2.4 大坝基本断面设计

2.4.1 概述

基本断面设计是重力坝设计的核心内容，关系着重力坝设计的安全性与经济性。

在以往的重力坝安全设计中，一般采用单一的安全系数法，该法概念简单，易于理解。当阻滑力与作用力的比值大于某一个规定的经验数值时即认为安全，经过大量的工程实践，证明该种方法是安全可靠的。随着计算机及试验技术的发展和普及，对材料抗力特性、荷载作用及其作用效应、结构破坏过程及破坏机理等方面的研究不断深化与完善，以数理统计及概率分析为基础的分项系数极限状态设计方法应用于大坝安全设计，同时有限元计算技术也已经在大中型水电工程中得到广泛应用，目前形成了一套以传统材料力学法为主，有限元复核验证的重力坝安全评价体系。

目前的重力坝安全设计体系已经具有足够的安全度，通过重力坝设计规范对安全准则的控制，实际上已经达到了在承受设计荷载时坝体处于线弹性受力状态的目的。

碾压混凝土重力坝与常态混凝土重力坝在计算理论上区别不大，由于碾压混凝土施工的特点，在设计时有两个比较重要的区别。一是碾压混凝土坝采用的成层施工方法使得碾压层间存在薄弱环节，需要核算碾压层间抗滑稳定；二是碾压混凝土坝采用大仓面施工，横缝采用诱导缝切缝方式，不需要接缝灌浆，不需要核算坝段的侧向稳定，坝体从施工开始即已经形成联合受力，应力整体性较好。

碾压混凝土重力坝的断面设计需要综合考虑坝基地质条件及坝体材料特性，考虑到碾压混凝土重力坝与常态混凝土重力坝在断面设计上主要区别在坝体材料特性上，因此本节着重探讨关于大坝安全设计内容及控制标准、与碾压混凝土重力坝相关的层间抗滑稳定、抗剪断参数取值等问题。

2.4.2 大坝安全设计内容及控制标准

2.4.2.1 大坝安全设计需注意的因素

随着人类对水能资源的开发利用，目前全球已建成大坝约845000座，其中我国已建成85000多座，居于世界首位，作为蓄水工程主体的大坝，一旦失事将带来巨大的生命及财产损失。例如我国的河南75·8垮坝事故、青海沟后坝、福建梅花拱坝失稳事故等，大坝安全问题已引起了普遍关注。虽然与其他坝型相比，重力坝的失事率最低，安全性较高，但有据可查的失事记录也有约10座。最早的是卡法拉坝（Kafara），约公元前2650—2460年在埃及开罗东南30km处修建，坝高12m，坝顶长度108m，由上下游两道干砌石墙间填以土石料构成，建成不久即遭洪水漫顶，冲毁了坝的中段。西班牙的潘提斯坝（Puentes）建造于1785—1791年，坝高50m，河床覆盖层很厚，由于对地基的作用和要求的无知，将坝建在木桩的桩基上，运行11年后，坝基逐渐被渗水潜蚀而导致溃决。法国的布伊泽（Bouzey）浆砌石坝，坝高22m，坝顶长度528m，由于坝基接缝间扬压力作用，1884年第一次决口，整个大坝向下游移动达34cm，1895年第二次决口，失事分析认为，这是由于设计安全度不足以承受坝内高渗透压力所致，砂石基础开裂导致第一次失事，薄弱的砂浆施工缝导致了第二次失事，失事前在5m厚的断面上水平裂缝已发展到3.5m长，然后突然决口。美国的贝以莱斯坝（Bayless）混凝土重力坝，坝高16m，建成于1909年，由加筋混凝土和碾压土支墩构成。水库蓄水初期，混凝土坝就产生裂缝，致使坝基受到过大压力。1910年第一次失事，坝底左半部分产生50cm滑移，1911年第二次大面积滑坡失事，同时右半部某些部分倾覆，主要原因为断面设计不当，混凝土与基岩黏结力弱或左半部基岩有软弱夹层，而右半部基岩较硬所致。

从以上失事的重力坝案例来看，重力坝安全稳定需注意的主要因素为：荷载考虑的充分性、坝体应力分布的安全性、坝基条件的稳定性，对于碾压混凝土重力坝还应该注意坝体接缝的可靠性。重力坝安全设计准则是大坝结构在规定荷载作用下，满足预期功能而进行设计的依据，其目的是安全可靠、耐久适用、经济合理。

归纳起来，碾压混凝土重力坝的安全设计需满足以下几点：

（1）计算荷载及工况组合不能缺漏。

（2）混凝土材料强度满足设计抗拉、抗压、抗剪强度。

（3）坝基承载力满足设计抗压强度要求。

（4）坝基浅层、深层抗滑稳定满足安全要求。

（5）坝体层间满足应力及稳定要求。

2.4.2.2 大坝安全设计计算内容及控制标准

重力坝的作用荷载经过几百年的实践研究，已比较明朗，其组合也比较明确，《混凝土重力坝设计规范》（SL 319—2005），把荷载分为基本荷载和特殊荷载两类，见表2.4.1，在本节中不再作深入探讨。

根据2.4.2.1对重力坝设计主要安全因素的分析，碾压混凝土重力坝材料力学法安全设计体系主要计算内容有坝基深层抗滑稳定、坝基浅层抗滑稳定、碾压层（缝）面抗滑稳定、坝踵应力、坝趾应力、坝体应力。有限单元法的安全设计准则也主要参考安全系数法进行，一般采用超载法及降强法对重力坝的安全度进行评价。重力坝设计规范对安全系数法、概率极限状态设计法及有限元法三种计算方法的安全控制标准分别规定如下。

1.安全系数法的安全标准（表2.4.2、表2.4.3）

2.概率极限状态设计法的安全标准

采用极限状态表达式，按承载能力极限状态和正常使用极限状态进行计算和验算。安全控制标准为考虑各分项系数后的作用力值不大于抗力值。

对持久状况，考虑承载能力和正常使用两种极限状态；对短暂状况和偶然状况，考虑承载能力极限状态，短暂状况可根据需要考虑正常使用极限状态。

承载能力极限状态计算包括坝体及坝基强度计算、坝体与坝基接触面抗滑稳定计算、坝体层面抗滑稳定计算、坝基深层抗滑稳定计算。进行承载能力极限状态验算时，应按材料的标准值和作用的标准值或代表值分别计算基本组合和偶然组合。

正常使用极限状态验算包括：坝踵垂直应力不出现拉应力（计扬压力）、坝体上游面的垂直应力不出现拉应力（计扬压力）、短期组合下游坝面的垂直拉应力不大于100kPa。核算坝踵应力和坝体上游面的垂直应力时，应按作用的标准值计算作用的长期组合。

3.有限单元法安全标准

鉴于有限单元法存在局部应力集中问题，因此在应力控制的具体数值上未作明确规定，主要针对坝基、坝体应力的上游面拉应力区宽度进行了规定：对于坝基上游面，计入扬压力时，拉应力区宽度宜小于坝底宽度的0.07倍（垂直拉应力分布宽度/坝底面宽度）或坝踵至帷幕中心线的距离；对于坝体上游面，计入扬压力时，拉应力区宽度宜小于计算截面宽度的0.07倍或计算截面上游面至排水孔（管）中心线的距离。

2.4.3 基本断面设计

碾压混凝土重力坝断面设计的最高目标是在坝体断面能够满足稳定和应力要求的前提下，整个坝体的混凝土方量最小。不同坝段均可以通过优化设计实现最优断面，但作为碾压混凝土重力坝，除坝体需满足结构布置等要求外，在体型上应力求简单，方便施工，这就要求大坝各坝段的上、下游坡度及折坡点尽量统一，因此碾压混凝土重力坝的坝体断面设计重点是基本断面设计。其设计参考流程是：①确定坝体基本断面顶点；②通过优化设计初步确定坝体上、下游坝坡及折坡点，坝体上游坝坡优化范围一般为0～0.30，下游坝坡优化范围为0.5～0.9；③复核坝基深层、浅层抗滑稳定。

从贵阳院坝高超过100m的碾压混凝土重力坝工程实践上看，三角形断面的顶点大部分选择在上游最高水位位置，下游坝坡范围为0.70～0.75，上游坝坡0～0.25，如图2.4.1所示。

2.4.4 大坝稳定及应力分析

碾压混凝土重力坝的大坝稳定应力计算分析理论与常态混凝土重力坝相同，《混凝土重力坝设计规范》（SL 319—2005）也明确地提出了具体的计算方法，在此不作讨论。

碾压混凝土坝采用分层碾压施工，大坝存在大量的水平施工缝，这些水平施工缝如果处理不当，可能成为碾压混凝土坝的渗漏通道及抗滑稳定相对薄弱面，因此在确定碾压混凝土重力坝基本断面时，碾压层面应力及抗滑稳定分析是一项重要内容，也是与常态混凝土重力坝基本断面设计最大的一项区别。因此，本节重点对碾压层间抗滑稳定进行讨论。

2.4.4.1 碾压混凝土强度参数

碾压混凝土强度参数是大坝断面设计中的关键基础资料，其选择的合理性对断面设计有着重要意义，结合坝体断面设计的应力及稳定控制标准，设计中用到的有两组重要混凝土强度参数：混凝土抗压强度参数、混凝土抗剪断强度参数。这些参数可以从有关规范、室内试验、现场碾压试验或工程原位试验等获得。从设计而言，应对参数获得途径 （包括施工、试验的一些过程、条件方法等）有所了解，只有这样才能在进行设计时有的放矢，采用的参数更加切合工程实际，从而使设计可靠、合理。这里主要列出混凝土强度几个概念：强度标准值、强度设计值、混凝土强度等级、混凝土验收强度、混凝土配制强度。

图2.4.1 贵阳院坝高超过100m的碾压混凝土重力坝的坝体基本断面特性

《水工混凝土结构设计规范》（DL/T 5057—2009）规定：“材料强度标准值：结构或构件设计时，采用的材料强度的基本代表值。按符合规定质量的材料强度的概率分布的某一分位值确定”，“材料强度设计值：材料强度标准值除以材料性能分项系数后的值”。

国家标准《混凝土强度检验评定标准》（GBJ 107—87）规定：混凝土强度等级应按立方体抗压强度标准值划分，混凝土强度等级采用符号C与立方体抗压强度标准值（以N/mm²计）表示，如C15。立方体抗压强度标准值系指对按标准方法制作和养护的边长为150mm的立方体试件，在28d龄期，用标准试验方法测得的抗压强度总体分布中的一个值，强度低于该值的百分率不超过5%。

对于大体积混凝土，强度标准值的保证率取得太高，会导致水泥用量大量增加，造成浪费并加大混凝土温度控制的难度。因此《水利水电工程结构可靠度设计统一标准》（GB50199—94）规定：“水工结构大体积混凝土的强度和岩基、围岩强度标准值可采用概率分布的0.2分位值”，即大体积混凝土强度等级体系采用国标规定的混凝土强度等级标准，但考虑到大坝混凝土施工期较长，常态混凝土强度标准值仍采用90d龄期强度，保证率80%；考虑到碾压混凝土前期强度低，后期增长较多特点，碾压混凝土强度标准采用180d龄期强度，保证率80%。

《水工混凝土施工规范》（DL/T 5144—2001）规定：

验收批混凝土强度平均值和最小值应同时满足下列要求：

混凝土配制强度按下式计算：f_cu，0=f_cu，k+tσ式中 m_fcu——混凝土强度平均值，MPa；

f_cu，k——混凝土设计龄期强度标准值，MPa；

K——合格判定系数，根据验收批统计组数n值，按该规范表11.5.6选取；

t——概率度系数；

σ ₀——验收批混凝土强度标准差，MPa；

f_cu，min——n组强度中的最小值，MPa；

f_cu，0——混凝土的配制强度，MPa。

混凝土强度标准差σ₀几乎在任何时候都是未知的，在没有可靠历史资料时，可按经验选取，戴镇潮在《混凝土强度的标准差和变异系数》一文中给出了混凝土强度标准差σ的评估参考值（表2.4.4）。

混凝土抗压强度主要用于坝体计算截面的最大压应力控制，由于混凝土强度等级是采用28d龄期、保证率为95%、150mm立方体标准试件抗压强度标准值进行定义的，而大坝作为大体积混凝土，龄期为90d或180d，保证率为80%，因此需要进行保证率转换、尺寸 效 应 转 换、龄 期 转 换。转 换 过 程 为：立 方 体 标 准 试 件 抗 压 强 度 标 准 值—^混—^凝—^土—^强—^度—^等—^级公—^式→立方体标准试件抗压强度均值—^尺—^寸—^效—^应—^及—^龄—^期效—^应→大体积混凝土抗压强度均值—^混—^凝—^土—^强—^度—^等—^级公—^式→大体积混凝土抗压强度标准值，混凝土强度等级公式：f_c=μf_cu（1.0-tδ_fcu），其中f_c为混凝土抗压强度标准值，t为对应概率的概率度系数，_μfcu为混凝土抗压强度平均值，δ_fcu为混凝土抗压强度变异系数。相关的混凝土强度转换项目及数值见混凝土抗压强度转换系数值见表2.4.5，相应的抗压强度标准值计算见表2.4.6。

2.4.4.2 碾压混凝土层面抗剪断参数

碾压混凝土的抗剪断参数是碾压层面抗滑稳定分析的关键参数，其影响因素众多，其中与混凝土强度等级、碾压覆盖时间、层面处理工艺关系较大。

光照大坝碾压混凝土层面抗剪断参数试验研究得出下列结论：

（1）层面抗剪（断）强度参数随混凝土强度等级提高而增大。

（2）相同强度等级的二级配与三级配碾压混凝土层面抗剪（断）强度参数差异不大。

（3）碾压混凝土层面（接触面）是个弱面，多数剪切破坏面为沿层面破坏。

（4）相同强度等级的碾压混凝土，现场试验不处理的层面间隔时间超过6h后其抗剪断参数明显降低；间隔6h铺砂浆或铺净浆的层面抗剪（断）强度参数值均较高，但铺净浆的强度参数略高于铺砂浆的强度参数。

《混凝土重力坝设计规范》（DL 5108—1999）中，根据国内已建工程的数据统计，给出混凝土层面抗剪断参数见表2.4.7。

注 胶凝材料小于130kg/m³为贫胶凝材料；大于160kg/m³为富胶凝材料；在130～160 kg/m³之间为中等胶凝材料。

表2.4.7给出了不同胶凝材料用量混凝土的相应抗剪断参数均值和标准值，为了使碾压层间的抗剪断参数值更高，在碾压混凝土配合比设计时，需要尽量增加胶凝材料的用量。从贵阳院工程的实践上看，在胶凝材料的用量上也是倾向于采用高粉煤灰掺量的富胶凝材料，表2.4.8列出贵阳院碾压混凝土重力坝典型工程层面抗剪断参数计算取值统计情况。

从表2.4.8中可以看出：

（1）贵阳院碾压混凝土重力坝坝体内部碾压混凝土抗剪断参数设计龄期基本采用90d。

（2）碾压层间抗剪断参数除光照 （坝高200.5m）按不同高程分区采用不同混凝土强度等级外，其余均采用C15碾压混凝土。

（3）设计配合比胶凝材料用量均较高，在152～166 kg/m³。

（4）对于C₉₀15，f_k取值除沙沱采用0.75外，其余均在0.90左右；C_k取值除沙沱为0.81MPa外，其余均在0.95MPa以上，通过光照的层间抗滑稳定反演分析，C_k值取0.47MPa即可以满足要求。各工程实际的层间抗剪断参数取值比规范推荐的参数低，计算表明，层间抗剪断参数即使取较低值，层间抗滑稳定仍有较大的安全裕度。

（5）光照层间抗滑稳定反演分析表明，随着坝高的增加，碾压层间的抗剪断参数值需要达到标准明显提高。坝体低高程层间抗剪断参数f_k为1.1时，C_k值需要达到1.23MPa，在规范建议参考值以内。可见，强度等级较高的碾压混凝土抗剪断参数规范建议值仍可满足200m级乃至更高坝设计的要求。

2.4.4.3 碾压混凝土现场试验检测参数与分析

为进一步验证大坝碾压混凝土计算参数的合理性及施工质量的可靠性，工程实施阶段一般均进行现场钻孔取芯试验检测，钻孔取芯是检查大坝混凝土浇筑质量和碾压层面结合情况的重要手段，通过钻孔取芯及试验获得与实际施工方法相配套的参数成果，对验证设计参数的取值和经验积累具有重要意义。以下通过光照大坝与沙沱大坝的钻孔取芯试验成果与设计参数的比较分析，对设计参数取值的合理性进行评价，进一步提高对有关参数的认识。

1.光照大坝钻孔取芯成果

光照水电站大坝碾压混凝土先后3次钻孔取芯累计进尺1234.78m，芯样采取率98.67%、芯样获得率为97.8%、芯样优良率达到93.0%、芯样合格率为98.65%。整长芯样10m以上的13根，其中单根φ150mm完整最长混凝土芯样15.33m，达到国内外碾压混凝土芯样长度的领先水平。钻孔取芯钻遇层面及缝面共计4184个，断裂117个，层缝面折断率2.79%，其中钻遇缝面410个，缝面断裂13个，缝面折断率3.17%；钻遇层面3774个，断裂104个，层面折断率2.76%。表明大坝碾压混凝土层缝面结合情况良好。芯样外观检查，芯样表面光滑致密，结构密实，骨料分布均匀，胶结情况良好，碾压混凝土整体质量较好。大坝碾压混凝土钻孔压水检查共进行258段次，100%的试段透水率小于1Lu，78.07%的试段透水率小于0.1Lu，其中最大值0.54Lu，最小值0.00Lu。混凝土整体抗渗性能良好。光照大坝碾压混凝土芯样压实度达99.66%以上（表2.4.9）。

现场试验检测中心对芯样力学性能进行了检测试验，第1～3次芯样力学性能及耐久性试验成果分别见表2.4.10～表2.4.13。检测成果表明，抗压强度、抗渗等级和弹性模量等力学性能合格，但极限拉伸值与设计指标有一定差距，结合同类工程芯样检测成果分析，极限拉伸值差异符合一般规律。

2.沙沱大坝钻孔取芯成果

沙沱大坝共进行了两次钻孔取芯及压水试验。第一次大坝混凝土取芯共布置13个孔，其中：二级配碾压混凝土布置3个取芯压水试验孔、三级配碾压混凝土布置4个取芯压水试验孔、基础廊道6个Φ219mm取芯孔。第二次取芯共布置12个孔，其中：上游防渗区布置了3个取芯压水试验孔、坝体内部布置了3个取芯压水试验孔、大坝基础廊道布置了4个Φ219mm取芯孔、四级配碾压混凝土区布置了2个。

第一次13个取芯孔共钻孔322.64m，芯样总长321.26m，芯样获得率99.6%，最长芯样为17.08m。第二次10个取芯孔共钻孔304.09m，芯样总长300.21m，平均获得率98.7%，C15三级配最长芯样为18.66m，C15四级配最长芯样为18.54m，C20三级配最长芯样为18.94m，10m以上的芯样有11根。芯样共穿过层面、缝面、基岩面等结合面1578个，结合面折断数18个，占结合面的1.1%。外观表明，芯样表面总体光滑，骨料分布均匀、结构密实、胶结良好。

混凝土芯样容重检测成果统计见表2.4.14，混凝土芯样物理力学性能检测成果统计见表2.4.15，芯样抗剪试验成果统计见表2.4.16。

钻孔压水试验表明，最大透水率0.7Lu，最小透水率0。其中坝体内部碾压混凝土透水率在0.0～0.7Lu 之间，平均为0.43Lu；大坝防渗区透水率在0.1～0.5Lu 之间，平均为0.26Lu。

碾压混凝土芯样三级配湿容重平均值为2495kg/m³，略低于2500kg/m³的理论容重，实测湿容重的最小值达到理论容重的99.0%；二级配碾压混凝土湿容重平均为2476kg/m³，略低于2480kg/m³的理论容重，实测湿容重的最小值达到理论容重的99.1%。

芯样抗压强度、耐久性能试验结果满足设计要求；芯样二级配试件的极限拉伸满足设计要求，三级配碾压混凝土芯样极限拉伸值为55×10^-6，略低于60×10^-6的设计指标；芯样试件tanψ^、C（MPa）指标均较为理想。

3.取芯试验检测成果与设计参数的对比分析

从取芯检测成果可以看出，混凝土的容重基本上在2450～2500kg/m³，而在重力坝设计时，采用水工混凝土结构设计规范建议的大体积混凝土容重为2400kg/m³。用容重2400kg/m³计算的坝体压应力偏小，坝体及坝基抗滑稳定成果偏保守，但由于一般大坝的抗压强度不是坝体断面的控制因素，且两者数值相差不大，因此对计算成果的结论影响不大。

为了进一步复核设计抗剪断参数的合理性，对光照和沙沱大坝碾压混凝土设计抗剪断参数与钻孔取芯检测抗剪断参数进行比较，见表2.4.17。为安全计，钻孔取芯检测抗剪断参数取试验成果的低值。从对比表中可以看出，钻孔取芯的抗剪断参数均远超设计参数。虽然钻孔取芯的样本较少，但也表明采用富胶凝材料后在目前的施工工艺水平上，已经很好地解决了坝体层间抗滑稳定问题，且随着对层面处理的程度加强，碾压混凝土重力坝层间抗滑稳定一般不会成为坝体断面设计的控制因素。

2.4.4.4 计算实例

1.光照大坝

光照碾压混凝土重力坝最大坝高为200.5m，是一座200m级的高碾压混凝土重力坝，碾压层间抗滑稳定计算尤为重要。随着坝高的不断增大，设计要求的层面抗剪断强度也随之增加。为此，对碾压混凝土层面不同抗剪断参数进行了对比，并按大坝钻孔取芯试验参数值对大坝进行了层间抗滑稳定和坝体应力的计算。计算工况及相应计算水位见表2.4.18。

由于光照大坝高度大，坝体碾压混凝土强度等级根据坝高的不同采用了C25、C20、C15三种碾压混凝土，其中高程556.5～600m采用C25碾压混凝土；高程600～680m采用C20碾压混凝土；高程680～750.5m采用C15碾压混凝土。扣除河床基础垫层常态混凝土，碾压混凝土最低高程为556.5m。经分析计算，控制大坝稳定和断面尺寸的荷载组合是正常蓄水位情况，该荷载组合下，大坝各高程碾压混凝土层面的抗滑稳定安全系数满足K=3.0时，对碾压混凝土层面抗剪断强度参数设计要求值进行了反演计算分析（表2.4.19）。分析分别选择了557～685m高程之间的15个高程面分别进行稳定及强度极限承载力计算。

对比光照碾压混凝土层间抗剪断参数的室内试验值、现场碾压试验值、大坝取芯试验值和设计反演值，在相应坝高位置的碾压混凝土层面抗剪断参数现场取芯试验值均大于其他值（表2.4.20）。由此可见，大坝碾压混凝土层间抗滑稳定和强度均能满足要求。

为进一步复核光照大坝坝体层间抗滑稳定的安全性，根据光照大坝钻孔取芯试验成果进行了坝体层间抗滑稳定计算。由于碾压混凝土坝层间结合面是薄弱面，且钻孔取芯时光照大坝混凝土龄期均已超过90d，因此计算时采用试验成果中的芯样龄期超过90d的层间抗剪断参数，根据表2.4.13，分别取C25、C20、C15三种三级配碾压混凝土抗剪断参数的低值作为计算参数，即取C25：f′=1.506，C′=1.676；C20：f′=1.253，C′=1.289；C15：f′=1.100，C′=1.246。根据所选取的三种混凝土抗剪断参数，每种混凝土选取三个高程面进行大坝混凝土层间抗滑稳定承载能力极限状态计算，计算成果见表2.4.21。从计算成果可以看出光照大坝坝体层间抗滑稳定在各工况各高程均满足规范要求，且有较大余度。

为验证扬压力折减系数计算取值的合理性，对光照碾压混凝土坝层间渗压进行了监测，在溢流坝段坝右0+014.25m断面，沿高程571m、582m、597m、614m、640m布置渗压计，每个高程布设3只，第一只布置在变态混凝土，其余两只布置在二级配防渗碾压混凝土内。水平间距分别约为2.5m、4m。光照大坝层间渗压计2010年5月份监测成果见表2.4.22。

表2.4.22 光照大坝层间渗压计监测成果表

根据监测资料分析，高程640m、610m、571m的渗压计监测显示坝体层间渗压处于正常状态；高程582m的层间渗压在二级配防渗碾压混凝土内仍较高，但间隔4m后就已经得到了大量削减，仅为上游水头的1.41%，说明渗压水头在二级配碾压混凝土区域得到有效拦截；而高程597m的层间渗压读数一直到最后一只渗压计仍然较高，达上游水头的56.73%，虽然渗压计仍未到排水孔位置，为复核层间渗压的抗滑稳定安全性，为偏安全计，取坝体内部渗透压力强度系数α₃=0.57进行稳定分析，计算成果见表2.4.23。从计算成果可以看出，光照大坝坝体层间抗滑稳定在各工况各高程仍然均满足规范要求。

2.沙沱大坝

沙沱水电站拦河坝最大坝高101.00m，属高碾压混凝土重力坝。坝体碾压混凝土强度等级采用C₉₀15，碾压混凝土最低高程为270.00m，因而碾压混凝土层间抗滑稳定分析分别选择了350.00m、340.00m、320.00m、300.00m、280.00m五个典型高程面进行坝体抗滑稳定和强度承载能力极限状态计算。为安全计，计算中忽略上游C₉₀20防渗混凝土的有利因素，即层面均认为是C₉₀15碾压混凝土。

碾压混凝土抗剪断参数取值一般应通过现场试验确定。考虑到抗剪断强度特别是黏聚力的不均匀性和其他不确定因素，坝体C₉₀15碾压混凝土层面的抗剪断参数标准值，参考类似工程和《混凝土重力坝设计规范》（DL 5108—1999）表D3中略低于贫胶凝材料配比90d龄期碾压混凝土层间的抗剪断参数标准值进行选取，取值为：摩擦系数f_K=0.75，黏聚力C_k=0.81MPa，抗压强度标准值取值为17.3MPa。不同高程碾压层面的抗滑稳定和强度承载能力极限状态计算结果见表2.4.24，大坝上下游面拉应力正常使用极限计算结果见表2.4.25。从计算结果可知，碾压混凝土层间抗滑稳定和强度均能满足要求，而且还有一定的富裕度。

为进一步复核沙沱大坝坝体层间抗滑稳定的安全性，根据沙沱大坝钻孔取芯试验成果进行了坝体层间抗滑稳定计算分析。由于碾压混凝土坝层间结合面是薄弱面，且取芯时沙沱大坝混凝土龄期均已超过90d，因此计算时采用试验成果中的芯样龄期超过90d的层间抗剪断参数，根据表2.4.16，分别取C₉₀20、C₉₀15两种混凝土抗剪断参数的低值作为计算参数，即取C₉₀20：f′=1.34，C′=2.35MPa；C₉₀15：f′=1.58，C′=1.88MPa。根据所选取的两种混凝土抗剪断参数，由于截面大部分为C₉₀15混凝土，且C₉₀15混凝土参数较低，因此全部按照C₉₀15混凝土进行五个高程面大坝混凝土层间抗滑稳定承载能力极限状态计算，计算成果见表2.4.26。从计算成果可以看出，沙沱大坝坝体层间抗滑稳定在各工况下，各高程均满足规范要求，且有较大富裕度。

2.4.5 大坝变形监测成果反馈与分析

监测成果的反馈与分析是验证和提高设计水平的有效手段。按规范要求，重力坝坝体内布置应力变形监测仪器。由于材料力学法计算成果中无法考虑地基因素，在与监测成果的对应性上较差，因此只讨论有限元计算成果与监测成果的反馈对比。

碾压混凝土重力坝的建设是一个系统工程，系统内部的各组成部分之间存在着必然的联系。坝基及坝体适应性、防渗体系、施工过程控制、筑坝材料性能等都将影响着大坝的整体安全度，在以往的数值模拟中主要存在如下缺陷：

（1）研究成果的单一性。在进行数值分析时，往往针对单项进行专门研究，如温度分析、渗流分析、应力应变与稳定分析等，目标较为单一。施工期的温度仿真计算主要为温控设计服务，渗流分析主要为防渗体系设置服务，应力分析主要为坝体、坝基处理服务。在进行单项分析研究中，边界条件往往又做了简化和假定，忽略了它们之间的相互作用。渗流场、应力场、温度场三者之间是否有相互影响，影响多大？这些在单项研究中无法给出答案。

（2）研究成果的静态性。在以往的计算中，研究项目偏于静态。初始条件一般为前期资料，在完成分析后就不再调整。当现场的地质揭露情况、结构体型或者气象等外界条件发生重大改变时，往往不能为设计和施工提供有力的技术支持和指导。

（3）研究成果的单向性。事物的发展总是在一定的理论基础上，不断地通过实践反馈，改进理论，然后再应用到实践中，接受实践的检验，如此循环。在以往的计算中，计算成果在定性方面做得较为成功，但是现场的监测成果能否与计算参数和假定对应？如何进一步验证计算成果的可靠性？如何通过现场监测成果的反馈寻求更合理的计算模式，进一步改进计算水平？施工过程中哪些因素对整个系统的影响情况较为敏感？这些问题需要有更多的反馈系统来解决。

为此，光照工程针对大坝开展了以设计、施工及运行全过程的仿真计算分析研究。通过研究，了解和掌握光照高碾压混凝土坝的应力场、温度场、渗流场等与材料和结构之间的关系，为坝体及基础系统化的结构设计提供科学依据；同时分析光照大坝与基础的协同联合作用，研究施工过程条件变化对原设计产生的影响。通过研究，为工程安全提供科学合理的、综合性的评价，并为光照工程的施工和运行提供重要的依据。

1.光照大坝监测布置情况

根据有限元计算结果，河床坝段变形最大，左岸5号坝段和右岸16号坝段附近的安全系数最低，所以大坝变形监测仪器主要布置在5号、16号岸坡坝段和9～12号河床坝段等，同时为了能够系统地掌握大坝的变形规律，在其他坝段上也布置了适量的观测仪器。表2.4.27为坝体变形监测仪器布置位置一览表。

2.监测值和计算值对比分析

图2.4.2～图2.4.4为大坝铅直向和顺河向位移监测成果与对应的仿真计算变形成果特征点过程线对比图，从光照大坝有限元应力计算成果与监测成果的对比分析可以看出：各测点相对位移随时间变化的规律与监测值基本一致，总体规律符合性较好，计算结果基本反映了坝体相对位移随时间变化和分布的规律，但在具体数值上差距较大，随着大坝运行时间的加长，数值上的差异开始增大，甚至在中间过程中已经出现了规律性的偏离。可见，目前对大坝长期受载作用下的材料性能及坝体力学特性的认识还显不足，还有研究的空间。

2.4.6 问题与讨论

（1）基于大坝安全运行和监控的需要，一般会要求设计提供有关坝体变形的控制指标值，目前大坝有限元分析计算在安全度评判上有所突破，但具体以怎么样的坝体变形指标控制合适，是以弹性阶段的坝体变形控制，还是以塑性破坏时的变形指标来控制？需要进一步研究。

图2.4.2 LSA-4、LSB-1铅直向位移过程线对比图

图2.4.3 LS3-4、LS3-5铅直向位移过程线对比图

图2.4.4 LA4顺河向、铅直向位移过程线对比图

（2）大坝应力应变监测成果与计算可比性较差，由于应力应变监测仪器受影响因素较多，应变监测成果在转换为应力时往往误差较大，较难反馈真实的应力情况。因此，计算体系还应考虑如何实现与监测体系对接，以增加两者之间的可比性。

（3）随着有限元技术的发展，重力坝计算理论体系得到了进一步发展，对重力坝受力体系的理解和研究更为深入，但由于有限元自身局限性，在安全标准上无法形成定量控制，且坝体设计的基本控制目标是坝体处于线弹性状态，虽然断裂力学、损伤力学等技术不断引入大坝安全评价，但突破性难度较大。

（4）碾压混凝土坝在防渗设计上采用了“前堵后排”的思路，利用坝体排水管的排泄能力有效降低层间渗压，对层间抗滑稳定有利。但由于该排泄通道的存在，形成了上游库水与排水管之间的高渗透压力梯度，当排水管前的碾压层面存在微细裂缝或不良层间结合时，极易被破坏，库水沿层面或薄弱部位进入排水管时，则会增加坝体的孔隙水压力及扬压力，降低坝体的抗滑稳定性。再则渗透水还会将混凝土结构中的Ca（OH）₂和其他成分带走，不断掏刷该缺陷，并扩大其范围，导致层间结合能力进一步削弱，在工程设计与运行中应加以关注。

（5）工程运行检查发现，坝基及坝体排水孔易受Ca（OH）₂等沉积物的影响，导致排水孔堵塞，影响排水效果，增大扬压力，不利于大坝的安全与稳定。因此，工程运行一定年限后，应对排水孔进行检查与疏通，以确保符合设计边界条件。

（6）以数理统计为基础的可靠度理论被引入重力坝设计，推动了重力坝材料力学计算体系与国际标准的进一步接轨，但目前我国在设计、施工、试验标准上未形成统一的系统，甚至指导重力坝设计的水利规范和电力规范都各自成体系，在运用上容易出现混乱，设计中应注意规范的选用，同时注意不同标准之间成果的协调与一致。

（7）根据电力规范《混凝土重力坝设计规范》（DL 5018—1999），结构设计采用概率极限状态设计原则，以分项系数极限状态设计表达式替代了传统的定值法，坝体稳定等按承载能力极限状态法进行计算。通过多个工程设计表明，在用电力规范进行大坝抗滑稳定计算时，坝基及坝基岩体的抗剪断参数采用设计值和标准值，其取值值得关注，若取值不当会造成电力规范与水利规范稳定计算结果（稳定判别）不一致。

（8）混凝土设计龄期取值与混凝土从施工至承载的时间长短有关，一般采用90d或180d。贵阳院碾压混凝土坝设计龄期主要以是90d为主，利用碾压混凝土的后期强度较少，但有利于混凝土施工配合比的验证与调整和钻孔取芯成果的评定。在实际工程应用中，需综合考虑大坝建设工期及经济效益，选取合适的设计龄期。