太平灣重力壩壩體水平位移異常變化成因分析

王 建，徐 瓊，荊 凱

(1.河海大學 水利水電工程學院，江蘇 南京 2100098；2. 遼寧東科電力有限公司，遼寧 沈陽 110180)

0 引 言

變形監測是大壩安全監測的重要組成部分，當監測中發現異常的變形時，通常表明大壩存在安全隱患或風險，必須加以重視。太平灣重力壩近二十年的位移變化總體上呈現出如下特征：河床壩段冬季向下游變形，夏季向上游變形，且總體為正值(向下游為正)；岸坡壩段則與之相反，冬季向上游變形，夏季向下游變形，且總體為負值。太平灣大壩所表現出的河床與岸坡壩段水平位移變形情況，與一般水工建筑物的變形規律有所不同，因此，該工程的水平位移規律具有一定的特殊性。

縱觀現有工程，也不乏出現變形異常的例子，如梅山壩3號和12號垛側向位移過大，李雪紅等[1]運用時效分析、數學模型、有限元模型，定性定量、多方法多角度地綜合分析，解釋了是由溫度荷載、地形以及壩體結構相互作用造成的。針對江埡大壩抬升過大的現象，王蘭生等[2]分析得到水庫蓄水變化造成的孔隙水壓力增高是主要原因，并判斷今后的升降變幅將逐漸減小。小浪底大壩的不協調變形[3]，則是由于不同區域的材料設計和力學性能沒有很好地匹配。

從目前大壩變形成因分析研究現狀可以看出，國內外對于河床與岸坡壩段變形規律相反的研究涉及不多。這種異常變形是什么原因引起的以及對大壩有什么樣的影響，目前尚不清楚，所以本文對該異常變形成因進行分析。研究成果不僅能認識大壩結構變形過程的成因和機理，為后續研究提供理論參考，還可為類似大壩變形分析提供指導性參考。

1 工程基本情況

太平灣水電站位于鴨綠江下游，水庫為日調節形式，死水位28.8 m，正常蓄水位29.5 m。樞紐建筑物由溢流壩(4號～32號壩段)、擋水壩(0號～3號、33號～61號壩段)、河床式廠房及變電站等組成，壩型為混凝土重力壩，壩全長1 185.5 m，最大壩高31.5 m，壩頂高程36.5 m。為監測大壩變形，在壩頂設置真空激光準直系統。垂線系統主要監測水平位移工作基點位移、校測壩體水平位移。其中正垂線1條，布置在20號壩段；倒垂線6條，布置在0、3、20、33、61號壩段，共9個測點，目前均采用監測自動化。大壩平面圖與激光準直布置系統見圖1。環境量過程線見圖2。

針對上述壩體水平位移異常變化問題，研究對象選取典型變形異常壩段進行成因分析，分別為河床溢流壩段18號、河岸擋水壩段58號。圖3是18號、58號水平位移實測值過程線，其中2006年與2014-2015年實測資料有缺失。本文首先結合大壩結構特征、監測系統布置，以及水文氣象、地形地質、日照輻射等諸多條件，對異常變形的原因開展了定性分析與判斷；再結合有限元法數值模擬，定量論證該大壩異常變形的成因。

圖1 太平灣大壩立視圖與激光布置圖Fig.1 Taipingwan dam elevation view and laser plane layout

圖2 環境量過程線Fig.2 Environment volume process line

圖3 18號、58號壩段水平位移過程線(下游為正，上游為負)Fig.3 Horizontal displacement process line of 18# and 58# dam section (downstream is positive, upstream is negative)

2 定性分析

針對太平灣河床與岸坡壩段變形異常的特點，結合大壩結構特征、監測系統布置，以及水文氣象、地形地質、日照輻射等諸多條件，對異常變形的原因開展了初步定性分析與判斷，具體如下：

①如果岸坡壩段與河床壩段溫度變形機制相同，那么必定是溫度荷載(如水溫滯后)或者是激光變形基點受深部地溫滯后等因素引起，但由圖5水溫過程線可知，水溫滯后氣溫的時間并不長(1個月左右)，因此不應導致半年的相位差；而從激光準值線的基準點溫度滯后來看，目前尚沒有充分的依據(根據對地形地貌以及日照輻射影響等的分析)證明可能存在半年左右的相位差，因此，初步推斷是溫度對岸坡壩段與河床壩段變形的影響不同或兩者觀測方法上存在差異。

②如果是由于溫度對岸坡壩段與河床壩段變形的影響不同或兩者觀測方法上存在差異，那么根據現場的地形、地質、水位條件以及變形觀測點的布置等因素，綜合分析原因如下：

一方面，河床壩段位于水下的上游壩面受氣溫影響相對較??；而下游壩段處于空氣之中，受氣溫變化顯著。因此其溫度變形的機制更多表現為：夏季，下游壩面升溫幅度大而上游壩面升溫幅度小，由此引起壩頂向上游轉動，表現為向上游變形；冬季與之相反。另一方面，從河床壩段向岸坡壩段推進，隨著壩基面逐漸提高，上游壩體在水下部分逐漸減少，岸坡壩段的上下游面總體均為直立面，且位于上游水位以上，因此溫度變形主要為熱脹冷縮的體積變形。激光準直所在的測點表現為冬季由于混凝土溫降收縮向上游變形，而夏季由于混凝土溫升膨脹向下游變形，由此估算出溫度變幅如下：

Δu=±α·ΔT·S

(1)

式中：α為混凝土線膨脹系數，取1.0×10-5；ΔT為氣溫相對平均值變化，取20 ℃；S為激光準直點距離壩頂中軸線的距離，取3 200 mm。

即由此產生的變幅約為0.64×2=1.28 mm，該數值激光準直與實際觀測到的變幅相當。由于激光準值布置在壩頂下游側，因此岸坡壩段表現為冬季向上游變形，夏季向下游變形。由此可見，溫度場分布差異對河床和岸坡壩段變形的影響是不同的。

(3)對于河床與岸坡壩段變形數值相反，其原因有兩個方面：首先，河床壩段受庫水推力的作用，因此向下游變形，而岸坡壩段沒有這種變形。其次，激光準直首次觀測(基準值)時氣溫總體較高，平均大約22 ℃，高于年平均氣溫，因此加劇了岸坡壩段與河床壩段變形的差異，使岸坡壩段向上游變形更多，河床壩段向下游變形更多。

3 定量論證

由上面的定性分析可以看出太平灣水平位移變形呈現與氣溫相關的年周期性變化，因此本次計算主要考慮溫度場對壩體變形的影響，同時水荷載一并考慮。

3.1 計算模型

網格劃分的原則是靠近表面的2 m內細分，便于邊界溫度傳遞分析；內部網格可以較粗略。18號壩段有限元網格模型共20 229個節點、19 7201個單元。58號壩段有限元網格模型共28 732個節點、25 452個單元。網格模型如圖4。

機車無動力回送中，由于其空氣壓縮機無電停止使用，此時必須開放機車無動力裝置。無動力裝置由：DE無動力塞門、DER壓力調整閥、C2充風節流孔、CV單向止回閥等部分組成。

圖4 典型壩段有限元模型Fig.4 Finite element model of typical dam

3.2 邊界條件及荷載

計算坐標系為：X軸正方向順水流指向下游；Y軸垂直于水流方向，向左岸為正；Z軸正方向豎直向上。位移約束條件：壩基底面XYZ三向全約束，側面法向約束。溫度邊界條件：按第三類邊界條件考慮，壩體表面與空氣接觸，溫度等于氣溫；壩體表面與庫水接觸，溫度等于庫水溫度。

太平灣有完備的氣溫實測資料，見圖2，為了減小計算量，模擬公式如下：

Ta=6.36-8.51sin(2πτ/365)-21.82cos(2πτ/365)

(2)

式中：Ta為氣溫，℃；τ為時間，月。

2011-2013年該水庫高程26 m處的實測水溫見圖5，并參考朱伯芳院士的研究成果[4]，通過MATLAB初步模擬并在有限元計算過程中微調，最終模擬公式如下：

T(y,τ)=7.07+4.75e-0.04y+12.17e-0.018y×

cos[2π/12(12τ/365-6.5-1.5+1.3e-0.085y)]

(3)

式中：T(y,τ)為水深y處在時間τ時的水溫，℃；y為水深，m；τ為時間，月。

圖5 水溫過程線Fig.5 Water temperature process line

3.3 參數反演

混凝土熱力學參數是準確計算溫度場的前提，對于缺乏材料參數的老壩，有必要對其進行參數反演。為了定量驗證，以實測水平位移值與有限元計算值進行對比，其中線膨脹系數會影響計算值的幅度，而導溫系數會影響相位，因此本文主要針對壩體的線膨脹系數、導溫系數進行反演。

有限元計算采用線彈性模型，壩身和閘墩采用混凝土C30，閘門和支臂采用普通碳鋼。相關力學熱學初參數見表1。

表1 主要材料初參數Tab.1 The main material parameters

線膨脹系數通過統計模型反演法得到。首先從原型監測資料中分離出真實溫度分量δT，統計模型的表達式：

δ=δH+δT+δθ

(4)

其中，溫度分量表達式如下式，溫度分量過程線見圖6。

(5)

(6)

導溫系數反演則參照文獻[6]，假定多個不同的導溫系數ai，根據有限元可以得到多個ai～Δi之間關系的樣本點，采用最小二乘法擬合兩者之間的函數關系f(Δ)。壩頂實測位移相對于氣溫的滯后時間Δ，則真實導溫系數：

a=f-1(Δ)

(7)

經反演，得到結果如下：線膨脹系數α=0.000 095 (1/℃)；導溫系數a=0.003 44 (kcal/kg/℃)。

3.4 論述分析

采用ABAQUS軟件模擬溫度、水壓、自重荷載。為了模擬隨時間變動的水位和溫度，對其進行二次開發，借助ABAQUS提供的用戶子程序DISP定義各分量步上下游壩面的溫度邊界條件，包括水溫、氣溫以及太陽輻射影響的情況。為了消除準穩定溫度場的影響，溫度場計算時間取1986-2016年，共30 a；而為了減小計算量，變形計算時間僅取2014-2016年。

18、58號壩段溫度分量引起的水平位移的有限元計算結果與實測值比較曲線見圖6，氣溫最高時水平位移云圖見圖7，可以看出：18號壩段測點處高溫向上游變形，最小值為-0.57 mm；低溫向下游變形，最大值為5.07 mm，符合河床壩段真實的變形規律。從水平位移云圖7(a)可以看出最高溫時，壩段整體向上游變形，壩趾及壩頂位移最大。58號壩段選取靠近下游側激光軸線上的點，高溫時測點處向下游膨脹，最大值為0.10 mm；低溫時測點處向上游收縮，最小值為-1.13 mm；符合岸坡壩段真實的變形規律。從水平位移云圖7(b)可以看出最高溫 時，測點處位移幾乎為0，由于只考慮溫度影響且上下游面都處于空氣之中，所以位移呈對稱。

圖6 18號、58號壩段有限元計算結果與實測值比較曲線Fig.6 Comparing curves of finite element calculation results and measured values of 18# and 58# dam section

圖7 18號、58號壩段氣溫最高時溫度分量引起的水平位移云圖Fig.7 Horizontal displacement cloud map caused by temperature components at the highest temperature of 18# and 58# dam section

壩頂變形呈現明顯的周期性變化，河床和岸坡壩段的計算值特征基本與實測值相符，有限元模擬結果好。壩體實測變形特征可以在有限元計算成果中得到較好的反映。

4 結 論

本文首先對大壩河床與岸坡壩段異常變形的原因開展了定性分析與判斷，然后建立典型壩段三維有限元模型，對壩體變形進行定量驗證。得出結論如下：

(1)溫度荷載是河床與岸坡壩段年周期變形的關鍵荷載。

(2)河床與岸坡壩段的變形趨勢相反主要是由兩者溫度場分布差異引起的。河床壩段位于水下的上游壩面受氣溫影響相對較??；而處于空氣之中的下游壩段，受氣溫變化顯著。因此冬季下游壩面降溫幅度大于上游壩面，引起壩頂向下游轉動，表現為向下游變形；夏季與之相反。而岸坡壩段的上下游均為直立面，都位于水位以上，因此溫度變形主要為熱脹冷縮的體積變形，由于激光準值布置在壩頂下游側，因此岸坡壩段表現為冬季向上游變形，夏季向下游變形。又因為河床與岸坡壩段受庫水推力的作用影響不同，以及首次觀測(基準值)的氣溫偏高，加劇了岸坡壩段與河床壩段變形的差異。

綜上所述，壩體受荷特點不同以及觀測點布置在下游側導致河床與岸坡壩段在溫度變形機制的不同，使得二者的變形趨勢相反；初次觀測的溫度偏高加劇了兩者變形的差異。

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