考慮材料老化的加高重力壩地震動力響應分析

崔 溦,顧子涵,吳 軍

(1. 天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室,天津 300350; 2. 天津大學 中國地震局地震工程綜合模擬與城鄉抗震韌性重點實驗室,天津 300350; 3. 中國電建市政建設集團有限公司,天津 300384)

0 引言

隨著社會經濟的快速發展,人們對水利資源的需求日益增加,對已建大壩進行加高是緩解水利資源供需關系的有效途徑之一。但加高重力壩也帶來諸多潛在安全隱患,例如舊壩體應力突變、新舊壩體混凝土材料性能差異、新老混凝土結合面開裂等,此類問題均可能導致加高重力壩在遭遇地震作用時出現非預期的損傷。

考慮混凝土壩老化的研究需首先對結構損傷模型進行選取和應用,連續損傷力學理論非常適合研究結構的損傷演化過程。早期CERVERA等[1-2]采用損傷力學解決混凝土壩堿骨料問題;CAIAYIR等[3]和杜成斌等[4]考慮損傷演化,模擬了混凝土重力壩的彈脆性損傷力學地震響應分析;李明超等[5]采用了基于黏彈性邊界的地震波動輸入方法,結合塑性損傷模型分別分析了地震P波和SV波斜入射下壩體的動力響應。涂勁等[6]以全級配大壩混凝土拉壓轉換全過程試驗成果為基礎,采用雙折線模型的思路分析受拉損傷,構建了更接近混凝土拉壓轉換時真實狀況的抗震損傷本構模型。張我華等[7-8]、郭勝山等[9]、翟亞飛等[10]、閆肴麗等[11]通過擴展理論或試驗的方法,先后對損傷模型進行了改進和完善,并將其應用于重力壩地震響應上。在這些研究中,綜合考慮了不同基巖對壩體損傷分布的影響、混凝土的殘余變形及剛度退化,并對壩體與基巖的損傷發展過程進行預測,為科學反映重力壩在地震響應下的損傷演化過程提供了基礎。但是以上損傷模型中,均未考慮混凝土大壩已有的老化損傷對壩體結構抗震性能的影響。

TEKIE等[12]指出,考慮老化特性的大壩模擬方法和計算分析是老化混凝土大壩的重要研究領域。可用于這一研究的方法有概率退化評估方法[12]、損傷和斷裂力學方法[13]、無損檢測方法等。NAYAK等[14]研究了老化混凝土重力壩的拉伸損傷演化過程。AZIZAN等[15]研究了堿骨料反應(alkali-aggregate reaction, AAR)和熱化學反應的膨脹對混凝土強度的影響,得到AAR膨脹、抗壓強度和彈性模量隨時間變化的理論及相關經驗公式。GORAI等[16]和BURMAN等[17-18]通過考慮混凝土退化長期影響,并將其分別應用于壩基和壩庫耦合系統的響應分析中。王懷亮等[19]考慮混凝土老化對壩體動力損傷的影響,采用二維動力有限元和邊界元混合法相結合的方法對豐滿大壩的溢流壩段進行數值計算分析。牛志國等[20]結合衰減函數建立老化損傷模型,分析現役混凝土老化壩的動力響應并評價其抗震安全性。可見,現有學者主要是在建立損傷模型基礎上研究長期運行的老化重力壩地震動力響應,但對加高重力壩的非線性地震反應分析研究尚且較少。考慮到重力壩加高會導致混凝土材料老化性能差異,與常規按照整體材料一致進行地震分析存在明顯不同,因此,對現正運行或計劃建設的加高重力壩的抗震安全如何考慮材料老化因素的影響,是大壩抗震安全評價亟待解決的關鍵問題。

鑒于上述背景,本文在考慮混凝土材料老化及加高重力壩新老混凝土性能差異影響的情況下,建立丹江口加高重力壩某壩段的三維有限元模型,對其地震激勵作用下的壩頂位移、關鍵點應力進行模擬分析,同時基于混凝土塑性損傷模型結合混凝土性能退化理論,對比分析壩體不同峰值加速度以及不同運行時間下的塑性損傷,揭示考慮材料老化下加高重力壩的動態響應規律和累積損傷破壞機理。

1 研究方法

1.1 塑性損傷模型

混凝土重力壩的破壞會經歷損傷、開裂、開裂擴展延伸和失穩多個過程,目前在混凝土結構抗震方面常用的本構模型是由LUBLINER等[21]建立的混凝土塑性損傷(concrete damage plasticity, CDP)模型,隨后該模型經過LEE等[22]加以改進使其實用性更高。CDP模型假定混凝土的破壞準則為拉裂和壓碎,混凝土材料前期主要表現為線彈性和各向同性,通過各向同性損傷、各向同性拉伸和壓縮的綜合作用來考慮混凝土的非線性行為,將單軸應力-應變曲線(拉、壓)轉換為應力-塑性應變曲線,用來模擬準脆性材料在循環荷載下因損傷引起的材料性能退化現象。混凝土單軸受拉與受壓應力-應變與開裂應變關系如圖1和圖2所示。

圖1 混凝土單軸受拉應力-應變關系Fig.1 Uniaxial tensile stress-strain relationship of concrete

圖2 混凝土單軸受壓應力-應變關系Fig.2 Uniaxial compressive stress-strain relationship of concrete

混凝土在受拉和受壓情況下的應力-應變曲線,表達式為

(1)

(2)

本文中混凝土重力壩的破壞主要體現在受拉損傷方面。此外考慮混凝土材料的“單邊效應”,即在對混凝土材料進行施加循環荷載作用的試驗時,力的作用方向改變時材料剛度會有所恢復的現象。在設置參數時,假定受拉剛度恢復參數ωt=0,受壓剛度恢復參數ωc=1。

1.2 混凝土老化的退化指標

AZIZAN等[15]得到了退化混凝土在不同齡期彈性模量和抗壓強度的變化數據,擬合提出一個經驗關系,為

(3)

fck(ta)=-4×10-8E2(ta)+0.0013E(ta)+fck0

(4)

式中:E0為初始彈性模量;ta為老化時間;fck為混凝土抗壓強度;fck0為初始混凝土抗壓強度。

混凝土抗拉強度的變化與彈性模量的變化比例相同,表達式為

(5)

式中:E0為初始彈性模量;ft為退化后的混凝土抗拉強度;ft0為初始抗拉強度。

1.3 混凝土壩體地震破壞評價指標

目前,許多學者[23-26]利用損傷指數來定量描述結構的破壞程度,建立大壩損傷評價指標用于評估抗震安全風險。張社榮等[27]根據大壩損傷因子(D≥0.75)及損傷區沿壩體寬度方向的長度,建立了以損傷區的貫穿程度為參數的大壩局部損傷評價指標,為

(6)

式中:lmi為局部破壞區域m內的第i個水平截面上損傷大于0.75區域的長度;Lmi為局部破壞區域m內的第i個水平截面在壩體上的總長度。

整體損傷累積破壞指標考慮對局部損傷指標的加權平均,本文從能量角度出發,以損傷耗散能作為權重系數,同時反映結構整體破壞指標與破壞的集中現象和破壞沿大壩不同部位的分布相關,定義整體損傷累積破壞指標,為

(7)

式中:Dm為局部損傷評價指標;Em為大壩局部破壞區域m上的損傷耗散能;N為局部破壞區域總數。

抗滑穩定性系數:

(8)

式中:f′為抗剪斷摩擦系數;c′為抗剪斷黏聚力;N為滑動面正壓力;A為滑動面面積;S為滑動面滑動力。

2 地震動力響應分析

2.1 加高重力壩三維有限元模型

為滿足南水北調中線工程蓄水調水需求,丹江口大壩在初期工程基礎上續建加高,壩頂高程由162.0 m增加到176.6 m,正常水庫蓄水位由152.0 m提高到172.2 m,下游面貼坡增厚約12 m。加高后壩體結構尺寸和有限元模型如圖3所示。

圖3 壩體結構尺寸和有限元模型Fig.3 Dam structure dimensions and finite element model

模型中有16380個縮減積分C3D8R單元,共19942個節點。定義以大壩左下角為中心的全局直角坐標系,y軸豎直向上,x軸水平指向下游,對重點研究部位(壩踵、壩趾和折坡處)網格進行加密處理。壩體部分在z軸方向進行法向約束。數值模型按壩體一次建成的結果進行計算,不考慮分期加高;按照上游水位172.2 m,下游無水的情況進行計算,需考慮上游靜水壓力、動水壓力、揚壓力及壩體自重產生的應力及變形情況。荷載設置方面,分2步施加荷載:第一步施加靜荷載,包括: 重力、 靜水壓力和揚壓力; 第二步施加動荷載,包括地震力和動水壓力。其中,選取歷史上記錄的典型強震Kocali地震波作為輸入地震荷載,如圖4所示。實際工程中丹江口重力壩新老混凝土結合面采用鑿鍵槽和增設錨筋的方法進行了處理,有學者對新老混凝土粘結面進行了剪切和劈拉試驗[28-29],結果表明,粘結面的抗剪強度和抗拉強度均高于混凝土材料,所以本文采用共節點方式對結合面進行處理。動水壓力的施加采用Westergaard方法,在水平地震下豎直剛性壩面受到的動水壓力為

圖4 輸入地震波Fig.4 Input seismic waves

(9)

式中:Pmax為動水壓力值;H0為水深;h為計算點位置處水深;α為該點加速度系數。

材料參數方面,壩體材料的物理力學參數由現場試驗確定,如表1所示,在動力分析時由于要考慮應變率效應,彈性模量和強度參數按擴大1.3倍處理。為了研究不同運行期加高重力壩的地震動力響應問題,在初始狀態即壩體混凝土沒有退化的情況下,混凝土材料參數按養護28 d的材料性質選取,隨著混凝土的老化,彈性模量、抗拉強度和抗壓強度等材料參數按式(3)～式(5)取值。混凝土拉伸應力-應變關系隨老化時間的變化情況,如圖5所示。由圖可知,隨著老化時間增加混凝土的抗拉強度逐漸減小。混凝土損傷因子隨開裂應變的變化情況,如圖6所示。

表1 模型的材料參數Table 1 Material parameters of the model

圖5 混凝土拉伸應力-應變參數隨老化時間的變化Fig.5 Variation of concrete tensile stress-strain parameters with aging time 圖6 混凝土損傷因子隨開裂應變變化 Fig.6 Variation of concrete damage factor with cracking strain

為了更好地了解混凝土老化的加高重力壩的地震動力響應情況,并與拆除重建(即材料全新工況)和假定設計之初就按加高高度進行建造(即材料全老工況)2種工況進行比較。其中, 材料全新工況為A組, 加高老化工況為B組,材料全老工況為C組。到2013年丹江口大壩加高完成,距1973年大壩建成,原重力壩已經運行40 a左右,即壩體混凝土已經老化40 a,此時,新加高部分混凝土齡期為0 a;老壩體混凝土齡期70 a時,新加高部分混凝土齡期為30 a;老壩體混凝土齡期100 a時,新加高部分混凝土齡期為60 a。研究對照工況分組如表2所示。

表2 研究對照工況分組Table 2 Study control condition grouping

2.2 工程實例驗證

現在最常用的地震波輸入方式是基于黏彈性邊界的方式輸入地震波,將地震波轉換為節點力的形式施加在地基邊界節點上。由于網格大小與波長有一定的數量關系要求,所以滿足精度要求也比較困難。而且由于本文關注點在于老化加高重力壩本身的動力響應,所以假定地基為剛性體。

采用經典的Koyna大壩驗證該輸入方法對計算重力壩塑性損傷精度的影響。該大壩在1967年12月11日遭受了里氏6.5級的地震。大壩高103 m,底部寬71 m。水深取91.75 m。取某非溢流壩段進行研究,有限元模型和考慮地基輻射阻尼效應的Koyna重力壩整體模型如圖7所示。定義以大壩左下角為中心的全局直角坐標系,y軸豎直向上,x軸水平指向下游。

大壩的材料參數如表3所示,假定地基為剛性,第一步輸入地震波之前,所受靜力荷載包括重力和靜水壓力,第二步將地震波一致激勵輸入到重力壩底部,輸入的橫向和豎向地震波如圖8所示,將地震波轉換成等效節點力的方式進行輸入。對2種方法的損傷情況進行了對比,如圖9所示。結果表明假定地基為剛性的情況下,在壩底一致輸入地震波結果偏大,但具有良好的精度。

表3 Koyna地震波所需材料參數Table 3 Material parameters for Koyna ground motion

圖8 Koyna地震波輸入Fig.8 Koyna seismic input

圖9 2種輸入方式下Koyna重力壩塑性損傷比較Fig.9 Comparison of plastic damage of Koyna gravity dam under two input methods

2.3 壩頂位移

壩頂位移是校核計算的重要參考依據,圖10為3種工況重力壩在地震激勵下的水平壩頂位移。縱向對比不同齡期位移響應變化,以工況A為例,3個齡期下7s左右最大橫向壩頂位移分別為10.09、12.04、19.03 mm,且波峰數隨齡期增大明顯減少,工況B、工況C存在相同趨勢,即隨老化時間增加,整體壩頂位移響應增大,擺動幅值增大,波峰數減少因此頻率減小。橫向對比3種工況的位移動態響應,運行70a時,地震激勵后7s左右3種工況橫向壩頂位移分別為12.04、16.84、18.71 mm,可以看出,工況C的橫向壩頂位移最大,其次為工況B,工況A的位移最小,工況A的位移擺動頻率最大,其次為工況B,工況C的頻率最小。分析其原因是隨運行時間增加,重力壩材料性能發生老化,進而引起壩體混凝土的剛度減小和柔性增大,使得壩體在地震動力下的位移響應增大,反應時間增加,固有頻率下降。

圖10 壩頂橫向位移動態響應 Fig.10 Dynamic response of dam crest lateral displacement

壩頂橫向位移動態響應極值,如圖11所示。隨著混凝土老化時間的增加,以工況B為例,大壩向上游的位移響應極值分別為14.67、19.39、20.99 mm,3種工況均呈明顯增大趨勢,且增速放緩;工況B下大壩向下游的位移響應極值分別為9.64、13.31、21.50 mm。3種工況同樣呈增大趨勢,但增速明顯加快。

圖11 壩頂橫向位移動態響應極值Fig.11 Extreme value of dynamic response of lateral displacement of dam crest

結合圖5混凝土老化特性及式(3)彈性模量變化經驗公式分析其原因,重力壩混凝土剛度隨齡期或結構運行時間增長呈非線性減小,即增長幅度逐漸放緩,上游位移響應主要受此因素影響,因此同工況下位移極值呈下凹型增長,3種工況對比下可以看出,隨壩體老化程度增大,工況C的位移極值最大,其次為工況B,工況A的位移極值最小;下游位移響應雖同樣受非線性剛度變化影響,但更關鍵影響因素分析為:隨大壩運行時間增加,在大壩動力響應下,下游折坡位置產生的損傷更大,且在加高重力壩新老混凝土交界面處,受粘合效果影響新澆混凝土相對老混凝土有向下滑移趨勢,即結合面處地震響應會有所擴大,因此運行時間長或老化程度高的工況會造成更大的位移響應,由此導致同工況下位移極值呈下凹型增長,可以看出,工況C的位移極值最大,其次為工況B,工況A的位移極值最小。

2.4 關鍵點應力

取壩踵、壩趾和折坡點作為關鍵點進行應力分析,3種工況的最大主應力響應情況如圖12所示。以新老工況B在壩踵處應力響應情況為例,不同齡期下其最大主應力極值分別為1.363、1.025、0.732 MPa,3種工況在不同關鍵點的應力響應呈相同變化趨勢,即隨混凝土老化時間增加,關鍵點最大主應力響應均下降。以3種工況70 a齡期時不同關鍵點應力響應值進行對比,3種工況壩趾處最大主應力動態響應分別為0.097、0.102、0.087 MPa,可以看出工況B的壩趾處最大主應力動態響應最顯著,其次為工況A,工況C的該處響應最小;3種工況壩踵處最大主應力動態響應分別為1.452、1.025、1.030 MPa,可以看出工況A的壩踵處最大主應力動態響應最顯著,工況B和工況C的該處響應差別不大;3種工況折坡處最大主應力動態響應分別為1.378、1.442、1.011 MPa,可以看出工況A和工況B的折坡處最大主應力動態響應較顯著,且二者相差不大,工況 C的該處響應較小。

圖12 3種工況的最大主應力響應Fig.12 The maximum principal stress response of three conditions

綜合分析以上動態響應情況,總體呈下降趨勢,其原因為混凝土材料性能退化,壩體剛度降低,大壩在地震下的能量耗散更加均勻,反應劇烈程度減小。從不同工況在關鍵點應力上的大小差異可以看出,以壩趾處最大主應力關系最為明顯,加高重力壩中新混凝土的收縮會對老混凝土產生應力,尤其是拉應力,因此與其他工況相比較,由于應力集中的影響,老壩體對新加高部分壩體的動力響應有放大作用。

取壩體最大主應力峰值時刻和壩體最小主應力峰值時刻,得到壩體隨混凝土老化時間增加的最大主應力云圖,如圖13所示。按壩體齡期橫向比較,最大主應力達到峰值瞬間,最大拉應力集中在壩體下游頸部,以工況B為例,不同齡期最大主應力峰值分別為1.58、1.25、0.74 MPa,可以看出隨壩齡增長,壩體頸部拉應力峰值逐漸減小,同時下游面的拉應力區域明顯增大;在最小主應力達到峰值瞬間,最大拉應力集中在上游面,工況B不同齡期最小主應力峰值分別為1.11、1.07、0.95 MPa,可以看出隨齡期增大,壩體上游面拉應力峰值逐漸減小,同時上游面拉應力區域也明顯增大。按不同工況豎向比較,可以看出工況C的拉應力區域面積最大,其次為工況B,工況A的面積最小。在最大主應力峰值時刻,壩體向上游擺動,工況B相對于工況A來說,老壩體對折坡位置的動力響應有放大作用;在最小主應力峰值時刻,壩體向下游擺動,工況B相對于工況C來說,新加高壩體對老壩體有維穩作用。

圖13 壩體峰值應力分布Fig.13 Peak stress distribution of dam body

綜合以上結果,作為主要研究工況的加高重力壩在壩頂位移、關鍵點應力響應方面,劣于材料全新工況,同時優于材料全老工況。具體表現為:在變形方面,位移動態響應和擺動頻率較全新工況體現出不足,但相較全老工況則體現出更好的安全性與適用性;在受力方面,加高重力壩的新老結合面會擴大一定的動力響應問題,但同時對老壩體也起到維穩作用。從大壩穩定的角度來講,水平層間縫和新老混凝土結合面均容易成為大壩失穩的弱面[30],應采取相應的加固措施,處理好新老結合面的粗糙度。因此,為滿足工程需要,對重力壩進行加高仍是綜合壩體安全性能和建設成本考量的優先方案。

2.5 塑性損傷分析

2.5.1 不同峰值加速度下的塑性損傷

對剛加高完成的重力壩進行動力分析,地震波計算工況如表4所示,以老混凝土齡期40 a為例,不同峰值加速度的地震波作用下,重力壩塑性損傷云圖如圖14所示。由圖可知,在峰值加速度為0.1g的地震波作用下,重力壩在壩踵處只有輕微損傷出現,即除壩踵位置外整體都處于彈性狀態;在峰值加速度為0.2g時,重力壩壩踵部位損傷長度延伸;在峰值加速度為0.3g時,重力壩折坡位置處出現較大的損傷開裂,裂縫斜向下45°延伸,壩踵部位的損傷長度已經出現了較大延伸;繼續增加峰值加速度,當取到0.4g時,折坡處的損傷裂縫繼續延伸至新老混凝土交界面處,折坡位置下方的混凝土出現了區域性損壞;當峰值加速度從0.4g增加到0.5g時,折坡處的損傷裂縫水平向上游延伸,壩踵處的裂縫接近貫穿。峰值加速度取0.4g時,損傷響應較為明顯且無潰壩破壞風險,為更好地研究后續隨運行時間變化的損傷演化情況,同時不發生貫穿潰壩現象,取損傷變化更為典型的峰值加速度0.4g進行研究。綜合以上響應情況,隨峰值加速度的增加,加高重力壩的損傷開裂程度明顯增大,壩踵處受拉損傷破壞愈發嚴重,并沿壩基面向下游擴展,壩體混凝土損傷集中在下游折坡處,并向新老混凝土結合面和上游面擴展。

表4 地震波計算工況Table 4 Seismic wave calculation conditions

圖14 不同峰值加速度下的損傷破壞特征Fig.14 Damage characteristics of different peak accelerations

2.5.2 不同運行時間下的塑性損傷

對比分析峰值加速度為0.4g的地震波作用下3種工況在不同運行時間下的地震塑性損傷發展過程。3種工況在不同混凝土齡期遭遇地震下的破壞模式不同,如圖15所示。工況B下,大壩運行期40 a時遭遇地震壩體折坡處損傷開裂斜向下45°延伸10.0 m;70 a時,折坡處損傷開裂斜向下45°后向上游延伸,損傷長度共16.9 m;100 a時,折坡處損傷開裂到新老混凝土結合面后水平向上游延伸,沿結合面向下擴展,折坡下方裂縫也開裂到新老混凝土結合面,主裂縫長19.8 m。工況C下,受老化程度影響,壩體損傷更為顯著。40 a時,折坡處損傷開裂斜向下45°延伸11.8 m;70 a時,折坡位置損傷斜向下45°延伸11.8 m后水平向上游延伸,在折坡下方位置也出現損傷。100 a時,折坡位置損傷斜向下45°延伸約13.2 m后水平向上游延伸共計21.9 m,接近貫通,折坡下方裂縫趨勢相近,與折坡位置裂縫平行,在壩踵上方出現了較大區域損傷。

圖15 不同工況損傷開裂模式Fig.15 Damage extension process under different working conditions

由此總結出加高重力壩在地震作用下的塑性損傷特點,即加高重力壩的主裂縫一定是從加高部分的折坡位置向老壩折坡位置進行擴展延伸的,向上游延伸的同時沿新老混凝土結合面斜向下延伸。而材料全老工況主裂縫斜向下延伸的長度更長,次裂縫與主裂縫平行向上發展。分析其原因是新老混凝土結合面作為加高重力壩失穩的弱面,存在彈性模量不同引起體積變化等問題,會不可避免地產生若干剪應力,更易產生損傷。為了定量分析地震對混凝土重力壩在不同運行期的破壞,在進行非線性動力學分析后,用式(6)和式(7)計算局部和全局損傷指標,如圖16所示。以整體損傷指標為例,工況A不同運行期下損傷指標分別為0.49、0.54、0.77,工況B為0.56、0.75、0.78,工況C為0.56、0.82、0.91。由整體趨勢可以看出,隨運行期增加,大壩發生地震時損傷指標均增大,其中,工況A的損傷指標最小,工況C損傷整體情況明顯大于工況B。具體分析增長趨勢差異可以看出: ①工況B、工況C壩體上部和壩踵處損傷指標差距均呈增大趨勢,但整體上仍保持相近,均為下凹型增長;②工況C損傷指標呈明顯上凹型增長,且工況C與工況B損傷指標差距隨運行期增加先增大后減小,在運行期40 a和100 a時損傷指標基本相同,運行70 a時差距最大。

圖16 損傷指標變化Fig.16 Variation of damage indicators

不同運行期時工況A抗滑穩定性系數分別為4.53、4.45、3.65,工況B為4.32、3.74、3.58,工況C為4.33、3.48、3.25,如圖17所示,由圖可知,隨大壩運行期增加,大壩遭遇地震后的抗滑穩定性系數也減小。整體情況而言,工況A抗滑穩定性系數最大,工況B明顯較工況C穩定。其中,工況A的抗滑穩定性系數減小的速度逐漸加快,工況B、工況C的抗滑穩定性系數減小的速度逐漸減慢。

圖17 抗滑穩定性系數變化Fig.17 Coefficivent variations of anti-skid stability

分析以上結果表明,由于壩體老化程度不同所產生的影響,加高重力壩工況B的局部與整體損傷指標整體高于材料全新工況,同時低于材料全老工況,抗滑穩定性較材料全新工況不足,但優于材料全老工況。對于材料全新工況,由于混凝土壩仍處于早期彈性模量低、強度低且徐變率高的適應階段,因此地震響應后塑性損傷破壞逐漸增大,抗滑穩定性劣化速度加快,但總體仍優于另外2種存在老化混凝土工況;對于材料全老工況,大壩在經過初期適應后各項性能已經穩定,結構性態不斷調整,大壩變形增幅減小,因此地震響應后損傷指標增長逐漸趨緩,抗滑穩定性系數減小速度放緩;作為主要研究工況的加高重力壩兼具性能穩定與損傷破壞指標低的特點,老壩體對荷載變化進行適應性調整,新壩體對老壩體具有增加穩定和減緩老化的作用,在一定運行期范圍可達到材料全新工況的安全性與穩定性,使大壩綜合特性得到一定的改善和加強。

3 結論

本文依據混凝土力學性能退化計算公式,基于混凝土塑性損傷本構模型對加高重力壩進行不同運行期的地震動力響應分析,研究考慮混凝土老化的情況下,加高重力壩在地震激勵下的非線性動力響應問題,揭示不同運行期加高重力壩的動態響應和累積損傷破壞機理。主要結論如下:

1)壩頂的最大橫向相對位移響應隨大壩運行期增長而增大,其中材料全老工況最大橫向相對位移響應最顯著,其次為加高老化工況,材料全新工況位移響應相對較小。加高重力壩受混凝土老化性能非線性變化影響,上游位移響應增幅漸緩;由于下游折坡及新老結合面處動態響應得到擴大,下游位移響應增幅增大。

2)壩踵、壩趾和折坡位置隨大壩運行期增長最大主應力極值均減小,對比壩踵位置:加高老化工況與材料全老工況最大主應力極值較小且相差不大,材料全新工況下最大主應力極值較大;對比壩趾位置: 加高老化工況最大主應力極值最大,其次為材料全老工況,材料全新工況應力極值相對較小。對比折坡位置:加高老化工況與材料全新工況最大主應力極值較大且相差不大,材料全老工況下最大主應力極值較小。加高重力壩受混凝土材料老化影響,關鍵點應力呈減小趨勢,且新老結合面處更易產生拉應力,老壩體對加高部分動力響應起明顯放大作用。

3)在地震作用下,3種工況遭遇地震后的塑性損傷與破壞模式各不相同,加高重力壩與另外2種工況不同在于,壩踵處受拉損傷破壞沿壩基面向下游擴展,壩體混凝土損傷集中在下游折坡處,并向新老混凝土結合面和上游面擴展。通過計算局部與整體損傷指標和抗滑穩定性系數分別比較其破壞程度和穩定程度,材料全老工況破壞程度最高,穩定性最低,材料全新工況破壞程度最低而穩定性較高,加高老化工況的性能居于兩者之間。加高重力壩可適應結構變化后的受力和變形,同時,兼具損傷破壞指標低、抗滑穩定性系數高的特點,壩體綜合抗震性能得到提高。