石坝现状的分析管理论文

1.前言

现代碾压面板堆石坝具有工程量小﹑工期短﹑造价低等优点，已成为坝型选择的主要类型之一，在我国已成大规模推广的趋势。国内已建成的有关门山、柯柯亚、成屏、西北口、天生桥面板堆石坝等十余座，正在规划设计的有10余座，广泛分布于全国各地。20世纪50年代以前设计的堆石坝一般是不计算坝体应力应变的，但随着计算技术的发展和坝体的日益增高，同时在一些坝体中发现裂缝，坝体应力应变计算才逐步为人们所重视。

从“七五”科技攻关开始，国内专家用不同的计算模型，考虑面板受力特点，采用相应的参数，对高面板坝进行二维、三维有限元分析计算。但是到目前为止，国内外对这种坝主要凭经验设计。由于堆石体材料特性十分复杂，有限元的计算结果与实际观测值之间还存在一定的差距。可见，在这方面尚有许多研究工作有待开展。

2．堆石体材料的本构关系

堆石体的本构关系表达了堆石体应力应变之间的关系，它无疑对应力应变的计算结果起决定性作用。目前建立堆石体本构关系往往基于已有模型，再针对堆石的力学特性确定甚至调整本构关系中各种材料参数。面板坝有限元计算时常采用非线性弹性模型和弹塑性模型。

2.1非线性弹性模型

非线性弹性模型包括邓肯模型、内勒模型、修正邓肯模型和邓肯模型等。这些模型最初是针对土、砂等一类材料在常规三轴试验基础上提出的，仅适用于二维分析计算，其中计算结果和已建坝实测结果较为符合的是邓肯E-B模型和内勒模型[7]。

2.1.1邓肯模型[1][8]

康纳(Kondner)根据常规三轴试验结果发现，关系可用双曲线拟合。随后，邓肯(Duncan)引入摩尔-库仑(MohrCoulomb)破坏准则，导出切线弹模为

式中,为凝聚力；为初始弹模；为破坏比,是破坏时主应力差和应力应变双曲线的渐近线的纵坐标的比值,即/；为内摩擦角,对于粗粒土假定是的函数，即,式中和为试验参数，大气压(下同)。

詹布(Janbu)据试验指出初始弹模和侧限压力有如下关系：式中、为两个由试验确定的参数。

相应于卸荷再加荷情况的切线弹模为，按下式计算式中、是由试验确定的两个参数，一般较为大。

1980年，邓肯(Duncan)提出切线体积模量的计算式式中、为试验常数。

体模相当于修正邓肯模型中的.,考虑到只能在之间变化，故有限元计算中应限定在范围内，否则得不到合理计算结果。

平面应变条件下邓肯模型的增量型本构关系为式中、为法向应力增量；为剪应力增量；、为法向应变增量；为剪应变增量。

邓肯模型的不足之处在于它不能反映压缩与剪切的交叉影响；不能反映各向异性；不能反映加荷卸荷对的变化；不能反映中主应力对强度指标的影响等。但总的来说，该模型反映了堆石体变形的主要规律。它反映了非线性；用于增量计算时，能反映应力路径对变形的影响；通过与的差别部分体现了加荷卸荷对变形的影响；通过假定是的函数，在一定程度上考虑了高固结压力的影响。再加上该模型简便直观，概念明确，并积累了相当多的应用经验，因此目前被工程设计人员广泛使用。

2.1.2内勒模型[7]

内勒非线性弹性模型是模型中较为简单的一种，模型参数容易由常规三轴试验确定。内勒(Naylor)认为土的切线体积变形模量随侧限压力的增加而增加，土的切线剪切模量随剪应力的增加而减小，在破坏时变为零。因此切线体积变形模量为切线剪切模量为内勒非线性弹性模型在面板坝有限元分析中较少采用。

2.2弹塑性模型[4]

弹塑性模型把总的变形分成弹性变形和塑性变形两部分，前者用虎克定律计算，后者用塑性理论求解。南京水科院1987年提出了用于堆石体的双屈服面弹塑性模型，一般称为南水模型。该模型可以反映应力引起的各向异性和堆石的剪缩特性，在理论方面有其优越性。但限于试验设备，该模型中某些参数如、、较难从试验中得到,因此尚未进入工程实用阶段。

3.非线性有限元求解方法[1][6]

一般来说，求解方法有迭代法和增量法两种，较为常用的是增量法。用增量法计算时，荷载逐级递增，可以模拟施工过程，计算结果也符合观测结果。以邓肯模型为例，假设现进行第级加荷计算，按中点增量法其计算步骤如下：

[1]根据前一级应力全量确定弹性常数和，并形成刚度矩阵；

[2]加本级荷载增量的一半于结构，用下式求位移增量：

并计算应力和应变增量，进而累计求得应力全量，据此计算；

[3]施加全荷，求位移增量：

相应地可求出应力应变增量，累计则可得位移和应力应变全量；

重复上述步骤，可得各级荷载增量下的解答。

还有一个问题，即新填筑层各单元初始应力状态是，如果以此计算，则切线弹模，就无法进行计算。克拉夫(Clough)等人将新填土层视为重液体处理，即(为单元形心距土表的距离，为填土容重)。目前较为常用的处理方法式计算是引入侧压力系数，即。事实上，新填土层经过反复碾压，可视为超固结土，可取前期预固压力(视碾压轻重可取MPa)。

4．算例

天生桥一级面板堆石坝位于红水河上游南盘江干流，坝高178m，上游坝坡

1∶1.4,下游坝坡1∶1.29。按平面应变问题计算。

4.1单元剖分和计算参数

面板顶厚0.3，底厚为0.9m，沿面板厚度方向剖分一层单元，沿坝高分20层，共剖分500个单元，1486个节点。其中堆石单元459个，面板单元20个，接触面单元20个，趾板单元1个。单元形态为等参元计算采用中点增量法，按20级加荷方式进行，每级荷载又分三次施加。这样相当于按60级加荷计算，但又比剖分60层的情况节省计算时间。

混凝土面板和趾板采用线弹性模型，=18000MPa，=0.167。

堆石各分区对应于模型的计算参数见表1。

4.2计算成果

从面板坝有限元的计算结果来看，依据不同模型所得的应力结果是比较一致的，不同之处在于位移的大小和分布。而实际工程中，设计人员也更关心位移的大小和分布。

图2和图3分别为竣工时铅直和水平位移等值线图。最大铅直位移为2.35m，约位于1/2坝高处；最大水平位移：上游为0.58m，下游为1.03m，参见图2。

5.计算结果和实测值的比较分析

除本文算例的计算结果外，还将引用文献[3]和文献[4]对天生桥一级面板坝的计算结果，来主要说明邓肯模型和弹塑性模型在计算结果上的差异。

天生桥一级面板坝坝体变形观测，沉降观测结果规律性强，十分可信；水平位移的观测结果，国内外专家尚有不同看法。因此，下文主要针对铅直位移进行讨论。

表2天生桥一级面板坝有限元位移计算结果

竣工时最大铅直位移的观测值为3.06m，约为坝高的1.72%，是同类型坝中沉降量较大的。从数值上看，邓肯模型计算的最大铅值位移在2.3m左右，和南水模型的计算结果1.34m相比，和实测值较为接近，但仍相差0.76m，究其原因，一是计算不能考虑实际施工状况对沉降的影响，二是按邓肯模型计算时没有考虑堆石体流变引起的沉降。

南水模型由于可以考虑堆石体的剪缩特性，计算的铅值和水平位移都较小。

虽然无可靠的实测水平位移以资比较，一般认为依据南水模型计算的水平位移较为可靠,而邓肯模型计算的水平位移一般偏大。另外，依据南水模型计算的位移的分布规律较模型更符合实际观测[3][4]。

虽然设计面板坝时更关心面板、周边缝、伸缩缝，止水的变位与位移，但基本变位是堆石体的变位，它对其他构件的变位有重大的影响。因此以堆石体变位来评价模型应该是较为合适的。通过以上的分析可知，两个模型都存在不足之处，面板坝有限元分析还有待深入研究。

6面板坝有限元分析的展望[2]

a.今后一段时间内，简单实用、概念明确的模型仍占主导地位。而计算结果在多大程度上和实际相符，不仅取决于模型本身，也取决于模型参数测定的准确程度。以模型为例，该模型涉及七个参数，任何参数偏离都会造成计算结果的变动。鉴于此，有必要在参数测定方面作深入研究，研制新的大型三轴试验仪，发展原位试验技术等。

b.应该承认，现存的本构关系在描述堆石体真实特性的准确性和完整性方面是远远不够。无论是非线性模型还是弹塑性模型，都是在连续性假设基础上从宏观的唯象的角度描述堆石材料的应力应变关系。实际上，堆石体可被视为多种材料组成的多孔介质，不连续性为其主要特征。因此，要深刻揭示堆石体的应力应变规律，就必然要开展堆石材料的微观研究，并力图在微观研究的基础上，结合新理论，提出新模型。

c.面板坝从勘测、设计、试验研究到施工的各个阶段无不存在许多不确定性因素，因此，计算结果和观测值完全相符几乎是不可能的。但是如果在计算中考虑到不确定因素的影响，则会有效改善计算结果。考虑不确定因素基本上有两种方法：一是采用随机有限元，一时采用模糊有限元。对于坝工而言，要准确得到不确定量的随机分布是十分困难的。因此，建议将不确定量按模糊量处理，采用模糊有限元作分析计算，计算结果仍为模糊量，这也符合一般的工程经验。

d.采用新的数值计算方法如离散元法、流形元法。

参考文献

[1]钱家欢、殷宗泽，土工原理与计算，北京：中国水利水电出版社，1996

[2]何广讷，土工的若干新理论研究与应用，北京：水利电力出版社，1994

[3]混凝土面板堆石坝会议论文集，河海大学出版社，1990

[4]章为民、沈珠江，混凝土面板堆石坝三维弹塑性有限元分析，水利学报，1991(4)

[5]许仲生，天生桥一级水电站面板坝坝体变形特征，水力发电，2000(3)

[6]陈慧远，土石坝有限元分析，河海大学出版社，1987

[7]顾淦臣、黄金明，混凝土面板堆石坝的堆石本构模型与应力变形分析，水力发电学报，1991(1)

[8]李鸿寿，横山土石坝扩建的构造和应力变形分析，水力发电学报，1997(3)