Page 26 - 2022年第53卷第4期

关系，如图 8 所示。从图中可以看出，折减系数 4.0
小于 3 时变形基本呈线性状态，当折减系数增大 3.5
至 3 时变形斜率发生变化，说明屈服区贯穿新坝 3.0
2.5
块是在 K=2.8 ~ 3.0 之间。随着强度折减倍数的加 坝顶位移/mm 2.0 全坝屈服贯通
大 ， 在 K=4.2 ~ 4.5 时 变 形 曲 线 发 生 第 二 次 转 折 ， 1.5 新坝块屈贯通
1.0
变形急剧增大直至失稳，此处所对应的即是屈服 0.5
0.0
区贯穿全坝。由计算结果还可以看出，水位 170.0 m 0 1 2 3 4 5 6
未进行强度折减时坝踵部位即出现由于应力集中 强度折减倍数
图 8 老坝顶位移与强度折减倍数（沿滑动面
而屈服的现象，当强度折减倍数达到 3.25 时屈服
的摩尔-库仑准则）
区贯穿防渗帷幕。
对比有限元强度折减的计算结果和表 4、表 5 可以看出，弹塑性有限元法得到的新老坝块及整体
安全系数与等效内力刚体极限平衡法一致。说明只要用相同的计算假定和屈服准则，刚体极限平衡
法和非线性有限元法的抗滑稳定分析结果是一致的。
4.6 丹江口 35 坝段及里畈重力坝加高工程的计算结果
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4.6.1 丹江口 35 坝段 35 坝段为丹江口左联转弯坝段，是大坝左岸最高的典型非溢流坝段。其右侧
连接厂房坝段，平面上为上游宽下游窄的梯形，上游宽度 21.74 m，圆心角 8°1′4″。加高前老坝下游坝
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坡 1∶0.9，加高后下游坝坡 1∶0.95。特征高程、水位，计算参数，计算工况等同 7 坝段。采用有限元
直接反力法计算新老坝块底部的等效内力，进一步求出等效应力法和抗滑稳定安全系数。斜坡段下
部结合范围 20%时的应力和稳定计算结果见表 6。
4.6.2 杭州里畈大坝加高 位于杭州的里畈重力坝目前坝高 72.0 m，计划加高 35.0 m 至坝高 107 m。坝
顶高程由目前的 242 m 提升至 277 m，正常蓄水位由 234.7 m 提升至 265 m，设计洪水位由 239.26 m 提
升至 275.8 m。大坝加高拟采用后帮式，加高前下游坝坡为 1∶0.73，加高后坡度为 1∶0.75。采用与丹
江口 35 坝段相同的计算方法得到的典型坝段应力和稳定安全系数见表 7。
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表 6 丹江口 35 坝段应力和稳定计算结果
应力/MPa 抗滑稳定安全系数
水位
σ u σ m1 σ m2 σ d K 1 K 2 K
正常蓄水位 0.98 1.16 0.71 0.62 4.17 3.26 3.99
设计洪水位 0.87 1.24 0.75 0.67 3.92 3.09 3.76

表 7 杭州里畈大坝加高应力和稳定计算结果
应力/MPa 抗滑稳定安全系数
水位
σ u σ m1 σ m2 σ d K 1 K 2 K
正常蓄水位 0.45 1.81 0.93 0.77 4.34 4.76 4.50
设计洪水位 -0.18 2.12 1.10 1.04 3.25 3.94 3.52
由丹江口和里畈两个工程的典型坝段的计算结果可以看出，当新老混凝土结合面的结合状态处
于较恶劣状态，即仅斜坡段下部粘结且比例达到 20%时，坝体应力和局部及大坝整体抗滑稳定安全
系数均满足现行重力坝规范的规定。

5 结论和建议

后帮式加高重力坝，由于新老混凝土材料特性差异、温度变化等因素影响新老混凝土结合面的
粘结状态，坝体的应力和稳定如仍按与整体一次浇筑大坝的相同方法计算将会带来较大误差。本文
介绍了考虑不同结合面状态的坝体应力分析的有限单元法和稳定分析的强度折减法，提出了新老坝

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