宜兴抽水蓄能电站上库主坝重力挡墙位移影响因素分析

王柳江，赵志杰，刘斯宏，鲁 洋，沈超敏

(1.河海大学水利水电学院，江苏 南京 210098； 2.大坝长效特性及环保修复技术中西联合实验室，江苏 南京 210098)

挡墙位移对挡墙侧向土压力的性质、大小及分布形式影响显著，国内外相关学者分别从模型试验和计算方法两个角度对此进行了研究。Terzaghi等[1-3]根据模型试验结果认为，墙体位移模式和相对位移量对土压力的大小、作用点及分布影响较大。在模型试验的基础上，一些学者开展了非极限状态下的土压力理论和方法研究，提出了考虑挡墙位移影响的刚性挡墙土压力计算方法[4-8]，得到墙背土压力大小和分布与挡墙位移模式及位移量关系密切的结论。因此，研究挡墙位移变化规律对于合理预测墙后土压力大小及分布规律极其重要。

宜兴抽水蓄能电站位于江苏省宜兴市西南郊约7 km的铜官山区，是一座日调节抽水蓄能电站。上水库位于铜官山主峰附近的沟源坳地，由主坝、副坝和库周山岭围成。其中，上水库主坝上游由钢筋混凝土面板挡水，下游堆石体建立在陡倾的斜坡上，尾部由最大高度为45.9 m的重力挡墙拦截坝体，形成了目前国内外少见的混合坝型(图1)。由于重力挡墙较高且建在倾斜基岩面，同时墙后还承受了坝体下游堆石作用的土压力，使得重力挡墙不可避免地产生了一定的位移。因此，考虑水库运行期墙体的位移模式及位移量对挡墙和墙后坝坡稳定至关重要，应对其进行重点研究[9]。本文通过原型观测和数值模拟，分析该抽水蓄能电站上水库重力挡墙的位移及其影响因素，以期对工程安全运行提供参考。

图1 上水库面板堆石混合坝标准断面(单位：m)Fig.1 Sketch of concrete faced rockfill dam in upper reservoir (units: m)

1 重力挡墙位移监测分析

由于坝体下游侧重力挡墙变形对下游坝坡稳定影响显著，在墙顶设置了外部变形监测点。图2为15号挡墙段(最大高度挡墙)2005年5月至2016年2月墙顶水平和竖向位移实测过程线。主坝填筑自2004年12月15日开始，2006年9月8日竣工。从图2可以看出，从2005年5月到2006年2月，受墙后堆石填筑产生的侧向土压力作用，墙顶产生往下游侧的水平位移，且随着坝体填筑高程的增大而增大。2006年2月到2007年9月，墙顶往下游侧的水平位移逐渐减小，由此可见，墙顶往下游侧的水平位移主要发生在主坝填筑完1 a内，初步推测由墙后堆石料的流变引起。上水库运行后，墙顶水平往下游侧位移呈周期性波动并逐渐增大的趋势。值得注意的是，自2012年6月之后，墙顶水平位移增长速率明显加快，并在2014年4 月达到了峰值，此后逐渐减小，并趋于稳定。根据运行阶段的现场巡查，自2010年1月起，挡墙后的堆石体浆砌石护坡表面开始出现裂隙，此后裂隙数量呈逐渐增加趋势。这些裂隙为降雨提供了快速入渗通道，渗入坝体内的雨水使得堆石发生湿化变形，同时还减小了坝体与坝基间的接触摩擦作用，导致墙顶往下游侧水平位移增大。根据库区降雨资料，墙顶水平位移增长速率加快的阶段较好地对应了降水量较大的时期。与此同时，针对坝坡裂隙逐渐增多的情况，电站对下游坝坡浆砌石护坡进行了修补，于2014年11月完工，此后墙顶水平位移明显减小。综上可知，降雨入渗引起的堆石湿化变形是影响挡墙运行期位移变化的主要因素之一。此外，墙顶水平位移随着时间发生周期性波动，这主要是因为重力挡墙受环境温度影响的缘故。

图2 15号挡墙墙顶位移实测过程Fig.2 Measured crest displacement process of No.15 retaining wall

对于竖向位移，其在坝体填筑过程中随墙后坝体填筑高程增大而增大；进入运行阶段后，墙顶竖向位移呈周期性变化且呈缓慢增长趋势。可以看出，墙顶竖向位移受环境温度影响较大，受堆石流变和湿化变形影响相对较小。

2 数 值 分 析

通过监测资料分析，初步判断坝体填筑、堆石流变、湿化以及环境温度变化是重力挡墙变形的主要影响因素。进一步进行数值模拟分析以验证上述影响因素并研究挡墙及墙后土压力的变形规律。计算采用河海大学刘斯宏课题组自主开发的土石坝静动力计算软件SDAS[10]。

2.1 温度应力计算原理

在计算域Ω内任何一点处，不稳定温度场T(x，y，z，t)须满足热传导连续方程：

(1)

式中：T——温度，℃；a——导温系数，m2/h；θ——绝热温升，℃；τ——龄期，d；t——时间，d。

求解式(1)的初始条件和边界条件如下：

初始条件T=T0(x,y,z)

(2)

第一类已知温度边界T(x,y,z,t)=f(x,y,z,t)

(3)

(4)

(5)

式中：β——混凝土表面的放热系数，kJ/(m2·h·℃)；λ——导热系数，kJ/(m·h·℃)；Ta——环境温度，℃。

利用变分原理，对式(1)进行空间域离散，引入初始条件和边界条件，采用向后差分法，得到温度场有限元计算的递推方程：

(6)

式中：H——热传导矩阵；R——热传导补充矩阵；Tn、Tn+1——结点温度列阵；Fn+1——结点温度荷载列阵；n——时段序数；Δtn——时间步长。

由于重力挡墙为大体积混凝土结构，混凝土在复杂应力状态下的应变增量包括弹性应变增量、徐变应变增量、温度应变增量和收缩应变增量：

Δεn=Δεne+Δεnc+ΔεnT+Δεns

(7)

式中：Δεne——弹性应变增量；Δεnc——徐变应变增量；ΔεnT——温度应变增量；Δεns——收缩应变增量。

关于温度应力的有限元计算方法见文献[11]。

2.2 计算模型和参数

按照实际坝体堆石料分区和填筑过程，同时考虑坝基岩体，建立了15号典型挡墙段的坝体有限元网格，网格节点总数8 824个，单元总数4 273个。坝体与基岩、堆石和挡墙之间设置了Goodman接触面单元，参数通过接触面剪切试验和工程类比确定。基岩、混凝土面板和挡墙采用线弹性模型计算，筑坝土石材料采用E-B模型计算，参数通过室内试验和反演分析确定[12](表1、表2)。堆石流变采用沈珠江流变模型[13]，利用运行期的坝体变形资料反演计算得到流变模型参数如下：α=0.008 d-1，Rb=0.000 9，Rc=0.000 3，Rd=0.003，m1=0.8，m2=0.6，m3=0.6。受篇幅限制，反演过程不再赘述。堆石湿化模拟采用考虑围压σ3对湿化体变影响的改进Cw-Dw模型[14]，模型参数通过室内试验和工程类比确定[15]：Wa=14.3，Wb=146，Dw=0.009。此外，混凝土和筑坝土石材料的热力学参数主要通过室内试验和工程类比确定，如表3所示。

表1 线弹性模型参数

表2 筑坝土石材料E-B模型参数

表3 材料主要热力学计算参数

对于混凝土材料，还需要考虑徐变度C(t，τ)、自身收缩变形ε0(τ)、绝热温升θC20(τ)和龄期弹性模量E等特性，计算公式分别为

C(t,τ)=7.69×(1+9.20τ-0.45)[1-e-0.30(t-τ)]+17.5×(1+1.70τ-0.45)[1-e-0.005(t-τ))]

(8)

(9)

θC20(τ)=32.1×(1-e-0.44τ0.69)

(10)

E=22×(1-e-0.4τ0.39)

(11)

根据坝址区多年实测气温统计资料，大气温度Ta采用下式拟合：

(12)

式中：t——月份。

2.3 计算过程

根据工程实际施工和运行情况，计算模拟了挡墙浇筑、坝体填筑、面板浇筑、蓄水以及坝体竣工后10 a(2006年9月至2016年9月)的运行过程。计算考虑了堆石流变、湿化变形以及环境温度的影响，其中堆石流变从2005年12月增模区填筑完成2个月时开始。堆石湿化根据坝体变形和降雨实测资料分为3个阶段：第一阶段为2007年5月至2008年5月，受上水库初期蓄水影响；第二、第三阶段为雨水较为充足的年份，分别为2010年1月至2010年12月、2013年1月至2014年4月。在第二阶段，下游坝坡浆砌石护坡刚开始出现缝隙，降雨入渗量相对较少；在第三阶段，浆砌石护坡表面缝隙分布显著，且年降水量较平常年份显著增大，所以降雨入渗量较大。计算通过墙后地下水位变动激活湿化单元，同一单元不考虑二次湿化。

3 计算结果分析

3.1 坝体变形分析

与常规土石坝不同，该大坝下游坝体建基面位于陡倾的斜坡上，不利于坝体稳定。为控制下游堆石体的变形，工程填筑施工时采用了增模技术以提高其变形模量。图3为竣工期坝体位移分布，位移方向规定如下：顺河向位移往下游为正，沉降量向上为正。从图3可以看出，坝体整体往下游侧位移，最大顺河向位移和沉降均位于下游堆石区，竣工期最大顺河向位移和沉降量分别为128 mm和-233 mm。由于对下游堆石体进行了增模处理，最大位移对比同类工程相对较小。若以挡墙建基面作为坝底高程，最大沉降量仅为最大坝高135.8m的0.17%，远小于规范要求的1%。图4为运行10 a后的坝体位移分布。考虑堆石流变和湿化的共同作用，坝体位移较竣工期略有增大，最大顺河向位移和沉降量分别为148 mm和-260 mm，较竣工期增加了20 mm和27 mm，可见堆石流变和湿化对下游堆石区位移的影响相对较小。此外，重力挡墙能够有效抑制坝体往下游侧的位移，挡墙处的顺河向位移趋向于0。综上，该大坝设计施工合理，整体结构稳定，能确保抽水蓄能电站安全运行。

图3 竣工期坝体位移分布(单位：mm)Fig.3 Distributions of displacement after construction of rockfill dam(unit:mm)

图4 运行10 a后坝体位移分布(单位：mm)Fig.4 Distributions of displacement after 10-year operation for rockfill dam(unit:mm)

3.2 挡墙位移分析

图5为墙顶位移计算值和实测值的对比情况。从图5(a)可以看出，墙顶水平位移计算值与实测值变化趋势基本吻合，说明考虑堆石料流变、湿化以及温度场共同影响的计算方法是合理的。挡墙在2006年2月至2007年9月产生了往上游侧的顺河向位移，考虑到该位移主要发生在填筑期和坝体竣工后1 a内，分析初步表明是由堆石流变所致。

图5 墙顶位移计算值与实测值对比Fig.5 Comparison between measured and calculated crest displacements for No.15 retaining wall

为分析挡墙位移内在的影响机制，本文增加了不考虑堆石流变工况的对比。图6为考虑流变和不考虑流变工况下竣工期至2007年9月产生的顺河向位移增量。从图6可以看到，当考虑堆石流变时，运行期顺河向位移整体朝向下游，但在下游挡墙部位出现局部往上游侧的位移。分析其原因与下游坝体靠近挡墙部位的应力水平有关。根据沈珠江流变模型[13]，此时偏应变流变量较大，使下游挡墙部位堆石体产生局部向上游位移。当不考虑流变时，竣工期至2007年9月的坝体位移主要受温度影响，此时挡墙部位的下游堆石未出现往上游侧位移，这进一步验证了堆石流变是导致挡墙在2006年2月至2007年9月整体往上游偏移的主要因素。当考虑墙后堆石湿化变形时，挡墙往下游侧位移呈明显的增长趋势。因此，当下游坝体浆砌石护坡出现较多缝隙时，降雨入渗引起的墙后堆石湿化变形是导致挡墙往下游侧位移增大的主要因素之一。此外，温度对墙顶水平位移具有影响，主要表现为负相关性。当温度升高时，挡墙下游侧温度升高，混凝土产生膨胀变形，相对于低温季节产生指向上游的位移增量，使得往下游侧位移减小；反之，温度降低使得挡墙往下游侧位移增大。该位移主要是由于混凝土随环境温度胀缩变形所致，对坝体整体稳定性影响不大。

图6 竣工期至2007年9月坝体顺河向位移增量分布(单位：mm)Fig.6 Distribution of incremental horizontal displacement from time of completion to September 2007(unit:mm)

由图5(b)可见，墙顶竖向位移的计算值与实测值同样吻合较好。在坝体开始填筑到2006年2月，沉降呈递增趋势，该位移由堆石填筑引起的墙后土压力增加和挡墙混凝土自身收缩变形引起；此后，墙顶竖向位移主要受环境温度的影响，随着环境温度的上升，混凝土产生膨胀变形，沉降值减小，反之增加。此外，挡墙后期沉降受堆石流变和湿化影响略有增加，但增加幅度较小，符合变形监测规律。

图7为不同时间挡墙水平位移沿高程分布计算值。由图7可以看出，在土压力作用下，挡墙的位移模式为绕墙底部一点的转动模式(RBT模式)，不同时刻的位移量变化显著。2006年5月，当坝体填筑到高程426.50 m时，墙顶最大水平位移为10.1 mm；受堆石流变以及环境温度变化的影响，2007年7月墙顶最大水平位移减小至5.3 mm；考虑墙后堆石湿化变形的影响，2014年4月墙顶最大水平位移增加到17.1 mm。设计阶段，挡墙土压力计算采用了Coulomb土压力理论，未考虑挡墙位移的影响。因此，运行期的挡墙土压力可采用非极限状态下的土压力理论计算得到。

图7 不同时间挡墙水平位移沿高程分布Fig.7 Horizontal displacement distribution of retaining wall along the depth at different time

3.3 挡墙土压力分析

图8为计算得到的墙后土压力与实测值的对比情况。从图8可以看出，不同特征点(B1、B2、B3)处的挡墙土压力计算值与实测值随时间变化规律吻合较好。填筑期挡墙土压力随着墙后堆石填筑高程的增大而增大，也就是说挡墙所支挡的堆石体越高，作用在挡墙上的土压力越大，这符合重力挡墙的土压力变化规律。此外，挡墙土压力存在明显的温度影响区，越靠近墙顶，墙后土压力受温度作用越明显，而靠近墙底位置几乎不受温度影响。值得注意的是，实测墙底土压力随温度波动明显，这与传感器输出频率受温度影响有关，由于传感器温度率定参数不确定，本文无法对实测土压力值进行修正。从图8可以看到，挡墙土压力与温度之间表现为正相关，土压力随温度的上升而上升，随温度的下降而下降。这是由于温度升高时，混凝土膨胀，挡墙往被动土压力方向移动，温度降低时则往主动土压力方向移动。根据计算结果还可以发现，受堆石湿化影响，墙后土压力出现了增长趋势，建议加强坝体防降雨入渗和墙后排水等措施。

图8 墙后土压力计算值与实测值对比Fig.8 Comparison between measured and calculated earth pressures behind retaining wall

4 结 论

a.坝体堆石流变、降雨入渗引起的堆石湿化以及环境温度变化是影响运行期上库重力挡墙位移的主要因素，其中堆石湿化主要是由于下游浆砌石护坡破损出现较多缝隙，加快降雨入渗所致。

b.堆石流变对坝体填筑期和运行初期的挡墙位移变化影响较大，对后期影响较小；堆石湿化导致挡墙水平位移在2013—2014年显著增大，并导致墙后土压力增大；环境温度的周期性变化使得挡墙位移和土压力产生周期性波动。

c.本工程混合坝下游坝体建于斜坡上，坝体形式较为复杂，但其总体变形控制较好，能够满足坝体稳定，说明本工程设计施工是合理的。

d.考虑堆石料流变、湿化以及温度场的数值计算方法是符合工程实际的。