石壩現(xiàn)狀的分析管理論文

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石壩現(xiàn)狀的分析管理論文

　　1.前言

石壩現(xiàn)狀的分析管理論文

　　現(xiàn)代碾壓面板堆石壩具有工程量小﹑工期短﹑造價低等優(yōu)點，已成為壩型選擇的主要類型之一，在我國已成大規(guī)模推廣的趨勢。國內(nèi)已建成的有關(guān)門山、柯柯亞、成屏、西北口、天生橋面板堆石壩等十余座，正在規(guī)劃設(shè)計的有10余座，廣泛分布于全國各地。20世紀50年代以前設(shè)計的堆石壩一般是不計算壩體應力應變的，但隨著計算技術(shù)的發(fā)展和壩體的日益增高，同時在一些壩體中發(fā)現(xiàn)裂縫，壩體應力應變計算才逐步為人們所重視。

　　從“七五”科技攻關(guān)開始，國內(nèi)專家用不同的計算模型，考慮面板受力特點，采用相應的參數(shù)，對高面板壩進行二維、三維有限元分析計算。但是到目前為止，國內(nèi)外對這種壩主要憑經(jīng)驗設(shè)計。由于堆石體材料特性十分復雜，有限元的計算結(jié)果與實際觀測值之間還存在一定的差距。可見，在這方面尚有許多研究工作有待開展。

　　2．堆石體材料的本構(gòu)關(guān)系

　　堆石體的本構(gòu)關(guān)系表達了堆石體應力應變之間的關(guān)系，它無疑對應力應變的計算結(jié)果起決定性作用。目前建立堆石體本構(gòu)關(guān)系往往基于已有模型，再針對堆石的力學特性確定甚至調(diào)整本構(gòu)關(guān)系中各種材料參數(shù)。面板壩有限元計算時常采用非線性彈性模型和彈塑性模型。

　　2.1非線性彈性模型

　　非線性彈性模型包括鄧肯模型、內(nèi)勒模型、修正鄧肯模型和鄧肯模型等。這些模型最初是針對土、砂等一類材料在常規(guī)三軸試驗基礎(chǔ)上提出的，僅適用于二維分析計算，其中計算結(jié)果和已建壩實測結(jié)果較為符合的是鄧肯E-B模型和內(nèi)勒模型[7]。

　　2.1.1鄧肯模型[1][8]

　　康納(Kondner)根據(jù)常規(guī)三軸試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，關(guān)系可用雙曲線擬合。隨后，鄧肯(Duncan)引入摩爾-庫侖(MohrCoulomb)破壞準則，導出切線彈模為

　　式中,為凝聚力；為初始彈模；為破壞比,是破壞時主應力差和應力應變雙曲線的漸近線的縱坐標的比值,即/；為內(nèi)摩擦角,對于粗粒土假定是的函數(shù)，即,式中和為試驗參數(shù)，大氣壓(下同)。

　　詹布(Janbu)據(jù)試驗指出初始彈模和側(cè)限壓力有如下關(guān)系：式中、為兩個由試驗確定的參數(shù)。

　　相應于卸荷再加荷情況的切線彈模為，按下式計算式中、是由試驗確定的兩個參數(shù)，一般較為大。

　　1980年，鄧肯(Duncan)提出切線體積模量的計算式式中、為試驗常數(shù)。

　　體模相當于修正鄧肯模型中的,考慮到只能在之間變化，故有限元計算中應限定在范圍內(nèi)，否則得不到合理計算結(jié)果。

　　平面應變條件下鄧肯模型的增量型本構(gòu)關(guān)系為式中、為法向應力增量；為剪應力增量；、為法向應變增量；為剪應變增量。

　　鄧肯模型的不足之處在于它不能反映壓縮與剪切的交叉影響；不能反映各向異性；不能反映加荷卸荷對的變化；不能反映中主應力對強度指標的影響等。但總的來說，該模型反映了堆石體變形的主要規(guī)律。它反映了非線性；用于增量計算時，能反映應力路徑對變形的影響；通過與的差別部分體現(xiàn)了加荷卸荷對變形的影響；通過假定是的函數(shù)，在一定程度上考慮了高固結(jié)壓力的影響。再加上該模型簡便直觀，概念明確，并積累了相當多的應用經(jīng)驗，因此目前被工程設(shè)計人員廣泛使用。

　　2.1.2內(nèi)勒模型[7]

　　內(nèi)勒非線性彈性模型是模型中較為簡單的一種，模型參數(shù)容易由常規(guī)三軸試驗確定。內(nèi)勒(Naylor)認為土的切線體積變形模量隨側(cè)限壓力的增加而增加，土的切線剪切模量隨剪應力的`增加而減小，在破壞時變?yōu)榱恪Ｒ虼饲芯€體積變形模量為切線剪切模量為內(nèi)勒非線性彈性模型在面板壩有限元分析中較少采用。

　　2.2彈塑性模型[4]

　　彈塑性模型把總的變形分成彈性變形和塑性變形兩部分，前者用虎克定律計算，后者用塑性理論求解。南京水科院1987年提出了用于堆石體的雙屈服面彈塑性模型，一般稱為南水模型。該模型可以反映應力引起的各向異性和堆石的剪縮特性，在理論方面有其優(yōu)越性。但限于試驗設(shè)備，該模型中某些參數(shù)如、、較難從試驗中得到,因此尚未進入工程實用階段。

　　3.非線性有限元求解方法[1][6]

　　一般來說，求解方法有迭代法和增量法兩種，較為常用的是增量法。用增量法計算時，荷載逐級遞增，可以模擬施工過程，計算結(jié)果也符合觀測結(jié)果。以鄧肯模型為例，假設(shè)現(xiàn)進行第級加荷計算，按中點增量法其計算步驟如下：

　　[1]根據(jù)前一級應力全量確定彈性常數(shù)和，并形成剛度矩陣；

　　[2]加本級荷載增量的一半于結(jié)構(gòu)，用下式求位移增量：

　　并計算應力和應變增量，進而累計求得應力全量，據(jù)此計算；

　　[3]施加全荷，求位移增量：

　　相應地可求出應力應變增量，累計則可得位移和應力應變?nèi)浚?/p>

　　重復上述步驟，可得各級荷載增量下的解答。

　　還有一個問題，即新填筑層各單元初始應力狀態(tài)是，如果以此計算，則切線彈模，就無法進行計算。克拉夫(Clough)等人將新填土層視為重液體處理，即(為單元形心距土表的距離，為填土容重)。目前較為常用的處理方法式計算是引入側(cè)壓力系數(shù)，即。事實上，新填土層經(jīng)過反復碾壓，可視為超固結(jié)土，可取前期預固壓力(視碾壓輕重可取MPa)。

　　4．算例

　　天生橋一級面板堆石壩位于紅水河上游南盤江干流，壩高178m，上游壩坡

　　1∶1.4,下游壩坡1∶1.29。按平面應變問題計算。

　　4.1單元剖分和計算參數(shù)

　　面板頂厚0.3，底厚為0.9m，沿面板厚度方向剖分一層單元，沿壩高分20層，共剖分500個單元，1486個節(jié)點。其中堆石單元459個，面板單元20個，接觸面單元20個，趾板單元1個。單元形態(tài)為等參元計算采用中點增量法，按20級加荷方式進行，每級荷載又分三次施加。這樣相當于按60級加荷計算，但又比剖分60層的情況節(jié)省計算時間。

　　混凝土面板和趾板采用線彈性模型，=18000MPa，=0.167。

　　堆石各分區(qū)對應于模型的計算參數(shù)見表1。

　　4.2計算成果

　　從面板壩有限元的計算結(jié)果來看，依據(jù)不同模型所得的應力結(jié)果是比較一致的，不同之處在于位移的大小和分布。而實際工程中，設(shè)計人員也更關(guān)心位移的大小和分布。

　　圖2和圖3分別為竣工時鉛直和水平位移等值線圖。最大鉛直位移為2.35m，約位于1/2壩高處；最大水平位移：上游為0.58m，下游為1.03m，參見圖2。

　　5.計算結(jié)果和實測值的比較分析

　　除本文算例的計算結(jié)果外，還將引用文獻[3]和文獻[4]對天生橋一級面板壩的計算結(jié)果，來主要說明鄧肯模型和彈塑性模型在計算結(jié)果上的差異。

　　天生橋一級面板壩壩體變形觀測，沉降觀測結(jié)果規(guī)律性強，十分可信；水平位移的觀測結(jié)果，國內(nèi)外專家尚有不同看法。因此，下文主要針對鉛直位移進行討論。

　　表2天生橋一級面板壩有限元位移計算結(jié)果

　　竣工時最大鉛直位移的觀測值為3.06m，約為壩高的1.72%，是同類型壩中沉降量較大的。從數(shù)值上看，鄧肯模型計算的最大鉛值位移在2.3m左右，和南水模型的計算結(jié)果1.34m相比，和實測值較為接近，但仍相差0.76m，究其原因，一是計算不能考慮實際施工狀況對沉降的影響，二是按鄧肯模型計算時沒有考慮堆石體流變引起的沉降。

　　南水模型由于可以考慮堆石體的剪縮特性，計算的鉛值和水平位移都較小。

　　雖然無可靠的實測水平位移以資比較，一般認為依據(jù)南水模型計算的水平位移較為可靠,而鄧肯模型計算的水平位移一般偏大。另外，依據(jù)南水模型計算的位移的分布規(guī)律較模型更符合實際觀測[3][4]。

　　雖然設(shè)計面板壩時更關(guān)心面板、周邊縫、伸縮縫，止水的變位與位移，但基本變位是堆石體的變位，它對其他構(gòu)件的變位有重大的影響。因此以堆石體變位來評價模型應該是較為合適的。通過以上的分析可知，兩個模型都存在不足之處，面板壩有限元分析還有待深入研究。

　　6面板壩有限元分析的展望[2]

　　a.今后一段時間內(nèi)，簡單實用、概念明確的模型仍占主導地位。而計算結(jié)果在多大程度上和實際相符，不僅取決于模型本身，也取決于模型參數(shù)測定的準確程度。以模型為例，該模型涉及七個參數(shù)，任何參數(shù)偏離都會造成計算結(jié)果的變動。鑒于此，有必要在參數(shù)測定方面作深入研究，研制新的大型三軸試驗儀，發(fā)展原位試驗技術(shù)等。

　　b.應該承認，現(xiàn)存的本構(gòu)關(guān)系在描述堆石體真實特性的準確性和完整性方面是遠遠不夠。無論是非線性模型還是彈塑性模型，都是在連續(xù)性假設(shè)基礎(chǔ)上從宏觀的唯象的角度描述堆石材料的應力應變關(guān)系。實際上，堆石體可被視為多種材料組成的多孔介質(zhì)，不連續(xù)性為其主要特征。因此，要深刻揭示堆石體的應力應變規(guī)律，就必然要開展堆石材料的微觀研究，并力圖在微觀研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合新理論，提出新模型。

　　c.面板壩從勘測、設(shè)計、試驗研究到施工的各個階段無不存在許多不確定性因素，因此，計算結(jié)果和觀測值完全相符幾乎是不可能的。但是如果在計算中考慮到不確定因素的影響，則會有效改善計算結(jié)果。考慮不確定因素基本上有兩種方法：一是采用隨機有限元，一時采用模糊有限元。對于壩工而言，要準確得到不確定量的隨機分布是十分困難的。因此，建議將不確定量按模糊量處理，采用模糊有限元作分析計算，計算結(jié)果仍為模糊量，這也符合一般的工程經(jīng)驗。

　　d.采用新的數(shù)值計算方法如離散元法、流形元法。

　　參考文獻

　　[1]錢家歡、殷宗澤，土工原理與計算，北京：中國水利水電出版社，1996

　　[2]何廣訥，土工的若干新理論研究與應用，北京：水利電力出版社，1994

　　[3]混凝土面板堆石壩會議論文集，河海大學出版社，1990

　　[4]章為民、沈珠江，混凝土面板堆石壩三維彈塑性有限元分析，水利學報，1991(4)

　　[5]許仲生，天生橋一級水電站面板壩壩體變形特征，水力發(fā)電，2000(3)

　　[6]陳慧遠，土石壩有限元分析，河海大學出版社，1987

　　[7]顧淦臣、黃金明，混凝土面板堆石壩的堆石本構(gòu)模型與應力變形分析，水力發(fā)電學報，1991(1)

　　[8]李鴻壽，橫山土石壩擴建的構(gòu)造和應力變形分析，水力發(fā)電學報，1997(3)

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