六库水电站RCC纵向围堰堰基应力应变及稳定性分(2)

四  研究方案

 在本次六库水电站纵向围堰堰基稳定分析中，其基本内容包括以下几个部分：

（1）根据质量守恒及达西(darcy)定律，对二维四个典型剖面分别进行汛期和枯期不同工况下的二维渗流场有限元计算以及在汛期工况下的三维渗流场有限元计算。

（2）采用二维、三维线形有限元按弹性本构模型，分别计算堰体自重、堰体自重＋汛期水头、堰体自重＋枯期水头工况下四个典型二维剖面和三维情况下的纵向碾压混凝土围堰变形及稳定性。

（3）采用二维非线形有限元按弹塑性本构模型，分别计算和研究堰体自重＋汛期水头、堰体自重＋枯期水头工况下四个典型二维剖面分别在逐级下浮岩体强度参数k_c下的堰基变形破坏演变发展过程及整体稳定安全度。

（4）采用三维非线形有限元按弹塑性本构模型，研究堰体自重＋汛期水头工况，岩体强度下降k_c=1.0，1.1，1.2，1.3，1.4，1.8六种方案下的堰基变形破坏演变发展过程及整体稳定安全度。

（5）分别计算四个典型二维剖面在自重、汛期、枯期水载作用下防渗墙及垫层所承受的轴力n，弯矩m和剪力q，对防渗墙及垫层进行配筋设计。

五、计算结果与分析

5.1渗流分析

   对比二维和三维渗流分析可知，平面及三维渗流场分析结果所得各剖面水头分布和渗压分布规律相近。均表现为：水头在两道防渗墙处迅速折减；而在砂卵冲积层和基岩则衰减缓慢。枯期渗压均小于汛期渗压。由渗压分布还可发现，两道防渗墙之间的渗压基本无折减（图4）。

  （转载自http://zw.nseac.coM科教作文网）

图4 剖面b防渗墙汛期渗压分布（mpa）

5. 2变位分析

堰体挡水后，在水推力和渗压作用下，堰体和基础发生变位。由于堰基岩变模很低（e₀＝0.04～0.048gpa），致使堰体位移量值较大。以剖面b为例，汛期剖面b堰顶节点359向内侧变位-31.97cm，堰顶沉降-22.86cm。垫层底部左端节点213向内侧位移-16.86cm，沉降-29.68cm；垫层底部右端节点478向内侧位移-16.86cm，沉降-15.58cm(如图5所示)。

图5  剖面b汛期水平向位移u_y(cm)

5.3应力分析

堰体及堰基大主压应力σ₁和小主压应力σ₃随高程降低而增大，在围堰垫层与两道防渗墙的接头处附近存在应力集中现象。剖面b汛期右侧堰踵和左侧堰趾拉应力可达-0.35mpa；垫层中部拉应力可达-0.4mpa。

由于两道防渗墙与围岩相比刚度大，纵向围堰的重量和荷载向防渗墙分载，垫层与两道防渗墙的接头处附近存在剪应力集中现象。如图6所示，剖面b汛期右侧堰踵剪应力约0.8mpa；左侧堰趾剪应力约1.3mpa。

图6 剖面b汛期防渗墙剪应力图（mpa）

防渗墙的分载作用明显，例如自重工况下，剖面c左右防渗墙分别承担了225.38吨和210.13吨的重量。左右防渗墙受力不对称，右墙承受更大的弯矩荷载。例如，剖面c汛期工况下，右墙墙顶承

图7 剖面b防渗墙弯矩图（自重下）

受弯矩达1621.26kn·m，而左侧仅145.92kn·m。如图7所示，剖面b受左侧开挖，及冲砂孔混凝土的作用，自重工况下，右墙墙顶承受弯矩达2009.6kn·m，而左侧仅1090.6kn·m。

5.4 用强度储备法分析堰基的变形破坏特征及稳定安全度

采用强度储备法分析坝基稳定安全度时，强度储备法所揭示的剖面a、b、c、d破坏机理相似，均是在水推力和渗压作用下，右侧防渗混凝土一侧的基岩首先产生拉剪破坏，然后沿垫层混凝土与砂卵砾石层界面向左侧扩展，破坏面处于建基面附近。

表2汇集了剖面a～d的采用有限元强度储备法所得总体抗滑安全系数。对于剖面a和b，还同时给出了瑞典圆弧法的计算结果。

表2 安全系数汇总表

六 结论

通过有限单元法数值模拟和计算分析，对怒江六库水库rcc纵向围堰有以下结论：

1、剖面a～d的水头分布和渗压分布规律相近。均表现为：水头在两道防渗墙处迅速折减；而在砂卵冲积层和基岩则衰减缓慢。两道防渗墙的防渗效果显著。

2、由于地基变模低，堰体位移大，建议对地基进行工程处理，例如灌浆等，提高其抗变形能力。

3、建议冲砂孔混凝土与堰体之间设置分缝，以减小应力集中的程度。

4、防渗墙的分载作用明显，例如自重工况下，剖面c左右防渗墙分别承担了225.38吨和210.13吨的重量。

5、由于左右防渗墙受力不对称，右墙承受弯矩荷载更大些，以及由有限元计算可知，垫层混凝土受堰体大体积混凝土的重压，以及两道防渗墙的支撑，导致垫层内承受拉伸和弯曲的联合作用，因此建议加大右侧防渗墙和垫层混凝土的配筋率。

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