金佛山溢洪道應力變形數值分析

劉良軍， 張宏偉，曾 超

(1. 重慶騰云工程咨詢有限公司，重慶 401121；2. 河海大學 水利水電學院，江蘇 南京 210098；3. 四川岷江港航電開發有限責任公司，四川 樂山 614000)

金佛山溢洪道應力變形數值分析

劉良軍1， 張宏偉2，曾 超3

(1. 重慶騰云工程咨詢有限公司，重慶 401121；2. 河海大學 水利水電學院，江蘇 南京 210098；3. 四川岷江港航電開發有限責任公司，四川 樂山 614000)

為了研究金佛山中厚覆蓋層上修建溢洪道的可行性，對覆蓋層采用鄧肯-張模型，計算分析了系數K取最值情況下溢洪道縱剖面與橫剖面在修筑與泄水運行時的應力與變形。研究表明：溢洪道大小主應力均未超出規范值，16-16斷面在泄水運行時地基橫槽向向坡外的位移較大，覆蓋層地基鄧肯-張模型參數中系數K增大將會使溢洪道結構的大小主應力、伸縮縫的變位、地基的沉降與橫槽向水平位移的減小。故應充分論證邊坡在泄水時邊坡的穩定性，并建議對覆蓋層地基采取適當的加固措施。

水利工程；金佛山溢洪道；受力特性；中厚覆蓋層；不均勻地基

1 工程概況

在覆蓋層上修建壩體以及水閘等水工建筑物已有很多可以借鑒的工程實例，如瀑布溝礫石土直心墻壩、小浪底壤土斜心墻壩、冶勒瀝青混凝土心墻堆石壩、錦屏二級水電站首部攔河閘以及福堂水電站泄洪閘等[1-8]。但是由于覆蓋層本身組成、結構的不同，以及由此在應力、變形、滲流等方面的復雜性，致使一些水工建筑物出現了塌陷、縱向裂縫、徐變以及滲流破壞等嚴重問題[9]。

然而，在覆蓋層上修建大流量溢洪道還沒有可以借鑒的工程實例。除了覆蓋層允許承載能力、變形模量、抗沖刷能力較低、滲透系數較大等原因外，覆蓋層的物理力學性質和厚度表現出很強的不均勻性[10]，容易產生不均勻沉降導致溢洪道結構發生破壞。

在建的重慶市南川區金佛山水利樞紐溢洪道為河岸式有閘控制正槽溢洪道。溢洪道由進水渠、控制段、陡槽及消能段組成，全長694.19 m，其陡槽段穿過下游古河床深覆蓋層，根據工程地質勘察資料，覆蓋層厚度分布極不均勻，溢洪道軸線位置覆蓋層最大厚度達32.0 m，故需要研究該溢洪道修筑在覆蓋層不均勻地基上的可行性。筆者通過分析金佛山溢洪道修筑過程及泄水運行時溢洪道結構與覆蓋層地基的應力、變形等，研究天然覆蓋層非均勻地基上修筑溢洪道的可行性。

2 計算模型

2.1 計算網格模型

縱斷面、9-9斷面與16-16斷面均采用單層實體單元進行模擬，網格模型如圖1。其中，縱斷面單元總數2 524，節點總數5 306；9-9斷面單元總數191，節點總數451節點數；16-16斷面單元總數311，節點總數700。

圖1 溢洪道地基及結構典型斷面網格Fig.1 Typical cross-section grid of spillway foundation and structure

溢洪道陡槽上段(包含9-9斷面)為C35混凝土，陡槽下段(包含16-16斷面)為C40混凝土；陡槽過渡段混凝土墩與溢洪道下覆墊層為C15埋石混凝土；16-16斷面溢洪道上邊坡側用砂巖快石渣回填。各結構之間的相互接觸采用接觸單元模擬，根據Desai提出的薄層單元厚度，厚度與寬度的比值在0.01至0.1的范圍內取值[11]。為了便于分析伸縮縫(邊墻伸縮縫、底板伸縮縫、墊層伸縮縫)的變形情況，對伸縮縫的止水材料提供一定的參考，故溢洪道伸縮縫采用有厚度單元進行模擬。

2.2 計算模型參數

由于試驗土料受到了較大的擾動，同時K對結構性較為敏感。試驗土料取出后無法保存原來的結構性，并存在應力釋放，造成了試驗結果模量偏小。所以需根據現場變形模量試驗對鄧肯-張模型參數的K值進行參數識別分析。根據現場變形模量試驗結果，3個試驗點的平均變形模量為34.93 MPa，最小值為21.56 MPa，3個試驗點所測荷載沉降曲線(p-s曲線)斜率依次為0.014 6、0.027 9、0.015 8。

采用Abaqus軟件對現場變形模量試驗進行數值模擬，數值計算中除K與Kur外，其余E-v模型參數按室內三軸試驗選取，K分別取值275、300、350、425、525、625，Kur取值為2倍的K值。對比有限元計算結果所得p-s曲線與實測點的p-s曲線可知，K取值依次為558.3、308、475。筆者取K的最大值558.3與最小值308.0作為計算模型參數，如此取值是為了計算得出各個工況的中沉降與應力的最值。

地勘資料顯示溢洪道地基巖石為S1X粉砂巖，由于溢洪道作用于地基巖石的附加應力有限，所以地基巖石的本構關系近似用線彈性模型模擬。混凝土按照線彈性材料考慮，彈性模量、泊松比和重度依據GB 5001—2002《混凝土結構設計規范》進行取值。接觸縫采用兩接觸結構中材料較軟弱結構的模型參數；伸縮縫采用線彈性模型。由于覆蓋層地基鄧肯-張模型參數中系數K取反演分析的最值，為便于描述，當K取558.3為方案I，當K取308.0為方案II。模型參數見表1，表2。

表1 混凝土模型參數

表2 鄧肯-張模型參數

2.3 模擬過程

計算各方案時，對地基、溢洪道施工以及溢洪道泄水進行分級加荷模擬。其中：第1級模擬天然地基；第2級模擬混凝土置換地基及溢洪道墊層施工；第3級模擬溢洪道底板及結構施工；第4級模擬溢洪道結構外側回填施工；第5級模擬溢洪道泄水運行。施工過程模擬只考慮重力的作用，第5級模擬溢洪道泄水運行工況時，對溢洪道結構施加靜水壓力、溢洪道底板所受托拽力以及脈動壓力。但只做擬靜力計算，溢洪道底板所受托拽力以及脈動壓力值依據SL 253—2000《溢洪道設計規范》計算所得。

在Abaqus有限元分析軟件中，對于水流托拽力與脈動壓力均按照Surface traction力的方式施加，該方式施加力的方向可以由兩個點確定的一個矢量方向確定。

3 結果與分析

3.1 溢洪道結構計算結果分析

采用Abaqus有限元軟件通用靜力學分析步進行計算，計算所得溢洪道大小主應力與伸縮縫變位如表3。

表3 溢洪道結構計算結果

注：表中小主應力“-”表示為拉應力；“空白”表示無此值。

由表3可知，方案I與II中，大主應力均未大于各自混凝土的抗壓強度。不同工況下，各斷面溢洪道結構均出現了拉應力，但是拉應力值小于各自混凝土的抗拉強度；各斷面中，拉應力最大值出現在縱斷面泄水期；溢洪道結構泄水期的拉應力均大于竣工期的拉應力，增幅最大斷面為方案I的16-16斷面，拉應力增加了458%。方案II各斷面的拉應力均大于方案I中相應斷面工況的拉應力，這說明了鄧肯-張模型中系數K的增大將會引起溢洪道拉應力的減小，通過處理地基增大地基鄧肯-張模型中系數K將會使溢洪道結構的拉應力減小。然而，兩橫斷面的應力最值與縱斷面的應力最值存在一定差別，說明了由于覆蓋層在溢洪道的縱軸線上厚度的高度不均勻導致了溢洪道結構的應力狀態出現了一定的差別。

方案II各斷面工況的伸縮縫張開位移最大值與豎向剪切位移最大值均大于方案I相應斷面工況的對應值；除方案I中泄水期豎向剪切位移最大值比結構竣工期有所減小外，其余各方案各工況下泄水期的伸縮縫變形均比結構竣工期要大。伸縮縫的張開位移最大值為7.70 mm，豎向剪切位移最大值為14.50 mm，故伸縮縫止水材料的選取應注意材料的張拉與剪切錯動屬性。

3.2 溢洪道地基計算結果分析

圖2為各斷面地基沉降計算結果。

圖2 斷面沉降Fig. 2 Settlement of cross-sections

由圖2可知，方案I沉降最大值為縱斷面泄水期，最大值為9.98 cm，方案II中沉降最大值為16-16斷面，且16-16斷面溢洪道地基沉降最大值均大于方案I與II中的其他斷面，沉降最大值為泄水期的12.20 cm。由圖2中各線段縱坐標的差值可知，溢洪道地基的沉降主要出現在結構施工階段，而泄水引起的溢洪道地基沉降相對較小。同一斷面，方案I的地基沉降最大值均小于方案II沉降最大值，相差最大值為5.16 cm(出現在16-16斷面泄水期)，這說明了鄧肯-張模型中系數K的減小將會引起溢洪道地基沉降的增大，通過處理地基提高地基鄧肯-張模型中系數K將會使溢洪道結構的沉降減小。

同一方案中，兩橫斷面與縱斷面的溢洪道地基沉降存在一定的差別，這說明了溢洪道地基沉降沿著溢洪道縱軸線上表現出很大的非均勻性，這是由于地基覆蓋層厚度沿著溢洪道縱軸線存在很大的不均勻性。

圖3為各斷面水平變形結果。由圖3(a)可知，方案I與方案II向坡外最大水平位移分別為1.89、3.2 cm，同為16-16斷面的泄水期，由于16-16斷面在泄水期有較大的向坡外水平位移，應充分驗證16-16斷面在泄水期的邊坡穩定性。方案I的橫槽向位移均小于方案II的橫槽向位移，其中橫槽向向坡內位移最大差值為0.34 cm，橫槽向向坡外位移最大差值為1.33 cm，說明了在地基鄧肯-張模型中系數K的增加將會減小溢洪道地基的橫槽向位移。由圖3(b)可知，方案I與方案II，順槽向位移最大值分別為2.38、1.93 cm，均為順槽向指向下游，同是出現在縱斷面的泄水期。方案I與方案II的順槽向位移相差沒有明顯的規律，可以判斷出在地基鄧肯-張模型中系數K對縱斷面順槽向位移影響沒有明顯的規律。

圖3 斷面水平位移Fig. 3 Horizontal displacement of cross-sections

4 結 論

針對金佛山水利樞紐中修建在非均勻覆蓋層上的溢洪道進行了計算分析，考慮了覆蓋層厚度、力學性質非均勻性以及修筑施工過程，根據計算結果可以得出以下結論：

1)針對于覆蓋層邊坡上修建溢洪道，應充分論證其在泄水運行時的邊坡穩定性。

2)覆蓋層地基鄧肯-張模型參數中系數K增大將會使溢洪道結構的大小主應力、伸縮縫的變位、地基的沉降與橫槽向水平位移的減小，故建議對覆蓋層地基進行加固以改善結構受力與地基位移。

3)在模擬溢洪道泄水運行時，雖然考慮了脈動壓力，但只是進行了靜力計算，并沒有進行動力計算，存在一定的不足之處。

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(責任編輯：譚緒凱)

NumericalAnalysisonStressandDeformationofJinfoMountainSpillway

LIU Liangjun1, ZHANG Hongwei2, ZENG Chao3

(1. Chongqing Tengyun Engineering Consultant Co.,Ltd., Chongqing 401121, P.R.China;2. College of Water Conservancy and Hydropower Engineering, Hohai University, Nanjing 210098，Jiangsu, P.R.China;3. Sichuan Minjiang Port and Channel Development Co.,Ltd., Leshan 614000, Sichuan,P.R.China)

In order to study the feasibility of Jinfo mountain spillway building on the thick overburden, Duncan-Chang model was used on the cover layer, and the stress and deformation of cross-section and longitudinal section of spillway in the construction and operation of the sluice were calculated and analyzed, in the case of the tangent elastic modulus coefficientKwith the maximum and minimum value. The results show that the max and min principal stress of spillway don’t exceed the standard value. The displacement at the outer slope of foundation transverse groove in the 16-16 section is larger during the operation of the sluice. If the tangent elastic modulus coefficientKincreases, the max and min principal stress of spillway structure, the deflection of spillway expansion joint, the settlement of the foundation and the horizontal displacement of transverse groove will decrease. Therefore, the slope stability should be fully demonstrated during the operation of the sluice, and it is suggested the appropriate reinforcement measures should be taken for the thick overburden.

hydraulic engineering; Jinfo mountain spillway; mechanical characteristics; thick overburden; uneven foundation

TV641

：A

：1674- 0696(2017)09- 050- 05

10.3969/j.issn.1674-0696.2017.09.10

2015-10-12；

：2016-12-08

劉良軍(1976—)，男，重慶人，高級工程師，主要從事水工結構設計方面的研究。E-mail：26687726@qq.com。

張宏偉(1989—)，男，安徽阜陽人，博士研究生，主要從事水工結構工程及巖土工程的數值模擬方面的研究。E-mail：a@hhu.edu.cn。