挪威萨乌斯佛森混凝土拱坝设计.pdf

2 0 1 6年9月 水利 水 电 快报E WR H I 第 3 7卷第9期 文章编号： 1 0 0 6 - 0 0 8 1 ( 2 0 1 6 ) 0 9 - 0 0 2 2 - 0 5 挪威萨乌斯佛森混凝土拱坝设计 [ 挪威] J ． 林德马克 等 摘要： 在挪威萨乌斯佛森双曲拱坝的设计 中， 三维有限元模型的重要性得到充分体现。该模型可以精 确模拟结构的几何体型， 并采用合适的方法模拟边界条件。鉴于此， 阐述了采用常用的 A n s y s 有限元软件 和新近开发的 Mu l fi c o m软件设计和分析萨鸟斯佛森拱坝结构的优势， 并介绍了坝基处理、 建基面及混凝土 浇筑等施工工艺。同时， 对萨鸟斯佛森坝体型优化设计开展了研究， 最终得到双曲和单曲拱坝设计成果， 可节约数百万投 资额。 关键词： 双曲拱坝； 坝设计； 坝体渗漏； 施工措施； 萨鸟斯佛森拱坝； 挪威 中图法分类号： T v 6 4 2 ． 4 2 文献标志码： A 萨乌斯佛森( S a r v s f o s s e n ) 双曲拱坝位于挪威东 阿格德尔郡的比克勒( B y k l e ) 地区， 于 2 0 1 4年 9月 建成 ， 坝高 5 0 m， 施工总工期约 2 ． 5 a 。该拱坝属于 布鲁克 一诺，德／索尔 ( B r o k k e N o r d ／ S c r ) 项 目的一部 分 ， 大坝位于奥特拉河上 ， 该河 向南流经塞特斯达勒 ( S a t e s d a l e n ) 山谷 。萨乌斯佛森项 目主要 由大坝 、 厂 房 、 长 2 0 k m的输水隧洞及 7个取水 口组成。新建 的斯卡吉( S k a r g ) 水 电站装机容量为3 3 MW， 年发电 量为 6 9 G W h ， 加之下游 已建成 电站的发电量 ， 每 年向区域 电网输送 电量达 1 7 5 G W h 。 自2 0世纪 8 0年代 阿尔塔 ( A h a ) 坝建成 以来 ， 萨乌斯佛森坝是挪威建成的最大混凝土拱坝， 其建 造风格独特 ， 坝体厚度 由底部的 6 ． 5 n l 逐渐 向上变 窄， 在高程 4 3 m处为 2 ． 3 m， 坝体混凝土总量 约为 1 ． 9 万 m ， 沿坝顶布置长 1 4 5 m的混凝土桥 ， 该桥连 接西部 的比克勒社 区和东部斯塔伍 勒斯 ( S t a v n e s ) 的乡村地区。 作 为奥特拉上游水电开发的一部分 ， 萨乌斯佛 森双曲拱坝的结构体型早在2 0 世纪8 0年代就已确 定。2 0 1 1年该方案获批 ， 在随后 的招标和采购协议 阶段 ， 未对大坝 的基本设计进行过优化和调整。为 确定开挖和灌浆方案 ， 选择合理的建基面 ， 工程开工 收稿 日期 ： 2 0 1 6 - 0 5 - 2 0 2 2 前进行了补充地质勘察 。通过建立三维块体模型分 析了坝肩岩体的稳定性 ， 确定大坝采用非对称布置 ， 相对原方案仅作 了较小调整。坝体有限元几何模型 见图 1 ， 图 中右侧剖面图截取于坝体 中部最大坝高 处。大坝建基面最低高程为 5 9 0 m， 坝顶高程为 6 3 3 m。随后 ， 采用先进的分析和设计软件 ， 对调整后 的 方案进行了详细设计 结果表明， 萨乌斯佛森坝无 需采用河床锚固措施， 可依靠其 自 重和双曲体型， 将 荷载作用传递到两岸坝肩和河床基岩。简言之 ， 大 坝拱形结构能将水荷载很好地传 向两岸坝肩 。 图 1 坝体结构有限元模型 1 有限元分析和设计 常用的有限元软件 A n s y s 和混凝土设计后处理 [ 挪威] J ． 林德马克 等挪威萨乌斯佛森混凝土拱坝设计 软件 Mu h i c o n ( 由 Mu h i c o n s u l t 公 司开发 ) 已在海洋 工程中应用数年 ， 效果较好 。目前这类分析软件正 广泛应用于大坝设计 。典型的 A n s y s 和 Mu l t i c o n设 计过程包括 2 个主要步骤： ① A n s y s 有限元分析； ② 基于 A n s y s 有 限元分析结 果 ， 在 M u h i c o n后处理 中 复核坝体的响应和混凝土设计。 1 ． 1 A n s y s 有限元分析 在 A n s y s中建立精确的坝体结 构模型 ， 整体模 型 中未包括的坝顶桥梁结构采用其他有限元软件模 拟 ， 这里不详细讨论。 1 ． 1 ． 1 材料 模 型 鉴于坝体大部分混凝土处于受压状态， 即横断 面主应力的典型状态为全断面受压 ， 为 了更好地模 拟坝体的真实结构特性 ， 在有限元模型中， 采用线弹 性各向同性模型模拟基岩和坝体结构。在 M u h i c o n 中， 采用非线性壳体理论进行混凝土设计 。 根据挪威混凝土标准( N S 3 4 7 3 ) 之《 混凝土设 计与细部构造》 准则， 混凝土强度等级采用 B 3 5 ， 材 料 系 数 采 用1 ． 4， 典 型 设 计 抗 压 强 度 采 用 1 9． 5 MPa。 1 ． 1 ． 2 边界条件 基岩与坝体交界面采用接触单元 ， 模拟滑动和 抬动， 接触单元粗糙度系数取值为 r： ‘ 1 ． 0 ( 1 ) 2 0 1 3年 ， 有学者得 出其他试验成果 ， 当基 岩面 粗糙时 ， “ 有效” 粗糙 度系数取值可以大于 1 ． 0 。在 某些情况下 ， 岩体材料和混凝土之间滑动模式的假 定可 以用基岩 自身的破坏模式替代。即当基岩面较 粗糙时， 如果粗糙度系数仍采用 r =1 ． 0 ， 那么计算 得到 的滑动效应可能偏保守。 1 ． 1 ． 3采用 Mu h i c o n进行混凝土结构设计 对于混凝土结构分析而言 ， 在有限元分析 中， 采 用典型应力云图模拟实体单元 ， 使用较为不便。因 拉力、 剪力和弯矩是结构内应力分布的结果， 其实际 意义更大。后期采用 M u l t i c o n软件对萨乌斯佛森坝 的 A n s y s 有限元结果进行处理。 M u l t i c o n是一款非线性混凝 土壳体设 计软件 ， 广泛应用于挪威及国际油气行业的混凝土结构设计 中， 该软件在所有混凝土重力式采油平 台设计 中已 成功应用超过2 5 a 。利用有限元软件进行实体或壳 体单元模型分析的复杂壳体结构， 可通过该软件进 行设计 。 1 ． 1 ． 4荷 载及 其组合 在有限元模型中， 不同荷载工况的计算结果不 是采用叠加原则通过线性组合获得 总荷载 ， 因为对 于采用接触单元模拟可能的滑动或抬动而言， 这是 不可能的。因此 ， 在有限元分析中， 必须通过逐步生 成荷载矢量来生成荷载组合。对于坝体结构 ， 这种 方法包含以下步骤： ①施加永久荷载， 在这种情况 下， 不同结构单元的惯性荷载即自重， 在这一步中， 荷载系数由零线性变化至 l ； ②第 1 步的荷载维持 荷载系数 1不变 ， 水压力 、 冰荷载和温度荷载等其他 外部荷载， 施加的荷载系数由零线性变化至 1 。 采用这种方法 ， 通过迭代分析过程将所有荷载 进行组合 ， 直到所有加载子步收敛 。基于最终的内 部应力状态， 采用 M u h i c o n 计算每个单元的所有壳 体 内力 ， 下文中将进行详述。 参照 2 0 1 5年《 挪威水资源和能源指导手册 ( 混 凝土坝) 》 ， 选取包括加载系数在内的荷载组合原 则。本文阐述了挪威设计标准在混凝土结构中的应 用 ， 同时指出应特别关注荷载系数等因素。 挪威大坝规范为 2 0 0 8 年《 混凝土结构设计》 ， 该规范参考欧洲通用标准 2 。萨乌斯佛森坝混凝土 初期设 计 采 用 欧洲 标 准 2 ， 后 期 采 用 通 用 标 准 N S 3 4 7 3 。N S 3 4 7 3在海洋工程中也得到较好应用 ， 包 括北海的许多重力式混凝土结构， 目前这类工程仍 在应用该标准。有关设计规范选择方面的内容详见 1 ． 2． 3。 1 ． 2 模型分析结果 1 ． 2 ． 1 Mu h i c o n结果 包括弧形拱顶裂缝宽度控制在内的所有相关混 凝土设计 验证成 果均包含在一个 软件包 中( U L S， A L S和 S L S ) 。每种荷载组合的计算结果均作为单 一 设计工况 ， M u l t i c o n从 A n s y s 有限元计算结果中为 所有的断面或单元找到最优配筋。图 2显示在荷载 组合 中， 当水压力 占主导时， Mu l t i c o n搜索到的大坝 所必须配置的抗剪钢筋分布。 、 ／ _ ． _ ■■ 横向钢筋 图2 Mu h i c o n中的抗剪钢筋分布 1 ． 2 ． 2 接触应力计算影响和抬动计算观测 分析中采用接触单元非常重要 ， 如上文所述 ， 因 2 3 2 0 1 6年9月 水 利 水 电快 报 E WR H I 第 3 7卷第 9期 为钢筋混凝土与基岩之间没有进行锚固。为方便起 见 ， 有限元分析中测试 了基岩与混凝土结构 间完全 接触的工况。该工况下 ， 基岩 网格和结构 网格必须 满足节点与节点间的位移协调 ， 测试结果显示大坝 迎水面一侧低高程部位竖 向配筋量很大。理论解释 是夹持效应 ， 即非常牢固， 因为结构与基岩间为刚性 连接。 由于锚固方案需要大量造价很高的锚索或锚杆 ， 故设计团队决定从非线性接触分析方面模拟结构的 整体行为， 并通过大坝的拱形结构将力传递至两坝 肩。由水压力作用组合产生 的结构变形见图 3 。左 侧云图表示矢量和， 也就是3个位移分量的组合， 用 等轴测视图表示。右侧云图表示大坝中部断面 的竖 向位移分量 ， 该图可反映出大坝迎水面一侧底部的抬 动效果。在接触区域 ， 水压力对混凝土部分的影响从 上游至下游呈线性分布， 以模拟渗水效果。在坝基部 位， 设置了止水和排水系统以防止渗漏。 图3大坝迎水面一侧 下部抬动情况 尽管在线 弹性有 限元分析 中能观察到抬动情 况 ， 但不确定其反映是否真实 ， 因此 ， 水库蓄水之前 ， 在坝基迎水面一侧安装三 向应变计 ， 对坝基和混凝 2 4 4． O0 3 ． 5 O 3 ． 0 0 目 2 ． 5 0 魍 稃 2 ． 0 0 野 斗 <1 ．5 0 1 ．0 0 0 ．5 0 0 ．O 0 土结构分别进行监测。基础混凝土与拱坝接触部位 的三 向应变结果见图 4 ， 抬动监测值与水位的关系 以函数表示 。在大坝完建后 ， 自水库初期蓄水 以来 一 直处在监测中。 从图4可以看 出， 当水位上升约 2 0 m时 ， 坝基 未发生抬动变形 ， 当上游水位达到最高值时 ， 抬动变 形即达到最大值 ， 当上游水位上升 4 3 m时， 迎水面 一 侧 的抬动变形约为 2 ． 5～ 3 ． 5 mm， 大坝发生向上 和向下的位移。A n s y s中非线性有限元模拟分析 的 抬动变形与应变计的监测结果基本一致。 软件计算值不可能与监测值完全一致 ， 因为许 多假定均可能导致结果不一致。非线性有限元分析 中不包括混凝土和基岩的非线性响应模拟 ， 因此 ， 两 者的刚度不确定， 也会对抬动变形量产生影响。换 言之 ， 在有限元模型模拟中 ， 未考虑裂缝或应力重分 布的影响。相对于有 限元分析中指定的刚度输入值 而言， 混凝土的弹性模量是导致计算值与监测值不 一 致的另一因素 ， 如同应变计的精度不确定一样 。 1 ． 2 ． 3 混凝土抗剪配筋设计标准的采用 虽然 2 0 1 5年《 挪威水资源和能源指导手册 ( 混 凝土坝) 》 用于混凝土设计 ， 但该手册指 出， 在不违 背指导手册原则 的前提下 ， 也可采用挪威现行的混 凝土规范。因此欧洲 标准 2( 挪威 国家标 准 ， 2 0 0 8 年 ) 也适用于萨乌斯佛森坝混凝土设计 。 该坝混凝 土初 期设计 采用 欧 洲标 准 2， 但在 Mu h i c o n分析过程中发现 ， 大坝 的大片 区域需要 配 喜 妻 室 薹 薹 喜 耄 薹 嚣垂 垂 薹 耋 耋 薹 薹 耋 彗 至 至 譬 譬 室 耋 室 薹 墓 墓 墓 墓 墓 塞 墓 芎 苫 葛 g 葛 苫 g 芎 葛 葛 苫 葛 葛 葛 g 葛 葛 葛 苫 苦 葛 葛 苫 苫 葛 葛 葛 葛 ：兮 笤 ：兮 ：g ：兮 日 期 ／ ( 月一 日) 图 4 大坝迎水面下部抬动监测成 果 ( 2 0 1 4年) 6 3O 6 20 o墨 * 6 0 0 5 9 O 58 O [ 挪威] J ． 林德马克 等挪威萨乌斯佛森混凝土拱坝设计 置抗剪钢筋。根据经验 ， 这类厚度较大 的拱坝无需 配置大量抗剪钢筋 ， 混凝土的抗剪强度足 以抵抗横 向剪切荷载。 进一步的研究表明， 与 N S 3 4 7 3相 比， 对于大的 横断面， 欧洲标准 2计算得出的混凝土拉伸剪切强 度较低 。对于不 同的横截面厚度 ， 典 型工况下 的拉 伸剪切强度见图5 。第 1 条线为根据 N S 3 4 7 3 第 1 2 ． 3 ． 2 ． 1 条计算出的混凝土横截面拉伸剪切强度， 第 2 条和第 3 条线分别为根据欧洲标准2 ( 主体部分) 和 欧洲标准 2 ( 包括挪威国家附录) 计算出的混凝土横 截面拉伸剪切强度。 图 5 根据 欧洲标准 2与 N S 3 4 7 3计算 得到的 混凝土拉伸剪切 强度 从 图 5可以看出 ， 当采用欧洲标准 2 ( 挪威 国家 附录) 给出的系数 时， 这种影响特别大 ， 系数 比欧洲 标准 2 ( 主体部分) 中的原始系数更趋于保守。这些 结果在《 挪威水资源和能源指导手册》 中均有介绍， 并被作为特例允许 N S 3 4 7 3 应用于萨乌斯佛森大坝 工程。在挪威 ， N S 3 4 7 3标准一直沿用至 2 0 1 0年， 并 在近些年应用于多项海外重力式混凝土结 构工程 ， 且有 良好的业绩记录。 2 施工 2 ． 1坝基 处理 根据初期坝趾扬压力预测结果 ， 需仔细考虑坝 基防渗。由于主断层原因 ， 在坝基 中部 向两侧各 1 5 m范围内抽槽 ， 深 5～ 8 m， 并 在坝体与基础之 间设 置膨胀缝 ， 同时在上下游布置止水剪切键 和中部膨 胀带， 其 目的是防止因坝趾扬压力导致基岩与混凝 土之间出现裂缝和渗漏 。为确保大坝有足够的抗滑 和抗倾稳定性， 分别实施了深层帷幕灌浆和接触灌 浆， 并在下游部位布置排水孑 L 。 2 ． 2 两岸建基面防渗措施 两岸建基面在混凝土浇筑前采用深孔水泥灌浆， 同时利用浅孔进行接触灌浆。在中部的建基面 ， 清洁 岩石表面后用膨胀条嵌填， 作为防渗附加措施 。分别 安装 2 套塑料管： ①用于蓄水前的化学灌浆； ②用于 蓄水后的聚氨酯灌浆。由于施工进度延误 ， 蓄水前 ， 岩石建基面和混凝土坝块间的接触灌浆仅施工至高 程6 0 5 m 。蓄水后， 预留反向塑料管以备后用。 2 ． 3 混 凝土 浇筑 初期承包商计划采用滑模施工 ， 但 由于双曲拱 坝体型不对称， 滑膜施工在技术和经济上均不可行。 东侧坝肩开挖采用光面爆破， 形成的光面可以当作 不对称布置“ 扭 曲” 坝体 的一个 “ 模板 ” 。大坝混凝 土浇筑单层厚度为 5 m， 水平分块宽度约 9 m， 共设 置 1 2 8个浇筑块 ， 施工过程 中采用多卡模 板系统。 对于水平和垂直缝 ， 上下游均设置剪切键止水。为 减少混凝土收缩缝隙， 要求相邻块的混凝土浇筑在 垂直方向和水平方 向应分别至少有 3 0 d和 7 d的间 隙期。经试验， 混凝土中掺人5 ％的 S i O 和2 5 ％的 粉煤灰 ， 最终混凝土的抗压强度可达到 3 5 MP a ， 并 可保 持最 高 养 护 温度 低 于 6 5 ℃ ， 温度 梯 度 小 于 2 0 ~ C。按照标准获得 的混凝土试验统计分析成果表 明 ， 养护 5 6 d的混凝土块试件抗压强度可增至 4 0 M P a 。S i O 和粉煤灰含量相对较高导致混凝土的养 护时间延长 ， 养护 9 0 d的混凝土块试件抗压强度较 5 6 d的增幅约 5 ％ 。 2 ． 4大坝运行 按计划实施 蓄水 ， 建基面下部测压管监测到的 孔隙水压力在设计 范围内。监测结果表 明， 必须布 置辅助排水孔 ， 以便通过这些孔直接控制水压力 ， 从 而使建基面的孔 隙水压力在允许范围内。水库蓄水 至正常蓄水位的时间大约为 3 0 d 。 坝基下部和斜坡建基面的渗流均单独监测。监 测表明， 渗漏量很小 ， 正常蓄水位下起始渗漏量仅 1 L ／ s 。拱坝与其下部混凝土 “ 重力式基础” 间的接缝 处无渗漏 ， 不需要进行接缝灌浆。坝体 1 2 8个坝块 间接缝的渗漏量非常小， 更多情况下只是小水滴。 在蓄水至高程6 0 5 m期间， 各坝块缝面( 未灌浆) 没 有监测到明显变形。在混凝土浇筑完成之后几个月 内， 随着库水位蓄至正常蓄水位， 对部分接缝进行了 聚氨酯灌浆 ， 灌浆之后大坝渗漏量小于 0 ． 5 L ／ s 。 25 2 0 1 6年9月 水利 水 电快 报 E WR H I 第 3 7卷第9期 在蓄水初期 ， 坝趾扬压力值随库水位上升逐渐 增加。库水位下降 8 m后重蓄至正常蓄水位 的情况 有两次 ， 在机组运行前 ， 水位变幅在 3 m内。初期蓄 水之后的监测结果太少 ， 不能给出明确结论 ， 但有迹 象表明大坝在某种程度上进行 了调整 ， 因为 当前在 水位正常变幅范围内坝体 的位移 已经减小 ， 其值小 于 1 mm。监测结果也表明， 大坝上部 中间截面的最 大位移与模型计算结果的相关性较好 ， 其值为 1 5— 2 0 m m。水位变化对于坝趾的升降影响很小 ， 或者 说沿建基面的渗漏量变化很小。 3 大坝布置和几何体型研究 业主和咨询公司邀请相关学者对萨乌斯佛森坝 体是否有更好的布置或几何体型开展 了研究。该研 究采用通 用有 限元 软件 D I A N A 和商业计 算软 件 MA T L A B进行分析。研究早期发现修改大坝设计可 能节约投资， 预期主要成果如下。 ( 1 ) 计算的配筋量减少； ( 2 ) 采用对称布置可以减少垂直和水平变形 ； ( 3 ) 通过改变大坝几何体型 ， 研究采用滑模施 工方法的可行性。 为验证有 限元模型， 采用和原设计相同的荷载 和边界条件 ， 将分析结果和 A n s y s 软件 的分析结果 进行 比较 ， 总体 上 ， 变形 和应力结 果满足相关性要 求。通过分析原设计方案的应力结果， 优化过程定 向为研究混合坝 ， 即西岸坝肩部位的拱坝段和东岸 坝肩部位的混凝土重力坝( 替代外侧倾斜的拱坝) 段相结合的混合坝型， 使其体型对称。 3 ． 1 优化过程 萨乌斯佛森坝体型优化设计参 考美 国垦务局 26 ( U S B R) 拱坝设计手册。根据变形和主应力对体型 进行分析 ， 并与原设计分析结果进行 比较 。分析水 平和竖向抗拉钢筋， 在有限元模型中， 所有单元均应 用夹层法和迭代法。整个大坝所需的钢筋用量用彩 图表示。原则上 ， 这个 过程与采用 M u l t i c o n的方法 是等效的。优化过程的第3步是复核大坝单个坝段 的稳定性 ， 确保设计满足抗滑稳定要求。 基于分析结果 ， 修改了大坝厚度和竖直 向的曲 线。由于岩体地质条件较差， 为确保推荐设计方案 的有效性， 不允许修改水平向的曲线或东侧的控制 点。直到所有合理 的设计选项得到验证 ， 迭代过程 才结束， 最终得到双曲和单曲拱坝设计成果。 3 ． 2 计算结果 计算结果亦表 明， 在大坝的低高程部位存在明 显的上抬变形， 对 于最终优化 的设计， 其值 为 3 ． 3 m m。坝顶的水平位移 为1 5 ． 3 m m， 与原设计成 果一致。对于所有的单曲和双曲拱坝体型， 大坝低 高程部位或底部的上抬变形结果最值得关注。 虽然拱坝断面更纤细 ， 但混合坝 中的重力 坝断 面的混凝土量需要增加 。与原设计相 比， 估算 的总 钢筋用量基本不变。主要 的优 化在于模板投资减 少 ， 可采用滑模方法施工。基于萨乌斯佛森合 同单 价 ， 可节约投资约 2 6 0万美元。 曹艳辉 孙言译 ( 译者简介： 曹艳辉， 男， 长江勘测规划设计研究有限责 任公 司， 高级 工程师。 ) ( 编辑： 唐湘茜)