混凝土防渗墙模型试验与有限元模拟结果对比.pdf

第 3 5卷第 8期 2 0 1 3年 8月 人民黄河 YE L L 0W RI V ER Vo 1 35 No 8 Au g ， 2 01 3 【 水利 水 电工程 】 混凝土防渗墙模型试验与有限元模拟结果对比 曹国东 ( 洛阳水利勘测设计有限责任公司， 河南 洛阳4 7 1 0 0 0 ) 摘要： 通过室内防渗墙模型槽试验 ， 以及采用三维有限元法对模型试验的模拟， 对模型试验结果和模拟计算结果进行 了对比， 从而分析防渗墙的应力变形， 验证现有有限元计算方法的合理性。结果表明： 随着模型表面压力的增大， 防渗墙 内应力逐渐增大， 而且上部增大速率明显比下部大； 廊道对防渗墙顶的应力有显著增大效应， 在廊道与防渗墙接触处应 力最大， 应力随着防渗墙埋深方向呈减小趋势， 呈板桩受力特点； 有限元计算的防渗墙应力与试验实测应力在整体趋势 上相近， 在数值上差异较大； 目前常用的有限元计算模拟方法有一定合理性。 关键词：防渗墙；模型试验；应力；沉降；有限元模拟 中图分类号 ：T V 2 2 3 4 文献标 志码 ： A d o i ： 1 0 3 9 6 9 j i s s n 1 0 0 0 1 3 7 9 2 0 1 3 0 8 0 3 4 P h y s i c a l M o d e l i n g a n d Fi n i t e El e me n t S i mu l a t i o n C AO Gu o d o n g ( L u o y a n g Wa t e r a n d S u r v e y D e s i g n I n s t i t u t e C o L t d ，L u o y a n g 4 7 1 0 0 0，C h i n a ) Ab s t r a c t ：Us i n g p h y s i c a l mo d e l t e s t s a n d 3一 D fi nit e e l e me n t me t h o d t o s t u d y o n t h e d i a p h r a g m w a l 1 To a n a l y z e t h e s t r e s s a n d d e f o r ma t i o n o f t h e d i a p h r a g m w a l l a n d v ali d a t e t h e r e l i a b i l i t y o f fi n i t e e l e me n t me t h o dt h e r e s u l t s o f fin it e e l e me n t me t h o d we re c o mp a r e d wi t h mo d e l t e s t s T h e r e s u i t s s h o w t h a t ：i n t e r n al s t r e s s o f d i a p h r a g m wall i n c r e a s e s wi t h t h e s t r e s s o n t h e mo d e l s u r f a c e i n c r e a s e s ，t h e s t res s g r o wt h r a t e o f wa l l S u p p e r p a r t i n c r e a s e s a p p a r e n t l y；c o r r i d o r c a u s e d a n o b v i o u s a c c ret i o n a ffe c t o n the t o p wa l l S s t r e s s，t h e c o n t a c t b e t we e n c o r rid o r a n d d i a p h r a gm wall i s t h e b i g g e s t ，t h e s t r e s s d e c r e a s e s wi t h b u ri e d d e p t h，a s t h e c h a r a c t e ris t i c s o f t h e s h e e t p i l e S f o r c e ；t h e c alc u l a t i o n o f fin i t e e l e me n t i s s i mil ar t o t h e o b s e r v e d s t r e s s o n t h e o v e r a l l t r e n d，h o we v e r ，ma k i n g a d i f f e r e n c e o n t h e n u me ri c a l ；t h e p r e s e n t c o mmo n me t h o d fin i t e e l e me n t me tho d h a s a c e r t a i n r a t i o n ali t y Ke y wo r d s：d i a p h r a g m w all ；p h y s i c al mo d e l t e s t ；s t r e s s ；s e t t l e me n t ；fi n i t e e l e me n t me t h o d 对于深厚覆盖层上的土石坝， 目前通常采用混凝土防渗 墙作为垂直防渗设施。然而， 土石坝填筑并蓄水后， 防渗墙 的受力非常复杂， 而且对于高土石坝较准确地估计防渗墙的应 力变形是设计中比较棘手的问题。有限元法是复杂结构应力 变形分析的方法之一， 但是其计算结果常常与实测值有较大差 异。事实上， 对于实际工程， 由于工程边界条件复杂， 实测防渗 墙应力受很多因素影响， 其可靠性未必令人满意， 同时， 覆盖层 分布不均， 参数难以准确确定 ， 因此用实际工程的监测结果来 评价有限元计算结果 的可靠性也难以令人信服。而室内模型 试验 边界条件明确 ， 材料参数可以相对较准确地测定， 而 且加压荷载可以控制， 能准确测量出防渗墙 的应变值。因此 ， 利用室内物理模型建立三维有限元模型， 模拟防渗墙的受力变 形， 验证现有有限元计算方法的合理性是比较可行的。笔者通 过进行室内防渗墙模型槽试验 ， 以及利用三维有限元法对模型 试验的模拟， 对比分析了有限元模拟方法的可靠性 ， 以期为大 坝混凝土防渗墙的应力变形分析提供可靠的方法。 1 模型试验 1 1 模型试验概况 模型试验在一个矩形模型槽内进行。模型槽长 8 0 c m、 宽 4 0 c m、 高 1 2 0 c m， 防渗墙长 4 0 c m、 宽 5 c m、 高 6 5 c m。试验采 用静态应变测试仪， 其具有自动修正、 数据存储、 数据处理和分 析 、 生成结果文件的功能。采用 1 4桥公共补偿片的方法测量 单点应变 ， 补偿片置于与工作应变片同温但不受力的环境中， 应变片沿防渗墙中轴线方向竖向布置 ， 间隔为 1 5 c m， 防渗墙双 面均布置应变片。 试验按照单防渗墙有廊道有泥皮的方式布置， 防渗墙周围 按照相对密度为 0 9填实覆盖层料。覆盖层顶和廊道周围填 实干密度为 1 7 1 g e ra 、 含水率为最优含水率( 1 0 ) 的高塑性 黏土， 泥皮按 3 0 含水率的黏土配制， 并均匀涂抹在防渗墙体 收稿 日期 ： 2 0 1 3 0 3 - 2 2 作者简介： 曾国东( 1 9 6 6 一) ， 男， 河南长垣人， 高级工程师， 主要从事水利工程 设计工作 。 E - ma il ：l y s l c g d s i n a c o rn 1 09 人 民 黄 河2 0 1 3年第 8期 上 ， 模型示意见图 1 。 图 I 防渗墙布置示意 1 2 试验结果 在各级荷载作用下 ， 沿防渗墙墙体不同埋置深度 ( 防渗墙 顶按 0 m计算 ) 的应变见图2 ， 其中第一级至第七级荷载下， 荷 载板表面荷载为5、 1 0、 1 5 、 2 0、 2 5 、 3 0 、 3 5 t ， 对应表面压力分别为 1 5 6、 3 1 2 、 4 6 8、 6 2 5 、 7 8 1 、 9 3 7、 1 0 9 3 k P a 。填土表面 ( 加压盖板) 在各级荷载下的沉降见图3 。从图 2可以看出， 在廊道与防渗 墙接触处接触面应变突变较大， 廊道对防渗墙顶端起到应力集 中作用。当荷载较小时， 这种关系不明显， 随着荷载的增大， 上 面有廊道的防渗墙相比较于没有廊道的防渗墙， 墙顶端的应变 较大， 而且墙顶和墙底应变差较大。 第 一级 荷载 O 0 1 点 0 2 3 萎0 _4 薹0 5 图 2 2 有限元模拟 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 应变 al l 0 防渗墙各级 荷载 下应变 0 g 2 0 交 4 0 蛙 6 0 8 0 图3防渗墙表面沉降 2 1 有限元模型及参数 对物理模型进行有限元网格划分时， 尽量保证网格均匀布 置， 廊道的拱形曲线尽量满足实际情况。同时， 考虑到廊道及 防渗墙混凝土与周围土体可能存在剪切错动， 因此设置了接触 面单元。其中， 防渗墙与覆盖层之间设置 1层厚约 l c m的膨 润土泥皮。另外， 由于模型是在一个钢板围成的矩形槽中进行 的， 其中覆盖层粗粒土及上部黏土与周 围钢板槽壁之间也可能 存在剪切错动， 因此黏土与槽壁钢板、 土覆盖层与钢板之间也 设置接触面单元。接触面采用 G o o d ma n单元模拟。 高塑性黏土、 覆盖层料均采用邓肯 一张 E 模型计算 ， 其 计算参数通过三轴固结排水剪试验确定 ， 见表 1 ， 其中妒为内摩 擦角， 妒是反映 随应力 降低的一个参数， C为黏聚力 ， P 为密度， R ， 、 K、 n 、 G、 F 、 D为模型参数。加压盖板为钢板， 廊道和 。 11 O 防渗墙为混凝土， 因此都按照线弹性材料考虑。加雎板弹性模 量E： 2 0 0 G P a ， 泊松比 = 0 1 5 ； 廊道弹性模量 E= 2 0 G P a ， 泊松 比 = 0 1 8 。防渗墙与覆盖层之间、 廊道与高塑性黏土之间、 模 型槽四周钢板与黏土或覆盖层之间接触面的参数通过大型直剪 试验确定， 见表2 ， 其中K 为法向劲度系数， 6为外摩擦角。 表 1 有 限元计算 El ， 模型参数取值 材 料 r K n G D ( p m 高塑性黏土 0 6 7 9 1 5 1 6 0 2 3 5 3 0 0 0 3 2 0 3 B 9 0 1 2 7 2 0 3 I 7 1 覆盖层0 8 1 9 8 8 9 9 0 5 5 5 5 0 1 6 5 0 0 5 0 0 0 2 4 8 1 1 8 O 2 2 5 廊道与高塑性黏土0 8 7 3 防渗墙与覆盖层( 膨润土泥皮) 0 8 9 0 高塑性黏土与侧壁( 涂抹凡士林)0 9 4 0 覆盖层与侧壁( 涂抹凡林)0 9 2 7 l 3 5 【 )2 0 5 8 3 9 0 0 0 0 0 2 6 0 l 2 0 6 7 6 7 0 5 3 2 9 0 0( )0 o l 1 O 7 5 0 l 0 0 o 3 0 7 7 6 9 0 0 0 0 0 5 4 2 3 9 1 6 0 0 2 0 5 9 0 0 O 0 0 2 O 4 5 4 有限元计算时， 加载方式分 7级模拟， 每级为 5 0 k N， 第一 级荷载为初始应力。荷载按面荷载形式加载在加压板上， 尽量 保证荷载传到高塑性黏土时为均布荷载。 2 2 有限元计算结果 对所建立的三维模型进行有限元计算， 得到各级荷载作用 下加压盖板的沉降值以及防渗墙在各级荷载下的应力值。将 第 7级荷载下有限元计算的防渗墙应力与模型试验测定的结 果进行对比， 见图4 。从图4可以看出： 计算应力与试验测定应 力的整体趋势相近 ， 在防渗墙与廊道接触处为应力最大点， 应 力随着防渗墙埋深方向呈减小趋势； 防渗墙竖向应力的计算值 与实测值在数值上有较大差别， 各测点处应力计算值平均误差 为4 0 ， 但在防渗墙深 0 1 8 m处 ， 计算值与试验值相比误差为 3 4 。 将各级荷载下有限元计算的加压盖板的沉降与模型试验测 定的沉降结果进行对比， 见图5 。从图5可以看出， 计算的加压 盖板沉降与试验实测沉降值差异较大， 7级荷载下计算值平均误 差为6 1 。从防渗墙应力以及加压盖板沉降值可以看出， 有限 元计算值与实测值相差比较大。模型试验的土体、 混凝土计算 参数都是利用目前常用方法确定， 而有限元计算也尽量模拟了 试验的实际情况， 可是计算结果与实测值仍然有较大差异。造 成这种差异的原因可能有以下两方面： 计算参数的确定方法 需要改进 ； 计算理论及方法还不完善 ， 比如土体本构模型、 接 触面模型及模拟方法等。说明用现有的有限元方法计算实际工 程的土工结构或防渗墙应力变形时， 其规律能够得到一定程度 反映， 但是其精度受多种因素制约， 有待进一步提高。 ( 下转第 l 1 3页) 人 民 黄 河2 0 1 3年第 8期 图 5 露顶 闸门空载 时吊耳位置对启 门力的影 响 3 2 闸门挡水时启门力计算 弧形 闸门在 整个开启 过程 中启 门力 的方 向和 力臂 随闸 门 开度的变化而变化， 因此有必要绘制闸门启门力过程线。闸门 挡水时启门力计算公式为 。 d+M 。 + 一 式中： F为闸门启门力； M 为闸门铰轴摩阻力矩； 肘 为闸门止 水摩阻力 距 ； G为 闸门重力 ； L为闸 门启 门力 力臂 ； L 为 闸门重 力阻力臂 。 整理计算结果， 绘制上游有水 、 下游无水工况下吊耳位置 不同时弧形闸门启门力随开度的变化曲线， 见图6 。 闸门 开 度 f。) 图 6 上 游有水、 下游无水工况下露顶闸门吊耳位置对启 门力的影响 - 一一 一一 一一 _一 -_ - -_ - - ( 上接 第 1 1 0页) 3 结语 表 面 荷载 ， l【 P a 图 5 计算沉 降值与试验值对 比 通过室内防渗墙模型槽试验， 以及采用三维有限元法对模 型试验的模拟， 对模 型试验结果和模拟计算结果进行 了对比， 从而分析防渗墙的应力变形， 验证现有有限元计算方法的合理 性。结果表明： 随着模型表面压力的增大， 防渗墙内应力逐渐 增大， 而且上部增大速率 明显 比下部大； 廊道对防渗墙顶的应 力有显著增大效应， 在廊道与防渗墙接触处应力最大， 应力随 着防渗墙埋深方向呈减小趋势 ， 呈板桩受力特点； 有限元计算 的防渗墙应力与试验实测应力在整体趋势上相近 ， 在数值上差 异较大， 各测点计算值平均相差 4 0 ， 加压盖板的沉降计算值 4 结论 ( 1 ) 露顶式弧形钢闸门空载工况下， 吊耳布置在闸门上游 侧和下游侧时启门力数值都随闸门开度的增大而减小， 但吊耳 布置在闸门上游侧时， 启门力的变化幅度较为平缓。其主要原 因是闸门开度小于闸门角度 0 ， 启门力力臂 为一恒值 R( 弧形 闸门半径) ； 闸门开度较小时， 闸门支铰中心与面板下边缘连线 和水平向夹角 变化不大， 重力阻力臂变化不大， 启门力变化 不大， 因此闸门启门力曲线较为平缓。 ( 2 ) 露顶式弧形钢闸门挡水时， 吊耳布置在闸门上游侧和 下游侧时启门力数值都随闸门开度增大而减小， 但 吊耳布置在 闸门上游侧与布置在下游侧相比启门力变化平缓且数值较小。 从降低启门力的角度来讲， 吊耳适宜布置在闸门上游侧。 参考文献 ： 1 刘细龙， 陈福荣 闸门与启闭设备 M 北京： 中国水利水电出版社， 2 0 0 3 2 南彦波 弧形闸门支臂受力计算分析 J 山西水利科技， 2 0 0 4 ( 1 ) ： 1 1 1 3 3 张贵群 关于弧形闸门的启闭力计算 J 西北水电技术， 1 9 8 6 ( 3 ) ： 5 2 6 8 4 罗锦凤， 柯钢， 周晓东， 等 弧形闸门的载荷及启门力浅析 J 黑龙江水专 学报 ， 1 9 9 9 ( 1 ) ： 7 2 7 4 【 责任编辑张华岩】 与实测值相 比误差为 6 0 ； 目前常用的有限元计算模拟方法 ( 包括本构模型、 参数确定等) 有一定合理性， 但是计算值与实 测值之间差异较大； 要准确模拟防渗墙应力变形 ， 需要更合理 的土体、 接触面本构模型和参数。 参考文献 ： 1 D a n g F ani n g ， L i u Y u n h e ， C h e n J u n q i a n g M u d d y Wa t e r S e e p a g e T h e o r y a n d I t s A p p l i c a ti o n J S c i e n c e i n C h i n a ， 2 0 0 6 ， 4 9 ( 4 ) ： 4 7 6 4 8 4 2 朱俊高， 姜朴， 黄书秦 混凝土防渗墙接头大比尺模型试验与计算 J 水利 学报 ， 1 9 9 8 ( 3 ) ： 4 3 4 7 3 张应波 冶勒水 电站 沥青混凝土心墙 与混凝土基座接头试验 研究 J 四川 水力发 电， 2 ( 0 3 ， 2 2 ( 4 ) ： 4 5 4 6 4 初伟， 余梁蜀， 吴利言 土石坝沥青混凝土心墙接头模型试验 J 西北水力 发电 ， 2 0 0 4 ， 2 0 ( 1 ) ： 2 3 2 6 5 刘麟德， 唐剑虹 瀑布沟土石坝体及防渗墙的离心模型试验和数值分析 J 岩土工程学报 ， 1 9 9 4 ( 2 ) ： 3 8 4 7 6 郑秀培 土石坝地基混凝土防渗墙设计与计算 M 北京： 水利电力出版 社 ， 1 9 7 9 【 责任编辑吕艳梅】 l 1 3 哪咖渤 咖 伽 抛 咖 伽