地震作用下高面板砂砾石坝渗流-应力耦合研究

银佳男，邹德高,2，孔宪京,2

(1.大连理工大学 建设工程学部， 辽宁 大连 116024；大连理工大学 海岸和近海工程国家重点实验室， 辽宁 大连 116024)

地震作用下高面板砂砾石坝渗流-应力耦合研究

银佳男1，邹德高1,2，孔宪京1,2

(1.大连理工大学 建设工程学部， 辽宁 大连 116024；大连理工大学 海岸和近海工程国家重点实验室， 辽宁 大连 116024)

天然砂砾石料具有级配离散性差、间断性和施工易分离等特性，强震作用下大坝防渗体一旦发生破坏，将会带来不利影响。采用混凝土塑性损伤模型和堆石料广义塑性模型，对弱透水性高面板砂砾石坝进行动力有限元分析，确定面板损伤分布，进而计算坝体非稳定渗流场，建立以混凝土损伤模型和堆石料广义塑性模型为基础的非稳定渗流-应力耦合计算方法，分析在非稳定渗流作用下，大坝应力和变形的变化规律。结果表明：坝体为弱透水时，地震结束后大坝在非稳定渗流作用下，坝体小主应力显著减小，面板产生向上拉伸、向外弯曲趋势的位移增量，面板部分区域损伤值变大。评价大坝极限抗震能力时，除了考虑地震结束时面板的损伤状态，还应进一步考虑面板破坏后非稳定渗流对应力场的影响。

高面板砂砾石坝；非稳定渗流-应力耦合；面板损伤；极限抗震能力

混凝土面板砂砾石坝具有安全性、经济性、适应性等优点[1]，成为近年来运用最为广泛的坝型之一。目前，我国砂砾石广泛分布的西北地区已建、在建和拟建多座百米级的混凝土面板砂砾石坝，如新疆鲁瓦提(131.8 m)、青海黑泉(123.5 m)、新疆阿尔塔什(164.2 m)、卡拉贝利(92.5 m)、大石门(120 m)等面板砂砾石坝，其抗震设计烈度均大于或等于8度。由于天然砂砾料具有级配离散型差、间断性和施工易分离性的特点，抗渗透破坏和抗冲蚀的能力较差[2]。防渗体一旦发生破坏，将会对大坝带来不利的影响[3-4]。因此，高面板砂砾石坝的抗震能力引起了广泛关注[5]。

国内学者对混凝土面板坝防渗体破坏研究主要有两种形式：一种是从固体(坝体)的角度，如文献[6]研究了地震荷载作用下混凝土面板的损伤发生和发展过程；另一种方法是从流体(渗流)的角度，如陈群等[7]，研究了非饱和渗流情况下坝体渗流场的变化以及水力参数的分布，并用于沟后面板坝溃坝过程的模拟。张丽等[8]针对某混凝土面板砂砾石坝，分析了面板缝不同失效程度对渗流场的影响。

目前，坝工界大都以地震结束时的状态来评价坝体安全性。然而地震导致大坝防渗体损伤开裂后，将导致库水渗漏，引起渗流-筑坝砂砾石-防渗面板的相互作用，有可能对大坝安全存在不利的影响，这在以往的研究中一般没有考虑。本文采用混凝土损伤模型和堆石料广义塑性模型，首先通过对弱透水性高面板砂砾石坝进行二维动力有限元分析，确定地震后面板损伤分布。然后根据面板损伤情况，确定混凝土面板渗透系数的变化。考虑坝体施工填筑的不均匀性而引起的坝料填筑明显分层的不利工况，进而对震后坝体进行非稳定渗流计算，研究这一过程中坝体应力和变形的变化规律。

1 本构模型和计算参数

本文砂砾石体采用广义塑性模型，面板与砂砾石体界面采用广义塑性接触面模型，混凝土采用塑性损伤模型。采用商业软件GeoStudio中的SEEP/W模块模拟地震导致面板损伤后不同时刻坝体非稳定渗流场。

1.1 堆石料广义塑性模型和接触面广义塑性模型

Pastor和Zienkiewicz以广义塑性力学[9]为基础，提出了广义塑性模型。P-Z模型理论、思路清晰，邹德高等[10]在弹性模量，加、卸载模量等方面对该模型进行了改进，并成功应用于堆石坝的静、动力分析。采用新疆某砂砾石坝筑坝材料的大型三轴试验结果见表1所示。

表1 砂砾料广义塑性模型计算参数

刘京茂等[11]提出了一个可以较好地反映堆石料的剪胀、剪缩、颗粒破碎等特性的三维弹塑性接触面模型。具体参数见表2。

表2 广义塑性接触面模型参数

1.2 混凝土损伤模型

钢筋混凝土的损伤模型参数[12]见表3，C25混凝土静力损伤ft取轴心抗拉强度标准值1.78 MPa，fc取轴心抗压强度标准值24.23 MPa。钢筋用理想弹塑性模型去描述，型号：HPB400。基岩密度为ρ=2 600 kg/m3，弹性模量E=10 GPa，泊松比ν=0.25，采用线弹性模型去模拟。

表3 钢筋混凝土动力损伤模型参数

1.3 饱和-非饱和土的渗流模拟

选取沟后坝坝体砂砾料的特性，根据文献[7]建议的方法求得饱和-非饱和渗流中土水特征曲线和渗透系数变化曲线，渗透函数参数见表4。

表4 非饱和渗流材料参数

2 混凝土面板砂砾石坝模型

2.1 坝体计算有限元模型

采用坝高为200 m的高面板砂砾石坝有限元计算模型。上游坝坡1∶1.4，下游坝坡1∶1.6。坝体分50层填筑，蓄水至190 m。大坝有限元网格见图1。混凝土面板厚度按照规范[13]确定，面板网格在厚度方向上共分10层，钢筋网设置在面板厚度方向的中部。

图1 坝体计算网格(单元20 704，节点20 340)

2.2 渗流-应力耦合计算方法

采用自行开发的程序生成SEEP/W的Xml读入文件。计算地震结束后非稳定渗流场后，选取有代表性的渗流时刻，输出每个时刻的节点孔隙水压力，再通过映射的方式，将孔隙水压力加到固体网格的节点上。每个时刻都是下一时刻的初始时刻，计算不同时刻非稳定渗流对坝体应力、变形的影响。

3 地震动输入

地震动输入采用规范谱人工地震波，见图2。水平向峰值加速度为0.3g，竖向地震峰值加速度为0.2g。计算中地震波时长为25.00 s。地震动输入采用黏弹性边界并考虑了大坝和基岩的动力相互作用及辐射阻尼。

图2 地震波加速度时程曲线

4 面板砂砾石坝数值分析结果

4.1 面板震后损伤

图3为混凝土面板在地震后的损伤分布图(面板厚度方向尺寸放大20倍)(通常认为超过损伤值0.8时为严重损伤[14])。可以看出，在156.6 m～158.6 m高度之间面板发生了贯穿性的严重损伤。Jason L等[15]得出了综合饱和度、损伤因子的混凝土渗透率(气、液)计算公式：

D<0.035时，Kg=K0(1-S1)4.5(1-S12)

(1)

D≥0.035时，Kg=K0(1-S1)4.5(1-S12)×108.67D-0.3

(2)

式中：D表示损伤因子；Kg损伤后混凝土渗透率；K0损伤前混凝土渗透率；S1饱和度。

文献[16]从实验的结果得出：相比于未开裂前混凝土渗透系数为10-12m/s～10-11m/s，开裂后的混凝土的渗透系数达到了10-5m/s～10-4m/s量级。因此，混凝土面板损伤值在0.8～1.0(严重损伤)的位置统一取渗透系数损伤值为0.9时对应的渗透系数(平均值)1.12×10-5m/s。

图3 面板震后损伤分布

由于垫层料具有半透水性，大部分水头集中损失在该区域，垫层控制着坝体的渗流。对于透水性极强的堆石和砾石以及坝内设置竖向排水的面板坝，由于其排水十分通畅，坝体内均不能形成较高的浸润线[17]。因此，本文主要针对弱透水性材料的均质面板砂砾石坝进行分析。由于实际工程施工填筑的不均匀性，施工质量控制的不确定性，且根据沟后坝因为坝料填筑严重分层而导致溃坝的教训，本文对非稳定渗流的模拟，选取了一个较为不利的工况，在面板严重损伤的高程(156.6 m～158.6 m)处，坝体材料取为粗粒料，探究非稳定渗流对大坝应力、变形的影响。

4.2 面板地震损伤后坝体非饱和渗流结果

图4为非饱和渗流作用下坝体孔隙水压力随时间变化结果。地震结束时面板局部损伤后，库水从上游面渗入坝体。由于在面板损伤高程处，坝料存在水平分层，故渗流前锋面沿粗粒和细粒交界面延伸。在粗粒层以下，相当于一个均质坝，库水向四周渗流，到下游水位时，再分别向两边渗流，将整个坝体分为饱和区和非饱和区。到42.5 d左右，坝体基本上达到稳定渗流状态。

4.3 非稳定渗流对坝体砂砾石的影响

图5为不同时刻坝体小主应力等值线分布图，图6为渗流引起的坝体变形增量图。由图5、图6可以看出，饱和区坝体小主应力显著减小。随着饱和区内的孔隙水压不断升高，渗流作用引起坝体发生向外扩张的位移增量。

图4 坝内孔隙水压力等值线图(m)

图5 坝体小主应力等值线(MPa)

图6 坝体变形增量图(箭头所示为变形增量图，放大100倍)

4.4 非稳定渗流对面板的影响

库水从面板严重损伤高程渗入坝体，由于渗流过程中发生了水头损失，面板损伤位置以下相同高程处内外两侧节点还存在水头差，故面板和垫层间仍存在法向压应力。坝体渗水饱和后，其附加位移增量方向向外，引起面板和垫层间产生顺坡向上的摩擦力，并同孔隙水压力共同作用，面板产生向上拉伸、向外弯曲趋势的位移增量，见图7面板变形增量图。

图7 面板变形增量图(箭头所示为变形增量图，放大100倍)

图8为稳定渗流状态时面板的损伤分布，相比图3震后面板的损伤，非稳定渗流作用下面板损伤会进一步发展，故评价大坝极限抗震能力时，除了考虑地震结束时面板的损伤状态，还应进一步考虑面板破坏后非稳定渗流对应力场的影响。

5 结 论

本文针对200 m级的混凝土面板砂砾石坝进行了二维静、动力有限元弹塑性计算分析，根据震后面板损伤情况，研究了非稳定渗流作用对坝体应力、变形和面板损伤发展的影响规律。

图8 面板损伤分布(t=42.57 d)

(1) 坝体为弱透水时，震后面板损伤后，库水沿粗粒料和细粒料交界面延伸且在重力的作用下向四周扩散。将坝体分为饱和区和非饱和区，最终达到稳定渗流状态。在孔隙水压力作用下，饱和区内坝体砂砾石的小主应力显著减小，位移增量方向向外。渗流作用引起的混凝土面板损伤进一步加剧。

(2) 评价大坝极限抗震能力时，除了考虑地震结束时面板的损伤状态，还应进一步考虑面板破坏后非稳定渗流对应力场的影响，有助于正确评估大坝的极限抗震能力。

[1] 孔宪京,周 扬,邹德高,等.高面板堆石坝面板应力分析及抗挤压破坏措施[J].水力发电学报,2011,30(6):153-158.

[2] 陈生水,曹 伟,霍家平,等.混凝土面板砂砾石坝漫顶溃决过程数值模拟[J].岩土工程学报,2012,34(7):1169-1175.

[3] 宋建庆.面板堆石坝极端工况下渗流稳定性及敏感性分析[J].水利与建筑工程学报,2011,9(2):77-79.

[4] 马铁成,崔 忠,陈 杰.浅析面板对土石坝溃坝过程的影响[J].水利与建筑工程学报,2012,10(6):121-123.

[5] 孔宪京.混凝土面板堆石坝抗震性能[M].北京：科学出版社,2015.

[6] 孔宪京,徐 斌,邹德高,等.混凝土面板坝面板动力损伤有限元分析[J].岩土工程学报,2014,36(9):1594-1600.

[7] 陈 群,张利民,朱分清.填料分层对砂砾石坝渗流场的影响[J].岩土工程学报,2006,28(2):179-183.

[8] 张 丽,沈振中,赵 斌,等.某超高面板砂砾石坝面板缝局部失效渗流场有限元分析[J].水利水电科技进展,2015,35(1):67-72.

[9] Mroz Z, Zienkiewicz O C. Uniform formulation of constitutive equations for clay and sand[C]//Desai C S, Gallangher R H, Editors. Mechanics of Engineering Materials. New York: Wiley; 1984：415-450.

[10] 邹德高，徐 斌，孔宪京，等.基于广义塑性模型的高面板堆石坝静,动力分析[J].水力发电学报,2011,30(6):109-116.

[11] 刘京茂,孔宪京,邹德高.接触面模型对面板与垫层间接触变形及面板应力的影响[J].岩土工程学报,2015,37(4):700-710.

[12] Xu B, Zou D, Kong X, et al. Dynamic damage evaluation on the slabs of the concrete faced rockfill dam with the plastic-damage model[J]. Computers and Geotechnics, 2015,65:258-265.

[13] 中华人民共和国水利部.混凝土面板堆石坝设计规范：SL228—2013[S].北京：中国水利水电出版社，2013.

[14] Lubliner J, Oliver J, Oller S, et al. A plastic-damage model for concrete[J]. International Journal of Solids and Structures, 1989,25(3):299-326.

[15] Jason L, Pijaudier-Cabot G, Ghavamian S, et al. Hydraulic behaviour of a representative structural volume for containment buildings[J]. Nuclear Engineering and Design, 2007,237(12):1259-1274.

[16] Wang K, Jansen D C, Shah S P, et al. Permeability study of cracked concrete[J]. Cement & Concrete Research, 1997,27(3):381-393.

[17] 傅志安,凤家骥.混凝土面板堆石坝[M].武汉:华中理工大学出版社，1993.

Seepage Stress Coupling on High Concrete Face Sand-gravel Dam Under Seismic Loads

YIN Jianan1, ZOU Degao1,2, KONG Xianjing1,2

(1.FacultyofInfrastructureEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian,Liaoning116024,China;2.StateKeyLaboratoryofCoastalandOffshoreEngineering,DalianUniversityofTechnology,Dalian,Liaoning116024,China)

The natural sandy gravel has the characteristics of poor dispersion of gradation, discontinuity and easy separation of construction, and it will bring negative effects if the dam's anti-seepage body is destroyed under strong earthquake. In this paper, the plastic damage model of concrete and the generalized plastic model of rockfill are adopted to conduct the seismic response of the weakly permeable high concrete face sand-gravel dam, which aims to investigate the damage distribution of concrete slab and the subsequent calculation of the unsteady seepage field in dam body. Based on the two models, a distinctive coupled unsteady seepage and stress method is established. The variation of stress and deformation of dam under the action of unsteady seepage is analyzed. The results show that when the weak permeability dam is under unsteady seepage, the 3rd principal stress of the dam could reduce significantly. The displacement increment direction of the slab is upward and outward bending, and the damage value is larger. It is necessary to consider not only the damage state of the slab after earthquake, but also the influence of unsteady seepage on the stress field when evaluating the maximum aseismic capability of dam.

high concrete face sand-gravel dam; unsteady seepage stress coupling; concrete slab damage

10.3969/j.issn.1672-1144.2017.03.003

2017-01-22

2017-02-28

国家自然科学基金项目(51379028)

银佳男(1992—)，男(满族)，辽宁兴城人，硕士研究生，研究方向为高面板坝抗震安全性评价。 E-mail：jnyin@mail.dlut.edu.cn

TV640.31

A

1672—1144(2017)03—0014—05