第四节　高混凝土面板堆石坝性状的预测和验证

一、面板堆石坝静力应力变形性状［4，19，20，21］

1.工程概况

以公伯峡面板堆石坝为例说明面板堆石坝静力应力变形性状的预测。公伯峡水电站位于黄河干流上，在青海省循化县和化隆县交界处，电站装机1500MW，公伯峡面板堆石坝最大坝高132.2m，坝顶长429m，上游坝坡1：1.4，下游坝坡1：1.5～1：1.3，下游综合坝坡（包括上坝公路）为1：1.79，坝体填筑材料主要是建筑物开挖料（占总填筑量65%左右），开挖料为强风化和弱风化花岗岩、弱风化片岩、片麻岩和砂砾石，不足部分为料场开采的强、弱、微风化花岗岩。

坝体分区如下：

（1）垫层料（2A）区。由料场开采的微、弱风化花岗岩和片麻岩加工而成。最大粒径100mm，小于5mm的颗粒含量为35%～45%，小于0.1mm的颗粒含量为4%～7%。设计干密度2.23g/cm3，孔隙率16%，渗透系数k＝1×10-3cm/s，允许渗透坡降J＞70。该区水平宽度3m，铺料厚度40cm。为改善坝体与岸坡的连接和趾板下游渗流变形稳定，在坝基部位垫层向下游延伸0.3H（H为该处作用水头）。

（2）过渡料（3A）区。位于垫层区与主堆石区之间，为料场开采的微、弱风化花岗岩。最大粒径300mm，小于5mm的颗粒含量为3%～17%，小于0.1mm的颗粒含量小于7%。设计干密度2.17g/cm3，孔隙率18%，渗透系数k＝1×10-1cm/s，允许渗透坡降J＞30。水平宽度3m，铺料厚度40cm。在坝基与岸坡部位向下游延伸将垫层料包住。

（3）主堆石料Ⅰ区（3BⅠ）。

1）主堆石料Ⅰ区（3BⅠ-1）。该区为强透水区，顶宽6m，底宽12m，并在坝底设水平层直通坝脚下游。填筑料主要由料场开采，为微、弱风化及强风化下部花岗岩和微、弱风化片岩，其中片岩含量不超过30%。最大粒径800mm，小于5mm的颗粒含量小于8%，小于0.1mm的颗粒含量小于5%。设计干密度2.15g/cm3，孔隙率20%，渗透系数k＞10-1cm/s，具有自由排水的性质。铺料厚度80cm。

2）主堆石料Ⅰ区（3BⅠ-2）。利用枢纽开挖料中的微、弱风化及强风化下部花岗岩和微、弱风化片岩，其中片岩含量不超过30%。最大粒径800mm，小于5mm的颗粒含量小于20%，小于0.1mm的颗粒含量小于5%。设计干密度2.15g/cm3，孔隙率20%，铺料厚度80cm。

（4）主堆石料Ⅱ区（3BⅡ）。为开挖料中的砂砾石，最大粒径450mm，小于5mm的颗粒含量为15%～40%，小于0.1mm的颗粒含量小于7%。设计相对密度0.8，铺料厚度60cm。

（5）次堆石料区（3C）。位于坝体下游干燥部位，为开挖料中的强风化花岗岩和弱风化片岩。级配连续，最大粒径1000mm，小于5mm的颗粒含量小于35%，小于0.1mm的颗粒含量小于8%。铺料厚度100cm。

以上五种料均采用15t振动碾碾压8～10遍。

（6）特殊垫层料区（2B）。为料场开采的微、弱风化花岗岩和片岩。最大粒径40mm，小于5mm的颗粒含量小于45%，小于0.1mm的颗粒含量小于7%。设计干密度2.2g/cm3，孔隙率17%，铺料厚度20cm，用平板振动器压实。

（7）上游粉砂质壤土铺盖（1A）。为封堵下部面板和周边缝的裂缝等缺陷，在上游高程1940.00m以下面板上游侧设置粉砂质壤土铺盖，顶宽5m，上游坡度1：1.65，其上游侧设置碎石盖重体加以保护。

公伯峡面板堆石坝实际采用的标准剖面如图2-40所示。

该工程于2001年8月8日正式开工，2005年竣工。1999年南京水利科学研究院进行坝料工程特性试验和静力、动力有限元应力变形分析时西北勘测设计研究院提出的公伯峡面板堆石坝原设计标准剖面如图2-41所示。

对比图2-40和图2-41可以看出：实际上坝体分区有较大变化，主堆石3BⅡ和次堆石区3C两区都增大，将主堆石3BⅠ区分为强透水区3BⅠ-1和主堆石区3BⅠ-2，强透水区3BⅠ-1呈L形，斜排水区顶宽6m，底宽12m，水平排水区厚6m，一直通向下游，以保证坝体渗流稳定安全。

1999年设计面板分二期浇筑，一期、二期面板顶部高程分别为1960.00m和2004.00m。实际上面板一次浇筑到顶。

2.面板堆石坝性状预测

公伯峡面板堆石坝三维有限元静力应力变形计算分析采用南水双屈服面板弹塑性模型，根据试验结果确定的静力特性计算参数如表2-23所示。［14］

公伯峡面板堆石坝静力应力变形性状预测结果分述如下：

（1）坝体变形和应力性状。河槽段最大剖面F17（约0＋140m）坝体沉降和水平位移等值线如图2-42所示，在竣工期和蓄水期，该剖面内最大沉降分别为100.0cm和102.9cm，向上游最大水平位移分别为18.4cm和10.2cm，向下游最大水平位移分别为12.0cm和19.4cm。从水平位移分布来看，不难发现，上游部分坝体向上游位移、下游部分坝体向下游位移。蓄水时，由于上游水压力的影响，整个坝体都向下游位移，因此向上游位移减小，向下游位移增加。

图2-43为竣工期和蓄水期最大剖面F17（约0＋140m）竣工期和蓄水期坝体大小主应力水平分布。由计算结果可知，竣工时坝体应力是坝体自重引起，主应力分布与坝体轮廓相似，坝内应力水平在两个时期都不高，与竣工期相比，蓄水期坝体还受到水压力作用，上游部分坝体σ3分布受其影响，而且坝体的应力水平有所下降，这说明蓄水对面板堆石坝稳定是有利的。

与河槽段F17最大剖面相邻的F16剖面（约0＋118m）坝体沉降和水平位移等值线如图2-44所示，在竣工期和蓄水期该剖面坝体最大沉降分别为137.2cm和140.9cm，反而比河槽段最大剖面F17来得大，上游部分坝体向上游水平位移分别为21.3cm和13.4cm，下游部分坝体向下游水平位移分别为18.2cm和22.7cm，也比河槽段最大剖面F17来得大，从河谷和坝基性状可以看到，此剖面紧邻左岸较陡的岸坡，坝基是上、下游两侧高、中央低，成凹状，这种河谷和坝基的形状使得该剖面的坝体变形反而来得大。

（2）填筑期坝体的变形和面板脱空。为了预测一期面板浇筑后坝体施工过程中面板是否产生脱空现象，专门研究了一期面板浇筑后坝体填筑过程中坝体变形情况。图2-45给出了一期面板浇筑后坝体分别填筑到两个高程1967.00m和1979.00m时坝体的沉降和水平位移。从计算结果可以发现：在一期面板浇筑后坝体的填筑过程中，一期面板顶部附近坝体向坝内（下游）变形，一期面板顶部与垫层料之间可能产生脱空现象。对照坝体填筑至高程1967.00m和填筑至高程1979.00m两个高程下的计算结果可以发现：随着坝体填筑高程的增加，一期面板顶部附近坝体的沉降有所增加，向坝内的水平位移则有所减少。图2-46为不同填筑期一期面板顶部三个坝体结点的变形矢量图。从图2-46可以看出：从一期面板顶部（高程1960.00m）至高程1953.00m之间大约10m长的面板可能脱空。

（3）面板的变形和应力。图2-47为大坝填筑竣工期面板挠度和轴向位移等值线，面板挠度最大值为11.1cm，靠近河槽部位的一期面板顶部附近。面板轴向（即水平向、下同）位移指向河槽中央，最大值为1.0cm。图2-48给出了竣工期面板顺坡向应力和轴向（即水平向、下同）应力分布，计算结果显示：此时面板顺坡向应力几乎均为压应力，轴向应力以压应力为主，岸坡附近有拉应力区，但拉应力值不大，小于0.5MPa。图2-49为蓄水期面板的挠度和轴向位移分布，由计算结果可见：蓄水期面板挠度最大值为28.5cm，位置靠近河床深槽部位，半坝高以上，轴向位移仍是从由河谷两岸向河槽中央变形，最大轴向位移为1.5cm，发生在河槽左侧。图2-50给出了F16、F17和F21三个典型剖面蓄水期面板挠度图。图2-51给出了蓄水期面板内顺坡向应力和轴向应力分布，由图可见，面板顺坡向应力在绝大部分区域都表现为压应力，最大压应力为7.0MPa。在两岸附近极小区域内存在很小的顺坡向拉应力。面板轴向应力最大值为7.2MPa，位于河槽部位，在两岸附近有一定的拉应力区，最大拉应力值为2.5MPa。

（4）面板垂直缝和周边缝的位移。面板垂直缝和周边缝的位移是面板堆石坝的重要性状之一，计算结果显示：公伯峡面板堆石坝蓄水至正常高水位时面板垂直缝有较大的张开区，最大张开位移为7.4mm。张开缝区域示于图2-52之中，由于河谷形状不对称，河床深槽部位偏右，所以河槽左侧大片区域面板垂直缝为张开缝。周边缝三向位移最大值分别为：最大张开量11.5mm，位于右岸陡坡处，最大沉降量为19.8mm，位于河槽部位，最大剪切位移为24.8mm，位于右岸陡坡处。参照图2-52所示周边缝结点位置，周边缝上各点的变位列于表2-24之中。张开位移以张开为正，沉降以向下为正，剪切位移以指向河谷中心为正。从表2-25可知在一期、二期面板接缝附近周边缝变位较大，特别是剪切位移，右岸陡坡处周边缝剪切位移在20mm以上，一期面板顶部附近（节点680号）的张开位移也达到11.5mm，这是与上述的面板可能脱空有密切关系。

公伯峡面板堆石坝静力应力变形性状预测结果汇总于表3-25之中。

公伯峡面板堆石坝的渗流计算表明：在正常高水位2005.00m、下游水位1900.20m时坝体内浸润面是在垫层区是位于高程1930.00m，下游坝趾处位于高程1900.20m，即有高100m坝体均应处于非饱和状态，因而这部分坝体的应力变形计算应采用非饱和状态的筑坝材料试验得出的计算参数，公伯峡面板坝非饱和状态筑坝材料静力特性计算参数如表2-26所示。采用此计算参数对1999年设计的面板堆石坝又进行了静力应力变形性状预测。

公伯峡面板堆石坝设计优化后，坝体内设置了L形排水体，水平排水体顶面高程1906.00m，同时改变了主堆石区3BⅠ、3BⅡ和次堆石区3C的分布，如图2-40所示，为此又用饱和坝料的计算参数（如表2-23所示）进行了静力应力变形计算。

公伯峡面板堆石坝设置了坝体内部变形观测装置，共有3个观测剖面，分别为0＋075m、0＋130m和0＋230m剖面，每个剖面都用水管式沉降仪和引张线式水平位移计观测坝体内部变形、即坝体沉降和水平位移，在0＋130m剖面用电测式分层沉降仪观测坝体沉降。［22］0＋130m剖面原型观测布置图如图2-53所示。

利用该坝原型观测资料，基于最优化原理，采用反馈分析方法得出公伯峡面板堆石坝筑坝材料的静力计算参数如表2-27所示。考虑到模量系数K对坝体变形最为敏感，因而反馈分析时只反馈计算模量系数K。［23］

现将用不同的计算参数针对先后两个坝体剖面先后进行的4次公伯峡面板堆石坝静力应力变形计算结果汇总列于表2-28中。

3.混凝土面板堆石坝应力变形性状的基本规律［4］

综上所述可以看出混凝土面板堆石坝的应力变形性状具有下列主要规律：

（1）坝体变形和应力、面板变形和应力以及面板垂直缝与周边缝的位移都受到河谷与坝基形状的影响：凹状坝基面会使得坝体变形增大；面板挠度等值线与河谷形状（即面板形状）关系密切；坝体应力等值线与坝体剖面形状关系密切；面板轴向位移和应力基本上以河谷最大剖面对称分布，河谷对称，面板轴向位移和应力对称分布，河谷不对称，面板轴向位移和应力不对称分布；面板垂直缝张开区都在两岸附近，陡峻岸坡附近的周边缝剪切位移较大。

（2）坝体变形分布的主要影响因素是：坝体分区、坝体各区填筑特性、填筑标准和填筑施工顺序，即坝体变形分布于坝体各区筑坝材料的变形特性（变形模量和流变特性等）密切相关。

（3）面板的自重和上游水压力，特别是坝体变形时坝体对面板的摩擦力是影响面板变形和应力的3个主要因素，在面板浇筑后在横剖面上坝体是继续向着坝中心部位变形如图2-46所示，这是造成面板脱空、导致面板裂缝的原因；同时造成面板顺坡向压力随着高程的降低而增加，在面板的中底部呈现最大值。在纵剖面上坝体是朝着河谷中央变形，坝体对面板这种方向的摩擦力使两岸附近的面板朝河谷中央变形，两岸附近面板处于张拉区，垂直缝产生张开位移，两岸附近面板出现拉应力，在河谷中央部位面板呈现较大的压应力，压应力最大值一般在河谷最大剖面附近。

（4）上游水压力是面板产生挠曲的主要作用（荷载），因而面板的最大挠度一般都发生在面部中部，分期浇筑面板的挠曲还受到坝体变形（特别是流变）、面板自重和分期蓄水荷载的影响，分期浇筑面板的各期面板顶部挠度会较大，其挠度分布比较复杂。

二、面板砂砾石坝静力应力变形性状［4，19，24］

1.工程概况

以吉林台一级水电站混凝土面板砂砾石坝为例说明面板砂砾石坝静力应力变形性状的预测。

吉林台一级水电站位于伊犁河支流伊犁喀什河上，在新疆维吾尔自治区尼勒克县，电站装机460MW，吉林台一级面板砂砾石坝最大坝高157m，坝顶长445m，上游坝坡1：1.7，下游坝坡1：1.5，下游综合坝坡（包括上坝公路）为1：1.96，坝体填筑材料是上游的垫层区、排水体和砂砾石区采用砂砾石，坝顶主堆石区ⅢA和下游堆石区ⅢB采用下游料场石炭系凝灰岩和建筑物开挖料。

坝体分区如下述，坝体典型剖面如图2-54所示。

（1）上游防渗补强区（A），位于面板上游，顶部高程1340.00m，水平宽度5m，作为补充的防渗体和一旦发生渗漏时的封堵材料。

（2）上游任意料区（ⅠB），位于ⅠA区上游，顶部高程1340.00m，顶宽10m，上游坡度不陡于1：2，采用各建筑物开挖的弃渣料。

（3）垫层区（ⅡA），水平宽度4m，采用C2料场筛分砂砾料与砂掺配而成，dmax≤80mm，小于5mm含量35%～55%，小于0.1mm含量小于8%，渗透系数k＝10-3～10-4cm/s，Dr≥0.85。垫层料底部要向下游方向延伸20～35m，层厚2～5m，以保证趾板及堆石体基础渗流稳定，垫层坡面用乳化沥青喷护。

（4）特殊垫层区（ⅡD），位于周边缝周围，采用C2料场天然砂砾料筛分而得，dmax≤20mm，小型机械与人工碾压，Dr≥0.8。

（5）排水体（ⅡB），在砂砾石区内设置竖向和水平向排水。竖向排水分布高程为1290.00～1421.00m，水平宽度5m，水平排水底部高程1290.00m，层厚5m，直通次堆石料区，水平排水体采用条带布置，条带宽10m，间隔16m。排水料采用C2料场砂砾料（也可利用石渣料，但不得与砂砾料混用），粒径范围5～80mm，Dr≥0.85。

（6）砂砾石区（ⅡC），采用C2料场砂砾料，dmax≤400mm，小于5mm的含量为13%～35%，渗透系数k≥10-2～10-3cm/s，Dr≥0.85。

（7）坝顶主堆石区（ⅢA），采用P1石料场开采的爆破料，dmax≤600mm，小于5mm的含量小于20%，小于0.1mm的含量小于5%，孔隙率n≤23%。

（8）次堆石区（ⅢB），采用P1料场爆破料，坝基和其他建筑物的合格开挖石渣料也可作为坝体次堆石料。孔隙率n≤23%。

（9）下游坝坡块石压重区（ⅢC），采用料场爆破或建筑物开挖中产生的超径大石，孔隙率n＝22%～26%，距下游坡面至少2m的范围内应采用超径大石，用人工配合机械调整平顺后填塞密实作为护坡基础。

2.面板砂砾石坝性状预测

南京水利科学研究院负责完成了吉林台一级面板砂砾石—堆石坝的筑坝材料特性试验和三维有限元静力、动力应力变形计算分析工作。根据筑坝材料静力特性试验结果，吉林台一级坝筑坝材料静力特性计算参数如表2-29所示。［15］

该坝三维静力应力变形计算分析采用南水双屈服面弹塑性模型，模拟大坝坝体填筑、面板浇筑和分期蓄水全过程，共分28级进行仿真计算，大坝坝体填筑、面板浇筑和分期蓄水过程及计算分级如表2-30所示。

选取3个典型剖面来表示三维有限元静力计算分析结果，其中第12剖面为最大剖面，位于坝轴桩号0＋197m，另外两个剖面分别为第9剖面和第19剖面，位于坝轴桩号0＋125m和0＋329m，分别位于左右岸。

吉林台一级面板砂砾石—堆石坝静力应力变形性状预测结果分述如下：

（1）坝体的变形和应力。坝体填筑、面板浇筑和蓄水前后吉林台混凝土砂砾堆石坝的坝体变形和应力如表2-31所示，第12剖面、9剖面、19剖面三个剖面蓄水至高程1420.00m时坝体变形和应力如图2-55至图2-69所示。

由于坝体上游部分系砂砾料填筑而成，模量较高，下游部分由爆破堆石料填筑而成，堆石是晶质凝灰岩和凝灰角砾岩，岩性较好，因而坝体沉降和水平位移都不大，竣工时坝体最大沉降57.5cm，蓄水至高程1420.00m时，坝体最大沉降59.0cm，竣工时上游部分坝体向上游位移3.30cm，下游部分坝体向下游位移15.0cm；蓄水至高程1420.00m时，上游部分坝体向上游位移减小到2.32cm，而下游部分坝体向下游位移增大到16.1cm。由于下游部分坝体采用爆破堆石料填筑，尤其ⅢB区是爆破堆石和开挖石渣料，模量较低，因而坝体沉降等值线偏向下游，下游部分坝体沉降明显较大，向下游水平位移也明显较大。

第9剖面与第19剖面的坝高较小，所以坝体沉降和水平位移都较小，如表2-32和图2-60、图2-61、图2-65和图2-66所示。坝体应力和应力水平分别如表2-32和图2-62、图2-63、图2-64、图2-67、图2-68和图2-69所示。

从表2-32可知第19剖面坝基面向上游倾斜，所以第19剖面比第9剖面坝体向上游位移要大一些。

从表2-31可知，随着坝体填筑，最大剖面坝体应力逐渐增大，竣工并蓄水后，最大主应力σ1为2.40MPa，最小主应力σ3为1.04MPa，坝体应力水平不高，在施工期与蓄水运行期，应力水平Sl都小于60%。从表2-32可看出，其他剖面坝体应力状况和应力水平也与最大剖面大致相近。

（2）面板的变形和应力。大坝填筑竣工并蓄水至高程1420.00m时吉林台面板砂砾堆石坝的面板轴向位移等值线分别如图2-70所示，从图可知，面板轴向位移指向河谷中央，蓄水后最大轴向位移1.10cm，大坝填筑竣工并蓄水至高程1420.00m时面板挠度等值线如图2-71所示，从图可知，蓄水后面板最大挠度11.70cm，发生在河床最大剖面的半坝高附近。

蓄水至高程1420.00m时面板轴向应力与顺坡向应力如图2-72和图2-73所示，从图可知，面板轴向应力和顺坡向应力最大值分别为4.5MPa和7.0MPa，其位置与面板最大挠度值位置一致，面板很大部分为压应力区，仅在两岸附近有一定拉应力区，轴向拉应力最大值为-1.5MPa。

（3）面板垂直缝和周边缝的位移。吉林台面板砂砾堆石坝面板垂直缝的位移如图2-74所示，从图可知，垂直缝张开区较大，在两岸附近，最大张开位移4.8mm，右岸较陡，张开位移较大。周边缝各点三向变位如图2-75所示，图中张开位移以张开为正，沉降变形以向下沉降为负，剪切位移以指向河谷中央为正。周边缝三向变位最大值分别为：最大张开量28.6mm，位于河谷中央处，最大沉降量8.3mm，位于右岸半坝高处，最大剪切位移20.9mm，位于河谷中央处。在两岸自半坝高到河谷底部的周边缝的张开位移与剪切位移均较大。

3.面板堆石坝与面板砂砾石坝性状对比分析［4］

现将公伯峡面板堆石坝和吉林台一级面板砂砾石坝静力应力变形性状预测结果对比列于表2-33中。

从表2-33可以看出：尽管吉林台一级面板砂砾石坝坝高是公伯峡面板堆石坝的1.19倍，但是吉林台一级面板坝主要采用砂砾石坝填筑，下游堆石料也是工程特性较好的凝灰岩，主堆石区的模量系数K是公伯峡坝的4.0倍，次堆石区的模量系数K是公伯峡坝的2.25～4.0倍，尽管公伯峡坝中间部位（上游1：0.8坡线和下游1：0.6坡线之间）用砂砾石填筑，其模量系数K＝1200，但是也只有吉林台一级坝主堆石料砂砾石的0.52倍。因而吉林台一级面板砂砾石坝的坝体沉降只有公伯峡面板坝的0.79倍，坝体变形小导致吉林台坝蓄水期面板挠度也只有公伯峡坝的0.56倍。同时吉林台一级坝的坝体水平位移、面板轴向位移和应力和面板垂直缝张开位移也都只有公伯峡坝的0.6～0.7倍。这说明面板堆石坝筑坝材料的模量及其随应力状态变化的规律是决定面板堆石坝坝体变形、面板挠度、面板轴向位移和应力的主要因素。砂砾石具有较高的模量，面板砂砾石坝往往具有较优的静力应力变形性状。

三、面板堆石坝应力变形性状预测结果与实测值比较［4，19，20，23］

1.面板堆石坝性状预测结果

仍然以公伯峡面板堆石坝为例，前面已经介绍针对两种坝体分区，采用三种不同的计算参数进行四次静力应力变形性状的预测，四次预测结果的对比列入表2-34中，为了便于相互比较并与公伯峡面板堆石坝的原型观测相比较，本节将另外三次主要计算结果介绍如下：

非饱和部分坝体采用非饱和筑坝材料计算参数（表2-26）针对1999年原设计坝体分区的主要计算结果如图2-76至图2-81所示。

采用饱和筑坝材料计算参数（表2-23），针对2001年实际采用的坝体分区的主要计算结果如图2-80至图2-84所示。

采用原型观测资料反馈分析得到的计算参数（表2-27），针对2001年实际采用的坝体分区的主要计算结果如图2-85至图2-89所示。

2.面板堆石坝的原型观测［22］

公伯峡面板堆石坝设置了周全的安全监测设施，分述如下：

（1）坝体内部变形监测点：在0＋075m、0＋130m和0＋230m3个剖面的3个高程（1980.00m、1950.00m和1920.00）设置了水管式沉降计和引张线式水平位移计以观测坝体内部变形，其中0＋130m剖面的高程1920.00m为7测点、高程1950.00m为5测点、高程1980.00m为3测点。同时在0＋130m剖面，坝轴线上游30m和坝轴线下游15m设置了两根分层沉降管，每5m设置了一个沉降环，用电磁式分层沉降仪观测坝体分层沉降。0＋130m剖面坝体内部变形监测布置如图2-53所示。

（2）面板挠度监测：在0＋066.8m、0＋114.8m和0＋230m3个剖面各设置了14支、15支和12支电解质式固定测斜仪（电水平仪）观测面板挠度。

（3）面板应力应变监测：在0＋075m、0＋133.5m、0＋230m和0＋300m4个剖面各设置了6组、6组、5组和4组（共计21组）双向钢筋计，在0＋052.5m、0＋111.5m、0＋159.5m、0＋232.5m和0＋304.5m5个剖面各设置了4组、7组、6组、5组和4组（共计26组）三向应变计和无应力计组合以观测面板的应力应变。

（4）周边缝位移监测：沿周边缝设置了17组三向测缝计以观测周边缝三向位移，其中右岸较陡，设置了8组，左岸岸坡较长，设置了5组，左岸高趾墙和河床段各2组。

（5）面板垂直缝位移监测：在0＋015.5m、0＋079.5m、0＋115.5m、0＋235.5m和0.331.5m5个剖面各设置了5组、7组、7组、5组和3组（共计27组）双向测缝计以观测面板垂直缝二向位移。

（6）渗流监测，在0＋075m、0＋130m和0＋230m3个剖面趾板帷幕灌浆前后和坝基面设置渗压计，以观测坝基灌浆帷幕效果和坝体渗透压力分布；

在下游厂房尾水渠左边墙设置量水堰，以观测渗漏量，堰顶高程1902.80m，在汛期泄洪时下游水位高于1902.50m时不监测渗漏量。

（7）坝体土压力监测：在0＋075m、0＋130m和0＋230m3个剖面垫层区挤压边墙底面，受压面与面板平行设置了10支土压力计以观测挤压边墙与垫层区土压力分布；在过渡层内设置了10组四个方向的土压力计，在坝轴线上设置了7组二向土压力计以观测坝体应力分布。

（8）地震反应监测：在下游坝坡、下游基岩和两岸基岩共设置了13套强震仪以监测地震和大坝地震反应，其中：下游基岩2套、两岸各1套，下游坝坡9套强震仪。

（9）坝面沉降和水平位移监测采用TCA2003型全站仪。

（10）坝址区平面变形控制网和高程控制网监测。

（11）上、下游水位和环境量监测。

公伯峡面板堆石坝安全监测取得了大量的监测资料［22］，其中有代表性的原型观测结果分述如下：0＋130m剖面高程1950.00m坝轴线下游30m处VS2-130-4测点的沉降过程线和拟合结果如图2-90所示，该测点沉降的时效分量过程线如图2-91所示，0＋130m剖面高程1950.00m5个引张线式水平位移计测值过程线如图2-92所示，依据3个高程水管式沉降计测值得出的0＋130m剖面坝体内部沉降分布如图2-93所示，0＋130m剖面坝轴线下游15m电磁式沉降仪测值过程线如图2-94所示，依据图2-94测值得出的0＋130m剖面坝轴线下游15m处沉降沿高程分布如图2-95所示，0＋130m剖面坝体浸润线如图2-96所示。

采用水管式沉降计和引张线式水平位移计观测坝体内部变形时应正确处理漏测问题，因为各测点的水管式沉降计和水平位移计的测板埋设以后除了采取特殊措施外、一般情况下无法立即进行观测，必须在全断面埋设完毕、观测房建成而且测读装置设置完成以后才能开始观测，从测点埋设到开始施测往往需要数天到数十天时间，此时坝体在继续填筑，测点沉降和水平位移的速率都处于较高的阶段，从监测资料来看，公伯峡面板坝水平位移计（0＋130m剖面）漏测时间49～62d，沉降计（0＋130m剖面）漏测时间40～95d，一般都是2个月漏测时间，漏测的沉降和水平位移是很可观的。

另一个漏测的问题是，水管式沉降计和引张线式水平位移计各测点的沉降或水平位移测值都是相对于观测房，在施工期和运行期观测房的位置与高程一直在变化之中，应通过外部表面变形观测来及时确定观测房的位置与高程，往往会忘记将观测房的高程与位置变化加到各测点的沉降和位移测值上去，甚至忘记同步观测每个观测房的高程和位置。

正确的监测方法是：

（1）用全站仪等表面变形监测仪器在各测点埋设时观测各测点的位置与高程作为初始基准值，在观测房建成开始施测时，根据观测房的位置与高程以后各测点的初始读数确定各测点的高程与位移的漏测值。

（2）在各测点埋设前尽可能建成观测房，缩短漏测时间。

（3）利用已测得的沉降和水平位移过程线，考虑时间与坝体填筑荷载两个主要因素，采用统计分析方法建立沉降和水平位移拟合函数，推算漏测量。

从公伯峡面板堆石坝图2-91和图2-92可以看出：在0＋130m剖面测点埋设时间（2002年12月至2003年7月底）以后各测点的沉降与水平位移速率是很大的，决不止该工程安全监测报告利用2004年观测资料得出的时效分量和填筑荷载分量的影响，各测点的漏测沉降估计在10～30cm左右。

用电磁式分层沉降仪监测坝体内部沉降的漏测问题容易解决，只需及时正确监测当时沉降管孔口高程即可，但是沉降管附近需用颗粒较细的筑坝材料填筑，因而观测到的沉降值是管周围小范围坝体的沉降值，与大范围坝体沉降值会有些差别。

从公伯峡面板坝电磁式沉降计的观测结果（图2-95和图2-96）和水管式沉降计的观测结果（图2-94）对比来看，ES2沉降管与水管式沉降计VS2-130-3和VS2-130-4的测值相比较、两者相差约200mm，可以说这是漏测沉降量的下限。公伯峡面板坝坝体最大沉降值可能是487mm或以上。

3.面板堆石坝性状预测的验证［4，23］

公伯峡水电站2004年8月开始蓄水，8月底库水位达到高程2000.00m，之后库水位在2000.00～2004.00m之间变化，2006年8月25日库水位达到2004.43m。根据公伯峡面板堆石坝监测资料分析、将蓄水期坝体变形、面板变形和应力以及接缝变形实测最大值也列在表2-28之中，从上述的图表（图2-42至图2-52，图2-76至图2-89，表2-28）可以看出：

（1）坝体变形取决于筑坝材料特性、坝体分区以及河谷与坝基形状等主要因素。一般来讲，筑坝材料特性不同，而其他情况不变时，坝体变形分布规律基本不变，但是坝体变形的量值会随筑坝材料特性而变，从图2-42和图2-76、图2-77对比就可以看出：筑坝材料计算参数改变，竣工期和蓄水期的坝体沉降从100.2cm和102.9cm变为90.7cm和94.3cm，竣工期和蓄水期的坝体向上游水平位移从18.4cm和10.2cm变为8.9cm和6.4cm，坝体向下游水平位移从10.2cm和12.1cm变为6.6cm和6.4cm，但是坝体变形（沉降与水平位移）分布（等值线）几乎是相似的。

若坝体分区改变，则坝体变形量及其分布都会有所变化，从表2-28或将图2-42和图2-80、图2-81相比较就可以看到。

（2）面板变形和应力取决于面板形状（即河谷与坝基形状）、筑坝材料特性和坝体分区。筑坝材料特性和坝体分区对于坝体变形的量值和分布有一定影响，于是会影响到坝体垫层区对面板摩擦力，从而对于面板变形和应力的量值也会有一定的影响，从表2-28所示的四种情况计算结果可以看出，面板的挠度、轴向位移、顺坡向应力和轴向应力的量值都有一定的变化，但是面板的变形和应力主要取决于面板形状（即河谷与坝基形状），将四种情况计算结果的面板变形与应力分布比较可以看出：面板变形与应力分布几乎相同，只是由于坝体垫层区对面板的摩擦力有所变化，因而面板的拉应力区有所变化，但是面板的变形（挠度和轴向位移）和压应力区基本相同。

（3）面板垂直缝和周边缝的位移也主要取决于面板形状（即河谷与坝基形状），从表2-28以及图2-52、图2-84和图2-89可以看出：四种情况的周边缝位移分布规律和量值大致相近。

（4）2004年8月15日库水位2004.30m（距正常蓄水位仅0.70m）时0＋130m剖面实测坝体浸润线如图2-96所示。针对1999年设计剖面（图2-41）进行过渗流计算，在正常蓄水位2005.00m时，浸润面是一个斜面，垫层区浸润面在高程1930.00m，下游坝趾处是高程1900.20m，与实测值相比，由于实际采用的坝体分区（图2-40）设置了L形排水体，因而浸润线面有所下降，在垫层区浸润面高程为1909.10m，在坝体内基本上是在高程1901.20m的水平面。这进一步说明面板堆石坝绝大部分坝体处于非饱和状态，这是面板堆石坝安全度较高的主要因素之一。

（5）将四次计算结果与实测值相对比（如表2-28所示）可以看出：针对实际采用的坝体分区剖面（图2-40）进行的应力变形性状预测基本上与实测值相吻合，由于公伯峡坝实际填筑施工质量较好，超过设计要求（即计算分析时采用）的干密度，因而实际的坝体沉降量小于预测值，坝体水平位移和周边缝位移实测值与预测结果相近，由于坝体变形小，而且2003年10月22日坝体填筑到顶部高程2005.80m以后又间隔近5个月，于2004年3月15日才开始一次浇筑面板，面板浇筑后坝体后续变形小、坝体对面板的摩擦力也小，因而面板挠度、面板轴向应力和顺坡向应力都小于预测值，这说明公伯峡面板堆石坝应力变形性状预测是成功的。

四、面板堆石坝动力应力变形性状［4，19，20，21］

1.地震动输入和筑坝材料动力特性

以公伯峡面板堆石坝为例阐述面板堆石坝动力性状的预测。公伯峡混凝土面板堆石坝坝址区地震基本烈度为7度，大坝设计地震烈度为8度，中国地震局地壳应力研究所提供了不同初始相角的3条基岩地震加速度时程曲线，如图2-97所示。根据SL 228—98和DL/T 5016—1999《混凝土面板堆石坝设计规范》南京水利科学研究院采用有限元法对该坝进行动力分析。

采用大型振动三轴压缩仪测定了公伯峡面板堆石坝筑坝材料动力特性，公伯峡面板堆石坝筑坝材料动力特性计算参数如表2-34所示，次堆石3C-1的典型试验曲线如图2-98至图2-104所示。［14］

用3条不同初始相角的地震加速度时程曲线进行了公伯峡面板坝的动力应力变形分析，发现公伯峡面板坝的动力反应包括：坝体永久变形、面板动应力、周边缝变位和高趾墙的应力变形性状都没有显著差别，例如输入3条不同初始相角的地震动时程线时坝顶动力反应加速度分别如图2-105、图2-106和图2-107所示，又如由地震引起的坝顶垂直向和水平向永久变形，输入第一条地震动加速度时程线分别是35.1cm和25.3cm，输入第二条地震动加速度时程线时分别是34.4cm和24.7cm，输入第三条地震动加速度时程线时分别是34.9cm和24.8cm，差别很小。因而公伯峡面板坝地震时动力应力变形性状可以用动力反应稍大的输入第一条地震动加速度时程线的计算结果来代表。

2.公伯峡面板堆石坝动力性状预测结果

（1）坝体的永久变形。坝体在地震作用下有不同程度的沉降，并向下游位移，地震引起的公伯峡面板堆石坝坝体垂直向永久变形（震陷）最大值在坝顶，为35.1cm，地震引起的坝体水平向永久变形最大值也发生在坝顶，为25.3cm，图2-108给出了最大剖面地震前后网格变形情况，形象地显示地震引起的坝体永久变形。

（2）面板的变形和应力。地震结束后面板挠度和轴向位移分布如图2-109所示，与地震前的面板挠度和轴向位移分布（图2-87）相比较，可以看出地震前后面板挠度和轴向位移的量值和分布变化不大，地震使面板的挠度和轴向位移略有增加。

地震结束后面板的顺坡向应力分布和轴向应力分布如图2-110所示，与蓄水期地震前面板的应力分布（图2-88）相比较，可以看出：面板顺坡向应力分布变化不大，但是地震使面板顶部附近出现拉应力区，拉应力最大值小于-1.0MPa；面板轴向应力分布变化也不大，但是地震使河槽部位面板压应力有所增加，最大值为8.0MPa，同时使两岸附近面板拉应力也有所增加，最大值为-3.3MPa。面板中部两个单元997和单元2241的动应力过程线如图2-111所示，可以看出：地震过程中河槽最大剖面（约0＋140m）面板中部高程的振动拉应力最大值达到-7.0MPa左右。

（3）面板垂直缝和周位缝的变位。地震使面板垂直缝张开量有所增大，地震后面板垂直缝张开量增大到16.0mm，但是张开缝的分布区域与地震前差别不大。

地震使周边缝有较大的位移，如图2-84所示的周边缝各点位置、地震引起的周边缝各点三向变位如表2-35所示，从表2-35可知：在高程较低的河谷部位周边缝（节点1262～节点2681）地震引起的周边缝张开量达10～18mm，右岸陡坡二期面板底部周边缝（节点344～节点594）地震引起的周边缝沉降量达5～12mm，在右岸陡坡一期面板顶部（节点680）与河谷形状变化的部位（节点1262、节点1440、节点2233、节点2383）地震引起的周边缝剪切位移达7～12mm。

（4）坝体动力反应。

1）地震时坝体动力反应在坝顶最大，位于坝顶的节点1702，地震反应垂直向加速度最大值达4.10m/s2，垂直向速度最大值达7.7cm/s，垂直向动位移最大值达2.88cm，该坝最大剖面坝轴线上不同高程（2010.00m、1975.00m和1904.00m）的3个节点1702、节点1633和节点1547的垂直向地震反应加速度、垂直向地震反应速度和垂直向动位移的过程线如图2-112、图2-113和图2-114所示，由图可见越接近坝顶，地震动力反应越激烈，即地震反应加速度、速度和位移都越大。

2）地震时顺河向坝体动力反应比垂直向坝体动力反应大得多，坝顶最大地震反应加速度过程线见上述图2-105所示，顺河向地震反应最大加速度达到7.34m/s2，垂直地震反应最大加速度达到4.18m/s2，分别位于F16和F21剖面的坝顶，即顺河向和垂直向地震反应动力放大倍数分别达到3.67和3.14，该坝最大剖面下游坝坡0.63H、0.35H和上游主堆石区0.55H、0.24H（H为坝高）的代表性节点1655、节点1578和节点1608、节点1542的顺河向与垂直向地震反应加速度如图2-115和图2-116所示，地震反应速度和动位移的情况雷同，不再一一举例。

3）地震时引起的面板动应力以面板中上部较大，河谷坝段最长面板不同高程各节点的面板顺坡向动应力如图2-117所示，其中面板单元2245、面板单元2241、面板单元997、面板单元993和面板单元989相当于0.96H、0.75H、0.60H、0.41H和0.32H，以最大剖面0.60H的单元面板动应力最高，振动拉应力最大值达到7.0MPa，坝顶面板单元2245和0.75H和0.41H面板单元动应力次之。从图2-117还可看出，在前20s时间内面板动应力较大，其后动应力逐渐衰减。但是由于在地震前面板主要承受压应力，仅在地震时可能出现较大的净拉应力，面板大范围拉裂的可能性不大。

（5）高趾墙动力性状。在地震作用下高趾墙顺河向、垂直向和坝轴向的墙体位移都很小，右坝肩高趾墙的水平位移最大值只有1.4mm，墙体和基础中没有产生不利的应力状态，在地震过程中拉应力最大值不超过0.4MPa，因此地震时高趾墙是安全的。

3.面板堆石坝动力性状基本规律

从上述公伯峡混凝土面板堆石坝动力反应变形性状预测结果可以看出地震时面板堆石坝的动力反应具有下列规律：

（1）输入不同初始相角的地震加速度时程曲线，若地震动其他参数相同，面板堆石坝的动力反应相近。

（2）地震会引起坝体产生残余变形，坝顶处永久变形最大，地震会使面板的挠度和轴向位移略有增加。

（3）地震前后面板应力分布变化不大，但是地震后拉应力会有所增大，而且地震前半期（约20s）地震时面板动应力较大，地震时面板动应力以面板中上部较大。

（4）地震会引起周边缝产生一定的永久位移。

（5）越接近坝顶，坝体动力反应越强，顺河向的动力反应比垂直向的动力反应大得多。

五、面板砂砾石坝动力应力变形性状［4，19，24，25］

以吉林台一级面板砂砾石坝为例阐述面板砂砾石坝动力性状的预测。吉林台一级水电站位于新疆伊犁州尼勒克县，在伊犁喀什河上，装机容量460MW，混凝土面板砂砾石坝最大坝高157m，坝顶长度445m，上游坝坡1：1.7，下游坝坡公路间坝坡1：1.5，综合坝坡1：1.96，采用L形排水体的砂砾石坝型，典型剖面如图2-55所示。

根据大型振动三轴压缩仪的动剪切模量、阻尼比和动力变形试验结果，得出的吉林台一级面板砂砾石坝筑坝材料动力特性计算参数如表2-36所示。

新疆防御自然灾害研究所在《新疆尼勒克吉林台水电站地震危险性分析补充意见》中提出了100年超越概率2%的地震烈度为9度，基岩峰值加速度为462gal，并且提供了三条合成的100年超越概率2%的地震动基岩加速度时程曲线如图2-118所示。因此吉林台一级面板砂砾石坝是国内外建于9度强震区最高的混凝土面板坝。该坝三维动力应力变形分析时对此先进行了比较，发现这三条基岩加速度时程曲线十分接近，用此三条曲线输入得出的大坝地震动力反应非常接近，顺河向输入第Ⅰ条地震动基岩加速度时程曲线时大坝的动力反应稍大些，因而选用第Ⅰ条基岩加速度时程曲线顺河向输入进行大坝三维动力应力变形分析。

1.坝体的永久变形

0＋197m最大剖面（第12剖面）震后坝体沉降和水平位移分布如图2-119和图2-120所示，将图2-119和图2-120与地震前坝体沉降与水平位移分布图2-55和图2-56比较可以看出，地震后坝体最大沉降达到63.0cm比震前增加8.0cm，地震后向上游方向位移达到2.72cm，向下游方向位移达到25.3cm，比震前分别增加了0.40cm和9.1cm，也就是说，地震造成的坝体永久变形主要表现在沉降和向下游位移，这也是由于下游部分坝体由爆破堆石料和开挖石渣料填筑而成、其动剪切模量相对较低之故。

图2-121形象地表示了地震引起的坝体变形的情况，可以看出，下游部分坝体向下游水平位移并伴有沉降。

2.面板的变形和应力

地震后面板挠度和轴向位移分布如图2-122和图2-123所示，从图可知，地震后面板轴向位移仍指向河谷中心，最大轴向位移1.40cm，与地震前面板轴向位移分布图2-70相比较可以发现，地震引起的残余位移不大，只有0.30cm。从图2-122可以看出，地震后面板挠度为12.0cm，与地震前面板挠度分布（图2-71）相比可以发现，地震引起的面板挠度很小，只有0.3cm。由于面板浇筑在模量较高的上游坝体表面，地震引起的上游坝体永久变形不大，因而面板的残余变形也不大。

地震后面板的应力分布如图2-124和图2-125所示，从图2-124可知，地震后面板的轴向应力为：最大压应力5.0MPa，最大拉应力-2.0MPa；从图2-125可知，顺坡向应力为：最大压应力6.0MPa，最大拉应力-0.52MPa。与地震前面板应力分布图2-72和图2-73对比可以看出：地震使面板的轴向最大压应力和最大拉应力都略有增加，增值0.5MPa，但是地震使面板顺坡向应力最大压应力有所减小，减小值1.0MPa左右；同时还可以看出：面板轴向拉应力区范围基本不变，但是地震使面板顶部顺坡向应力出现拉应力区，拉应力区分别在两岸附近和中部面板的顶部，基本是对称状。

3.面板垂直缝与周边缝的变位

地震后面板垂直缝张拉区的范围及垂直缝张开量如图2-126所示，将图2-126与图2-74对比可以看出，地震并没有使垂直缝张拉区扩大，但是地震使大部分张开量增加，两岸附近高程较高处面板垂直缝地震引起的张开量较大，最大增加量6.8～11.2mm不等，高程较低处面板垂直缝地震后张开量才0.1～1.8mm，地震引起的张开量仅0.1～0.2mm左右。由于地震引起的坝顶动力反应较大，两岸高程较高处的面板轴向应力出现拉应力区，因此，这部分面板垂直缝震后张开量达8.0～17.0mm，应该重视。

地震前后面板周边缝的三向变位如表2-37和图2-76、图2-127所示。

从表2-37可以看出，地震使面板周边缝产生了较大的永久变位，对比图2-75和图2-127可以看出，地震使得河谷底部附近的周边缝张开量增加13～15mm左右，地震造成两岸高程较高处的面板周边缝沉降量增加9～11mm，地震使面板周边缝剪切位移也有所增加，最大增加量也有15mm，大部分周边缝剪切位移增加量小于5mm，总之地震使得部分周边缝产生较大的永久变位，尤其是河谷底部周边缝地震后张开量达到41mm左右，应该加以重视。

4.大坝的地震动力反应和动力稳定性

为了清晰地表现出地震时吉林台面板砂砾石坝动力反应，在最大剖面（0＋190m）的坝轴线上和坝坡上不同高程选取3个点，分别为a点、b点、c点（各点高程分别为0.20H、0.46H和0.78H，H为坝高）和e点、f点、g点（各点高程分别为0.20H、0.49H和0.77H），又在坝顶沿坝轴线选取3个点，分别为h点、i点、j点，坝轴线上a点、b点、c点3个点顺河向和垂直向地震反应加速度过程线分别如图2-128和图2-129所示，由图可见，大坝地震反应较强烈，沿高程动力放大现象存在，顺河向地震反应加速度从a点的4.6m/s2增大c点的5.1m/s2，垂直向地震反应加速度从a点的1.9m/s2，增大到c点的2.2m/s2。从坝坡上e点、f点、g点3个点的顺河向和垂直向地震反应加速度过程线可以看出，坝坡地震反应也较强烈，沿高程动力放大现象也存在。坝顶h点、i点、j点3个点的顺河向和垂直向地震反应加速度过程线如图2-130和图2-131所示，由图可见，在河谷中央坝段的坝顶地震反应最强烈，顺河向地震和垂直向地震反应加速度分别为9.6m/s2和3.9m/s2，两岸附近坝段的坝顶地震反应较小，顺河向和垂直向地震反应加速度只有4.1～5.7m/s2和1.9～2.5m/s2。坝顶顺河向地震反应加速度达到9.6m/s2，如此强烈的地震反应会造成坝顶局部坍塌或块石滚动与滑移，宜采取适当的工程措施。

5.面板的地震反应与面板开裂分析

为了形象地表示面板的地震反应，在面板上选取1～6号6个点。各点的顺坡向地震动应力过程线如图2-132和图2-133所示。由图可见，地震时面板动应力相当大，地震引起的震动拉应力在3.86～15.56MPa之间，尤其是坝高2/3附近的4号、5号2个点，振动拉应力达12.02～15.56MPa，已经超过混凝土容许拉应力，估计可能造成面板拉裂。

6.大坝动力稳定安全性

由于筑坝材料模量较高，地震引起的坝体变形较小，面板轴向位移和挠度也不大，但是地震使面板顶部出现顺坡向拉应力区，地震使两岸附近高程较高部位面板垂直缝张开量增大10mm左右，地震引起河谷底部附近面板周边缝沉降增加10mm左右。这就对于垂直缝与周边缝止水结构提出较高的要求。

吉林台面板砂砾石坝的地震动力反应强烈，坝顶顺河向地震反应加速度9.6m/s2，动力放大系数达到2.08，面板地震反应更为强烈，坝高2/3附近面板地震引起震动拉应力达到15MPa，可能造成面板开裂，应采取适当的工程措施。

虽然吉林台面板砂砾堆石坝在遭遇9度地震时不会发生整体滑塌破坏，但是2/3坝高以上坝体顺河向水平地震反应加速度超过5.0m/s2，甚至河谷中部坝顶达到9.6m/s2，意味着这部分坝体可能产生局部坍塌，在高程1385.00m以上采用锚固措施是合适的。

六、基于反馈分析的吉林台面板砂砾石坝应力变形性状预测［4，26，27］

粗粒料室内试验存在缩尺效应，面板堆石坝或面板砂砾石坝的应力变形计算分析所采用计算参数与实际筑坝材料有一定差别，加以面板堆石坝或面板砂砾石坝施工时的实际填筑的坝料与设计阶段试验所用坝料的母岩基本性质，颗粒级配和压实干密度（或孔隙率）也有一定的差别，而且坝体分区和施工填筑进度也很可能变化，因而合理的方法是施工期原型观测资料，特别是坝体的沉降和水平位移资料，利用反馈分析来验证和重新确定筑坝材料的计算参数，再用有限元法预测大坝在竣工时、蓄水期乃至地震时应力变形性状。吉林台一级面板堆石坝工程就是一个范例。

吉林台面板砂砾石坝设置了坝体内部变形观测设施，在施工过程中进行了坝体内部沉降观测，2004年6月26日坝体填筑到高程1373.00m，在桩号0＋203m剖面高程1320.00m的水管式沉降仪观测结果如表2-38和图2-134所示。

利用最优化原理进行反馈分析，对从室内试验得到的筑坝材料计算参数进行修正，模量系数K的修正系数如下：垫层料0.85，砂砾料和排水体料0.80，爆破堆石料0.70。反馈分析得到的筑坝材料静力特性计算参数如表2-39所示，用此计算参数对2004年6月26日坝体填筑断面进行三维有限元计算，得出高程1320.00m的沉降计算值也绘在图2-134，从图2-134可知，两者相当接近，这表明反馈分析得出的计算参数是合适的，同样对筑坝材料动力特性参数k2也进行类似的修正，修正后筑坝材料动力特性计算参数如表2-40所示，将其用于动力计算分析。

混凝土面板和趾板取弹性模量E＝24GPa，泊松比ν＝0.167。

采用反馈分析得出的计算参数，预测吉林台一级砂砾石坝静力与动力应力变形性状，分述如下。

1.静力应力变形性状的预测

（1）坝体变形和应力。吉林台面板砂砾石坝的面板分三期浇筑，坝体填筑、面板浇筑和分期蓄水的施工进度计划是：2004年4月20日坝体填筑至高程1365.00m；2004年8月30日坝体填筑至高程1385.00m，一期面板浇筑；2004年9月30日坝体填筑至高程1395.00m，水库蓄水至高程1345.00m；2005年7月10日坝体填筑至1407.30m，二期面板浇筑，水库蓄水至高程1372.00m；2005年10月15日坝体填筑至高程1421.00m，水库蓄水至高程1380.00m；2006年10月2日三期面板已浇筑，水库蓄水至高程1420.00m。

最大剖面0＋193.8m和下游部分坝体略高、建基面向下游倾斜的0＋157.8m剖面在施工期各阶段和蓄水期的坝体变形和应力预测结果如表2-41和表2-42所示。

可以看出，随着坝体填筑，坝体沉降、水平位移和应力都增大，随着分期蓄水，在水压力作用，坝体向下游位移增加，由于下游部分坝体用爆破堆石料和开挖石渣料填筑，变形模量较低，因而坝体沉降等值线偏向下游，下游部分的坝体的沉降和向下游水平位移较大。正如图2-135和图2-136所示的蓄水期坝体沉降和水平位移分布图。

（2）面板的变形和应力。施工期各阶段和蓄水期面板的变形和应力的预测结果如表2-43所示，蓄水至1420m时面板的挠度和轴向位移分布如图2-137和图2-138所示。面板轴向应力和顺坡向应力分布如图2-139和图2-140所示。从这些图表可以看出：面板自重、坝体填筑和水库蓄水引起的坝体变形，坝体垫层对面板摩擦力和水库水压力是引起面板变形和应力的主要因素。

（3）面板垂直缝和周边缝的变位。蓄水至高程1420.00m时面板垂直缝张开区和张开位移如图2-141所示，周边缝三向变位如图2-142所示，从图可知：两岸附近的面板垂直缝张开，右岸较陡峻岸坡附近面板垂直缝张开位移较大，达到2.5～3.2mm。周边缝张开位移最大值25.9mm，发生右岸较陡的1＋301.8m剖面，周边缝沉降最大值3.6mm，发生在河谷中央，剪切位移最大值4.9mm，发生在左右岸坡陡峻或坡度变化部位。

2.动力应力变形性状的预测

（1）坝体永久变形。0＋193.8m最大剖面地震引起的坝体沉降与水平位移分布分别如图2-143和图2-144所示，从图可知：地震引起的坝体沉降随着高程增加而增加，最大值13.8cm，假定地震发生在蓄水至正常水位1420.00m时，因而地震引起的坝体向下游永久位移较大，最大值8.6cm，而向上游永久位移仅0.96cm。但是0＋157.8m剖面下游部分坝体略高，建基面向下游倾斜，因此该剖面地震引起的坝体沉降达到18.3cm，向下游永久水平位移9.5cm。

（2）地震后坝体应力。地震引起的坝体永久变形和地震后坝体应力最大值如表2-44所示，将表2-44与表2-41和表2-42对比可以看出，地震前后大主应力σ1变化不大，小主应力σ3略有增加。

（3）面板的变形。地震会引起坝体沉降和向下游水平位移（如图2-143和图2-144所示），随着高程增加，坝体动力反应增大，坝体永久变形增大，因而地震引起面板挠度的增加也是随着高程增加而增大，最大值18.53cm。

同样地震引起面板的轴向位移也是随着高程增加而增大，轴向位移仍然是指向河谷中央，向左岸地震后轴向位移2.05cm，向右岸轴向位移0.95cm。地震后的面板挠度分布和轴向位移分布如图2-145和图2-146所示。

（4）地震后面板的应力。地震后面板轴向应力和顺坡向应力分布如图2-147和图2-148所示，将图2-148与图2-139和图2-140相比较可以看出：地震前后面板应力分布相近，地震使面板压应力和拉应力都有所增加，轴向压应力最大值从5.4MPa增加到6.2MPa，轴向拉应力最大值从-1.0～-1.5MPa增加到-1.5～-2.0MPa，顺坡向压应力最大值从6.8MPa增加到7.3MPa。

（5）地震时面板动应力。在最大剖面的面板不同高程上选取1～6号共6个点，分别为坝高H的0.12H、0.28H、0.45H、0.62H、0.86H和0.94H，地震时各点的顺坡向动应力过程线如图2-149至图2-154所示。从这些图可以看出：地震时面板动应力较大，地震引起的面板振动压应力最大值15.61MPa，振动拉应力最大值-11.01MPa，发生在0.62H附近，瞬时拉应力是否会造成面板拉裂，还需进行面板钢筋混凝土动力抗拉特性试验及面板动力开裂分析才能确定。

（6）面板垂直缝和周边缝的变位。地震后面板垂直缝张拉区范围和垂直缝张开位移如图2-155所示，将图2-155与图2-141对比可以看出，地震使面板垂直缝张拉区有所增大，并使顶部面板和岸坡陡峻部位附近面板垂直缝的张开量增大，这些部位地震后面板垂直缝张开量达7.5～20.4mm，地震引起的张开量7.5～20.0mm，这可能是大坝顶部动力反应较大，面板轴向应力出现拉应力区的缘故。

地震周边缝三向变位如图2-156所示，将图2-156与图2-142对比可以看出，地震对大部分周边缝的三向变位影响不大，但是地震使右岸岸坡陡峻部位附近周边缝产生了较大的位移，地震后周边缝张开位移最大值27.5mm，沉降最大值11.5mm，剪切位移最大值6.15mm，地震引起的周边缝张开位移增加最大值3.52mm，闭合位移增加最大值14.69mm，地震引起的沉降增加最大值10.5mm，抬升增加最大值7.21mm，地震引起的剪切位移增加最大值10.44mm。

（7）坝体的动力反应。坝体对地震的动力反应是随着高程增加而增大，越接近坝顶，动力反应越激烈，分别在0＋193.8m最大剖面下游坝坡的不同高程选取e点、f点、g点3点，e点、f点、g点3点相应的高程分别为0.26H、0.62H、0.82H，H为坝高，又在坝顶选取h点、i点、j点3点。上述6点的动力反应如表2-45所示。

从表2-45可知坝体地震动力反应随着高程增加而增大，顺河向地震反应加速度一般比垂直向地震反应加速度大。

现将采用室内试验得出计算参数和采用反馈分析得出计算参数进行的两次预测的静力应力变形性状对比如表2-46和表2-47所示。［4，24，26］

利用原型观测资料反馈分析得到的计算参数（表2-39和表2-40）与室内试验得出的计算参数相比，主要是筑坝材料的模量系数K和动力特性系数k2降低了，静力变形模量的降低，使得利用反馈分析得出的计算参数预测的坝体变形（沉降与水平位移）有所增加，面板的变形（挠度和轴向位移）和应力（轴向应力和顺坡向应力）都有所增加。

同时筑坝材料动力剪切模量降低，使得利用反馈分析得出的计算参数预测的地震引起的坝体永久变形有所增加，坝体动力反应有所减小，地震后面板的挠度、轴向位移和垂直位移有所增加，同时面板的应力（轴向应力和顺坡向应力）也有所增加。

七、面板堆石坝动力应力变形性状的基本规律［4，19，27］

上述的混凝土面板堆石坝工程实例——公伯峡面板坝和混凝土面板砂砾石坝工程实例——吉林台一级面板坝的动力应力变形性状预测结果可以概括列入表2-48和表2-49之中。

从这两节所述内容和并将表2-48与表2-49对比可以看出混凝土面板堆石坝应力变形性状的基本规律如下：

（1）坝体变形取决于坝高、坝体分区、筑坝材料的变形特性、坝体填筑形象进度、分期蓄水（高程和进度）等因素，一般来讲：坝越高、该点以上坝体高度越高，该点沉降越大；筑坝材料的变形模量越低，沉降越大，虽然吉林台一级坝高157m，公伯峡坝高132.2m，但是吉林台一级坝筑坝材料的变形模量高于公伯峡坝，因此公伯峡坝的坝体沉降仍大于吉林台一级坝；吉林台一级坝下游堆石区变形模量低于上游砂砾石区，因此该坝较大的沉降发生在下游堆石区。

（2）地震时坝体动力反应取决于地震特征（加速度、频率、历时等）、坝高和筑坝材料的动力特性，一般来讲，地震烈度越高，地震加速度越大，坝体动力反应越大，但是坝体动力放大系数越小，即随着高程增加，坝体动力反应加速度增加的倍率却小；同时坝越高，坝顶动力反应加速度越高；筑坝材料的动力剪切模量越低，坝体动力反应加速度越小。虽然吉林台一级坝的坝高是公伯峡的1.19倍，但是吉林台一级坝址地震烈度是9度，基本地震加速度最大值4.62m/s2，而公伯峡坝址地震烈度是8度，基岩地震加速度最大值2.0m/s2，因而吉林台一级坝的坝体动力放大系数只有1.0左右，而公伯峡坝的坝体动力放大系数在3.0左右，这就导致坝顶的地震反应加速度反而是公伯峡坝稍大。

（3）地震后坝体永久变形取决于坝体动力反应和筑坝材料动力特性，公伯峡筑坝材料的动剪切模量较低，公伯峡坝坝料动力参数k2值（主堆石k2＝1486、次堆石k2＝1370）只有吉林台一级坝料动力参数k2值（主堆砂砾石k2＝1805、次堆石k2＝1526）的0.90～0.82倍，因此公伯峡的永久变形（沉降与水平位移）以及相应造成的面板挠度与周边缝位移都会大于吉林台一级坝。

八、面板堆石坝动力应力变形性状预测值与震害值的比较［4，19，22，24，26，27］

遭遇地震的混凝土面板堆石坝工程实例不多，而且都是早期建造的抛填面板堆石坝，坝体由层厚18～60m分层抛填而成，因此，遭遇地震的土质防渗体堆石坝的工程实例也可以作为借鉴。

遭遇地震的混凝土面板堆石坝的工程实例如表2-50所示，遭遇地震的土质防渗体堆石坝的工程实例如表2-51所示。

智利的科高蒂（Cogoti）坝，最大坝高85m，坝顶长160m，坝顶宽8m，上游坝坡1：1.4，下游坝坡1：1.5，坝体堆石为安山角砾石，坝体大部分用定向爆破筑成，然后再人工抛填形成设计剖面，混凝土面板厚0.2～0.8m，1938年建成，经历过4次地震，以1943年4月7日地震影响最大，地震时坝顶和下游坡块石有错动和滚动，地震后下游坝坡从1：1.5变成1：1.65；河床坝段坝顶出现纵向裂缝；地震引起坝顶沉降38.1cm，约等于地震前4年半的累计沉降量；由于地震引起坝体沉降，坝顶附近面板与坝体脱空，上部面板垂直缝两侧混凝土因轴向挤压而破碎，缝中沥青止水填料被挤出，这说明地震使坝体产生向河谷中央的轴向位移，坝体对面板的轴向摩擦力使面板的轴向压应力增大；库水位较低时，右岸坝肩附近有涡流，可能是该处岸坡陡峻，地震使周边缝止水结构损坏，造成渗漏。根据震后分析，该坝地震时坝基地面加速度（0.15～0.30）g，在地面最大加速度0.19g时，坝体上部1/3坝体的地震反应加速度0.37g，动力放大系数约为2.0。

日本的皆濑坝，最大坝高66.5m，坝体堆石用抛填水冲法筑成，上游坝坡1：1.35，下游坝坡1：2.0，1963年3月建成，自1964～1983年共经历8次地震，分别为6.9级、7.5级、7.9级、6.2级、7.6级和7.7级，1964年男鹿6.9级地震时坝体沉降0.7cm，1964年新泻7.5级地震使坝体沉降6.1cm，水平位移4.0cm，坝顶路面开裂，面板接缝轻微损伤，渗漏量从地震前90L/s增加到220L/s。

秘鲁的玛尔帕斯（Malpasse）坝，最大坝高78m，上游坝坡1：1.5，混凝土面板厚0.61m，面板下面垫层是人工或机械干砌堆石，1938年遭遇地震，估计坝址最大地面加速度0.1g，地震使坝体沉降7.6cm，向下游水平位移5.1cm，1958年又遭遇地震，地震使坝体沉降3.2cm，向下游水平位移5.8cm。

美国的奥洛维尔（Oroville）坝，最大坝高235m，坝顶长度1707m，该坝是一座斜心墙堆石坝、心墙用砾石黏土填筑，过渡层和坝壳用砂砾石—卵石填筑，距坝址20km有一条活断层，1965～1967年建该坝时没有发现这条断层，1975年8月1日在距坝址12km处发生里氏5.7级地震，1975年6月28日以后发生多次前震，8月1日在5h有29次前震，前震最大震级4.7级，在8月又有多次余震，余震最大震级5.1级，8月1日地震时在该坝有三次实测到坝址1.6km处基岩地面加速度0.1g，实测到坝顶最大永久位移25mm，地震在心墙中产生动孔隙水压力最大值为147kPa，地震在上游过渡区产生动孔隙水压力最大值83kPa，可惜1975年8月1日地震缺失了2.5～6s记录，经过修正的坝址和坝顶的地震加速度记录如图2-157所示，1975年9月27日4.6级地震记录是完整的，如图2-158所示，1975年8月1日5.7级地震坝顶反应加速度反应谱如图2-159所示，可以看出其卓越周期为0.8s。

美国著名学者西特（H.B.Seed）采用邓肯—张（Duncan-Chang）E—ν模型进行了奥洛维尔坝的地震反应分析，他们采用的计算参数如表2-52、表2-53和图2-160、图2-161所示。输入距坝址1.6km的基岩地震加速度过程线，计算得出坝顶地震反应加速度过程线，其后大半段与实测的坝顶动力反应加速度过程线非常接近，坝顶地震反应最大加速度0.24g，即坝顶动力放大系数约2.4，如图2-162所示。

将上述的面板堆石坝和高堆石坝工程遭遇地震时实测结果与我们预测的公伯峡面板堆石坝和吉林台一级面板堆石坝的计算结果比较（见表2-54），可以看出，预测的两座高面板坝的动力应力变形性状是合理的。

2011年11月1日8：21：28新疆维吾尔自治区伊犁哈萨克自治州尼勒克县、巩留县交界处发生6.0级地震，震中位置纬度：43.6°，经度：82.4°，震源深度28km，距吉林台一级面板堆石坝的坝址约52km，根据中国地震局地球物理研究所发布的震动图，此次地震在坝址处的影响烈度约为Ⅶ～Ⅷ度。大坝无震损，安全监测仪器工作正常，监测数据未出现明显波动，大坝在地震时运行正常。表明吉林台一级面板砂砾石坝动力性状预测是正确的，采取的抗震设计和抗震工程措施是成功的。