黃志鴻，楊 杰，程 琳，孫曉寧，馬春輝

(1.西安理工大學(xué) 省部共建西北旱區(qū)生態(tài)水利國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710048；2.中國(guó)電建集團(tuán)成都勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，四川 成都 610072；3.西安水務(wù)（集團(tuán)）石砭峪水庫(kù)管理有限公司，陜西 西安 710100)

隨著國(guó)內(nèi)外水力水電資源的不斷開(kāi)發(fā)，堆石壩憑借良好的安全性、經(jīng)濟(jì)性及對(duì)地形條件的強(qiáng)適應(yīng)性，已成為目前高壩大庫(kù)的首選壩型之一，目前正向300 m 級(jí)高度發(fā)展[1]。定向爆破堆石壩是堆石壩早期的施工方式之一，具有壩體填筑工程投資少、施工進(jìn)度快、抗震性強(qiáng)[2]等優(yōu)點(diǎn)。近年來(lái)，作為介于自然形成與人工控制的特殊壩型，定向爆破堆石壩的運(yùn)行性態(tài)再次引起了人們的關(guān)注與重視。眾多學(xué)者將定向爆破堆石壩的設(shè)計(jì)思想與運(yùn)行管理經(jīng)驗(yàn)，用于尾礦壩、水土保持及防災(zāi)減災(zāi)等工程建設(shè)中，同時(shí)也為滑坡、堰塞湖、棄渣壩及軟巖筑壩等新課題提供了借鑒。

國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者針對(duì)定向爆破堆石壩的工程地質(zhì)、爆破、防滲、運(yùn)行開(kāi)展了一系列的試驗(yàn)與觀測(cè)研究：陶忠平[3]研究了地質(zhì)因素與定向爆破間的相互影響；高蔭桐等[4]通過(guò)綜合分析地質(zhì)條件、爆破方案和爆破參數(shù)等諸多影響因素，提出了一套定向爆破筑壩系統(tǒng)設(shè)計(jì)體系；Korchevskiy 等[2]通過(guò)大量的研究實(shí)例證明了定向爆破堆石壩良好的抗震性能；陳斌林等[5]通過(guò)直接開(kāi)挖壩體探井，研究了壩體結(jié)構(gòu)特性，探討了爆破壩滲透穩(wěn)定機(jī)理；王葆沂[6]提出了定向爆破壩的防滲原則，以及適用于定向爆破壩的防滲形式；Evans 等[7]結(jié)合定向爆破堆石壩，分析了將堰塞湖轉(zhuǎn)為蓄水壩的可行性；盧建華等[8]研究了我國(guó)定向爆破堆石壩的病害特點(diǎn)和加固技術(shù)；文獻(xiàn)[9]通過(guò)無(wú)損檢測(cè)技術(shù)及三維有限元分析，全面分析了KambarataⅡ級(jí)定向爆破堆石壩的穩(wěn)定性。

上述研究涉及爆破堆石壩的爆破參數(shù)、防滲設(shè)計(jì)和運(yùn)行管理等方向，但受到當(dāng)時(shí)計(jì)算分析技術(shù)的限制，關(guān)于定向爆破堆石壩的應(yīng)力變形等特性的研究鮮有涉及。眾多研究[10-11]表明，壩體防滲結(jié)構(gòu)中的任何裂縫都將弱化防滲系統(tǒng)甚至威脅大壩安全。在爆破堆石體的長(zhǎng)期、不均勻及較大沉降作用下，防滲結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變形特性可能出現(xiàn)明顯變化，導(dǎo)致其易于損壞。因此，有必要結(jié)合爆破堆石壩的實(shí)際運(yùn)行情況和數(shù)值仿真手段，對(duì)爆破堆石體及防滲結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變形特性進(jìn)行分析。本文以某定向爆破堆石壩為例，通過(guò)建立三維有限元模型，對(duì)定向爆破堆石壩在不同階段下的應(yīng)力變形特性進(jìn)行分析，探討定向爆破堆石壩堆石體和防滲結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變形規(guī)律，以期為松散堆石體的力學(xué)特性研究提供參考。

1 材料與研究方法

大壩應(yīng)力變形數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性在很大程度上取決于材料本構(gòu)模型。目前，常見(jiàn)的本構(gòu)關(guān)系理論包括非線性彈性理論、彈塑性理論和黏彈塑性理論[12]。鄧肯-張E-B 模型由于其參數(shù)簡(jiǎn)單及具有相對(duì)明確的物理意義，被廣泛運(yùn)用于描述堆石體的力學(xué)行為。通過(guò)與實(shí)測(cè)資料比較，鄧肯-張E-B 模型能夠比較好地模擬爆破堆石體的應(yīng)力變形特性，所得計(jì)算結(jié)果也較為合理[9,13-14]。本文中爆破堆石體主要由花崗巖組成，與堆石料力學(xué)特性較為相似，因此，本次定向爆破堆石壩的堆石體、防滲體均采用E-B 本構(gòu)模型。模型以切線彈性模量 Et和切線體積模量 Bt作為計(jì)算參數(shù)。其中切線彈性模量表達(dá)式為：

式中： K， n分 別為切線模量基數(shù)和切線模量指數(shù)，由試驗(yàn)確定； Pa為 單位大氣壓； Rf為破壞比； c為材料凝聚力； φ為材料內(nèi)摩擦角；σ1與σ3分別為第一主應(yīng)力與第三主應(yīng)力，由試驗(yàn)確定。

切線體積變形模量：

式中： Kb為體積模量數(shù)； m為模量指數(shù)。

對(duì)于卸荷或再加荷情況，采用回彈模量 Eur進(jìn)行計(jì)算：

式中： Kur為卸荷模量基數(shù)； nur為卸荷模量指數(shù)。

2 某定向爆破堆石壩基本情況

2.1 大壩壩體概況

本文依據(jù)某定向爆破堆石壩工程資料，分析定向爆破堆石壩不同階段下的應(yīng)力變形特性，探討定向爆破堆石壩的應(yīng)力變形規(guī)律。壩址處為U 形河谷，河床寬70～90 m，河底高程649.50 m，河床縱比降3%。兩岸地勢(shì)陡峻，左岸平均坡度為55°，山體高250～300 m，為設(shè)計(jì)壩高的3～4 倍，山體雄厚；右岸山體高150～200 m，平均坡度為46°，山體寬約100 m。兩岸山麓坡積層厚5～33 m。定向爆破堆石壩的最大壩高為85 m，壩長(zhǎng)265 m，頂寬7.5 m，興利設(shè)計(jì)總庫(kù)容2.81×107m3。爆破總裝藥量1 589 t，爆破方量2.36×106m3，上壩方量144 萬(wàn)m3，上壩率60.7%，上壩單位耗藥量為1.058 kg/m3。大壩上游壩坡為1∶1.70～1∶2.25，下游壩坡為1∶1.85～1∶20，底寬370 m。大壩從底部到頂部主要可以劃分為以下幾個(gè)部分：①自然堆積體，由沖積物和坡積物組成，為大壩基礎(chǔ)，分布在高程679～655 m 以下，平均厚度為14～15 m，主要是花崗巖大漂石、卵石沖積物及坡積物。②爆破堆石體，由兩岸巖體定向爆破構(gòu)成，以晚古生代細(xì)中粒結(jié)構(gòu)片麻花崗巖為主，分布在700～658 m 高程以下，爆破堆積體平均高度57.3 m。實(shí)測(cè)壩體平均孔隙率為24.5%。③人工堆石體，主要為爆破體余料及坡積土，人工堆石以10 m 高差端頭推進(jìn)，粗細(xì)顆粒分離嚴(yán)重，未進(jìn)行碾壓處理，結(jié)構(gòu)松散，實(shí)測(cè)人工堆石平均孔隙率達(dá)32%，分布在爆破體以上。大壩典型橫斷面見(jiàn)圖1。

圖1 某定向爆破堆石壩橫剖面示意（單位： m）Fig.1 Cross section of a blast-fill dam（unit：m）

2.2 大壩監(jiān)測(cè)系統(tǒng)布置

壩體沉降主要采用二等水準(zhǔn)測(cè)量進(jìn)行沉降量監(jiān)測(cè)。在平行于壩軸線的壩體頂部及上下游坡面布置9 個(gè)沉降監(jiān)測(cè)縱斷面，共布置沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)70 個(gè)。在水庫(kù)大壩上游左右岸堅(jiān)固巖石上各設(shè)有1 個(gè)墩式鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的校核基點(diǎn)。大壩沉降監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)布置情況見(jiàn)圖2。

3 定向爆破堆石壩的數(shù)值計(jì)算模型構(gòu)建

3.1 數(shù)值計(jì)算模型及加載過(guò)程

根據(jù)大壩的設(shè)計(jì)圖紙和爆破前后地形資料，建立大壩三維有限元模型，分為坡積物、爆破堆石、人工堆石和瀝青混凝土斜墻四部分，模型的三維有限元網(wǎng)格剖分見(jiàn)圖3。根據(jù)地質(zhì)條件，模型基礎(chǔ)取至指定基巖面上限，整個(gè)大壩結(jié)構(gòu)共剖分單元78 232 個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)86 394 個(gè)，所有部位均采用八節(jié)點(diǎn)六面體等參單元模擬。有限元模型順河向?yàn)閄 軸，指向下游為正，豎直向?yàn)閅 軸，豎直向上為正；壩軸線為Z 軸，指向右岸為正。假設(shè)基巖無(wú)變形，模型底部邊界施加固定約束，側(cè)面邊界施加相應(yīng)的法向約束，蓄水后，水荷載按面力施加在上游瀝青混凝土斜墻上。

3.2 分級(jí)加載及計(jì)算參數(shù)

結(jié)合該定向爆破堆石壩的施工特點(diǎn)，模擬壩體施工全過(guò)程和水庫(kù)分期蓄水過(guò)程。有限元模型加載步驟分為15 級(jí)：第1 級(jí)為壩基自然堆積體，第2 級(jí)為爆破堆石體，第3～7 級(jí)為人工堆石體；第8～9 級(jí)為瀝青混凝土防滲斜墻；第9～15 級(jí)為分期蓄水，最終蓄水至正常蓄水位731.00 m。

本次定向爆破堆石壩的堆石體、防滲體均采用E-B 本構(gòu)模型，壩體材料參數(shù)根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)取樣經(jīng)試驗(yàn)得到[14]，各區(qū)材料參數(shù)及物理力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表1。

圖3 三維有限元計(jì)算模型Fig.3 Finite element meshing model

表1 壩體材料的物理力學(xué)特性參數(shù)Tab.1 Parameters of calculation model

4 應(yīng)力變形特性分析

結(jié)合實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬方法對(duì)爆破堆石體、壩體結(jié)構(gòu)及防滲結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變形展開(kāi)分析，分別對(duì)3 種計(jì)算工況下的0+150、0+200、0+250 典型橫斷面進(jìn)行整理分析，計(jì)算斷面位置如圖2所示。

4.1 爆破堆石體特性分析

爆破堆石體通過(guò)一次瞬間爆破填筑完成，是定向爆破堆石壩區(qū)別于常規(guī)大壩的主要區(qū)域，其表現(xiàn)出的應(yīng)力變形特性規(guī)律也與常規(guī)大壩壩體不同。不同斷面的應(yīng)力變形計(jì)算值見(jiàn)表2，爆破完成后河床中部的0+200 斷面的位移與應(yīng)力等值線見(jiàn)圖4～5。

表2 爆破完成后典型斷面爆破堆石體應(yīng)力、變形計(jì)算值Tab.2 Stresses and deformations of blasting rockfills with typical sections after blasting

圖4 爆破完成后0+200 橫斷面爆破堆石體的位移等值線（單位：m）Fig.4 Deformation contour map of cross section 0+200 after blasting (unit: m)

圖5 爆破完成后0+200 橫斷面爆破堆石體的應(yīng)力等值線Fig.5 Stress contour map of cross section 0+200 after blasting

由圖4 可見(jiàn)，不同于常規(guī)壩體的最大沉降位于壩體2/3 部位，爆破堆石體最大沉降發(fā)生在堆石體頂部。由于定向爆破堆石體是在爆破作用下瞬間填筑完成，為一次瞬時(shí)加載，因此爆破堆石體的沉降出現(xiàn)為頂部最大、底部最小的分布。

根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果，爆破完成后最大沉降計(jì)算值為0.78 m，位于壩體最大斷面（0+200 m 斷面）處的爆破堆石頂部偏上游的位置。通過(guò)對(duì)1973 年5 月至1974 年10 月的爆破堆石體沉降監(jiān)測(cè)資料進(jìn)行分析，得知最大沉降發(fā)生在上游S8 測(cè)點(diǎn)處，最大沉降為0.69 m。爆破堆石體的有限元沉降值、分布規(guī)律與實(shí)測(cè)資料基本相同，表明本文所建立的數(shù)值模型能夠較好地模擬爆破堆石體的應(yīng)力變形特性。

圖5 為0+200 斷面爆破堆石體最大主應(yīng)力及應(yīng)力水平計(jì)算結(jié)果，最大主應(yīng)力值為0.90 MPa，位于覆蓋層中部。最小主應(yīng)力等值線分布與最大主應(yīng)力等值線圖相似，最小主應(yīng)力的最大值為0.31 MPa。最大應(yīng)力水平值出現(xiàn)在壩體斷面的爆破堆石下部位置，爆破堆石體整體應(yīng)力水平均在0.40 以下，表明爆破堆石體的抗壓性能良好。

表3 列出了實(shí)測(cè)的爆破堆石體不同區(qū)域內(nèi)壓縮層厚度及壓縮模量均值統(tǒng)計(jì)結(jié)果。由表3 可知，爆破堆體上游側(cè)各測(cè)點(diǎn)的平均沉降量為509 mm，約為其他兩區(qū)域的2 倍，而其平均壓縮層厚度最小，可見(jiàn)壓縮性最大，且浸水濕化變形最為明顯。爆破堆石體的總平均壓縮模量為91.8 MPa，爆破堆體平均壓縮模量大致相當(dāng)于西北口壩和水布埡面板堆石壩；爆破堆石體上游側(cè)大致相當(dāng)于巴西阿里埃壩和天生橋一級(jí)面板壩，比株樹(shù)橋面板堆石壩軟巖稍強(qiáng)；爆破堆石體壩軸附近大致相當(dāng)于洪家渡壩和三板溪壩[15]；爆破堆石體下游側(cè)相當(dāng)于紫坪鋪面板堆石壩、澳大利亞塞薩納大壩、哥倫比亞戈里拉斯壩[16-17]。同時(shí)根據(jù)多個(gè)工程的爆破堆積體材料取樣分析結(jié)果[6,18]，爆破堆積體下部顆粒級(jí)配連續(xù)，密實(shí)度超過(guò)或持平于碾壓堆石壩壓實(shí)度。其主要原因是，在爆破過(guò)程中，巖體在短時(shí)間內(nèi)經(jīng)歷了高速?zèng)_擊、破碎、拋擲、堆積、碰撞等過(guò)程，對(duì)壩基和堆積體均有巨大的夯實(shí)壓密作用，并與岸坡表層土、壩基坡積層、壩基覆蓋層相混摻，形成密實(shí)度較高、顆粒級(jí)配連續(xù)的壩體材料。

表3 爆破堆石體不同區(qū)域內(nèi)壓縮層厚度及平均壓縮模量統(tǒng)計(jì)Tab.3 Statistic of compression layer thickness and average compression modulus for blasting rockfill

4.2 爆破堆石壩結(jié)構(gòu)特性分析

爆破完成后，在爆破堆石體的基礎(chǔ)上填筑人工堆石，隨后分期蓄水，最終蓄水至正常蓄水位731.00 m。表4 為不同工況下典型斷面應(yīng)力、位移計(jì)算值，以正常蓄水期0+200 斷面的應(yīng)力與位移等值線圖（見(jiàn)圖6～7）為例進(jìn)行分析說(shuō)明。

表4 不同工況下典型斷面應(yīng)力、位移計(jì)算值Tab.4 Stresses and deformations of blast-fill dam with typical sections

圖6 731.00 m 水位下0+200 橫斷面位移等值線（單位：m）Fig.6 Deformation contour map of cross section 0+200 at 731.00 m water level (unit: m)

圖7 731.00 m 水位下0+200 橫斷面最大、最小主應(yīng)力等值線Fig.7 Stress contour map of cross section 0+200 after blasting

4.2.1 沉降變形分析 不同工況及斷面的壩體變形分布規(guī)律大致相同。731.00 m 水位下0+200 橫斷面沉降等值線如圖6（a）所示，由圖可知整個(gè)爆破堆石壩壩體的最大沉降量仍出現(xiàn)在爆破堆石體的頂部，主要原因是該大壩壩體下部及中部為爆破堆石，為一次性加載。由表4 可知，竣工期最大沉降值為1.17 m，蓄水期最大沉降值為1.19 m，均位于壩體最大斷面爆破堆石頂部。最大沉降值占最大壩高的1.4%。爆破堆石及坡積物的可壓縮性是其產(chǎn)生較大沉降的主要原因。蓄水階段，在上游瀝青混凝土斜墻面上的水荷載、堆石體自重、堆石蠕變和水滲透引起的濕化變形等因素影響下，堆石體產(chǎn)生了連續(xù)不斷的徐變。

4.2.2 水平位移分析 由表4 可知，3 個(gè)典型橫斷面在竣工期、蓄水期的水平位移分布規(guī)律基本相同，下游側(cè)壩體的水平位移朝向下游，上游側(cè)壩體的水平位移朝向上游。隨著蓄水期水位的上升，壩體水平位移等值線的分布發(fā)生了較明顯改變，逆流向水平位移逐漸減小，順流向的位移逐漸增大。上述分析表明水荷載對(duì)上游的堆石體變形有一定的影響，對(duì)壩體中部及下游影響較小，且主要產(chǎn)生順流向位移。

4.2.3 應(yīng)力分析 由表4 可知，隨著蓄水期水位的升高，從兩岸到壩中心的最大、最小主應(yīng)力逐漸增大。圖7（a）顯示731.00 m 水位下0+200 橫斷面最大主應(yīng)力等值線，在731.00 m 水位下，主應(yīng)力值自壩頂向下非均勻增大，至壩基基礎(chǔ)坡積物最底端中部位置出現(xiàn)最大值。由圖7（b）可見(jiàn)，最大應(yīng)力水平均位于壩體斷面的中部靠下位置。壩體應(yīng)力水平均在0.50 以下，不易發(fā)生剪切破壞，壩體整體穩(wěn)定[19]。

4.3 防滲結(jié)構(gòu)應(yīng)力變形分析

表5 不同水位下瀝青混凝土斜墻應(yīng)力、位移計(jì)算值Tab.5 Stresses and deformations of asphalt concrete wall under different water levels

壩體防滲結(jié)構(gòu)的可靠性是爆破堆石壩重點(diǎn)關(guān)注的問(wèn)題。在爆破堆石體的長(zhǎng)期、不均勻及較大沉降作用下，防滲結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變形特性將出現(xiàn)明顯變化，導(dǎo)致其易于損壞，引發(fā)滲漏破壞，威脅大壩安全。因此，分別對(duì)3 種計(jì)算水位下的瀝青混凝土斜墻應(yīng)力、位移極值進(jìn)行研究，瀝青混凝土斜墻的應(yīng)力變形見(jiàn)表5。

4.3.1 斜墻變形 數(shù)值計(jì)算的瀝青混凝土斜墻豎直位移等值線如圖8（a）所示，水位731.00 m 時(shí)，斜墻最大豎直位移為1.05 m，出現(xiàn)在700.00 m 高程處反弧段。斜墻實(shí)測(cè)變形最大值為1.15 m，最大沉降差大約為0.1 m。由于數(shù)值計(jì)算模型并未考慮材料的流變特性，數(shù)值計(jì)算所得最大沉降小于實(shí)測(cè)值。圖8（b）為實(shí)測(cè)的斜墻數(shù)值變形等值線，通過(guò)與圖8（a）對(duì)比，可以看出沉降分布規(guī)律與實(shí)測(cè)結(jié)果大致相同，而且數(shù)值結(jié)果也較為接近，說(shuō)明數(shù)值模型所采用的材料參數(shù)正確合理。

圖8 731.00 m 水位下瀝青斜墻豎直位移等值線（單位：m）Fig.8 Deformation contour map of asphalt concrete wall at 731.00 m water level (unit: m)

4.3.2 應(yīng)力 720.00 m 水位下瀝青斜墻最大主應(yīng)力等值線如圖9（a）所示，斜墻在720.00 m 水位作用下，670～680 m 高程中部出現(xiàn)最大主應(yīng)力極值（1.11 MPa）為壓應(yīng)力，且有較大面積的壓應(yīng)力超過(guò)0.5 MPa，最小主應(yīng)力極值為0.65 MPa。對(duì)照瀝青混凝土力學(xué)性質(zhì)試驗(yàn)研究成果[7,20]，其初始抗壓強(qiáng)度為0.505 MPa，故有很大面積的斜墻已開(kāi)始?jí)簤?，有少部分壓?yīng)力達(dá)到初始抗壓強(qiáng)度的2 倍，已完全壓碎，與1992 年觀測(cè)到92-01 號(hào)裂縫的位置一致。圖9（b）為720.00 m 水位下瀝青斜墻拉應(yīng)力等值線圖，在700.00 m 平臺(tái)以下的反弧處，小主應(yīng)力的最小值為拉應(yīng)力（為0.97 MPa），試驗(yàn)抗拉強(qiáng)度為0.35 MPa，拉應(yīng)力已達(dá)到抗拉強(qiáng)度的2.7 倍。圖10 為大壩防滲斜墻歷年漏水部位平面圖，與圖9（b）對(duì)比，該位置也是1993 年觀測(cè)到的93-01 號(hào)沉陷坑和93-02 號(hào)塌坑的位置。斜墻反弧處拉裂的主要原因?yàn)椋悍椿《蜗虏坑幸粚雍竦钠路e、崩積土石組成的松散雜填土，密實(shí)度不一，易產(chǎn)生不均勻沉降；同時(shí)反弧中心應(yīng)力集中，反弧頂受拉，易沿著斜墻結(jié)構(gòu)薄弱面發(fā)生拉張變形，產(chǎn)生裂縫。隨后，庫(kù)水沿裂縫劈入，基礎(chǔ)發(fā)生滲流破壞，細(xì)顆粒被帶走，形成空洞。

若蓄水到正常高水位731.00 m，則瀝青混凝土斜墻最大主應(yīng)力達(dá)1.93 MPa，瀝青混凝土將嚴(yán)重壓碎。在反弧處出現(xiàn)的拉應(yīng)力為1.12 MPa，拉裂情況與720.00 m 水位相同。基于上述原因，該水庫(kù)長(zhǎng)期處于低水位運(yùn)行。在2004 年除險(xiǎn)加固時(shí)，針對(duì)大壩的裂縫、塌坑及壩體滲漏量大等問(wèn)題進(jìn)行處理，對(duì)斜墻基礎(chǔ)進(jìn)行淺層充填灌漿及在斜墻上鋪設(shè)復(fù)合土工膜，改善了防滲效果[21]。

圖9 720.00 m 水位下瀝青斜墻最大主應(yīng)力及拉應(yīng)力等值線（單位：MPa）Fig.9 Stress contour map of asphalt concrete wall at 720.00 m water level (unit: MPa)

圖10 大壩防滲斜墻歷年漏水部位平面分布（單位：m）Fig.10 Plan of leakage part of asphalt concrete wall （unit： m）

綜上，對(duì)于定向爆破堆石壩等大變形結(jié)構(gòu)體，應(yīng)在其較大變形完成后，選擇適當(dāng)?shù)臅r(shí)機(jī)修建防滲結(jié)構(gòu)；為了適應(yīng)爆破堆石體的不均勻沉降，還應(yīng)選擇延展性較好的柔性防滲材料。同時(shí)還應(yīng)加強(qiáng)檢查與監(jiān)測(cè)，及時(shí)對(duì)防滲體出現(xiàn)的問(wèn)題進(jìn)行處理。對(duì)于條件允許的工程還可考慮在壩體變形穩(wěn)定時(shí)進(jìn)行二次防滲處理。

5 結(jié) 語(yǔ)

根據(jù)某定向爆破堆石壩的實(shí)測(cè)資料，結(jié)合三維有限元方法分析研究了定向爆破堆石壩應(yīng)力變形特性。

（1）與常規(guī)堆石體不同，爆破堆石體最大沉降發(fā)生于堆石體頂部，爆破后最大豎向變形為0.78 m。爆破堆石體最大主應(yīng)力出現(xiàn)在覆蓋層，最大值為0.90 MPa。爆破堆石體整體應(yīng)力水平均在0.4 以下，具有良好的抗壓性能。同時(shí)爆破堆積體下部顆粒級(jí)配連續(xù)，密實(shí)度超過(guò)或與碾壓堆石壩壓實(shí)度持平。

（2）爆破堆石壩豎向變形約為1.19 m，占最大壩高的1.4%，爆破堆石及坡積物的可壓縮性是其產(chǎn)生較大沉降的主要原因。壩體應(yīng)力均在合理的范圍內(nèi)，壩體應(yīng)力水平一般在0.5 以下，壩體整體穩(wěn)定。數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)沉降數(shù)據(jù)的分布吻合較好，說(shuō)明采用的數(shù)值模型可較好地模擬爆破堆石體的應(yīng)力變形特性。

（3）壩體內(nèi)材料分布復(fù)雜，材料特性相差較大，以致壩體產(chǎn)生不均勻沉降。同時(shí)700 m 平臺(tái)以下的反弧處出現(xiàn)較大的變形和應(yīng)力，731.00 m 水位下反弧處拉應(yīng)力為1.12 MPa，影響到斜墻的變形。庫(kù)水位的抬升使斜墻的應(yīng)力和變形規(guī)律發(fā)生了較大變化，并產(chǎn)生了更大的應(yīng)力和變形。