高心墙堆石坝坝顶裂缝成因分析

徐 建

（1.中国电建集团昆明勘测设计研究院有限公司，昆明650051；2.国家能源水电工程技术研发中心高土石坝分中心，昆明 650051；3.云南省水利水电土石坝工程技术研究中心，昆明 650051；4.云南省岩土力学与工程学会，昆明650051）

高心墙堆石坝坝顶裂缝成因分析

徐 建

（1.中国电建集团昆明勘测设计研究院有限公司，昆明650051；2.国家能源水电工程技术研发中心高土石坝分中心，昆明 650051；3.云南省水利水电土石坝工程技术研究中心，昆明 650051；4.云南省岩土力学与工程学会，昆明650051）

土石坝张拉裂缝一般由坝体的不均匀沉降变形引起，是土石坝破坏的主要诱因和表现形式之一。基于变形倾度法及有限元应力应变法，建立了3种高心墙堆石坝坝顶裂缝的判别准则。应用该判别准则，以某心墙堆石坝为例，对其坝顶裂缝的成因做了初步分析，可为在建或拟建高心墙堆石坝坝顶裂缝的预防提供参考。

高心墙堆石坝；坝顶裂缝；变形倾度法；有限元法

到目前为止，我国修建约8.8万座大坝，其中95%以上是土石坝［1］，据不完全统计，土石坝裂缝问题占国内所有大坝质量问题的39%，大坝出现裂缝后，可能会造成滑坡、管涌甚至溃坝等事故。从国外统计来看，土石坝发生裂缝也比较常见，据美国学者J.D.Justin统计，国外102座失事的土石坝中，由于裂缝滑坡造成的占总数的15.5%，因此从21世纪60年代开始，许多学者越来越关注土石坝裂缝问题［2］。虽然土石坝工程中常出现裂缝，且裂缝危害很大，而判断坝身是否存在裂缝，却是一个难题。国内外学者一般采用有限元应力应变分析研究大坝的裂缝问题，南京水利科学研究院李君纯对土石坝裂缝展开了深入的研究分析，提出了判别裂缝发生的“变形倾度法”［3］。本文基于变形倾度法，并结合有限元应力应变分析，建立了主要针对心墙堆石坝坝顶裂缝发生的3种判别准则，并对某高心墙堆石坝坝顶裂缝的成因做了初步分析。

1 变形倾度法及有限元应力应变法

1.1 变形倾度法

变形倾度法［3］是一种判断土石坝裂缝的简捷估算方法，最早由南京水利科学研究院李君纯提出。该方法主要依据坝体沉降观测资料，假设在坝身同一高程处有两个观测点a和b（如图1所示），定义a和b两点在日期Tj的变形倾度的表达式：

图1 变形倾度法示意图

1.2 有限元应力应变法

从材料力学上考虑，坝体发生裂缝的根本原因是坝体产生裂缝区域的拉应力大于土体的抗拉强度。鉴于目前土石坝应力变形分析主要还是依赖非线性有限元法，国内外学者通过有限元的计算结果对已建坝发生的坝顶裂缝问题进行了分析研究［4-5］，得出了在分析预测土石坝坝顶裂缝方面，基于有限元应力应变的判别也是一种有效手段。

2 3种判别准则

变形倾度法是根据坝体沉降观测资料提出的一种预测坝体裂缝的方法，为具体分析大坝坝顶裂缝产生的原因及影响，仅仅靠监测资料去分析是不够的。鉴于目前土石坝有限元分析方法是预测坝体应力变形较为可靠的手段，也可考虑水荷载、湿化等复杂因素的影响，因此可依据有限元的计算成果，结合变形倾度法的原理与方法，将计算得到的沉降值用于坝体倾度的估算，通过倾度值预测或验算裂缝的发生发展情况，可以既判别大坝坝顶是否产生裂缝，也可大致解释大坝坝顶裂缝产生的原因。

另一方面，对于一般的土石坝而言，坝体间存在着剪切破坏和拉裂破坏两种形式。对于大多数的心墙堆石坝而言，以堆石料为主的粗粒料是主要的筑坝材料。粗粒料主要是以颗粒形式存在的离散介质，其相互接触的颗粒间存在着不连续的位移间断面，一般认为不能承受拉应力，经碾压密实后的筑坝料颗粒之间具有较强的咬合力，破坏主要为剪切破坏。而有限单元法是以小变形的连续介质为基础的理论和方法，可近似认为当主应力小于零时，该部位可能发生拉裂破坏，对裂缝的发生进行定性判断。

为此，依据上述分析，建立针对心墙堆石坝坝顶裂缝发生的3种判别准则：

2.1 变形倾度准则

2.2 剪切破坏准则

若S≥1.0，则发生剪切破坏，产生裂缝；反之无裂缝产生。其中，S为计算所得的剪应力水平。

2.3 拉裂破坏准则

3 工程背景及数值模型建立

以某高心墙堆石坝为例，研究各因素对坝顶裂缝的影响，心墙堆石坝材料分区及三维有限元计算网格剖分如图2。

图2 坝体三维有限元计算网格剖分

考虑到坝体填筑高程较高，坝体荷载采用逐级加载的模拟方式，按每期坝体填筑高程的顺序，整个坝体共分33级来模拟。

筑坝材料变形特性的合理模拟决定了整个坝体变形性态预测的可靠性和准确性。心墙堆石坝筑坝材料的非线性变形特性采用邓肯-张E-v模型模拟，该模型公式简单，参数物理意义明确，三轴试验研究结果表明，其对土体应力应变非线性特性亦能很好地反映。依据室内三轴试验结果，心墙堆石坝各分区材料邓肯—张E-v模型计算参数如表1。

表1 心墙坝坝料E-v模型计算参数

沈珠江等［6］提出“单线法”的湿化变形计算理论简单且计算结果较好，因此应用较为广泛。本文心墙堆石坝上游堆石料湿化模型采用基于“单线法”理论的修正模型［7］进行计算。心墙坝上游堆石料湿化参数如表2。

表2 上游堆石料湿化计算参数

4 算例分析

通过对国内外已建土石坝坝顶裂缝发生情况分析总结可知，高土石坝的坝顶裂缝深度大致为0～25.0m，故本文选取心墙堆石坝坝顶以下50m范围内的部分进行分析研究。

坝顶典型断面标点布置如图3。

图3 坝顶典型断面标点布置图

研究中，采用3种对比方案分析水荷载、湿化、流变等因素对坝顶裂缝的影响。

4.1 方案1

方案1为竣工期进行坝体变形特性分析并进行坝顶裂缝判断分析，竣工期典型断面坝顶倾度布、剪应力水平、小主应力分布如图4～图6。

图4 竣工期典型断面坝顶倾度值

图5 竣工期典型断面坝顶剪应力水平

图6 竣工期典型断面坝顶小主应力

由图4可知，坝顶的倾度值均小于1%，不会发生开裂破坏；由图5可知，坝顶的剪应力水平较低，均远小于1.0，不会发生剪切破坏；由图6可知，坝顶各小主应力都大于0，不会发生拉裂破坏。综上分析，竣工期坝体变形较均匀，一般情况下不会发生坝顶裂缝。

4.2 方案2

方案2为满蓄期仅考虑水荷载作用进行坝体变形特性分析，并进行坝顶裂缝判断分析，不考虑上游堆石体的湿化变形。

满蓄时典型断面坝顶倾度分布如图7。

图7 满蓄期典型断面坝顶倾度值

由图7可知，当大坝蓄水至正常蓄水位时，在坝顶反滤与过渡料交界附近，倾度值变化比较敏感，但坝顶横向倾度值和纵向倾度值基本都小于1%，不会产生坝顶裂缝。

大坝满蓄期典型断面坝顶的剪应力水平及小主应力的分布如图8，图9。

图8 满蓄期典型断面坝顶剪应力水平

图9 满蓄期典型断面坝顶小主应力

由图8可知，满蓄期坝顶的剪应力水平较低，均小于1.0，不会发生剪切破坏，但相对于图5竣工期，坝顶处的剪应力水值平有所增大，其值由0.24增大到0.38。

由图9可知，坝顶小主应力在坝顶处都大于0，不会产生坝体纵向裂缝。因此，无论采用变形倾度判别还是应力应变判别，满蓄期坝体不会产生坝顶裂缝。

4.3 方案3

方案3为满蓄期考虑水荷载与上游堆石体的湿化变形作用下，进行坝体变形特性分析，并进行坝顶裂缝判断分析。满蓄期在考虑湿化与不考虑湿化情况下典型断面坝顶倾度值对比如图10。

图10 满蓄期典型断面坝顶倾度分布对比

由图10可知，考虑湿化变形后，坝顶各点的横向倾度值显著增大，坝顶大部分区域的横向倾度值都大于1%，极值为1.8%。因此上游堆石体的湿化变形严重加剧了坝顶各部位不均匀变形的产生，是产生大坝纵向裂缝的主要原因。从坝顶纵向倾度值的对比来看，考虑湿化变形后，纵向倾度在两坝肩处有一定程度的增大，但是总体上倾度值较小，坝顶不会发生横向裂缝。

大坝满蓄期考虑湿化情况下典型断面坝顶的剪应力水平及小主应力的分布如图11，图12。

图11 满蓄期典型断面坝顶剪应力水平

图12 满蓄期典型断面坝顶小主应力

由图11可知，考虑湿化变形影响后，满蓄期坝顶的剪应力水平均小于1.0，不会发生局部剪切破坏，但坝顶处的剪应力水平有所加大，极值为0.68。

由图12可知，从坝顶小主应力的分布来看，在坝顶处小主应力为0，局部小于0，因此无论采用变形倾度法还是应力计算成果判别，该部位均有纵向裂缝产生的可能性。

5 结语

以某高心墙堆石坝为例，分别探讨了坝体竣工、蓄水、上游堆石料湿化变形等因素对坝顶裂缝影响，结果表明：

（1）竣工期，心墙堆石坝坝顶变形协调性良好，无纵向裂缝和横向裂缝产生。

（2）坝体在蓄水作用下，特别是在上游堆石料湿化变形的影响下，坝顶附近很有可能发生纵向裂缝，无横向裂缝发生。

（3）蓄水作用及上游堆石料的湿化变形能显著加剧大坝坝顶上下游产生的不均匀变形差，而在高水位时这一影响尤其明显，是导致心墙堆石坝坝顶产生纵向裂缝的主要原因，因此以后的类似工程要严格控制大坝高水位（坝高2/3高程后）时的蓄水速度；同时建议上游堆石区少用湿化量大的堆石料，尽量提高填筑压实度，以减少上游堆石料的湿化变形量。

［1］蒋国澄，徐泽平.国际混凝土面板堆石坝发展综述［A］.现代堆石坝技术进展:2009—第一届堆石坝国际研讨会论文集［C］.成都：2009.

［2］P.R.Vaughan，et al.Cracking and erosion of the rolled clay core of balderhead dam and remedial works adapted for its repair.10th ICOLD，Vol.1，Q36，1970.

［3］李君纯.土坝裂缝的简捷估算方法［J］.水利水运科学研究，1983（3）:1-11.

［4］俞多芬.土石坝裂缝的非线性有限元分析［J］.人民黄河，1986（2）:33-35.

［5］陈生水，郦能惠.瀑布沟心墙堆石坝地震裂缝分析［J］.水利水运科学研究，1995（4）:384-393.

［6］左元明，沈珠江.坝料土的浸水变形特性研究［R］.南京水利科学研究院土工研究所，1989.

［7］李国英，刘玉年.砂石料浸水变形三维有限元分析［A］.第三届全国青年岩土力学与工程会议［C］.南京:1998，195-200.

The causation analysis of cracking on dam crest in high earth-rock dam

XU Jian
（1.Power China Kunming Engineering Corporation Limited，Kunming 650051，China；2.State Energy and Hydropower Engineering Technology R&D Center High Earth Rock Dam Sub Center，Kunming 650051，China；3.Yunnan Water Conservancy and Hydropower Earth Rock Dam Engineering Technology Research Center，Kunming 650051，China；4.Yunnan Society for Geomechanics and Engineering，Kunming 650051，China）

Tensile crack induced by differential settlement is the primary cause and typical form in earth-rock dam failure.Based on deformation gradient method and finite element method，three criterions for analyzing cracking on dam crest in a high earth-rock dam are suggested.Taking a high earth-rock dam for example，the causation of cracking on dam crest is analyzed with the three criterions proposed.It can be provide reference for preventing the cracking on dam crest for high earth-rock dam under construction or proposed.

high earth-rock dam；cracking on dam crest；deformation gradient method；finite element method

TV698.2

B

1672-9900（2017）05-0046-05

2017-07-14

徐 建（1986-），男（汉族），湖南邵阳人，工程师，主要从事水利水电工程设计及科研工作，（Tel）18788153531。

（责任编辑：尹健婷）