Page 55 - 水利学报2021年第52卷第6期

期该位置向上移动大约 1.5 m。中部防渗墙竣工期和蓄水期中性点以上均承受向下摩阻力，而且整体
摩阻力相对较大，是引起中部防渗墙产生较大沉降变形和承受较大压应力的主要原因。
由图 9 可知，塑性混凝土防渗墙的沉降明显大于常规混凝土防渗墙的结果。覆盖层与塑性混凝土
防渗墙的相对沉降未超过 1.5。较小的相对沉降意味着塑性混凝土防渗墙与相邻土体变形一致并共同
承担外部荷载，因此塑性混凝土防渗墙承受的摩阻力显著减小。由于刚度差异，竣工期塑性混凝土
防渗墙上游面承受的侧土压力大于常规混凝土防渗墙，但是下游面侧土压力相对较小。蓄水期塑性
混凝土防渗墙承受的侧土压力相对于常规混凝土的结果恰好相反。在相邻覆盖层水平位移的作用
下，塑性和常规混凝土防渗墙上下游面承受的侧土压力没有明显差异。不考虑渗流-应力耦合作用情
况下，下游面侧土压力和摩阻力相对较小，而上游面受力差异较小。

水平位移/cm
0 初始位置
700
10
位移/cm 690
深度/m 20 位移/cm 680
30 高程/m
670
40
660
50
650

图 10 防渗墙水平位移整体分布及三条测线水平位移分布 （EOC 指竣工期，EOF 指蓄水期）
5.2 防渗墙变形特性分析 图 10 为计算的防渗墙整体水平位移分布及 3 条测线竣工期和蓄水期水平
位移分布。结果表明，竣工期墙体弯向上游变形，最大值为 7.0 cm，蓄水期墙体弯向下游变形，最大
值为 10.0 cm，最大值均发生在顶部中间部位。受到基岩约束效应的影响，防渗墙底部变形较小。下
游面侧土压力是引起防渗墙竣工期向上游变形的主要原因，而上游面水压力是引起蓄水期向下游变
形的主要原因。三条测线计算的变形分布和数值大小与实测结果基本吻合，说明数值模型较好地描
述了防渗墙的变形性状。
由图 4 可知，苗家坝防渗墙的变形规律与其他上游防渗墙实例变形结果基本一致。计算和实测最
大水平位移均在竣工期和蓄水期 0.07%H ~ 0.20%H 和 0.05%H ~ 0.35%H 的统计范围 ［11］ 之内。数值和实
测结果表明，苗家坝防渗墙水平位移显著大于顶部沉降。图 4 和 Yu 等 ［26］ 数值计算均表明，中部防渗
墙，墙体产生较大沉降变形，蓄水过程中进而产生较大水平位移。在不同受力特点作用下，上游防
渗墙和中部防渗墙的变形模式存在明显差异。
如图 10 所示，塑性混凝土防渗墙的水平位移与常规混凝土防渗墙基本一致。这是因为虽然不同
材料墙体的刚度存在较大差异，但是均难以抵抗相邻土体的水平位移，而产生与覆盖层水平位移相
适应的变形，此时不同材料防渗墙的应力状态将存在较大差异。图 10 比较了不考虑地基和坝体渗流-
应力耦合效应的结果，此时水荷载作为面力施加在防渗体表面。蓄水期，考虑渗流-应力耦合效应情
况下防渗墙的水平位移相对不考虑时增大 3.0 cm。渗流-应力耦合效应主要通过影响坝体和地基的变
形，进而改变防渗墙承受的侧土压力和摩阻力（如图 9（b）所示）影响墙体的力学性状。
5.3 防渗墙应力分析 图 11 为 3 条测线上游面和下游面的实测和计算垂直应力分布。防渗墙大主应
力和小主应力分布如图 12 所示。竣工期，防渗墙下游面两岸及底部部位存在一定的拉伸区域。计算
所得墙体承受的最大压应力和拉应力分别为 20.0 和 1.9 MPa，发生在底部靠近两岸部位。上述结果均
未超出材料的允许强度。水库蓄水后，防渗墙下游面逐渐转变为受压状态。蓄水期，防渗墙上游面
靠近两岸部位出现拉伸区域。计算的墙体蓄水期最大压应力和拉应力分别为 22.0 和 2.0 MPa。如图 11
所示，在靠近两岸的断面，防渗墙垂直压应力由顶部到底部逐渐增加。在向下的摩阻力作用下，防
渗墙最深断面位置垂直压应力由顶部到中性点的位置逐渐增加，之后向底部逐渐减小。这些结果表
明，防渗墙最危险的压缩断面位于靠近两岸的部位，而不是河床中间部位。如图 11 所示，计算的防
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