拱坝范文10篇

拱坝范文篇1

丰乐水库位于安徽省黄山市岩寺区境内丰乐河上，距黄山东南约50km，是一以防洪、灌溉为主结合发电的综合利用工程，水库尾水流入新安江水库。水库总库容8400万m3，坝址以上控制流域面积297km2，为中型三等工程。水库校核洪水位（500年一遇）为210．6m，设计洪水位为208．8m，正常蓄水位为201．0m，死水位为183．0m。

丰乐水库大坝为变圆心变半径的等厚拱混凝土双曲拱坝，坝顶高程211．0m，坝底最低高程157．0m，最大坝高54．0m；坝顶厚2．5m，坝底厚12．5m，厚高比0．23；坝顶弧长216．15m，坝顶弦长168．2m，弧高比4．0，弦高比3．1。大坝沿拱坝轴线分为16个坝块，各坝块宽约12m。拱坝的结构尺寸见表1。

坝顶设有开敞式自由挑流溢洪道，溢流坝段弧长56．1m，堰顶高程204．0m，最大泄量2060m3／s。

大坝于1973年1月开始混凝土浇筑，1976年6月完成大坝混凝土施工，1978年3月大坝横缝重复灌浆结束，至此，拱坝已形成整体结构，具备蓄水运用条件。但因库内公路改线工程未能按期完成，为维持屯溪市至黄山的公路交通，坝内放水底孔一直敞开，水库迟迟不能蓄水。1978年夏季，该地区出现百年不遇的长期高温干旱气候，水库同时处于空库状态，致使坝体长期处于空库＋自重＋温升荷载组合下运行。1978年冬季在左、右岸下游坝面分别出现9条和3条裂缝，后于1986年进行了裂缝灌浆处理。

大坝裂缝分布见图1。图中裂缝编号1～20系1979～1986年间年出现的，其中有12条裂缝即为1978年冬季在下游坝面产生的（左岸9条、右岸3条）；图中未编号的裂缝是1986～2001年间发展的裂缝。

2坝身裂缝及其发展

2．11986年灌浆前下游坝面裂缝状况

由于1978年夏季高温干旱，大坝处于空库状态，而拱坝较薄，拱圈曲率又较大，温度荷载引起拱坝向上游变位，在下游坝面拱座附近产生较大拉应力。1978年5月7日到8月26日，在大坝左岸下游2号坝块195m高程至6号坝块165m高程发现裂缝，裂缝基本上平行于岸坡方向，总长度达80m左右，缝宽达1．0mm；右岸12号坝块175m高程至14号坝块176．3m高程裂缝沿175m高程水平建筑缝延伸29．35m长。1979年初用环氧树脂封堵裂缝，当年10月发现裂缝继续张开并向两端延伸。1979年12月，南京水利科学研究所用超声波对大坝左岸下游拱座附近184m高程裂缝进行探测，裂缝深度大于2．3m，该处坝厚6．9m。

由于大坝裂缝未能及时修补，1979年水库蓄水后至1986年9月，大坝裂缝已发展到20条，总长度达260．8m，在裂缝和横缝相交处，坝面潮湿、渗水，高水位时局部裂缝有喷射水雾现象。1986年冬季用改性环氧树脂进行灌浆，共灌了19条裂缝，共计灌入改性环氧树脂浆液331．2L，灌后缝面不再渗漏，通过超声波检测，大多数裂缝的波幅都有很大程度的提高，有的已接近无缝混凝土的波幅。

2．2坝身裂缝的发展

裂缝灌浆后，大坝运行一直比较正常。从1986年至1994年的观测资料看，左岸坝后裂缝宽度有增大的趋势，但没有发现新的裂缝，已灌浆的裂缝也没有被拉开。

1996年以后，下游坝面陆续发现新的裂缝，下游坝面漏水点增多，至2001年底共发现有40多处漏水点，并拌有白色的氢氧化钙析出，部分裂缝和横缝交叉处漏水，且渗水缝段较长，出现新的裂缝。2001年12月14日检查发现，6号、8号、10号、11号坝块出现水平裂缝或斜裂缝共6条，总长度28．1m。

2．3坝身裂缝的性状

通过1979年和1986年分别由南京水科所和蚌埠水科所用超声波对裂缝进行检测，裂缝最大深度分别为2．3m和2．14m，缝宽不大于1．0mm，2002年初由淮河流域水工程质量检测中心对新、老裂缝进行检测，裂缝宽度为0．05～0．45mm。

从几次裂缝检测结果看，丰乐拱坝下游面裂缝均为表面裂缝。

3裂缝原因分析

3．11978年大坝裂缝分析

3．1．1拱坝体型对大坝变形的影响

丰乐拱坝是等厚圆弧拱，拱坝中心角较大，以196m高程拱圈为例，该层拱圈厚6．1m，拱圈中心半径86．75m，中心角126°。如按目前的扁平拱坝布置，相同坝高处中心角约80°，拱圈中心半径120．25m。可见，在拱圈厚度相同、跨度相同时，丰乐拱坝拱圈弧长比一般扁平拱坝多22．87m，在拱圈受到相同温升荷载的作用时，丰乐拱坝拱圈向上游膨胀比一般扁平拱坝要大的多，而丰乐拱坝有六分之五的坝高段的中心角都大于120°，拱圈膨胀使下游坝面拱座附近产生的拉应力相当大。同时，丰乐拱坝是圆弧拱且中心角较大，造成左、右岸坡梁向上游倒悬度达到1∶0．33，在拱坝自重荷载作用下，左、右岸坡下游将产生0．7～0．8MPa的拉应力，并使拱坝产生向上游的变位。

3．1．2下游坝面温度变化对拱坝应力的影响

丰乐河水在坝址附近由北向南流，拱坝中心线走向为NE18°25′，下游坝面朝南，在夏季高温期间，阳光直射下游坝面。在空库期间，上游坝面一直处在阳光照射不到的坝阴下，由于山区昼夜温差较大，因此上游坝面温度比下游坝面低得多；而两岸坡梁又向上游倒悬，下游坝面接收阳光的热量更多，上、下游坝面温差更大。下游坝面温度高于上游坝面，使岸坡梁向上游变形，在自重和温升荷载作用下，用多拱梁法计算下游坝面的最大拉应力为3．56MPa，该计算结果还未考虑拱坝朝向和实际日照温差的影响。

综上所述，丰乐拱坝受体型及方位的制约，在空库温升条件下运行必然会产生裂缝。实际运行情况是，1978年8月26日在左、右岸坡发现的裂缝，即由上述原因所造成。因受上部拱圈的约束作用，岸坡梁向上游的变形受到限制，所以受拉裂缝没有向坝的深部延伸。

3．2后期裂缝发展成因

丰乐拱坝由15条横缝将大坝分成16个坝块，每个坝块的下游面宽度都小于12m。横缝虽然经过接缝灌浆，但其承受拉应力的能力仍然低于坝身混凝土。从1986年以后坝下游面出现的36条竖向裂缝看，6号坝块和4号坝块中部都各有一条长12m和8m的长缝，其余34条竖缝长1～5m，缝宽0．05～0．45mm，缝深均小于2．0m，以上裂缝大多发生在河床至左岸坝块。从裂缝分布和横缝位置看，因较大的拱圈拉应力可以通过横缝释放，故两横缝之间的坝体混凝土不致被拉裂。

丰乐拱坝下游面朝南，拱冠附近坝体向下游倒悬，两岸是拱座山脊，盛夏高温期，下午2时至3时，坝下游好似大烤箱，行人不能停留，下游坝面温度可达55～60℃。坝体内1．0m深处的混凝土温度达34．6℃，坝面附近的混凝土温度可能达到40℃以上，而夜晚山谷的温度可很快降低到30℃以下，坝面下的混凝土温度则下降较慢，内、外温差可达20℃以上，由此产生的拉应力，可将坝面混凝土拉裂。由于拱坝中心线为NE18°25′，左岸下游坝面日照时间较长，右岸山脊较高，下午四点钟以后，右岸坝下即照不到阳光，因此左岸下游坝面温度应力较大，大坝实际运行也是在左岸坝下出现较多的竖向裂缝。

由上可知，下游坝面后期出现的裂缝多是由坝面的非线性温差引起的表面裂缝。

4日照对坝面温度的影响

《混凝土拱坝设计规范》（SD145－85）在关于边界温度的确定中规定：下游表面年平均温度等于年平均气温加日照影响，下游表面温度年变幅等于气温年变幅加日照影响（约1～2℃）。规范中对下游坝面温度的计算，不管下游坝面是朝南还是向北，日照影响都定为1～2℃，对下游坝面朝北的拱坝可能差别不大，但对于下游坝面朝南的拱坝，其日照影响决不是1～2℃。

丰乐拱坝处的年平均气温为16．4℃，按规范规定计算下游表面温度年变幅为18．4℃，按以上温度荷载，用多拱梁法程序计算，左岸坡梁的拉应力为3．56MPa；而实测的下游坝面内1．0m处混凝土的温度达34．6℃，靠近坝面处混凝土温度会更高，因而丰乐拱坝实际承受的温度荷载应比计算值要大得多，这也是丰乐拱坝前期产生裂缝的重要原因之一。

5预防坝面温度裂缝的措施

在拱坝设计中，可能会遇到下游坝面朝南的中小型薄拱坝，有类似丰乐拱坝这样的问题，如处理不好显然将会在下游坝面出现较多的温度裂缝。这些裂缝虽然不深，但对薄拱坝来说，裂缝切断拱圈的深度占拱厚的比例较大，必然会引起拱圈应力的再分配，也可能在缝端产生应力集中，对拱坝安全造成不利，因此防止坝面出现温度裂缝的问题不可轻视。

从丰乐拱坝实测温度资料及分析可以看出，夏季日照对坝面温度的影响不可忽视。较好的解决办法是在下游坝面贴上保温层，使每天日照高温来不及传到坝面混凝土就到了晚上的降温时间。中国水利水电科学院研究的发泡聚胺脂保温层是较好的保温材料，聚胺脂和混凝土坝面的黏结力为0．1MPa，5～6cm厚的发泡聚胺脂可相当于4．0m厚的混凝土的保温效果，足以阻止日晒高温传至下游坝面，从而使下游坝面温度能长期保持在夏季的平均温度。此外，保温层对冬季气温骤降也有很好的防护作用。

6结语

经以上对丰乐拱坝坝面裂缝的分析可知，其1978年发生的裂缝是1978年夏季高温＋空库＋自重荷载组合引起的，而后期发生的坝面裂缝中的少部分水平缝是由于拱坝应力重分配引起的，大量的裂缝是线性温差和表面非线性温差引起的浅层短小细缝。丰乐拱坝特有的体型及方位布置进一步促使了上述裂缝的产生，应引起足够的重视。

针对丰乐拱坝运行中出现的问题，可说明以下两点：

拱坝范文篇2

关键词:特高拱坝;拱坝抗震钢筋;抗震设计;非线性有限元

1研究背景

为提高强震区200m以上特高拱坝的抗震性能，降低水库的安全风险，在大坝抗震措施中需采取必要的非工程措施和工程措施。其中非工程抗震措施包括大坝地震安全预警系统、坝体及坝肩结构性能监测系统、大坝安全事故应急措施以及大坝管理人员培训等;工程抗震措施包括拱坝体形优化、坝基交接面附近设置底缝和周边缝、配置抗震钢筋、横缝间布设阻尼器、设置适应横缝张开大变形的止水、坝体上部设置预应力钢索、优化坝体混凝土强度等级分区以及两岸坝肩岩体的抗滑稳定措施等［1－4］。近年来诸多研究表明，特高拱坝的横缝在强烈地震作用下很容易张开，而且坝址河谷宽深比越大，横缝张开的可能性和开度也越大。横缝张开可能导致缝间止水的破坏和拱梁应力的重新分配，降低拱的作用，增大梁向应力，影响拱坝的整体性和抗震安全性。因此，采取抗震措施控制横缝的张开度、增强坝体梁向抗裂能力是特高拱坝抗震设计的重点，而在大坝中上部配置拱向跨缝钢筋、梁向限裂钢筋是最为直接的措施［5－10］。朱伯芳［11］提出了跨横缝钢筋的设计准则和设计方法;张楚汉等［12］论证了横缝配筋控制措施的可行性和可靠性;龙渝川等［13］研究指出拱坝梁向配筋可以降低地震作用下拱坝的横缝开度与拱向位移，限制沿坝厚方向的裂缝扩展范围，因而有助于提高拱坝的抗震安全性能。溪洛渡、锦屏一级和小湾拱坝均采取了坝面布设钢筋的抗震措施［14］。大渡河大岗山混凝土双曲拱坝最大坝高210m，大坝体形特征参数和技术指标见表1［15］。坝址区域构造稳定性较差，地质条件十分复杂，地震活动性强烈，大坝水平向设计地震动峰值加速度高达0.5575g，为世界高拱坝之最［16］。振动台动力模型试验与数值分析均表明:大坝上游面顶部拱冠部位、中部高程部位以及坝体－基础交接面附近的静动综合应力水平较高，均是抗震安全的薄弱部位［17］。本文以大岗山特高拱坝为工程背景，采用三维非线性有限元数值分析方法，对坝体中上部布设拱向跨横缝钢筋、梁向限裂钢筋的抗震效果进行论证，研究成果可为特高拱坝坝面抗震钢筋的设计提供参考。

2计算原理与计算条件

2．1本构模型。2．1．1混凝土模型。坝体混凝土采用Lee和Fenves提出的塑性损伤模型［18］，该模型基于连续损伤力学与塑性理论，可以模拟刚度退化变量与本构关系的塑性变形非耦联的、适用于循环加载的混凝土塑性损伤，采用两个损伤变量分别描述不同损伤状态下的张拉与受压破坏。沈怀至等［19］采用该模型研究了混凝土坝体地震开裂以及配筋后的抗震性能，并以Koyna坝为例验证了配筋抗震措施的有效性。考虑到高拱坝受到强地震荷载作用时，坝体的抗震安全性以拉应力为控制指标，而压应力一般不会达到抗压强度，因此在分析中仅考虑混凝土的张拉软化，不考虑混凝土因受压而引起的刚度退化。混凝土线性软化关系曲线如图1所示。当混凝土承受的拉应力未达到极限抗拉强度时，混凝土处于线弹性阶段;达到极限抗拉强度后，混凝土刚度退化，处于软化阶段;在软化阶段某点卸载，沿着退化后的刚度卸载，卸载到零后，残留有包括微裂纹在内的不可恢复的应变;再加载时，沿着卸载路径加载。εu为极限拉应变，εe为弹性应变，εp为塑性应变，ft为混凝土单轴抗拉强度，Gf为断裂能，lh为单元特征尺寸，取为单元积分点所控制体积的立方根值。软化以后的刚度见式(1):E=(1－d)E0(1)式中，E0和E分别表示初始刚度和软化以后的刚度;d为损伤因子，0≤d≤1，当d=0表示混凝土处于线弹性，d=1表示完全破坏，刚度退化为零。2．1．2横缝接触模型。由于横缝设有键槽，在模拟时不考虑缝面切向的剪切滑移，只考虑缝面法向在地震过程中的开合效应。拱坝横缝面的法向相对位移vi和缝应力qi之间为非线性关系，横缝抗拉强度对坝体非线性反应几乎无影响［20］，因此在模拟拱坝横缝力学行为时忽略横缝的抗拉强度，qi和vi满足［5］:qi=kivivi≤00vi＞{0(2)式中，ki为缝闭合时的刚度。2．1．3横缝配筋模型。跨横缝钢筋由横缝两侧的钢筋自由段(钢筋与周围混凝土脱开)和锚入坝体混凝土内的粘结段组成，因不考虑钢筋与混凝土的滑移，由自由段变形控制了横缝的开度［5－8］。采用传统钢筋混凝土有限元理论中的整体式模型来模拟钢筋的宏观效果，即将横缝的钢筋面积弥散于钢筋所处的横缝缝面单元的节点上，采用点－点模型，通过在接触点对法向上增加一个与分布钢筋等效的弹簧值来表示钢筋作用。钢筋采用理想弹塑性模型，其等效弹簧值为Fs=KnsΔL(3)Kns=EsA0/l(4)式中，Kns为缝面单元上钢筋等效弥散刚度，ΔL为横缝开度，Es为钢筋的弹模，A0为单元接触面上的钢筋截面面积总和，l为缝面两侧钢筋总的自由段长度，本文自由段长度取为4m［7］。2．2有限元模型。基于大型通用有限元软件ABAQUS及二次开发进行计算。模型模拟了坝体全部28条横缝;坝基为无质量截断地基，模拟为非均匀弹性介质;地震荷载为抗震设计规范谱反演人工地震波。设计地震反应谱采用《水工建筑物抗震设计规范》规定的标准谱，概率水准为100a超越概率2%，水平向最大峰值加速度为0.5575g，竖向取为水平向值的2/3，地震由截断地基边界三向均匀输入。为重点模拟坝体中上部可能发生的损伤断裂行为，对坝体中上部单元离散网格进行了细化。细化范围沿横河向约为240m，沿高度方向从坝顶往下约63m，大体涵盖了按线弹性材料计算得到的大坝高拉应力区范围。该部位单元沿坝面方向尺寸控制在2.0m左右，以便能较好地表征混凝土发生损伤断裂后的软化现象。模型如图2所示。低水位是地震过程中坝体横缝张开的控制工况，对于拱坝抗震安全极为不利，因此选择库水位为死水位1120m进行计算，此时水库深195m。静荷载为分缝自重+水压力+泥沙压力+设计温升。

3拱向跨缝钢筋抗震效果分析

3．1计算方案。共考虑了3个横缝配筋方案，即由坝顶向下分别在15，30，50m范围内的配置由左岸至右岸通长的跨横缝钢筋(分别记为方案1～3)，上、下游坝面沿厚度方向各配置2排φ40钢筋，间距为50cm，钢筋采用Ⅲ级钢，弹性模量取为200GPa。3．2结果分析。设置跨横缝钢筋前后的应力和横缝最大开度极值计算成果如表2所示。由位移成果可知，配置跨横缝钢筋后(梁向配置分布钢筋)，大坝位移分布规律及位移最大值均未发生明显变化，与文献［5］与［21］中对拱坝跨横缝配筋后的研究结果一致。配置跨横缝钢筋后，最大开度分布曲线的规律和极值发生了明显变化，峰值位置由左岸坝肩转移到拱冠梁附近，但总体上各横缝最大开度值沿顶拱分布趋于平缓。从量值来看，配置横缝钢筋后整体开度值均显著降低，对各配筋方案，横缝最大开度由无筋工况的18.67mm分别减小到13.27，11.65，10.85mm。配置跨横缝钢筋后，应力分布的规律和极值没有发生明显变化。由于跨横缝钢筋对横缝拱向的约束作用，使得拱向的拉应力极值略有增加，而梁向拉应力得到一定程度的改善，但量值变化幅度都比较小。综合比较横缝开度和应力计算结果可得:横缝钢筋对于控制横缝张开度有一定的作用，但对坝体应力的改善，特别是对梁向拉应力的减小作用较微弱，最多不超过5%。

4梁向限裂钢筋抗震效果分析

4．1计算方案。坝体梁向布置钢筋与拱向布置的分布钢筋形成钢筋网。梁向配置φ40的钢筋，间距取30cm，拱向配置φ28的分布钢筋，间距为50cm。计算了以下3种不同的方案，对配置梁向钢筋的抗震加固效果进行比较分析:①不配置梁向钢筋;②方案1，高应力区配置上游3排下游3排的梁向钢筋;③方案2，高应力区配置上游3排下游4排的梁向钢筋。4．2结果分析。各方案计算坝体沿顶拱最大动位移分布曲线如图3所示。由图3可以看出:配筋后坝体向上游的位移有非常明显的减小，向下游位移变化不大。说明梁向配筋很大程度上增强了拱坝的整体性。设置梁向钢筋后，横缝开度总体规律没有本质变化，但各横缝开度的量值有不同程度的减小，说明梁向配筋明显加强了坝体的整体刚度。方案1开度最大的横缝位置由不配筋的拱冠梁附近转移到两侧坝肩部位，最大横缝开度由18.67mm减小到13.82mm。两个配筋方案对横缝开度的影响差异较小。3个方案上下游坝面及拱冠梁截面的损伤断裂随地震荷载作用时间的发展演化过程如表3所示。上下游坝面损伤断裂区如图4～6所示。拱冠梁截面的损伤断裂区分布比较如图7所示。计算结果表明:(1)在不配置梁向钢筋条件下，地震结束后坝体中上部的混凝土出现了较大范围的损伤，该部位恰好对应基于线弹性材料考虑横缝非线性计算所得的高拉应力区。从图7(a)也能看出，在坝厚方向损伤已经贯穿了上下游，最大损伤因子达到了0.94。由损伤区随着地震荷载作用时程的发展来看，损伤都是最先出现在拉应力水平较高的下游坝面中上部。随着地震的发展，损伤区向四周和向上游面扩展，在t=8s时上下游面损伤区基本贯穿。(2)在配筋方案1条件下，损伤区的出现还是从坝体中上部的下游面开始，但随着地震时程的发展，损伤区扩展程度得到明显缓和，到t=8s时刻，损伤区就已经基本稳定，此时只在靠近下游面约1/3坝厚的很小范围内有损伤出现，损伤因子也由不配筋条件下的0.94减小到0.20。(3)在配筋方案2条件下，坝体损伤情况进一步得到缓解，到t=8s时刻，损伤区基本稳定。此时只在下游面很小范围内有损伤出现，沿坝厚方向损伤因子大于0.10的损伤区域基本是在很靠近下游坝面很小的范围。综合3个方案计算结果可知:在坝体中上部配置上、下游坝面梁向钢筋(实际形成钢筋网)，对抑制大岗山拱坝因地震荷载作用而发生损伤断裂具有显著效果。

5结语

拱坝范文篇3

大坂水库位于漳平市永福镇新安溪中游，是一座以发电为主，结合灌溉的综合利用中型水利工程。坝址控制流域面积93km2，水库总库容1462万m3，兴利库容1120万m3，死库容130万m3。水库正常蓄水位518.00m，P=2%设计洪水位520.95m，P=0.2%校核洪水位522.26m。大坝为100#浆砌块石单心圆双曲拱坝，最大坝高62.4m。

坝址两岸基岩裸露，出露岩性主要为燕山早期的黑云母花岗岩，次为喜山期的石英斑岩。坝址区主要存在一条陡倾角F2断层和一条f1裂隙性断层。

该大坝于1985年5月开工兴建，1989年5月水库开始蓄水，1989年9月封顶。建成后历史最高水位为519.99m（1996年8月1日），历史最低水位约为479.00m（1998年12月）。2001年12月，水库水位降至480.50m后，检查中发现左岸上、下游面及坝顶均可见有一条沿径向的贯穿性1#垂直裂缝，长约20m，缝宽约1mm～2mm，裂缝经过处部分坝面砼预制块也拉裂。另外在坝顶还发现11条小裂缝，左岸7条，右岸4条，长度小于1m，缝宽均为1mm以内，且均未向下发展。未发现水平裂缝。对大坝进行水平和垂直位移观测结果表明位移量很小，均在规范控制值范围内。大坝左岸拱端山体稳定。裂缝位置示意图见图1。

图1拱坝裂缝位置示意图

2大坝应力复核

坝体采用100#细石砼砌块石，上、下游坝面为100#水泥砂浆浆砌毛条石并深勾缝，施工时中上部坝面采用150#砼预制块取代条石。坝体基础采用0.5m厚150#砼垫层。砌石坝体不分缝。坝顶外缘弧长128.22m。中间溢流段外缘弧长50.19m。双曲拱坝基本尺寸见表1。

表1拱坝基本尺寸表

高程(m)拱圈厚度(m)上游坐标(m)拱圈内半径(m)左中心角(度)右中心角(度)

522.42.600064.50559.450.1

518.03.700063.40559.249.8

512.24.0601.74058.11556.747.8

506.44.3213.30651.85453.646.4

500.64.8134.69843.96151.145.9

494.85.5735.91635.96448.645.4

489.06.3056.67029.65445.245.8

483.27.1817.13425.11244.544.5

477.48.2097.30821.57442.542.5

471.69.3467.13418.86941.041.0

460.012.0005.6849.80038.038.0

应力复核考虑的荷载组合为：

①基本荷载组合：正常蓄水位压力+淤沙压力+自重+均匀温降；

②基本荷载组合：死水位水压力+淤沙压力+自重+均匀温升；

③特殊荷载组合：校核洪水位水压力+淤砂压力+自重+均匀温升；

④特殊荷载组合：死水位水压力+淤沙压力+自重+均匀温降。

封拱温度取多年平均气温20.3℃，气温年升幅7.7℃，年降幅9.7℃。应力分析采用全调整的改进多拱梁分载法软件计算，主应力计算成果汇总表见表2。典型应力等值线图见图2。

主应力计算成果汇总表

表2单位：MPa

计算工况上游坝面最大主拉应力上游坝面最大主压应力下游坝面最大主拉应力下游坝面最大主压应力

工况①-1.11[6R0C]2.35[6R0C]-0.77[9R0C]3.79[7R-5C]

工况②-0.52[6R0C]1.73[6R-6C]-0.94[5R-7C]1.54[7R0C]

工况③-1.15[9R-3C]1.99[5R0C]-0.27[3R-9C]4.17[7R-5C]

工况④-1.67[1R11C]1.46[11R1C]-0.92[2R10C]1.37[7R0C]

从应力复核成果可以看出，工况①、工况②及工况③坝面的主应力值基本满足规范要求，但特殊荷载组合工况④出现最大拉应力超标较多，即死水位遇温降工况，最大拉应力达1.67MPa，出现在左岸坝顶上游拱端。其中1#裂缝处最大拉应力计算值约为0.6MPa。

图2工况④上游面第一主应力等值线图

3裂缝成因分析

大坂水库拱坝是固接于基岩的整体结构，坝身不设永久性伸缩缝。由应力复核成果及大坝没有水平裂缝的迹象表明，本工程不是因为拱坝超载而开裂。通过对拱座基岩的详细勘察及大坝位移观测，未发现基岩有移动和变形迹象，可以排除本工程拱坝裂缝是由于拱座失稳或基岩不均匀沉陷引起的。1#裂缝的发展方向为规则的垂直方向，裂缝经过处灰缝及坝面石均开裂，据此可基本排除开裂是因坝体施工质量引起的。

由于1#裂缝产生的时间是冬季枯水期，结合应力计算成果可以基本断定开裂原因是由温度应力造成的。由于大坝上部施工时段为6月～9月，实际封拱平均气温达26.8℃，冬季气温骤降后，温降幅度远比计算值9.7℃大，因此实际温降应力比理论分析值更大。若根据施工实际气温情况来确定封拱温度，对死水位遇温降工况再进行应力计算，计算结果左岸上游坝顶拱端拉应力高达2.37MPa，已大大超过材料抗拉极限。其坝体应力等值线图见图3。

图3按实际封拱温度计算的上游坝面第一主应力等值线图

理论分析温度应力最大值位于拱端，而1#裂缝并不在拱端出现，而距拱端有一定距离，这是因为拱端处基岩会产生变形，使应力松驰；同时，在水压等各种荷载迭加的条件下，实际拉应力最大值并不一定发生在拱端。坝顶拱厚最小，温降荷载则最大，当超限拉应力出现后，沿拱轴产生的拉力使拱圈自顶向底径向开裂。另外，砌石拱坝灰缝较多，建成后不可避免地有一个干缩过程。梯形河谷底面与斜坡的交叉点处，是干缩量由大变小的界线，其作用类似不均匀沉陷。由于坝址左岸489m高程以下坝基较陡，坡度达60°～70°，左岸上部相对较缓，坡度约45°～50°，坝基岸坡有突变现象。岸坡的突变使得砌缝干缩量产生较大差异，结果必然在顶部相当于它们之间界面的投影位置处，比较容易形成裂缝。这就是温降造成的1#竖直裂缝，其位置接近于左岸下部岸坡变化点的原因。

4结论及裂缝修补措施

根据上述裂缝成因分析，导致本工程拱坝开裂的主要原因是水库低水位时的气温骤降，因温度应力超负荷引起的。由于砌石拱坝一般不设结构缝，多采用均匀上升、层层封拱的施工方法，设计计算考虑的封拱温度一般低于多年平均值，而夏季施工时，混凝土的入仓温度及封拱温度较难控制，造成实际温降应力大大高于计算值。许多经历夏季施工的砌石拱坝在第一个冬季后就有不同程度的开裂。

本工程拱坝出现较大拉应力主要出现在水库水位较低时，拉应力较大区域也主要分布在大坝上部两岸拱端，一般不致引起较大渗漏。当库水位较高时，在外荷作用下，拱的内力以压为主，有的小裂缝还会在水压力作用下会自行闭合。坝体开裂后形成的二次拱，也会阻止裂缝的发展。因此单纯由温度应力造成的裂缝危害性并不大。

本工程1#裂缝规模较大，且已形成通缝，为防止拱坝应力重分配后出现局部应力恶化，出现新的裂缝，必须对1#裂缝进行必要的修补。修补时间应在冬季气温较低时进行，否则冬季仍有可能会拉裂张开。

拱坝范文篇4

对200米以上的拱坝为什么要做专门研究

建国以来修建了大量拱坝，凡是按规范正规设计施工的拱坝都能安全运行，说明我们已掌握一般拱坝的技术。80年代开始，已在修建240米高的二滩拱坝，并正在向300米级的高拱坝攻关。那么，我们现在所掌握的技术是否已满足高拱坝的设计要求？100米、200米、300米高的拱坝在本质上有什么区别，这是个值得探讨的问题。

国际上有些坝工专家认为，超过200米的拱坝和百来米高的拱坝有本质的不同，并主张在二滩这类拱坝上，不允许出现拉应力（这实际上是做不到的），我们认为这是有一定道理的。200米以上的高拱坝与较低的拱坝的本质区别在于：低拱坝总体应力水平较低，应力，特别是压应力的安全储备较大；高拱坝总体应力水平高，压应力的储备较小。一旦拱坝产生局部开裂，应力重分布，低拱坝的调整余地较大，因此，整个坝体仍是安全的；而对于高拱坝，就很可能造成应力普遍超限，从而导致坝体的破坏。另外，高拱坝在温度应力、地震作用以及泄洪消能方面都有高拱坝的特殊问题，如果解决不好，都会造成致命的破坏。

辩证地看待周边缝

拱坝设计中最使人担心的是过分集中的拉应力，尤其在临水面。因为混凝土的抗拉强度不仅低而且不稳定、变异大。但拉应力是避免不了的，特别在几何体型不连续处，拉应力有尖锐的集中，所以有些国家采取周边缝方案，把坝和基础切开，消除奇点和拉应力。总的思路是沿周边缝解放拉应力。

我们认为，设置周边缝的影响是双面性的，有得有失。留缝后消除了缝面上的拉应力，是最大的‘得’；而‘失’的方面，是人为地削弱了拱坝的整体性和刚度，降低了拱坝的超静定度和应力调整的潜力。周边缝是坝体结构体系中强度最低的部位，抗拉强度接近于零，抗剪强度也极大地削弱了，只能承受与缝面正交或接近正交的力。如果这种反力分布不能与外载平衡，坝体就要失稳，或者虽能平衡但安全度会降得很低。因此，不能简单地肯定或否定周边缝，尤其对于高拱坝，必须认真进行具体分析，才能得出正确结论。也可以采取“中间路线”的做法，即采用局部的人工缝，既消除了拉应力，又不太削弱拱坝的整体性。南非在莱索托建的KATZ拱坝，人工缝设计得十分细致复杂，这一经验值得借鉴。我们认为。“中间路线”值得作进一步深入研究。

拱坝优化的新思路

拱坝优化是个高难度课题，只有在计算机和计算技术高度发展后才能实现。可喜的是，我国的拱坝优化技术已经取得了突破性的进展，进入了实用阶段，在国际上处于领先地位。拱坝优化是在满足某些约束条件下使某一目标函数取极值。对于拱坝来讲，所谓约束条件主要是保证坝的安全，而目标函数则是坝的体积最小或造价最低。因此，拱坝优化的基本思路就是在保证坝体安全的条件下使坝的体积（或造价）取极小值。在进行高拱坝设计时，对其优化问题宜进行更多的思考。首先，约束条件和目标函数的表述有本质上的区别，这两类要求是两套系统，前者是模糊的（例如将拱坝上允许出现的最大拉应力减小或增大0.1Pa，究竟对坝体安全度起多大的影响是说不清的）；后者（体积或造价）则有十分明确的概念的确定值。其次，在目标函数取极值点的附近区域，“坡度”是平缓的。即偏离理论最优点一定距离。对目标函数的影响不大，对整个工程来讲，甚至是无足轻重的。那么，我们何不增加一点工程量或造价，而让安全度有所提高呢？即何不牺牲一点目标函数（不取极值）而使安全性有相当的提高呢？近来，不少专家倾向于把拱坝优化的问题倒过来提，即在混凝土量不超过某一限制的条件下，使坝体具有最高的安全度（这里的混凝土量的限值可以经过初步的常规优化来拟订）。这一思路容易为高拱坝的设计者特别是业主单位所接受，但这种优化的难度比常规优化更高，原因就在于坝体的‘安全度’以什么函数来表示。是单纯的最大应力，还是综合的可靠度指标，还是另外的什么特征。对于不同体型和地质、地形条件的拱坝，其破坏机理是不同的，如何选择合理的安全指标，是一个需要做深入研究的课题。总之，在高拱坝建设上，安全与造价两者之间相比，安全更为重要。只要混凝土量不超过某一数量，并且安全性较高，就是较好的方案。

拱坝的动力分析

我国许多高拱坝要修建在强震区，地震作用及抗震设计成为高拱坝研究的重要问题。

大坝的动力分析的发展，大体上经历三个阶段：第一阶段是把地震活动对坝体的影响简单转化为静力表示，按静力分析来进行设计（拟静力法）；第二阶段以动力分析作为设计计算手段，在频域上或时域上作分析，但所考虑的条件比较简单，例如不计地基、水与坝体的耦合作用，不考虑材料的非线性影响等；第三阶段是在动力分析中考虑更多的耦合影响、非线性影响、地基的无限大影响和地震动的合理输入问题等等。

今后在高拱坝抗震研究中除了继续进行理论上的探索（如地震动的合理输入模式；地震活动的随机性和不可重复性；如何评价地震的危害性等）外，还要研究如何将理论成果进行归纳总结，逐步推广应用到设计实践中去，研究缝（包括周边缝、裂缝、施工缝）对抗震性能的影响，研究如何采取主动措施减震防震，逐步由被动核算走向主动控制。

拱坝的“上滑失稳”

对于是否需要核算各坝块沿建基面的稳定性，一直存在两种不同的见解：一种认为，拱坝与重力坝无论是结构型式还是受力条件都完全不同，只要拱坝两岸坝肩基岩不破坏，个别坝块不可能滑动失稳；另一种认为，拱坝沿建基面滑动失稳是可能的，应该验算在水压作用下整个拱坝向下游并沿着岸坡上爬（有人称之为“上滑失稳”）的可能性，这两种意见尚未统一，我们仅谈一点粗浅的认识：

1.建基面是拱坝结构系统中的一个薄弱面，沿薄弱面进行稳定核算总是有益的，不应反对。但是，拱坝是个空间整体结构，要核算其沿建基面失稳的安全度非常复杂，究竟用什么方法进行验算才更符合实际，是必须深入研究的问题，否则，会给出错误的概念或结论，对决策不利。

2.对于河谷较宽、曲率半径较大、岸坡较平缓、建基面上的抗剪强度特低或有平行于建基面的连续断裂，以及建基面平滑顺直的拱坝，应对拱坝沿建基面失稳问题进行深入的研究。

3.要进行深入的研究，就必须弄清这种失稳的机理和发展过程。具体讲，拱坝受载后，在建基面上各点都产生了剪应力，如荷载不断增加（或强度不断降低），有一些点进入屈服状态，产生应力重分布。这些屈服区逐渐发展，连成片，坝体应力分布及工作条件不断恶化，最终导致失稳。失稳时，坝体也将被撕裂成块，不可能是“整体滑动”。所以，“滑动核算”和“应力核算”是分不开的。要真正弄清问题，只能通过仿真的有限元非线性分析，一步步追踪在荷载增大过程中坝体的反应过程，直到坝体破坏。这也是对拱坝最终承载力的研究。条件不同的拱坝其破坏机理和发展过程也不一致。有的从坝体断裂开始，发展为全面破坏；有的从坝肩基岩大变形开始导致破坏；也有的可能从建基面上屈服开始发展成坝体应力的恶化而破坏。我们应针对不同情况，用不同的方法分别研究它们的破坏机理和破坏轨迹，这里有很多基础性问题值得深入进行研究。

拱坝的模型试验

用结构模型试验来指导拱坝设计，是常用的有效方法。在早期，外国有些拱坝上要依靠模型试验来设计，现在虽然设计和计算技术发展了，但对一些重要工程仍常用模型试验来验证，而且给人以拱坝变形和破坏机理的直观印象。试验技术也有很大的提高，如能在地基内反映一些大的构造面和主要地质条件、寻找更合适的模型材料。测试仪器和分析手段也日益进步和自动化。

但在高拱坝的模型试验中，要使得成果能反映真实情况，就必须考虑各种非线性影响，而这一点是很难实现的。如果拱坝较低，坝体和地基内的应力水平也很低，基本上在弹性范围内，试验就比较方便。但即使对这种情况，如果要做破坏试验，也存在着相似的问题。对于高拱坝，非线性的影响就更为重要，要找到完全符合相似率的模型试验材料是相当困难的，这也是阻碍结构模型试验向前发展的最大障碍。另外，对破坏试验的一些做法，很多专家也提出了异议，因为水压荷载根本不可能无限提高，材料强度也不可能无限降低，因此这样的超载试验能否给出定性的结论都是值得怀疑的。今后除应继续提高模型试验技术外，利用计算机仿真计算，从可靠度的概念出发，去追踪坝体和地基的破坏轨迹，可能更能说明问题。

关于碾压混凝土拱坝

拱坝范文篇5

(1)半径小于20m，弧长不超过30m的拱坝放样此类小型拱坝，如果设计图纸上圆心位置及拱坝两端点没有标明坐标，就对放样精度要求不高。对于这种拱坝的放样，我们通常采用的方法是：①根据设计图纸上拱坝的平面位置布置图，在实地上找出拱坝两端点和圆心。②在实地所找的圆心上埋一标杆，然后，以实地上拱坝两端点较高一点高程作为标杆起算点向上或向下每隔lm作～标记。③以标杆的起算点为圆心，R为半径在实地画弧，同时根据工程进度施工需要，每隔一段时问，以标杆每米处标记为圆心实地画弧，进行工程施工放样的校核。这种小型拱坝的放样按此方法最为适易。

(2)半径较大，圆曲线过长的拱坝放样上述放样方法对于半径较大，圆曲线过长的拱坝显然难度较大。①精度得不到保证；②圆心位置难找。我们从几十年的测量工作中认为半径较大、曲线过长，在确保精度下，较为简洁、快速的放样方法就是借鉴公路或铁路的圆曲线放样的偏角法来放样。下面就偏角法放样的原理简述如下，如图1。①根据工程施工需要，将拱坝圆曲线整分为C段长n等份，整分后的剩余弧长定为Cn。②因为拱坝圆曲线的半径R比之所分弧长C大的多，所以一般认为图1弧长c等于弦长。③当拱坝圆曲线所分各点等距离时，则曲线上各点的弦切角为第一点弦切角的整数倍。④算出拱坝圆曲线上所分各点的弦切角，根据平面几何定理我们知道，弦切角等于该弦所对圆周角，又圆周角等于对同弧圆心角的‘半，故各点弦切角为：dA：2ocl=1／2：C／2R×l80／~=13a2=2~1／2=213=nO1／2=n13⑤在设计图纸中找出拱坝圆曲线两端点A、B在地形图所处位置，再根据A、B两点在地形图的位置，将其确定到地面上去。如拱坝两端点在设计图纸上标有坐标，那么我们就根据已做的工程施工控制网用前方交会的方法将设计图纸上拱坝两端点放到实地。

2双曲拱坝放样测量的角度交会法计算方法

双曲拱坝拱圈曲线的圆心和半径是随坝体的高度不同而变化的。双曲拱坝一般采取每隔2或3m高度分层施工、分层放样，每一施工分层面要在上、下游边缘相隔3-5m各放样出一排点，作为施工的定位依据。有时还放样出拱圈中心线，以一截面上的三点在一直线上作为核对。用角度交会法放样的点位精度较高，比较灵活，受地形条件及施工干扰影响较少，在拱坝放样测量中应用比较广泛。角度交会法是在两个控制点上安置经纬仪拨角交会，放样一个点位，要计算两个控制点至放样点之间交会线的方位角。一般计算的工作内容、步骤及测设方法如下：

(1)根据设计的拱圈圆心轨迹方程，和过拱冠的坝体立面曲线设计资料，计算出各施工分层面的放样曲线圆心坐标和半径。

(2)计算出各分层曲线放样点的坐标。

(3)根据控制点和放样点的坐标，计算交会线的方位角。

(4)现场测设，分别在控制点A和B安置一台经纬仪，在A点的经纬仪后视B点，使水平度盘读数为在B点的经纬仪后视A点，使水平度盘读数为d(d=~~180。)，然后分别按计算出的交会线方位角拨角交会，定出放样点位(见图2)。计算交会线的方位角，一股根据控制点和放样点的坐标，按下式：逐个计算，式中x为控制点A的坐标，x为放样点P；的坐标。以一座高60m，长200m左右的中型双曲拱坝为例，设每隔2m高度分层施工和放样，上下游边缘各放样一排点，放样点间距3m，各分层拱囤平均长度按120m计算，则每一分层平均需放样80多个点，整个坝的放样点数约2500个，要计算近5000个交会线方位角，列表逐个计算时，要填列和核对近万个坐标数据。因此，用角度交会法放样的计算工作量是相当繁重的。下面，我们研究一种用电子计算器进行计算的简化方法：

3简化计算公式推导

双曲拱坝施工放样测量的特点：

(1)双曲拱坝的放样测量，为计算及测设方便，一般选择拱圈的圆心投影线，和过最外圆心与圆心投影线垂直的直线，作为施工测量坐标轴(见图3)。(2)在同一曲线上各放样点，取相同的间距d，其所对的圆心角0是相等的；(3)设放样曲线与OX轴的交点(放样点位之一)为Pc，左侧各放样点的编号依次为P1，P2，……Pn，右侧各放样点编号依次为p1，p2………pn。则P1，P2，……Pn与p1，p2……•pn分别对称于OX轴。根据上述特点，可以写出控制点A及B至任一放样点Pj的方位角计算式如下：应用(4)式或(5)式，计算dA和dB时，i用“+”值，计算0【A和dB时，i用“一值。上列(3)式、(4)式或(5)式便是交会线方位角的简化计算公式(应用时根据计算器的容量大小选定)，式中x、Y分别为交会测站点A、B及放样曲线圆心的坐标，R为放样曲线的半径，0为选定的放样点间距d所对的圆心角，均为己知数，只有i为变数，而i是放样点的顺序号，是依整数0、1、2……n顺序变化的。简化计算的主要特点是：(1)(1)(2)按(3)式、(4)式或(5)式，仅利用到交会测站点及放样曲线圆心的坐标、曲线半径、放样点间距等8个起算数据，即可算出测站点至整个曲线上各放样点间的方位角，省去了一般计算方法中曲线上放样点的坐标计算，简化了计算步骤，减少了大量的中间计算，转抄和核对数据工作，并大大简化了计算资料内容。

(2)计算式中的变数i是依整数顺次变化的，因此适合应用能存贮数学公式的电子计算器，进行连续的快速计算。

拱坝范文篇6

1工程区地质概况

藤子沟水电站位于长江右岸一级支流龙河中上游重庆市石柱县境内，地处鄂西山地与四川盆地过渡地带，地势陡竣，属中低山层状地貌。由于河流深切河谷，岩层为软硬相间岩层，故区内岩体卸荷较强烈。工程区出露地层主为侏罗系中统上沙溪庙组6~18层（J2S6～18）紫红色泥质粉砂岩、粉砂质泥岩及中厚层细粒长石石英砂岩。区域地质环境上，该区位于川东褶皱带中的石柱向斜附近轴部的东南翼，区域构造稳定性较好，枢纽区地震基本裂度为Ⅵ度。拱坝是一个空间壳体结构，它在平面上形成拱向上游的弧形拱圈，将作用于坝体上的外荷载通过拱的作用传递到两岸坝肩，依靠坝体混凝土的抗压强度和两岸坝肩抗力岩体的支撑来保证大坝的稳定。藤子沟坝址虽为宽60～240m，长450m的“V”型峡谷，两岸地形较完整对称，适于修建拱坝，但在地质条件上比较复杂。两岸抗力体主要为软、硬相间的J2S7长石石英砂岩夹薄层粉砂质泥岩和J2S8泥质粉砂岩组成，同时，两岸坝肩岩体内分布有大、小十余条软弱夹层，在坝址左岸不同高程上形成底部切割面并和F1，F2，F3，F4等17条断层破碎带组合后，于坝址左岸680m至750m高程，因岩体卸荷变形，致使该地段自上而下形成台阶式卸荷变形岩体，对左岸拱座的稳定不利。

2工程项目采用的新方法及新技术

1）采用以平硐勘探为主、钻探为辅的新方法和钻孔数字成像新技术。由于坝址岩体岩性复杂，软硬岩层相间分布，断层破碎带及软弱夹层分布较多，岩体卸荷严重，如按常规单一勘察方法是难以查明坝基（肩）岩体的抗变形性能和抗滑稳定条件的。因此在技术上必须创新，注重采用新方法。在地表工作基础上通过在两岸不同高程布置硐探辅以适量钻探进行综合查证。如在左岸坝基（肩）软弱夹层和断层较多、岩体卸荷严重的地段，分别于682，705，715，738m高程布置了5条平硐并辅以ZK73，79，80，88，89等钻孔，同时通过采用钻孔数字成像新技术查明了左岸坝基（肩）抗力岩体J2S6，J2S7-1，J2S7-2和J2S7-3等软弱岩层的层面分布高程和RJ1，RJ1-1，RJ2，RJ3等软弱夹层及F1，F2，F3等断层破碎带的出露位置及左岸卸荷岩体在不同高程上的分布范围和节理裂隙联通率等。为设计确定坝基位置及建基高程和处理措施提供了可靠的地质资料。

2）采用刚体极限平衡法对大坝左端库岸边坡稳定性进行了分析计算。计算中分别以RJ1，RJ4等软弱夹层为底滑面的组合块体，按刚体极限平衡法对大坝左岸边坡在不同假定条件下进行了稳定分析计算。计算结果表明，其边坡稳定系数Ks满足了GB50021—2001的规定值。从计算结果看出，采用减载卸荷（即挖除边坡上部一部分岩体）的方法，对改善边坡岩体的稳定状况其效果是不明显的，地下水压力和扬压力对边坡的稳定性影响很大，尤其当水库水位骤降至735m高程以下时对边坡稳定条件很不利，建议设计对边坡地段采取排水措施，如充分利用原有勘探平硐和适当增设排水廊道等。因此为施工减少开挖节约工程投资，保护库岸生态环境创造了条件。

3）勇于创新。在满足规范规定的条件下，开拓性的优化勘察工作布置，一硐多用，即在完成常规地质资料采集基础上，充分利用布置于抗力岩体不同高程的探硐，在进行常规原位测试岩体和软弱结构面物理力学性质的基础上，采用跨硐法测定抗力岩体不同岩性、不同分布高程和硐深范围内岩体的弹性波纵波波速特征，研究分析抗力岩体的完整程度和工程岩体质量。

3国内同类型工程勘察工作量对比

国内已建（在建）同类拱坝工程勘察工作量对比见表1。

4工程地质评价

1）同意不存在水库诱发地震地质条件的结论，对左岸坝前可能失稳的部分岩体应结合大坝施工进行处理。

2）两条坝线比较的工程地质条件基本相同，目前推的坝线左岸F1等断层和岩体卸荷的影响较小，右岸J2S8泥岩出露高程较高，因此是合理的。

3）坝基（肩）及抗力体的工程地质条件比较清楚，建议设计使用的岩体物理力学参数基本合理。存在的主要工程地质问题:作为坝基持力层的砂岩厚度较薄，下伏泥岩软弱，难以满足承载要求，应做基础处理；两岸抗力体存在砂岩与泥岩软硬相间分布，岩体内存在滑移结构面，须做变形、抗滑稳定核算，并视核算结果进行相应的工程处理。

5项目的经济效益和社会效益

1）对该工程减少勘察工作量，缩短勘察工期起到了关键作用，与国内同类型（已建、在建）工程比较，藤子沟电站大坝初步设计节省勘察经费约174～255万元，缩短勘察工期约6个月，向设计提交了优质的初步设计地质成果，并经审查得到了充分肯定。

2）藤子沟电站水库具有较好的调节能力，是重庆统调电网的主力调峰电源之一，自2005年4月30日并网发电至2007年年底，电站累计发电3.032亿kW•h，创产值0.9亿元，工程建成后，大大缓解了重庆市电网调峰，增加调度灵活性及供电质量，对推动地方经济建设，尽快脱贫致富和西部大开发做出了重大贡献。

拱坝范文篇7

1.1坝体结构简介

此拱坝设计为对数螺旋线型碾压混凝土双曲拱坝，建基面高程198.5m，坝顶高程305.5m，最大设计坝高107m，底厚18.5m，顶厚6m，高厚比0.17。坝体上游部位采用二级配富胶材碾压混凝土防渗，坝体内部采用三级配混凝土。二级配碾压混凝土设计标号为C9020F150W8，三级配碾压混凝土设计标号为C9020F100W6。上下游面及两岸岩坡设50cm宽变态混凝土。从坝底到坝顶二、三级配混凝土分界线距大坝上游面6m～1.5m。大坝设置3条诱导缝和2条横缝，诱导缝和横缝将坝体从左到右分成6个坝段，其上游弧长依次为22.28m、18m、34m、41.5m、49.33m和31.9m。诱导缝采用预埋双向间隔诱导板成缝，横缝采用预埋双向连续诱导板成缝。诱导缝和横缝内均设置重复灌浆系统。

1.2水文气象

此流域属亚热带季风气候区，气候温和，多年平均气温16.2℃，月平均气温以7月最高，为27.5℃，以1月最低，为4.6℃，极端最高气温42.1℃，极端最低气温-12.0℃；湿度大，多年平均相对湿度为80%。

表1坝址多年气温、水温、湿度统计表

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

全年

月平均气温(℃)

4.6

6.3

10.5

16.4

21.1

24.8

27.5

27.2

22.6

17.4

11.8

6.6

16.2

月平均最高气温(℃)

9

10.5

15.4

21.5

26.2

29.9

32.8

32.6

27.6

22.5

16.5

10.9

21

月平均最低气温(℃)

1.4

2.9

7.1

12.4

17

20.7

23.6

23.4

19.1

14

8.7

3.3

12

月平均极端最高气温(℃)

21.6

26.1

31.8

37.9

39.8

40.5

40.5

42.1

39.4

33.5

29.9

22.9

42

月平均极端最低气温(℃)

-12

-6.5

-1.3

0.3

8.7

12.7

17

17.2

10.6

3.4

-1.2

-5.3

-12

月平均河水水温（℃）

7.5

8.6

12.1

16.1

19

21.6

23.2

24.7

21.7

18.1

14.2

9.7

16.4

平均相对湿度(%)

76

77

79

80

80

79

81

80

81

82

81

78

80

2温度控制分析

2.1设计温控标准

某水利水电勘测设计院于2003年8月下达了《某水利水电枢纽工程碾压混凝土拱坝温度控制设计报告》，报告中规定了大坝碾压混凝土施工期温度控制标准：

1）混凝土浇筑温度除5月份施工的非约束区部位浇筑温度不高于20℃外，其它部位碾压混凝土入仓温度均不高于18℃；

2）坝体碾压混凝土最高温度不超过36℃。

2.2自然状态下混凝土浇筑温度估算分析

2.2.1自然状态下混凝土出机口温度计算

1）混凝土配合比选用

表2碾压混凝土施工配合比

级配

水泥

水

胶

比

煤灰

掺量

减

水

剂

引

气

剂

每方混凝土材料用量（Kg/m3）

水

水泥

煤灰

砂子

小石

中石

大石

二

P.O42.5

0.48

50％

0.6％

15/万

85

88.5

88.5

785

676

679

－

三

P.O42.5

0.48

55％

0.6％

15/万

75

70.3

85.9

742

437

585

442

二级配碾压混凝土：C9020W8F150；三级配碾压混凝土：C9020W6F100

2）混凝土原材料计算温度选择

水泥、粉煤灰计算温度按高于相应月月平均气温15℃考虑；骨料计算温度取相应月平均气温；水计算温度取相应月平均河水温度。

表32003年气温、水温月平均温度统计表（℃）

项目

1月

2月

3月

4月

上旬

4月

中旬

4月

下旬

5月

9月

10月

上旬

10月

中旬

10月

下旬

11月

12月

气温

4.7

6.3

10.9

14.4

16.3

18.2

21

22.6

18.9

17.8

16.1

11.8

6.5

水温

9.1

8.6

12.1

16.1

16.1

16.1

19

22.3

18.8

18.8

18.8

14.6

10.4

3）自然状态下混凝土出机口温度计算

经计算，自然状态下各月混凝土出机口温度见表，计算结果与2003年已浇混凝土出机口温度基本相符合。

表4自然状态下混凝土出机口温度（℃）

项目

1月

2月

3

月

4月

上旬

4月

中旬

4月

下旬

5

月

9

月

10月

上旬

10月

中旬

10月

下旬

11

月

12

月

出机口

温度

7.2

8.9

12.9

15.3

17.1

18.7

23.6

23.4

19.7

18.8

18.4

14.1

9.1

4）2003年～2004年浇筑的混凝土出机口温度、浇筑温度统计

表52003～2004年浇筑的混凝土出机口温度、浇筑温度统计表（℃）

项目

1月

2月

3月

下旬

4月

中下旬

5月

6月

7月

上旬

10月

下旬

11月

12月

出机口温度

8.9

12.2

15.8

19.1

23.5

25.5

27.3

19.7

15.1

10.3

浇筑温度

9.3

12.7

16.9

20.3

－

27.1

29

20.3

15.5

10.7

温度回灌

0.4

0.5

1.1

1.2

－

1.6

1.7

0.6

0.4

0.4

2.2.2自然状态下混凝土浇筑温度

根据以往经验和2003~2004年已浇筑的混凝土出机口温度、浇筑温度统计资料，10月至次年2月混凝土浇筑前的温度回灌按1℃考虑，3月、4月、5月、9月混凝土浇筑前的温度回灌按2℃考虑，初步估算出自然状态下混凝土的浇筑温度。

表6自然状态下混凝土浇筑温度估算表（℃）

项目

1

月

2

月

3

月

4月

上旬

4月

中旬

4月

下旬

5

月

9

月

10月

上旬

10月

中旬

10月

下旬

11

月

12月

出机温度

7.2

8.9

12.9

15.3

17.1

18.7

23.6

23.4

19.7

18.8

18.4

14.1

9.1

浇筑温度

8.2

9.9

13.9

17.3

19.1

20.7

25.6

25.4

21.7

19.8

19.4

15.1

10.1

2.2.3估算混凝土浇筑温度与设计要求浇筑温度比较

根据碾压混凝土浇筑温度估算结果，4月、5月、9月、10月混凝土浇筑温度略高于相应设计要求的混凝土浇筑温度，其它月份估算浇筑温度均低于设计要求的浇筑温度。

表7估算混凝土浇筑温度与设计要求浇筑温度比较（℃）

项目

4月

中旬

4月

下旬

5月

9月

10月

上旬

10月

中旬

10月

下旬

出机口温度

17.1

18.7

21.6

23.3

19.6

18.7

17.4

估算浇筑温度

19.1

20.7

23.6

25.3

19.6

18.7

18.4

EL266m以下

设计要求浇筑温度

≤18

≤18

≤18

≤18

≤18

≤18

≤18

高出设计要求差值

1.1

2.7

5.6

7.3

1.6

0.7

0.4

EL266m以上

设计要求浇筑温度

≤20

≤20

≤20

≤20

≤20

≤20

≤18

高出设计要求差值

-

0.7

3.6

5.3

-

-

0.4

2.3坝体最高温度分析

由于此大坝坝体较薄，气温变化几乎影响大坝全断面，坝体在施工期受气温影响比较敏感。根据某碾压混凝土施工配合比，经初步计算，并借鉴其它工程的有关资料，坝体混凝土二级配区温升估算值约在16～19℃之间，混凝土二级配区温升值取17℃，计算坝体最高温度估算值见下表。计算结果显示，5月、9月坝体最高温度估算值高于设计要求4～7℃，4月中旬、4月下旬坝体最高温度估算值略高于设计要求，其它月份坝体最高温度估算值均低于设计要求。

表8坝体最高温度估算值（℃）

项目

4月

中旬

4月

下旬

5月

9月

10月

上旬

10月

中旬

10月

下旬

估算浇筑温度

19.1

20.7

23.6

25.3

19.6

18.7

18.4

估算坝体最高温度

36.1

37.7

40.6

42.3

36.6

35.7

35.4

设计要求坝体最高温度

36

36

36

36

36

36

36

高出设计要求差值

0.1

1.7

4.6

6.3

0.6

－

－

3碾压混凝土施工温度控制措施

根据以上温度控制分析，结合某的具体情况，制定经济、可行的温度控制措施。

3.1温度控制基本思路

1）6月、7月、8月高温季节停止碾压混凝土施工；

2）根据施工总进度计划，5月、9月基本不进行碾压混凝土施工；

3）4月中下旬、10月上旬次高温季节浇筑的碾压混凝土，预埋冷却水管通河水进行一期冷却，控制坝体最高温度不高于设计规定的坝体最高温度值；

4）其它低温季节混凝土浇筑温度和坝体最高温度均能满足设计要求。

3.2温度控制措施

1）优化混凝土配合比，降低水化热温升

经我局中心试验室混凝土施工配合比设计和优化，在满足设计各项技术指标的前提下，尽可能减少水泥用量。

2）降低混凝土原材料入机温度

a.水泥、粉煤灰提前组织进场，降低出厂温度；

b.砂子已经搭了避雨、遮阳棚，高温季节对粗骨料采取可行的遮阳措施；

c.增加骨料堆高，堆料高度不低于6m；

d.砂子和粗骨料均采取地弄取料，降低骨料入机温度；

e.对入机前的皮带机增加遮阳棚。

3）加强施工组织，降低混凝土温度回灌

a.加强施工组织，尽可能缩短混凝土出机到碾压的时间；

b.对混凝土储存和运输设备采取必要的遮阳措施；

c.实施仓内喷雾，营造仓内小气候。

4）坝体内预埋冷却水管，通河水进行一期冷却，降低坝体混凝土最高温度

坝体全断面预埋HPED塑料冷却水管，水管间距1.5m，层高间距1.5m。预埋48h后通河水进行一期冷却。

4温控措施实施效果

4.1混凝土浇筑温度统计

2003年10月16日开始碾压混凝土施工，截止2004年3月底对混凝土浇筑温度实测值统计见下表。统计结果显示，10月份混凝土浇筑温度高于设计要求2℃，其他各月均能满足设计要求。

表9混凝土浇筑温度实测值统计（℃）

月份

10月

11月

12月

1月

2月

3月

实测入仓温度

20

15.5

10.8

8.9

12.8

14.4

设计要求入仓温度

≤18

≤18

≤18

≤18

≤18

≤18

高出设计要求差值

2

－

－

－

－

－

4.2坝体最高温度值统计

通过对208.5m和215m高程实测坝体温度统计（见图1），2003年11月6日坝内二级配区温度达到最大峰值36.6℃，高于设计要求0.6℃，其它统计值均低于设计要求。

5一期冷却效果分析

2003年10月26日在208.5m高程埋设了4支温度计，TSI和TS3埋设在三级配区，TS2和TS4埋设在二级配区。TS1和TS2埋设在大坝对称中心轴上，TS3和TS4埋设在距大坝对称中心轴左半拱18m位置。TSI距大坝上游面9m，距大坝下游面7.9m；TS2距大坝上游面3m，距大坝下游面13.9m；TS3距大坝上游面9m，距大坝下游面9.1m；TS4距大坝上游面3m，距大坝下游面15.1m，见图2。

2003年10月26日日平均气温实测值为17.3℃，混凝土入仓温度实测值为18.5℃，混凝土浇筑温度实测值为20℃。2003年11月17日TS3温度计所测温度值达到峰值，Tmax＝31.7℃，龄期22d；2003年11月17日TS1温度计所测温度值达到峰值，Tmax＝32.5℃，龄期22d。

TS1和TS3距大坝上下游面均大于7m，且208.5m在206.4～211.8m升程中，如果不考虑一期冷却，TS1和TS3温度计所测的水化热温升值可近似认为绝热温升值。

表10每立方米混凝土各种组分百分比

成分

水

（kg/m3）

水泥

（kg/m3）

粉煤灰（kg/m3）

砂

（kg/m3）

石子

（kg/m3）

总计

（kg/m3）

重量

75

70.3

85.9

785

1419

2435

百分比

3.08

2.89

3.53

32.24

58.26

100

图1

本工程所用水泥为荆门P.O42.5级普通硅酸盐水泥，水泥水化热7d实测值为292.1KJ/kg。

根据经验公式计算在龄期为22d时的水泥累积水化热：

式中：Q(τ)――龄期为22d时的水泥累积水化热

Q0――τ→∞时的水泥最终水化热，取350kJ/kg

a、b为常数，其中a取0.69，b取0.56

经计算：Q(22)＝342.9kJ/kg

按混凝土配合比中各组分材料的重量百分比加权法计算温度为32℃时混凝土的比热，其中：温度为32℃时，水的比热取4.187kJ/kg∙℃；水泥的比热取0.536kJ/kg∙℃；灰岩骨料的比热取0.758kJ/kg∙℃；粉煤灰的比热取0.754kJ/kg∙℃。

c＝1.05（3.08×4.187＋2.89×0.536＋3.53×0.754＋90.5×0.758）/100＝0.857kJ/kg∙℃

根据经验公式计算龄期22d时的混凝土绝热温升：

式中：Q(τ)――龄期22d时水泥水化热

W――水泥用量

F――粉煤灰用量

C――混凝土比热

ρ――混凝土密度

k――折减系数，取k＝0.25

经计算：θ(22)＝15.1℃

龄期22d时坝内最高温度计算值为：

Tˊmax＝θ(22)＋20＝35.1℃

本工程采取通河水一期冷却，降低坝体最高温度峰值，龄期22d时实测坝体最高温度峰值平均值为Tmax＝32.1℃，因此，一期冷却削减温度峰值约为：

∆T＝Tˊmax－Tmax＝3℃

6结语

1）实践证明此碾压混凝土施工所采取的混凝土温控措施是可行的；

拱坝范文篇8

芣兰岩河又称虹霓河、寺头河，是露水河的一级支流，全长54km，在山西境内长47km。河道在虹霓村至槐树坪村形成长约2.5km的峡谷地带，两岸岸坡陡立，河谷底宽20～70m，且两岸山坡多基岩裸露，因此，将虹乙水库枢纽工程选在该河段。该段河道呈深“U”型，两岸陡崖、陡坡基本对称分布，从下至上有3道垂直陡崖及陡崖间陡坡组成，3道陡崖分别高约40m，20m，30m，崖顶高程分别为715．00～720．00m，735．00～750．00m，780．00～810．00m，在虹霓村口处有一滚水坝，滚水坝后为一陡坎，水流在陡坎处形成瀑布跌落河谷，瀑布高约55m。上游河段（上坝址）虹霓村滚水坝下游约1700m处河谷狭窄对称，两岸陡峭、岩石出露，坝址区无断层通过，两岸卸荷裂隙有发育，岩体相对较完整，地形地质条件比较适合混凝土拱坝、重力坝，泄洪、排沙及取水建筑物可与大坝整体布置，泄洪、排沙效果有保证；水库正常蓄水位较高，有利于提高自流灌溉面积；大坝总体工程量较小，总体投资较省。但河谷狭窄，泄洪排沙、取水建筑物布置受到限制，在施工组织、质量控制等方面技术难度较大。下游河段（下坝址）距滚水坝约1880m处河谷相对上游较开阔，适宜坝型为混凝土重力坝，泄洪、排沙及取水建筑物可与大坝整体布置，泄洪、排沙效果有保证；泄洪排沙、取水建筑物布置相对便利。但大坝工程量大，总体投资较大。经综合比较，两坝址地质条件相近，工程规模相同，从主体工程投资来看，上坝址投资较少，确定上坝址为推荐坝址。

2工程地质条件

坝址区地层为单斜构造，各岩层呈整合接触，岩层倾角平缓，呈水平状。两坝肩下部均为近垂直的陡崖，上部为陡坡，两侧地形基本呈均匀对称状，出露地层均为中厚层状石英砂岩夹薄层粉砂质页岩，巨厚层状石英砂岩，岩层产状呈近水平状，略倾向左岸；两岸发育较多顺河床向的卸荷裂隙，近垂直状；左坝肩陡崖中不存在无倾向河道的缓倾角裂隙面，斜坡中钻孔揭露弱风化基岩层厚约11.8m，推测陡崖部位弱风化基岩层厚6～10m，自然岸坡和开挖切坡较稳定；右坝肩地质条件与左坝肩基本相同，但右岸岩层略倾向河道，岩层中软弱夹层可能存在软化现象，受扰动时岩块可能会沿卸荷裂隙及粉砂质页岩层面产生滑移，易产生失稳现象。坝基基岩主要为中厚层状石英砂岩，局部夹薄层粉砂质页岩，上部弱风化岩体中裂隙较发育，岩体完整性差，下部微风化岩体较完整。覆盖层厚约10.5m，为砂卵石层。坝基抗滑稳定主要受粉砂质页岩夹层层面控制，其各力学参数较低，坝基抗滑稳定较差，坝基可能会沿粉砂质夹层层面产生滑移。

3坝型比选

3.1枢纽布置方案

根据地形地貌、地层岩性、地质构造等条件，经综合分析，由于河谷较狭窄，且两岸陡立，坝外布置泄洪建筑物难度较大，成本过高，不具备修建堆石坝条件。坝址区附近有丰富的石料及砂砾石料，主要成分为灰岩、石英砂岩，其中灰岩约占90%，具有较好的砂石料场，且料场距坝址区仅约1.0km，能够满足混凝土坝砂石料需求。从泄洪建筑物布置条件来看，由于坝址河谷宽仅25m，局限于河谷地形条件，泄洪建筑物宜与枢纽工程结合布置，适宜布置混凝土溢流坝。为此，选择拱坝和混凝土重力坝两种方案重点对挡水建筑物、泄洪建筑物的工程布置和主要技术经济指标进行比较。

3.1.1拱坝方案

根据工程地质情况，两坝肩作为双曲拱坝坝肩时稳定性较差。因此，拱坝方案拟选用混凝土重力拱坝方案。大坝由非溢流坝段、溢流坝段、泄洪排沙孔、取水口等组成。采用6拱券5不等段设计，从上而下每段高度分别为10m，10m，10m，10m，11m。每层拱券弦长68.4m，60.2m，55.6m，49.4m，45.6m。拱坝中心线与河道中心一致，坝基高程668.00m，坝顶高程729.00m，最大坝高61m。下游拱券平面采用左右岸同半径的单圆心圆弧拱，中心角度96°，外半径41.1m，坝顶厚度5m，坝底厚度20m，厚高比0.33，属中厚拱坝。溢流坝段位于河床位置，分3孔布置，堰顶高程722.36m，溢流坝曲线采用WES型幂曲线，不设闸门。泄洪排沙孔位于溢流坝段，进口高程692.00m，2孔布置，孔口尺寸2.0m×2.0m。进口段设椭圆进口及渐变段，设弧形工作闸门，闸门半径3.625m。取水口进口高程710．00m，位于左侧非溢流坝段，采用坝式进水口，进水口孔口尺寸1.0m×1.0m。孔口前设拦污栅，拦污栅装在上游坝面的支撑结构上，检修闸门为1.2m×1.2m的钢平板闸门，位于坝体内。渐变段长度2m，侧面扩散角7°，在坝后采用直径500mm的钢管沿710．00m等高线顺延而下，与灌溉管道相连。大坝左岸公路现已通至芣兰岩村，故从左岸坝顶布置3.0km公路至芣兰岩村作为上坝公路。

3.1.2混凝土重力坝方案

坝顶长95m，坝顶高程729.30m，最大坝高60m，坝顶宽4m，由非溢流坝段、溢流坝段、底孔坝段等组成。左岸非溢流坝段长43m，泄洪排沙底孔及取水孔位于该坝段。泄洪排沙孔进口高程692.00m，单孔布置，中心线桩号0+040.4，孔口尺寸2m×2m；取水孔单孔布置，进口高程709．00m，中心线桩号0+036，坝内埋直径500mm的钢管，垂直坝轴线布置，出大坝处设直径500mm的阀门。溢流坝段长34m，堰顶高程722.36m，溢流净宽30m，堰型为幂曲线，采用挑流消能。

3.1.3枢纽布置方案比较

重力拱坝方案可充分利用当地丰富的天然建筑材料，综合拱坝突破地基础承载力方面限制和重力坝对坝肩处理相对容易的优势，同时有利于减少工程量，降低成本，且建筑物外形美观，结合当地旅游开发，有较高的环境效益和社会效益。但拱坝施工难度大，曲面混凝土浇筑对模板制安精度要求较高，同时建筑物分布集中，施工组织安排难度较大，施工措施费用较高。混凝土重力坝方案可充分利用当地丰富的天然建筑材料，坝肩处理难度不大，坝型单一，施工设备少，便于施工的总体安排。但混凝土重力坝对地基承载力要求较高，基础开挖量大，基础处理费用较高；且坝体本身体量较大，比重力拱坝混凝土量增加约1/3，增加了工程投资。

3.2坝型选择

地形地质条件：坝址处的地形条件对于重力拱坝明显优于混凝土重力坝。在坝肩处理难度和投资方面，重力拱坝较混凝土重力坝难度大、投资多。坝基基岩完整性差，抗滑稳定性较弱，在坝基处理上混凝土重力坝较重力拱坝处理难度及投资会有大幅增加。工程布置条件：两种坝型采用材料相同，均可充分利用当地建筑材料；枢纽工程建筑物布置条件略有不同，仅对施工难度稍有影响，对工程投资影响不大。工程投资：重力拱坝投资为2940万元，混凝土重力坝投资为4003万元。坝型选择：从以上分析可以看出，重力拱坝除在对坝肩地质条件的适应性和处理难度及投资方面略有劣势外，在其他方面均有较大优势，故推荐采用重力拱坝方案。

4结论

拱坝范文篇9

关键词：碾压混凝土;碾压混凝土坝;施工工艺

1.碾压混凝土技术

碾压混凝土技术是采用类似土石方填筑施工工艺,将干硬性混凝土用振动碾压实的一种新的混凝土施工技术。在混凝土大坝施工中采用这种技术,突破了传统的混凝土大坝柱状法浇筑对大坝浇筑速度的限制,具有施工程序简化、机械化程度高、缩短工期、节省投资等优点[1]。

2.碾压混凝土施工工艺

碾压混凝土施工普遍采用了通仓薄层碾压连续上升的施工工艺。所采用的仓面平仓机、切缝机、振动碾、仓面吊及喷雾机、预埋冷却水管的材料和方法、预埋件的施工工艺等也随着碾压混凝土施工技术发展而发展,设备性能均能保证高强度连续碾压施工。

2.1摊铺及平仓、碾压工艺

碾压混凝土摊铺一般采用自卸汽车卸料,推土机或平仓机进行平仓摊铺。为减轻骨料分离,采用叠压式卸料和串链摊铺法,对局部出现的骨料分离,辅以人工散料处理,取得了较好效果。

2.2薄层碾压连续上升施工工艺

大朝山水电站上游碾压混凝土拱围堰施工时,采用连续上升的工艺,最大浇筑升层达21m,在两个月施工期内拱围堰全线升高40.5m,满足了安全渡汛的需要。三峡三期工程上游围堰堰高121m,仅4个月完成了110万m3碾压混凝土施工,充分体现了碾压混凝土快速施工的优势。索风营工程采用分块连续上升工艺,设计配制了符合碾压混凝土连续浇筑特性的连续翻升模板及下游面台阶模板,采取分块平层连续上升的方式进行大坝碾压混凝土浇筑,创下了在主体大坝中连续上升31m的记录[2],其后大花水拱坝施工又创下了连续上升34.5m的新记录,说明了在确保模板工艺、混凝土入仓、温控技术及施工措施得当的情况下,可以进行碾压混凝土快速施工,保证施工质量,缩短工程的建设周期,节约工程投资。

2.3新的诱导缝、横缝成缝方式,更有利于碾压混凝土的快速施工

成缝方式:碾压混凝土重力坝一般采用切缝机成缝或预埋分缝板成缝等。诱导缝成缝方式:普定等工程的诱导缝是采用诱导板成对埋设的方式形成,存在要挖槽埋设和不好固定的问题。为克服这些缺点,结合沙牌碾压混凝土拱坝开展的诱导缝成缝机理,我们在沙牌碾压混凝土施工中采用了重力式的混凝土预制件型式,诱导缝预制件成对埋设,并设有重复灌浆系统;同时沙牌拱坝横缝也采用了重力式混凝土预制件,外形与诱导缝预制件稍有区别,且因横缝灌浆的需要,每一条横缝由4种不同的预制件组成。这种新的成缝形式比普定等工程有了较大改进,安装更简单方便,且结构更可靠,由于构造轻巧,适合人工进行安装,已推广应用于国内招徕河、大花水等工程。

2.4变态混凝土使用范围扩大到了岸坡建基面,进一步简化了施工,加快了进度

变态混凝土是在碾压混凝土拌和物中铺洒一定量的水泥粉煤灰净浆,用振捣器振捣密实的混凝土。在"八·五"攻关的普定碾压混凝土拱坝施工中,已成功地将变态混凝土应用于振动碾碾压不到的死角及模板周边,为了进一步发挥变态混凝土的作用,在沙牌大坝的施工中,结合"九·五"攻关项目的研究,已成功地将与两岸岸坡基岩面接触的垫层混凝土和坝面上所需的常态混凝土绝大部分改用变态混凝土代替,整个大坝除了河床部位坝基垫层以及廊道底板为常态混凝土外,均不再浇筑常态混凝土。

2.5垫层混凝土施工优化

早期大部分碾压混凝土坝垫层混凝土一般采用常态混凝土浇筑,需配置专门垂直运输设备进行常态混凝土分块跳仓浇筑,通过施工实践和研究,目前已经常用在基岩水平面上浇筑找平层后,直接浇筑碾压混凝土,采用碾压混凝土替代垫层常态混凝土,不仅有利于加快施工,同时也利于坝基强约束区混凝土温度控制。

2.6重复灌浆系统研究应用

碾压混凝土拱坝在蓄水时一般尚没达到稳定温度,但为使拱坝成为整体受力,就需对横缝或诱导缝进行灌浆。但随着坝体温度的下降,坝体收缩有可能使已灌浆的缝面重新拉开,故需进行第二次(或多次重复)灌浆。普定和温泉堡等碾压混凝土拱坝均采用预埋两套灌浆管路的办法来实现两次灌浆。沙牌拱坝施工中,结合沙牌碾压混凝土拱坝开展的诱导缝成缝机理、缝面构造尤其是拱坝接缝的重复灌浆技术的研究有了关键性的突破,解决了碾压混凝土拱坝重复灌浆的技术难题。由于沙牌大坝诱导缝采用重力式预制件成缝,所以灌浆管路及排气管的埋设十分方便,采用了更为先进的单回路重复灌浆系统,可实现大坝的多次重复灌浆。单回路重复灌浆系统具有构造简单,造价低,安装容易,可实现多次重复灌浆的特点,是碾压混凝土拱坝接缝灌浆技术的重大突破,该成果填补了国内空白,达到了国际领先水平,并已推广应用到国内其它拱坝工程[3]。

2.7模板

模板是能否确保碾压混凝土连续上升的关键之一。碾压混凝土施工模板普遍采用了在普定拱坝成功采用的可上下交替上升的全悬臂钢模板型式,其上、下两块面板可脱开互换,交替上升,满足了坝体快速施工要求。在大朝山和沙牌、索风营、彭水、大花水等工程施工中,又在其基础上进行了不断改进和优化,同时在部分工程坝体碾压混凝土连续上升过程中,采用连续上升式台阶模板,使溢流消能台阶一次浇筑成型。索风营工程采用分块连续上升工艺,设计符合碾压混凝土连续浇筑特性的连续翻升模板及下游面连续上升式台阶模板,采取分块平层连续上升的方式进行大坝碾压混凝土浇筑,创下了在主体大坝中连续上升31m的记录。针对坝体体形复杂、曲率变化大的特点,招徕河拱坝工程施工中专门研制了收缝式双向可调节连续翻升模板,为坝体快速施工创造了条件。

3.研究展望

随着我国各项科研工作的深入、设计理论的完善、施工方法的改进,碾压混凝土筑坝技术取得了飞快的发展。就当前国内已建和在建工程而言,结合我国气候特征及当前研究成果,仍有一些问题需要深入研究探索,部分工程技术问题需要解决。

①碾压混凝土裂缝是一个普遍性问题。在确定气温、大气相对湿度、风速及太阳辐射等条件下,研究裂缝开展机理、发展规律及相应的解决方法将是未来的研究内容;此外由于碾压混凝土坝的独特施工方法,层间接触面是坝体的薄弱环节,层间裂缝及渗水是关键问题,应从材料研究入手,解决新型材料、新老材料层面的粘结性、防渗性问题[4]。

②针对严寒干旱地区的气候条件及寒冷干旱地区碾压混凝土坝特殊的施工方法,研究其温度场及温度应力的时空分布变化规律,就干旱条件下水分散失理论进行深入研究,以确定现场碾压混凝土的各项指标(VC值、水胶比及单位用浆量等)满足实验室的设计要求。

③目前对碾压混凝土坝施工期及运行期的温度、徐变应力仿真计算研究的框架己基本建立,但仿真计算参数的选取存在不稳定性,尚待深入研究。

解决上述问题能为我国已建、在建碾压混凝土工程提供可靠的理论支持和技术保障,是推动碾压混凝土筑坝技术发展的重要内容。

参考文献

[1]苏勇.我国碾压混凝土筑坝技术的发展及碾压拱坝设计技术[C].中国水力发电工程学会碾压混凝土专业委员会.2004全国RCCD筑坝技术交流会议论文集,2004.

[2]李春敏.碾压混凝土坝筑坝技术综述[J].中国水利,2004.

拱坝范文篇10

关键词：高强度混凝土大体积混凝土材料特性

混凝土是一种由多相介质组成的复合材料，具有不连续性、非均质性的特点，在荷载作用下，其力学性质、变形和破坏机理有很大离散性，并存在试件的尺寸效应，这也正是大体积混凝土材料特性研究的困难所在。就高拱坝而言，对混凝土材料特性的准确评价和合理利用，将极大地关系到工程的安全性和经济性。全面深入地开展大体积混凝土的力学、变形、抗裂性能等特性研究，对高拱坝坝踵的开裂机制和损伤断裂机理进行探讨，可为高拱坝的设计和施工提供可靠的科学依据，并将对拱坝设计方法的完善和改进、保证工程质量、提高大坝安全度、节约混凝土原材料，节约工程投资都具有重大意义。

1高强度大体积混凝土研究课题

拱坝强度安全的正确评价，必须从材料（混凝土、坝基岩体）的抗力特性与荷载作用效应的仿真性研究着手。从目前大坝建设发展趋势分析，下述一些问题，还需进一步研究。

1.1裂缝防治

近代高拱坝建设发展趋势表明：坝越来越高，拱圈弧度越来越平，坝体断面越来越薄，混凝土浇筑强度日益加大，浇筑仓面面积也不断增加。所有这些变化都使坝体和混凝土浇筑块的应力增高，混凝土产生裂缝的可能性及裂缝扩展的危险性亦加大。为了减少和防止大体积混凝土裂缝产生的可能性，通常从两方面着手，一是提高混凝土材料本身的抗力特性，二是减小外力、温度、约束等作用在结构内部产生的效应。改善混凝土材料本身抗力特性首先应研究混凝土各组分对抗力特性的影响，通过混凝土各组分的品种与质量选择、最佳掺量、最佳组合、最佳配合比等项目的确定，达到提高混凝土材料自身抗裂能力和变形性能的目的。即改变目前混凝土配合比主要以强度、抗渗及耐久性为目标的设计方法，提出以抗裂为核心，全面改善混凝土各种物理力学性能的配合比优化设计方法，以适应高拱坝建设的各种特殊要求。

1.2在地震作用下的力学与变形特性参数的确定

现代计算技术的发展，已完全有可能对地震作用下的坝－地基－库水共同作用的地震响应作出精确求解，但精度与仿真性却受到两方面的制约：一是当远场地基深部产生地震后，震波通过介质的传播，受到反射、折射及不均匀介质与不规则地形的影响，坝址河谷地区地震地面运动呈非均匀分布，因此应选用正确的计算模型来合理地反映地震地面运动的非均匀变化；另一个制约因素是对大体积混凝土在地震作用下的强度和应力应变关系还不十分了解，以往设计只能沿用国外依据少量试验所确定的

资料（如动强度可提高30％，动弹性模量可提高50％等），并基于经验安全系数设计法来评价大坝抗震安全度。国内对混凝土材料强度与变形的动参数研究不多，且处于起始阶段，动载作用下混凝土材料的本构关系与断裂特性研究尚属空白，通常用于高拱坝的一些材料动参数的合理性也难以通过工程实践来验证。

我国高拱坝大多拟建于西南、西北地区，而这两个地区均属我国强震多发区，因此开展对混凝土材料在地震作用下的应力应变特性研究，制定切合实际的高拱坝抗震安全度评价准则，是高拱坝建设所急待解决的一项关键技术。

1.3力学与变形的仿真

目前，拱坝结构设计采用的经验安全系数设计法，要求坝体最大应力小于某一容许应力值，容许应力等于某一标准混凝土试件在预定龄期的极限强度（拉、压）除以一个经验安全系数。经验安全系数K是随标准试件的尺寸和形状不同而异，亦随科技水平及施工水平的变化而变化。因此，采用容许应力法进行拱坝设计，用经验安全系数评价大坝的强度安全，并不需要开展对全级配混凝土大试件的强度特性研究，因为安全系数中已包含了试件尺寸效应和粒径效应的影响。这种单一的、粗略的经验安全系数，并不能反映大坝混凝土真实的抗力安全度，只能是一种数值上的安全感，它束缚了拱坝设计水平的提高。

当前，对大坝安全度的评价的趋势是向半经验、半理论的设计方法过渡，用正常使用极限状态的平稳条件来评价大坝的安全。大坝强度破坏准则是控制在使大坝产生大变形或坝体裂缝开始扩展时，即大坝失效定义于材料（混凝土、岩基）产生塑性开裂、裂缝扩展，或是材料处于累积损伤状态。材料的极限容许使用强度，只能是其极限强度（峰值强度）的某一分数限值。因此，仿真的破坏全过程研究，材料的本构关系以及定义于大体积混凝土正常工作状态失效的极限容许使用强度的确定，就成为大坝安全评价必不可少的基本参数。

高拱坝设计的另一个趋势是，既然高拱坝开裂较难避免，关键是要严格控制坝体裂缝的扩展。拱坝局部拉应力超过控制标准并不会导致大坝立即失效，只要裂缝是稳定的，大坝仍能安全运行。三维非线性有限单元法提供了开裂分析的手段，但分析成果的可靠性又依赖于对材料所假定的本构模型，以往用通过湿筛处理后的混凝土小试件试验资料推出的混凝土材料的本构关系，难以仿真大体积混凝土受载的性态。因此，开展对全级配混凝土试件强度和变形特性的宏观研究，建立大小试件之间在破坏过程中各种特征点，如线弹性点、屈服点、峰值点的函数对比关系也就显得特别重要。

1.4开裂机制与裂缝扩张稳定性判别准则

从细观分析，混凝土是一种多相复合介质，由于各种内外原因，内部总是存在一些细微裂隙和缺陷。这些细微裂隙本质上是不连续的，是随机偶然发生的，在外界环境改变（如温度、湿度、荷载、动力等）及基础沉降等作用下，就会发展、扩大、贯通，直到产生宏观断裂失稳。混凝土的破坏过程，实际上就是这些内部裂隙的萌生、发展、扩张、贯通直至失稳的过程，是一种局部应力现象。对设计而言，重要的是需要判断裂缝扩展的可能性、扩展条件、扩展后果以及如何防止扩展等。而损伤－断裂力学正是研究混凝土裂缝扩展行为及其发展过程的有力分析手段。

如何在实际工程设计中引入损伤－断裂因素进行应用分析，这在国内外都只是处于起步阶段。大坝开裂可以代表一种局部破坏，它预示将来可能导致大坝工作的失效，因此，开展大体积混凝土损伤－断裂特性的研究，是正确评价大坝的安全和耐久性所必须的。

2高强度大体积混凝土研究内容与方法

2.1配合比优化研究

(1)结合二滩工程，开展大体积混凝土原材料（水泥、骨料、掺合料及外加剂）的品质因素、掺量及组合对大体积混凝土的抗压、抗裂性能的分析，确定大体积混凝土抗裂性指标评估的数学模型，建立混凝土配合比设计与抗裂指标的关系。

(2)总结以往的资料，在试验研究的基础上，以混凝土的强度、变形和抗裂等性能为综合指标，建立配合比设计资料数据库，并编制混凝土抗裂优化配合比设计程序。

(3)结合二滩工程施工，选择最优配合比，用编制的程序验证其抗裂性能，并通过浇筑块温度应力的核算，验证所推荐配合成分的合理性，使其符合大体积混凝土应具有高强、中弹、低热的要求。

2.2动态强度特性研究

(1)进行混凝土在动力(地震)荷载作用下的破坏机制研究。通过改变应变速率、低周反复加载、在振动台上模拟加载过程等试验方法的研究，确定混凝土材料动参数的仿真试验方法。

(2)在试验基础上，提出大体积混凝土在地震荷载作用下，材料的极限强度（拉、压）、动弹性模量与泊松比、比例极限与屈服极限及动态断裂参数。

(3)初步提出拱坝抗震设计有关参数及抗震强度设计准则。

2.3全级配混凝土试件特性的试验研究

(1)进行全级配混凝土试件的标准试验方法研究，包括试件形状、尺寸、成型工艺、养护条件、加载方式等。通过试验研究，提出全级配混凝土试验标准的建议。

(2)开展全级配混凝土试件的系列性试验。确定混凝土应力应变曲线上升段范围内的各种特征点，以及它们与湿筛小试件之间对应的函数关系。

(3)开展对全级配试件试验资料的小子样统计技术研究，以便从小子样或极小子样资料推断大体积混凝土的本构关系。

(4)采用细观力学的分析方法，对混凝土宏观力学特性进行计算机模拟。此研究可作为扩大样本的另一手段，也可作为推断大小试件之间函数关系的一种辅助方法，以及作为多轴全级配试验的替代手段。

(5)根据试验成果，提出大体积混凝土容许使用强度和强度设计准则。

2.4损伤—断裂特性研究

(1)系统开展混凝土损伤—断裂特性的试验研究。根据实验成果，探求混凝土的损伤、断裂机理，确定复合型裂缝扩展的宏观判据和开裂评估标准，建立能反映大体积混凝土损伤断裂特性的本构关系。

(2)用细观力学理论模型分析损伤的扩展，建立裂缝扩展模型。用分数维理论建立裂缝尖端过程区的损伤特性、过程区与断裂能、断裂韧度的关系，以及用分数维方法建立非线性断裂能的尺寸效应。

(3)通过对概率模型和分布模型的分析，推断大体积混凝土的断裂参数，以解决单一型和复合型断裂韧度的尺寸效应。

(4)用损伤断裂理论探讨大坝浇筑块温控标准。

(5)研究三维非线性损伤－断裂有限元分析程序；核算二滩大坝坝踵开裂可能性及开裂后的稳定性，并进一步探讨高拱坝坝踵开裂机理。

3主要成果

3.1在我国首次建立了高拱坝混凝土抗裂优化配合比设计系统

该配合比的设计系统主要有两大特点：一是以提高坝体混凝土抗裂性能为主要目标，通过配合比的调整，提高混凝土的综合性能，改变了过去以强度指标和耐久性为目标的传统配合比设计方法；二是通过计算机的分析计算来代替大量的试验室拌和工作，初步寻求较合理的混凝土各组分的配合比例，以满足高拱坝的特殊需要。该优化设计系统主要包括三个部分：

(1)在研究了坝体混凝土合理的抗裂性能评估指标的基础上，建立起混凝土各组分的品质、含量与抗裂评估指标之间影响关系的数学模型。该模型反映了混凝土抗裂有利的和不利的各种因素，综合体现了在不计入环境条件（气温、基础约束等）下，混凝土自身抵抗水化热温度应力的能力。

(2)通过对以往工程资料的分析与总结，建立了混凝土配合比设计的资料数据库，供配合比设计时调用。

(3)以数学模型为基础，在丰富的数据资料库支持下，研制了我国第一个大体积混凝土抗裂配合比设计程序。该程序采用菜单结构和功能选择方式，模块化拼装，通过人机对话干预分析计算，具有混凝土配合比优化设计专家系统的雏形。该设计系统可在有资料或缺资料（借用资料库资料）情况下，用计算机选择符合高拱坝设计要求的混凝土最优配合比，可对已知配合比成分进行优劣评价。这在国内外均属开创性的研究。该程序还针对二滩工程施工与监理的需要，推荐了优化的混凝土配合比，通过对坝块温度应力的核算，验证了推荐配合比的合理性。

3.2在国内首次对地震作用下坝体混凝土特性参数进行了试验研究

(1)在总结国内外资料和大量摸索试验的基础上，提出了改变应变速率、低周循环加载和在振动台上模拟结构地震反应等探求材料动力参数的试验方法。本次试验研究的关键是为了获得动态应力～应变全过程曲线，以及真实模拟动应力。此应力是由于结构物因地震反应激发的自身惯性力效应，这种效应有别于冲击荷载，也不同于疲劳荷载。

(2)通过试验研究，探讨了在地震作用下，混凝土动态强度、弹性模量、泊松比、阻尼等特性参数的变化规律，以及动力破坏机理和试件尺寸效应等。

(3)在试验研究基础上，提出混凝土动参数取值建议。研究表明，大体积混凝土动强度提高幅度与加载速率、建筑物结构形状、结构地震响应特性有关。当大坝自振频率在1Hz左右时，目前规范建议的混凝土动强度可比静强度提高30％的指标是偏于不安全的。

3.3完成了全级配混凝土破坏全过程的仿真性研究

(1)首次制定了全级配混凝土试件的标准试验方法，为统一我国大坝全级配混凝土试验、建立我国全级配混凝土试验规程奠定了基础。

(2)首次全面、系统地进行了全级配混凝土试件的应力～应变全过程（主要是硬化上升段过程）的试验研究，提出了大体积混凝土容许使用强度的建议，为深入开展按正常使用极限平衡条件评价大坝强度设计法提供了可靠的依据。

(3)全级配混凝土试验资料的小子样统计分析方法研究，从理论上解决了大试件的最小样本容量问题，同时也解决了借助小试件资料推断大试件特性的置信限问题，为今后继续开展全级配混凝土研究提供了科学的统计分析手段。

(4)探索了混凝土力学特性的计算机模拟技术，研制了模拟混凝土宏观力学特性的计算模型和计算程序，开辟了混凝土试验与计算机模拟相结合的研究途径，在较少试验基础上，即可获得可信的试验成果，有助于对混凝土材料特性的研究和认识。

(5)建立了考虑试件尺寸影响的主应力空间与八面体应力空间的双轴拉压状态破坏准则，对高拱坝按双轴强度设计和制定拱坝宏观容许拉应力有重要的参考价值。

3.4丰富了混凝土损伤断裂理论

坝踵开裂可能性及开裂后裂缝演化和稳定性的追踪判断分析，是本项研究的关键技术。研究成果主要反映在：

(1)从理论上（包括细观力学理论模型）分析探讨了混凝土损伤－复合断裂的裂缝尖端过程区的损伤特性、演化模型、本构方程、失效模型和强度理论，为大坝坝踵开裂分析计算提供了理论依据。

(2)通过系列试验、概率模型与分布模型的统计推断、复合型断裂能分离、分形几何理论运用等不同的途径与方法，解决了断裂能与断裂韧度的尺寸效应问题，得出了能反映大体积混凝土各种损伤—复合断裂的参数与本构关系，解决了将断裂力学实际运用于水工建筑物进行损伤—断裂—裂缝扩展的追踪分析。

(3)研制了大坝开裂分析的损伤—断裂三维非线性有限元程序（位移协调开裂元子结构有限元分析程序）和藕合损伤—断裂有限元分析程序。这批程序与通常的三维非线性有限元程序的根本区别就在于，充分考虑了材料软化特性的影响，即在微裂纹区反映传递应力效应，因此更能反映混凝土受力特性。

(4)结合二滩工程运用损伤—断裂力学理论，探讨了混凝土浇筑块温度控制标准问题，并开发了不稳定温度场、温度徐变应力、非线性断裂力学及损伤力学的有限元分析程序。分析表明，采用损伤—断裂力学分析时，容许温差可适当放宽。

(5)结合二滩工程，对二滩拱坝坝踵稳定性进行了核算。计算表明：二滩拱坝上游坝踵局部开裂是难以避免的；坝踵开裂最大深度约为坝底宽的1／6，不会危及防渗设施；上游坝踵局部开裂对大坝强度安全和整体稳定没有任何影响。上述计算结果比过去非线性有限元分析更可靠，对最终评定二滩拱坝强度与稳定安全都有极大的指导作用。

3.5发展和提高了混凝土材料的试验技术

本研究以宏观与细观的试验为基础，而试验又以全级配混凝土试件为主、以应力－应变全过程为主，因此试验技术与量测技术的难度较大。如65cm立方体试件的单轴受压全过程试验与量测、45cm×45cm×250cm试件的轴拉全过程试验、90cm×45cm×420cm试件的三点弯曲断裂试验、压汞测孔技术量测混凝土的细观孔隙、断裂微裂缝区长度的实测等，在国内均是首次或少见的。

4结语

本研究是针对二滩工程的一些关键技术问题而开展的，一些材料试验主要也是结合二滩施工进行的，例如骨料品质因素影响、混凝土优化配合比、坝踵开裂稳定性复核等，因此，部分中间研究成果已经在施工中得到应用。

混凝土骨料品质因素影响分析试验表明，粗骨料采用基础开挖弃料（采用合格弃渣料为二滩招标文件所肯定），每立方米混凝土需多用约20kg胶凝材料。