纵向增强体心墙在白松水库土石坝设计中的应用

吴 涛，杨 潞

(四川大学工程设计研究院有限公司，四川 成都 610065)

土石坝作为历史悠久的一种坝型，对地质条件适应能力强，筑坝材料可充分利用当地材料和建筑物开挖料，具有较好的经济效益，广泛运用于水利工程的生产实践之中。土石坝又称作当地材料坝，其筑坝材料和防渗材料决定了坝型方案，四川省内常用的防渗材料包括黏土、泥岩、沥青混凝土等，但由于黏土及泥岩防渗料开采对生态环境破坏大、沥青混凝土受施工工艺水平影响易造成防渗不可靠等原因，防渗材料对于土石坝建设的制约日益突出。纵向增强体心墙土石坝是源于四川省土石坝建设实践的一种新坝型，通过在土石坝内置具有防渗、受力和抵抗变形等多重作用的刚性混凝土防渗墙，即解决了土石坝防渗的问题，又形成了“刚柔并济”的土石坝坝体增强结构，提高了土石坝的安全运行性能。

本文选取典型工程白松水库为研究对象，采用参考文献[1-2]提出的结构力学及材料力学计算方法，对纵向增强体结构进行计算分析，以此验证增强体结构的合理性及实用性。

1 工程概况

白松水库地处四川省甘孜藏族自治州得荣县白松乡，是一座以农业灌溉、乡村生活供水为主，兼顾生态环境用水，并向白松灌区补水的小(1)型水利工程。大坝坝型采用纵向增强体心墙石渣坝，最大坝高57.7m，坝壳料采用灰岩、变质砂岩、硅质板岩、泥质板岩等岩性的混合石渣料分区碾压填筑，坝体中部设置宽0.8m的C25W8纵向增强体心墙，增强体心墙底部置于弱风化基岩上，心墙两侧设5m宽的级配过渡层。大坝的最大横剖面如图1所示。

图1 大坝最大横剖面图

2 渗流稳定性分析

纵向增强体心墙通过在土石坝坝体中“插入”混凝土刚性防渗墙，结合下部的灌浆帷幕形成大坝的整体防渗结构。纵向增强体心墙做为防渗体在设计上需考虑计算心墙厚度δ和心墙下游面出露并高出下游水位的h0，以及维持下游坝壳渗流稳定的最低水平宽度L2。如图2所示。

图2 大坝渗流稳定分析简图

分析假定上游水头与增强体高度一致，各特征参数见表1，计算结果见表2。

表1 水位特征与筑坝材料参数

表2 增强体心墙渗流稳定计算结果

由计算结果表明，在上游水头作用下，增强体心墙下游侧渗透水出露高程约在下游水位以上21.9m，增强体满足渗透稳定的最小厚度为0.62m，下游坝壳维持渗透稳定的最小宽度为36.6m，坝体单宽渗流量1.02×10-6cm3/s，增强体心墙满足结构渗流稳定及坝体防渗的设计要求，心墙厚度0.8m在渗流稳定上仍有一定安全裕度。

3 变形分析

纵向增强体心墙位于土石坝坝体中部，受坝体上、下游水土荷载及其耦合作用，分析时可将增强体简化为底部固定端和顶部自由端的竖向悬臂梁。在不同工况条件下分别计算增强体心墙两侧坝体的沉降变形及增强体的顺河向变形，主要计算参数见表3。

表3 增强体心墙变位主要计算参数

3.1 增强体心墙两侧坝体沉降变形

通过模量法进行坝体沉降计算，对沉降进行积分后可得到增强体心墙两侧坝体沿坝高方向的沉降分布如图3所示。

图3 增强体心墙两侧坝体沉降分布图

由图可知，沿坝高方向的增强体心墙两侧坝体沉降最大值在坝高约30m处，大致在一半坝高位置，与类似土石坝坝壳料的最大沉降位置基本一致。竣工期增强体心墙上游侧坝体沉降值0.216m，下游侧坝体沉降值0.141m，上下游沉降差0.075m；蓄水期增强体心墙上游侧坝体沉降值0.296m，下游侧坝体沉降值0.157m，上下游沉降差0.140m。最大沉降值约为最大坝高的0.5%左右，符合省内类似规模土石坝的坝体沉降水平。

3.2 增强体心墙顺河向变形

纵向增强体心墙结构的受力包括增强体自重，上下游坝体的土压力，上、下游界面的竖向摩擦力，水压作用下的水平推力，水土耦合作用下的土压力等。其受力如图4所示。

图4 纵向增强体心墙受力简图

在进行变形分析时，只考虑水平方向受力，通过挠曲微分方程可求得纵向增强体心墙心墙沿坝高方向的转角和挠度分布如图5所示。

图5 纵向增强体心墙变位图

从图可知，墙体转角最大值在坝高约13m处，约为1/5坝高位置。竣工期增强体最大转角0.002r，墙顶挠度8.59cm；蓄水期增强体最大转角0.002r，墙顶挠度9.80cm。墙体的转角及挠度分布符合一般规律，挠度及转角值满足混凝土增强体构件的运用限制要求。

4 结构强度分析

由于坝壳料和纵向增强体心墙在变形特性上存在较大的差异，墙体和坝体截面由于差异沉降产生向下的表面摩擦拖曳作用，对墙体产生了下拉荷载，增加了墙体正截面压力。

4.1 竣工期的下拉荷载

竣工期的下拉荷载主要是由于上、下游坝壳料自身沉降引起的作用在增强体侧壁表面的下拉力，此时坝壳料和增强体接触面表现为静止摩擦接触。主要计算参数见表4。经计算竣工期墙体上下游两侧的下拉应力分布如图6所示。

图6 竣工期纵向增强体心墙上下游两侧下拉应力分布图

表4 纵向增强体心墙结构强度主要计算参数

表中，Es01、Es02为上、下游坝壳料初始弹性模量，f01、f02为上、下游坝壳料与增强体接触面的静止摩擦系数，fc1、fc2为上、下游坝壳料与增强体接触面的滑动摩擦系数，n1、n2为上、下游坝壳料的E-B模型参数，k1、k2为上、下游坝壳料的静止土压力系数。

计算显示上下游墙体侧面的下拉应力与墙体埋深的增加呈现良好的线性增长关系，在墙高35m处下拉应力存在微小波动，原因为此处(高程3116m)是坝体填筑料的分界高程，但由于上游石渣上部区和下部区的材料差异性质不大，此处产生的应力波动也较为微小。

竣工期墙体所受的下拉荷载同下拉应力一样，主要是上下游堆石体由于沉降导致界面摩擦而施加的，为沿墙体埋深变化的多项式函数。经计算可求得墙体底部的下拉合力Ns为1382KN，上下游力差也在墙体底部为最大，数值为82.2kN。

4.2 蓄水期的下拉荷载

纵向增强体心墙土石坝在蓄水后，上游坝体一般都存在浸水湿化变形问题。在分析时将上下游石渣料饱和与天然两种状态的压缩曲线进行拟合，采用最小二乘法进行线性回归分析，得到各分区的计算参数α、ζ，以求得上游侧面湿化变形的下拉力分布情况如图7所示。

图7 蓄水期纵向增强体心墙上下游两侧下拉力分布图

墙体两侧的下拉荷载呈二次曲线分布，底部的下拉合力Ns为1387KN，略大于竣工期，原因是上游坝壳料湿化变形的影响。上下游的力差为增强体底部的87KN，力差使墙体受力倾向于不均衡。

4.3 纵向增强体心墙底部抗压强度复核

从以上增强体结构受力分析可知，墙体底部受力最大，因此复核此处的受力情况能够控制整个墙体的安全性能。

竣工期增强体底部主要受下拉荷载、增强体自重压力的作用，蓄水期增强体底部还受到湿化变形所引起的下拉力作用。经计算得到增强体底部在竣工期的正截面压应力为3.85MPa，蓄水期的正截面压应力为3.86MPa，均小于C25混凝土的允许抗压强度设计值，增强体结构满足抗压要求。

需要注意的是，纵向增强体心墙底部的正截面压应力与前面计算得到的下拉荷载直接相关，而接触面的摩擦系数直接影响到下拉荷载的数值。敏感性分析表明，当摩擦系数扩大4.7倍时，增强体底部的正截面压应力将扩大3.1倍，接近混凝土抗压强度的临界值，提示混凝土可能产生受压破坏，但从类似结构的混凝土防渗墙在其他工程运用的实践中分析，正截面产生受压破坏的可能性并不大。

对于摩擦系数的试验研究多为水平方向，而纵向增强体心墙与坝壳料的接触面是垂直向的，目前对于垂直面的摩擦系数取值还没有足够完善的理论体系。朱俊高等人曾做过混凝土防渗墙在各种条件下与坝壳料接触面的摩擦系数研究，但均为水平方向。有文献提到“由于增强体施工时需采取泥浆等护壁措施建造槽孔，因而接触面的切向剪切应力与试验揭示的规律相同，但剪应力却降低很多，由此导致堆石在垂直界面上的摩擦系数也大为降低，估计其降低的程度为水平向取值的1/2～1/4”，关于摩擦系数的取值有待后续进一步研究。

4.4 纵向增强体心墙受力安全性分析

纵向增强体心墙将坝体分为上游临水侧和下游背水侧，起到双向挡土墙的作用。由于库水位的作用，导致了双向挡土墙上下游的主动土压力状态和被动土压力状态可以相互转化，文献[1-2]提出在分析时可采用主动土压力和被动土压力之比作为受力安全系数来描述增强体的受力安全性。

经分析计算，在竣工期当上游按主动土压力、下游按被动土压力考虑时，Fs=1.29～2.38，上游按被动土压力、下游按主动土压力考虑时，Fs=1.19～2.20。在蓄水期，考虑水土耦合作用时Fs=2.58，不考虑水土耦合作用时Fs=2.10。在水位骤降期的Fs=1.54。上述工况的安全系数均大于1，说明纵向增强体心墙的受力是安全的。

5 结语

本论文选取典型工程白松水库为研究对象，采用结构力学及材料力学计算方法，从渗流稳定性要求、变形要求、结构强度要求等方面对白松水库土石坝的纵向增强体结构设计进行了复核，得到以下结论：

(1)采用白松水库厚度0.8m、材料为C25W8的混凝土材料纵向增强体心墙进行分析，在各工况下增强体结构在渗流稳定特性、结构变形特性等方面能够满足设计要求，结构应力水平在材料允许应力范围内，增强体结构是安全的。

(2)白松水库纵向增强体心墙的变形水平与类似工程相比没有明显异常，坝体最大变形为蓄水期上游的0.296m，大致为最大坝高的0.5%，符合一般规律。墙体最大顺河向最大变形出现在顶部，最大挠度满足混凝土增强体构件的运用限制要求。

(3)后续还应进一步研究接触面摩擦取值，并结合有限元计算结果进一步分析坝体及增强体受力情况。