)算方案見表2。
圖4為趾板相對位置示意圖,圖中a為趾板上游側(cè)距離壩踵混凝土結(jié)構(gòu)頂部上游邊緣的距離,b為趾板長度,c為趾板下游側(cè)距離壩踵混凝土結(jié)構(gòu)頂部下游邊緣的距離。
壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的高度決定了面板長度,對面板應(yīng)力變形有著最直接的影響,方案1、方案2和方案9設(shè)置了不同的壩踵混凝土結(jié)構(gòu)高度(分別為0.27H,0.33H和0.40H),對比研究混凝土結(jié)構(gòu)高度對面板應(yīng)力變形的影響;壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的上下游坡比決定了其體型,改變壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的下游坡比,設(shè)計(jì)不同的計(jì)算方案(方案3、方案4和方案9),以對比研究壩踵混凝土結(jié)構(gòu)下游坡比對面板應(yīng)力變形的影響;趾板位于壩踵混凝土結(jié)構(gòu)頂部,壩踵混凝土結(jié)構(gòu)變形很小,而面板澆筑在堆石體上,蓄水過程中面板隨堆石體變形而變形,面板底部與趾板間會產(chǎn)生較大的相對位移,導(dǎo)致周邊縫的變位較大。以減小混凝土面板的底部變形為出發(fā)點(diǎn),方案5~9通過調(diào)整趾板與壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的相對位置,達(dá)到控制周邊縫變位的目的。
表2 計(jì)算方案
通過有限元計(jì)算,得出了各個(gè)方案在蓄水期面板的撓度、應(yīng)力以及周邊縫變位,計(jì)算結(jié)果見表3。
表3 各方案面板應(yīng)力變形結(jié)果
圖5和圖6分別為不同壩踵混凝土高度下面板的撓度和應(yīng)力分布。
圖5 不同壩踵混凝土高度下面板撓度分布Fig.5 Deflection of face slab with different heights of concrete dam heel
圖6 不同壩踵混凝土高度下面板順坡向應(yīng)力分布Fig.6 Stress distribution of face slab along slope with different heights of concrete dam heel
壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的高度增加后,面板斜長縮短,承受的水荷載減小,面板應(yīng)力變形得到改善,隨著壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的高度從壩高的27%增加到壩高的40%,面板撓度最大值減小了25.5%,面板順坡向拉壓應(yīng)力分別減小了9.9%和47.4%?;炷两Y(jié)構(gòu)高度增加后,周邊縫變位也有較明顯的減小,周邊縫張開和錯(cuò)動變位分別減小了21.3%和8.0%。綜合來說,增加壩踵混凝土結(jié)構(gòu)高度,可有效減小面板的應(yīng)力和變形。
圖7和圖8分別為不同壩踵混凝土下游坡比下面板的撓度和應(yīng)力分布。
圖7 不同下游坡比時(shí)面板撓度分布Fig.7 Deflection of face slab with different ratios of downstream slope
圖8 不同下游坡比時(shí)面板順坡向應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution of face slab along slope with different ratios of downstream slope
對比方案3、方案4、方案9的計(jì)算結(jié)果,可以看出隨著混凝土結(jié)構(gòu)下游面坡度放緩,面板的撓度和應(yīng)力隨之減小,方案9面板最大撓度為21.68 cm,較方案3減小了12.3%,面板壓應(yīng)力最大值為3.91 MPa,較方案3減小了36.4%,拉應(yīng)力變化不大;下游坡比放緩后,周邊縫張開和錯(cuò)動變位也略有減小,但總體上變化較小。從計(jì)算結(jié)果來看,壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的下游坡比從1∶0.4變到1∶0.7時(shí),面板撓度、順坡向拉、壓應(yīng)力以及周邊縫變位均有逐漸變小的趨勢,但數(shù)值變化較小。
圖9和圖10分別為不同趾板位置下面板的撓度和應(yīng)力分布。
圖9 不同趾板位置下面板撓度分布Fig.9 Deflection distribution of face slab with different concrete heel positions
圖10 不同趾板位置下面板順坡向應(yīng)力分布Fig.10 Stress distribution of face slab along slope with different concrete heel positions
由方案5~9的計(jì)算結(jié)果可以看出,趾板位置向上游移動時(shí),面板的撓度和順坡向應(yīng)力有增大的趨勢,從方案5到方案9,面板的撓度和順坡向拉、壓應(yīng)力的最大值分別小幅變大了0.69 cm, 0.77 MPa和1.06 MPa,從圖9和10也可看出,趾板位置變化時(shí),面板撓度和應(yīng)力分布并沒有明顯的變化規(guī)律,這也說明趾板位置對面板撓度和應(yīng)力的影響很??;周邊縫變位隨趾板位置向上游移動而大幅度減小,張開變位從方案5的16.03 cm減小到方案9的5.02 cm,減小了68.7%,錯(cuò)動變位從17.86 cm減小到2.54 cm,減小了85.8%。
趾板與壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的相對位置變化對面板的撓度和應(yīng)力影響較小,但對面板底部與趾板間的相對位移影響很大。趾板位于壩踵混凝土結(jié)構(gòu)頂部下游側(cè)邊緣時(shí),面板底部有較大的位移,而趾板位置向上游布置時(shí),壩踵混凝土結(jié)構(gòu)對面板底部的“承托”作用,使面板底部位移很小,進(jìn)而大幅度減小了趾板與面板間的相對位移。
本文主要研究了鑲嵌混凝土面板堆石壩的壩踵混凝土結(jié)構(gòu)體型對面板應(yīng)力變形的影響,通過計(jì)算不同壩踵混凝土高度、下游坡比、趾板位置時(shí)的面板應(yīng)力變形,得出以下結(jié)論:
(1) 壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的高度是面板應(yīng)力變形的控制性因素,當(dāng)混凝土結(jié)構(gòu)高度從壩高的27%增加到壩高的40%時(shí),面板的撓度、順坡向應(yīng)力都有較大程度的減小。
(2) 放緩壩踵混凝土結(jié)構(gòu)的下游坡比對改善面板應(yīng)力變形有正面作用,但數(shù)值變化較小。
(3) 趾板位置對面板的撓度、順坡向應(yīng)力影響很小,對周邊縫變位影響巨大,當(dāng)趾板位置在壩踵混凝土頂部從下游向上游移動時(shí),面板的撓度和應(yīng)力有小幅增大,而面板與趾板之間的周邊縫張開變位和錯(cuò)動變位大幅減小了68.7%和85.8%。
綜上,適當(dāng)增加壩踵混凝土的高度、減小面板長度可有效改善面板的應(yīng)力變形,同時(shí),為減小趾板和面板之間的周邊縫變位,可將趾板布置在偏向上游的位置。