位移多点约束法在面板堆石坝精细模拟中的应用研究

魏匡民; 陈生水; 李国英; 米占宽; 傅中志

doi:10.11779/CJGE202004003

位移多点约束法在面板堆石坝精细模拟中的应用研究 English Version

魏匡民^{1, 2,},
陈生水^{1, 2},
李国英^{1, 2},
米占宽^{1, 2},
傅中志^{1, 2}

1.
南京水利科学研究院岩土工程研究所,江苏　南京　210024
2.
水利部土石坝破坏机理与防控技术重点实验室,江苏　南京　210029

基金项目:

国家重点研发计划项目 2018YFC1508503

国家自然科学基金项目 U1765203

中央级公益性科研院所基本科研业务费 Y319009

详细信息

作者简介:
魏匡民(1985—),男,工学博士,高级工程师,主要从事岩土材料本构关系与数值计算等方面的研究工作。E-mail: kmwei@nhri.cn

中图分类号: TU43;TV641
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出版历程
- 收稿日期: 2019-05-08
- 网络出版日期: 2022-12-07
- 刊出日期: 2020-03-31

Application of displacement multi-point constraint refinement method in simulation of concrete-faced rockfill dams

WEI Kuang-min^{1, 2,},
CHEN Sheng-shui^{1, 2},
LI Guo-ying^{1, 2},
MI Zhan-kuan^{1, 2},
FU Zhong-zhi^{1, 2}

1.
Geotechnical Engineering Dept., Nanjing Hydraulic Research Institute, Nanjing 210024, China
2.
Key Laboratory of Failure Mechanism and Safety Control Techniques of Earth-Rock Dam of the Ministry of Water Resources, Nanjing 210029, China

摘要

摘要: 面板堆石坝数值模拟中为了兼顾计算精度和计算效率,可对混凝土面板划分精细网格,并与堆石体相对稀疏的网格进行合理的连接过渡。基于自主研发的有限元执行平台,开发实现了基于位移多点约束的疏密网格过渡方法,并应用于在建200 m级面板堆石坝工程数值模拟。通过方案对比,验证了该方法的精度,且面板精细网格与堆石体稀疏网格之间变形协调。相较于传统模拟方法,面板精细模拟方法可细致表达面板内应力变化梯度,能够为跨尺度精细模拟混凝土面板性状提供技术基础。该方法简便实用、易于数值实现,具有较好的推广应用前景。
- 面板堆石坝 /
- 有限元 /
- 应力变形,多点约束法 /
- 精细模拟
Abstract: In the numerical simulation of a concrete-faced rockfill dam, to consider the accuracy and efficiency of calculation, the concrete slab can be simulated using fine mesh and the rockfill can be simulated using relatively coarse mesh. Therefore, the proper algorithm should be established between the slab and the rockfill for transferring the load and displacement. An algorithm to connect the fine mesh and the coarse mesh is developed based on the multi-point constraint method. It is used to simulate a 200 m-high concrete-faced rockfill dam under construction. By comparing the results of the traditional simulation and the current method, it is shown that the proposed method has good precision, and the deformation is continuous at the interface between the slab and the rockfill. Compared with the traditional simulation, the simulation based on the displacement multi-point constraint refinement method can describe the stress gradient in the slab, which can provide a technical basis for simulating the local damage of the concrete slab. The proposed method is practical and easy to implement numerically, and it has a good future for application.
- concrete-faced rockfill dam /
- finite element /
- stress and deformation, multi-point constraint method /
- refinement method

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0. 引言

岩石材料在地质构造及矿物成形过程中,矿物晶体结构一般具有较明显的非均质性特点,在成分组成、几何尺寸及力学强度^[1]等方面具有较大差异。在外力作用下,岩石矿物可能发生晶体尺度局部应力集中,并导致破坏的发生。岩石破坏后,其宏观裂纹在微观尺度上主要分为两大类：①沿矿物晶体边界发展的晶间裂纹；②矿物晶体内部发展的晶内裂纹（图1）。

图 1 矿物晶体微观结构图^[2-6]

Figure 1. Micro-structures of mineral grains^[2-6]

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近年来,针对岩石微观结构非均质性对宏观力学特性的影响,国内外学者对非均质性岩石进行了较多的试验研究^[5-7]。Tugrul等^[8]通过试验及数据相关性分析发现,矿物平均晶体尺寸及矿物组成对岩石单轴压缩强度（UCS）有较大的影响；Ündül^[9]通过研究矿物组分与岩石强度之间的关系指出,斜长石矿物含量的增加将导致岩石UCS增加。此外,岩石特征应力与微观矿物结构也具有一定的关系。Ündül等^[10]研究表明岩石起裂应力 $σ_{ci}$ $σ_{ci}$ 受矿物成分影响较大,随斜长石矿物含量增加, $σ_{ci}$ $σ_{ci}$ 呈增加的变化趋势。Cowie等^[2]对花岗岩特征应力进行统计并拟合发现,云母矿物含量与 $σ_{ci}$ $σ_{ci}$ 及 $σ_{cd}$ $σ_{cd}$ 具有负相关的关系,且随岩石中最小矿物尺寸的增加, $σ_{cd}$ $σ_{cd}$ 与 $σ_{ci}$ $σ_{ci}$ 的比值呈增加的变化趋势。然而,Eberhardt等^[11]对比3种不同粒径花岗岩单轴压缩试验结果指出,岩石中矿物晶体的尺寸对 $σ_{ci}$ $σ_{ci}$ 影响不大,但随矿物晶体尺寸增加, $σ_{cd}$ $σ_{cd}$ 呈减小的变化趋势。目前,尽管国内外学者对非均质性岩石宏观力学特性进行了较多试验研究,但天然岩石材料微观矿物结构的随机性使得试验结果表现出较大的离散性,故通过试验手段定量化研究非均质岩石宏观力学仍有一定的困难。

Cundall等^[12]提出的离散单元法（discrete element method, DEM）可在有效研究岩石宏观力学特性的前提下,从微观尺度对岩石内部裂纹的起裂、扩展及聚合规律进行研究。尽管颗粒流软件（particle flow code, PFC）先后开发的两种团簇模型cluster和clump模型^[13-15]可有效克服传统圆盘颗粒所带来的摩擦角及强度值较小问题,但上述模型在研究矿物晶体结构对宏观力学特性影响方面仍具有不足,如cluster模型不能有效控制颗粒簇尺寸,clump模型不能模拟晶体内破裂等；经过多年发展,PFC中矿物晶体模型（PFC-GBM）的提出使得通过岩石内部矿物晶体组成、尺寸等信息进行定量化晶体建模成为了可能,且通过对矿物晶体赋予不同的微观参数即可定量化模拟非均质性岩石宏观力学特性^[16-18]。周喻等^[19]利用上述模型从细观角度揭示了岩石加载条件下的破裂机制及强度特性。Bewick等^[20]研究了非均质岩石直剪条件下宏观力学特性及微裂纹扩展规律。Hofmann等^[21]和Peng等^[22]研究了花岗岩单轴及三轴压缩条件下岩石内部微裂纹的变化规律。综上,采用GBM对非均质性岩石进行矿物晶体尺度模拟是一种十分有效的方法。

本文结合花岗岩室内试验,采用颗粒流矿物晶体模型（PFC-GBM）对花岗岩矿物晶体结构进行建模,通过对比试验与模拟声发射结果并分析晶体尺度微裂纹发展规律研究了单轴压缩条件下非均质岩石微观力学特性变化规律。同时,改变岩石矿物组成进行了一系列单轴压缩试验模拟,分析并讨论了矿物结构非均质性对岩石宏观力学特性的影响及变化原因。

1. PFC-GBM简介及多尺度断裂机理

1.1 PFC-GBM简介

Potyondy^[23]将Voronoi多边形网格引入PFC软件,通过在矿物晶体内赋予平行黏结模型(Parallel bonded model, PBM),矿物晶体间赋予光滑节理模型(Smooth joint model,SJM)可实现非均质岩石内微观矿物晶体建模,其建模流程主要包括以下3个步骤（图2）：①生成大尺寸颗粒以控制矿物晶体尺寸及含量（图2（a））；②连接接触多边形质心形成矿物晶体边界（图2（b）,2（c））；③在晶体边界内填充小尺寸颗粒并进行分组形成矿物晶体模型（图2（d））。

图 2 Potyondy方法建模流程^[23]

Figure 2. Modelling process developed by Potyondy^[23]

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尽管上述方法的提出使得GBM在PFC软件中实现流程化,但并不能定量化控制岩石的矿物结构,尤其晶体组成、尺寸大小。因此,本文采用其他方法对岩石微观结构进行定量化建模,并将模型数据与PFC软件相结合,成功实现定量化研究岩石非均质性对宏观力学特性的影响。

1.2 多尺度断裂机理

根据断裂机理不同,GBM颗粒间接触破坏所产生的晶体尺度裂纹（晶内/晶间裂纹）可进一步分为拉伸裂纹和剪切裂纹。当矿物晶体内颗粒法向拉应力大于拉伸强度时,颗粒间接触将发生拉伸破坏并产生晶内拉伸裂纹；当矿物晶体内颗粒切向剪切应力大于剪切强度时,颗粒间接触将发生剪切破坏并产生晶内剪切裂纹。同理,矿物晶体间拉伸及剪切裂纹断裂原理与上述相同。

2. 花岗岩模型建立及微观参数确定

2.1 花岗岩模型建立

图3为花岗岩室内试验示意图,试样采用尺寸为50 mm×100 mm的标准圆柱试样。单轴压缩试验在中国科学院武汉岩土力学研究所MTS815.04型电液伺服岩石试验系统上进行,轴向加载速率设置为0.001 mm/s。

图 3 花岗岩室内试验示意图

Figure 3. Schematic of experiments on granite

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试验过程中,采用轴向引伸计和环向应变规实时测量岩石的轴向应变及环向应变,同时采用声发射装置对岩石破裂过程中声发射特征参数进行监测与采集。

结合室内试验,本文通过Neper软件对花岗岩非均质结构进行建模。建模流程如图4,主要分为3个步骤,首先在50 mm×100 mm的模型区域内生成直径大小服从均匀分布的圆盘颗粒,颗粒半径最小为0.15 mm,且最大与最小半径的比值为1.66（步骤1）；随后在Neper软件中生成矿物晶体多边形,各矿物晶体尺寸使用软件内相关命令设置为服从正态分布（步骤2）；最后将矿物晶体信息以相应的格式导入PFC软件,根据步骤2所生成的矿物晶体种类将步骤1所生成的颗粒分组以形成GBM模型（步骤3）。

图 4 花岗岩矿物晶体模型建模流程图

Figure 4. Grain-based modelling processes of granite

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2.2 微观参数确定

结合文献[21, 22, 24, 25]中GBM参数校正方法及模拟效果,模型中矿物晶体力学特性（弹性模量、微观拉伸强度及黏结强度等）设置满足以下关系：石英矿物>长石矿物>云母矿物>其他矿物。另外,由于光滑节理模型并不能较好地模拟实际矿物晶体间凹凸不平的接触面及矿物界面间的内锁问题^[26-27],本文采用Li等^[16]的方法对矿物晶体内及晶体间接触赋予平行黏结模型（PBM）,且晶体间微观参数采用表2公式进行折减以简化GBM的参数校正过程。使用“试错法”将微观参数进行校正后,得模拟与试验力学特性比对表见表1。

表 2 模型微观参数表

Table 2. Micro-parameters of grain-based model

参数	石英矿物	长石矿物	云母矿物	其他矿物	矿物晶体间参数
体积含量/%	24	49	24	3
矿物晶体尺寸d/mm	2.43±0.25	3.42±0.25	1.98±0.25	1.17±0.25
颗粒最小半径R^min/mm	0.15
颗粒半径比R^max/R^min	1.66
密度/(kg·m^-3)	2650	2600	3050	1650
线性弹性模量E/GPa	51	42	33	24	0.2×2E¹E²/(E¹+E²)
摩擦系数μ	0.35	0.41	0.33	0.44	0.8
线性刚度比k_n/k_s	1.1	1.3	1.7	3.7	1.3
平行弹性模量pb_emod/GPa	51	42	33	24	0.2×2E¹E²/(E¹+E²)
黏结刚度比k_n/k_s	1.1	1.3	1.7	3.7	1.3
拉伸强度pb_ten/MPa	126±16	105±16	98±13	77±9	21±0
黏结强度pb_coh/MPa	196±42	162±28	146±22	105±0	50±0
摩擦角φ/(°)	19.5	22.4	17.3	23.7	38.6
注：表中E¹,E²分别为晶间两侧矿物颗粒的接触模量值。

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表 1 宏观力学特性比对表

Table 1. Comparison of mechanical properties

宏观力学特性	试验结果	模拟结果	误差/%
UCSσ_c/MPa	172	171	0.6
拉伸强度σ_t/MPa	13.6	14.3	5.1
弹性模量E/GPa	52.4	55.4	5.7
泊松比 $ν$ $ν$	0.229	0.228	0.44
峰值应变ε_p/%	0.36	0.34	5.6

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由表可知,使用矿物晶体模型所得宏观力学特性与试验所得结果误差较小,故该模型可在保证有效模拟宏观力学特性的前提下,进一步研究岩石非均质性对宏观力学特性的影响,表2为该模型微观参数表。

3. 矿物晶体模型模拟结果

3.1 应力-应变曲线

图5为花岗岩试验及模拟所得应力-应变曲线。由图5（a）可知,岩石单轴压缩试验力学响应包括以下5个阶段：（Ⅰ）裂纹闭合阶段；（Ⅱ）弹性变形阶段；（Ⅲ）裂纹稳定扩展阶段；（Ⅳ）裂纹不稳定扩展阶段；（Ⅴ）峰后阶段。通过分析裂纹体积应变及试样体积应变的变化关系,可得花岗岩试样特征应力,即闭合应力 $σ_{cc}$ $σ_{cc}$ 、起裂应力 $σ_{ci}$ $σ_{ci}$ 、损伤应力 $σ_{cd}$ $σ_{cd}$ 分别为44.8,71及133.2 MPa。

图 5 试验及模拟应力-应变曲线

Figure 5. Stress-strain curves of experiment and simulation

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由于没有考虑材料内部的初始缺陷,模拟结果并不能有效地模拟岩石裂纹闭合阶段,故本文模拟所得力学响应存在4个阶段：（Ⅱ）弹性变形阶段；（Ⅲ）裂纹稳定扩展阶段；（Ⅳ）裂纹不稳定扩展阶段；（Ⅴ）峰后阶段。结合文献[28～30]判断起裂应力及损伤应力的方法,当AE事件率开始变化时,此时所对应的轴向应力可认为是起裂应力 $σ_{ci}$ $σ_{ci}$ ；随着轴向加载的进行,AE事件率开始进入稳定变化段,此时岩石内部微裂纹开始稳定起裂并扩展；当AE事件率变化速率快速变化且在后一段加载过程中波动性较大时,可认为此临界应力为损伤应力 $σ_{cd}$ $σ_{cd}$ ,此时岩石内部微裂纹开始不稳定扩展及聚合。本文通过上述方法对特征应力进行判断,可得模拟过程中岩石 $σ_{ci}$ $σ_{ci}$ 及 $σ_{cd}$ $σ_{cd}$ 分别为79.2,143.3 MPa。该结果与试验所得特征应力相差在10 MPa以内,差异性较小。

3.2 声发射演化规律

试验过程中,通过对声发射特征参数进行空间定位处理可反演岩石真实破裂过程。模拟过程中,本文借鉴文献[31, 32]中声发射事件的确定方法将一个微裂纹的产生对应于1次声发射事件,通过对岩石内微裂纹空间位置进行监测并记录,可得到岩石的破裂过程。结果表明,模拟与试验所得声发射事件具有相似的变化规律（图6）。当轴向应力达到岩石起裂应力时,试样进入裂纹稳定扩展阶段,此时微裂纹开始起裂且在空间上呈随机分布状态；当轴向应力达到岩石损伤应力时,试样内微裂纹进一步起裂并发生非稳定扩展,此时微裂纹发生聚集成簇的现象；一旦轴向应力超过岩石峰值应力,微裂纹聚集成簇的程度增加进而导致岩石宏观破裂面的产生。从模拟结果可知,岩石发生破坏时其理想声发射空间定位结果应主要聚集在岩石宏观破坏面附近；相比而言,尽管声发射试验受多方面因素影响,如试验环境、岩石非均质结构等,定位的精确性及规律性并不是很完美,但其结果仍可提高对岩石破裂机理的了解。

图 6 模拟与试验累计声发射规律

Figure 6. Accumulative acoustic emission properties of simulation and experiment

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3.3 晶体尺度裂纹演化规律

图7为岩石加载过程中晶体尺度裂纹演化规律。当轴向应力超过起裂应力后,岩石内部裂纹起裂主要以矿物晶间裂纹为主,且破坏模式大多为拉伸型破坏,这与Kranz^[33]发现材料拉伸强度普遍小于剪切强度的结论所一致。随轴向加载的进行,晶内拉伸裂纹数量将超过晶间拉伸裂纹并占主导地位。当试样发生破坏时,晶内裂纹与总裂纹数的占比约为60.95%,拉伸裂纹与总裂纹数的占比约为93.87%。

图 7 晶体尺度裂纹变化曲线

Figure 7. Variation curves of growth of grain-scale cracks

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为验证上述模型模拟所得晶体尺度裂纹发展规律,将试验后花岗岩试样分别进行偏光显微镜及电子显微镜观察。通过在试样表面多处进行观察发现,花岗岩试样受力破坏后所产生的宏观裂纹在矿物晶体尺度主要以不同矿物内部裂纹为主,少部分为矿物晶间裂纹,且该试验结果与文献[34]所得结论一致,故GBM模型可较真实地模拟岩石外力作用下晶体尺度裂纹演化规律。花岗岩代表性微裂纹分析结果如图8所示,图中Qz为石英矿物,Bt为云母矿物,Pl为斜长石,Kf为钾长石。

图 8 花岗岩微裂纹分析结果

Figure 8. Micro-cracks of granite

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图9为岩石加载过程中矿物晶体内裂纹演化规律。加载初期,长石矿物晶体内裂纹首先发生起裂,随后石英、云母等矿物内裂纹依次开始起裂并扩展；当试样发生破坏时,矿物内裂纹数量关系如下：长石内裂纹>云母内裂纹>石英内裂纹>其他矿物内裂纹。由于长石矿物在此模型中的含量较高且力学特性相对石英矿物较差,故其内部裂纹最先发生起裂且数量始终占主导地位；相比云母矿物与石英矿物,尽管两者含量相近,但云母矿物相比石英矿物具有较差的力学性质,故岩石发生破坏时,云母内裂纹数量多于石英内裂纹。

图 9 矿物晶体内裂纹演化规律

Figure 9. Variation of intragranular cracks

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在此,为进一步研究矿物晶体裂纹空间演化特征,图9中各加载点（A,B,C,D点）处晶体尺度裂纹分布图如图10所示。由图可知,当轴向应力达到A点时,模型中晶体尺度裂纹主要为矿物晶间裂纹,且裂纹随机分布在模型中；当轴向应力达到B点时,晶体尺度裂纹开始发生聚集现象,此时宏观破裂面开始形成。随着微裂纹的聚集程度加深,岩石宏观破裂面的发展及贯通将导致模型发生破坏。另外,观察宏观破裂面处晶体内裂纹分布发现,长石及云母矿物内裂纹占主导地位,石英矿物内裂纹次之,故在此可推断岩石发生破坏时微裂纹扩展及聚合主要以矿物晶体内裂纹为主,尤其长石及云母矿物内裂纹。

图 10 晶体尺度裂纹分布演化图

Figure 10. Evolution of crack distributions in grain-scale

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3.4 不同长石矿物含量岩石力学特性

在上述模型基础上,为研究不同矿物组成岩石宏观力学特性,本文在控制石英及其他矿物成分含量不变的条件下,通过Neper软件改变岩石中长石含量w以10%的梯度从20%变化至60%,生成5组不同的GBM模型,且每组模型进行3次共计15次数值模拟。模型如图11所示,黑色多边形为云母矿物,灰色多边形为长石矿物,白色多边形为石英矿物,蓝色多边形为其他矿物。

图 11 不同长石含量矿物晶体模型

Figure 11. Grain-based models with different feldspar contents

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图12为不同长石含量岩石峰值应力及特征应力变化规律。由图12（a）可知,模拟所得峰值应力整体随长石矿物含量增加呈增加的变化趋势；当长石含量从20%增加至60%时,模拟所得峰值应力从168 MPa变化至178 MPa,但其变化幅度与文献[2]中统计拟合结果相比较小,这可能与模拟及文献[2]中岩石微观结构差异较大具有一定的联系。另外,随长石矿物含量增加,岩石损伤应力呈轻微增加的变化趋势,而起裂应力受长石矿物含量影响较小（图12（b））。

图 12 不同长石含量模型峰值应力及特征应力变化曲线

Figure 12. Curves of peak and characteristic stresses of models with different feldspar contents

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Ündül^[9]通过试验指出,斜长石矿物与矿物基质含量占比的增加将增大单轴压缩强度,而矿物含量与起裂应力之间并没有较明确的关系,故此模拟所得结果与试验结果相吻合。

现从微观角度对不同长石含量岩石单轴压缩条件下晶体尺度裂纹变化规律进行分析,以进一步研究并讨论峰值应力变化的原因。将上述模型破坏时矿物晶体内裂纹数量取平均值并与总裂纹数进行正则化处理后,得不同长石含量GBM模型矿物晶体内裂纹占比变化规律如图13。

图 13 不同长石含量模型矿物内裂纹变化规律

Figure 13. Variations of intragranular cracks of models with different feldspar contents

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由图13可知,随长石矿物含量增加,岩石云母矿物内裂纹占比呈递减的变化趋势,而长石矿物内裂纹占比呈递增的变化趋势,石英及其他矿物内裂纹占比则变化不大,故长石矿物含量的升高将导致岩石内部裂纹形式从以云母内裂纹为主转变为以长石内裂纹为主,模型破坏时相应的晶体尺度裂纹分布见图14。随长石矿物含量增加,岩石宏观破裂面处云母内裂纹数量减少,而长石内裂纹数量增加；相比云母矿物而言,长石矿物由于具有更好的力学性质且内部裂纹发生扩展所需要的能量越多,故随着长石含量的增加,岩石内部裂纹形式从以云母内裂纹为主转变为以长石内裂纹为主可能导致岩石峰值应力整体呈增加变化趋势。

图 14 不同长石含量模型晶体尺度裂纹分布图

Figure 14. Distributions of grain-scale cracks of models with different feldspar contents非均质岩石力学特性的数值方法。

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4. 结论

本文结合花岗岩室内单轴试验并采用矿物晶体模型（GBM）对岩石矿物非均质结构进行了离散元模拟,改变岩石矿物组成研究了岩石微观非均质性对宏观力学特性的影响,并从矿物晶体尺度对其变化原因进行了较为合理的解释。主要结论如下：

（1）矿物晶体模型（GBM）可在考虑岩石矿物晶体结构及强度非均质性的前提下,对其应力-应变曲线、声发射特性进行有效模拟,并可研究矿物晶体尺度微裂纹起裂、扩展及聚合规律,是一种有效研究

（2）岩石单轴压缩过程中,微裂纹起裂首先以晶间裂纹为主,随后以晶内裂纹为主,且主要破坏机理为拉伸型破坏。岩石破坏时,拉伸裂纹及晶内裂纹与总裂纹的占比分别约为93.87%,60.95%。

（3）岩石单轴压缩过程中,长石矿物内裂纹首先起裂,随后云母、石英等矿物内裂纹依次发生起裂并扩展。岩石破坏时,微裂纹聚集将导致宏观破裂面的形成,且宏观破裂面的形成主要与晶体内裂纹扩展及聚合有关。

（4）随长石矿物含量增加,岩石峰值应力及损伤应力整体呈增加的变化趋势,而起裂应力变化并不明显。从矿物晶体尺度裂纹变化规律可推断,岩石峰值应力增大的原因可能与长石内裂纹占比增加、云母内裂纹占比减少有关。

图 1 多点约束法二维示例

Figure 1. 2D example of multi-point constraint refinement method

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图 2 多点约束法三维示例

Figure 2. 3D example of the multi-point constraint refinement

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图 3 简化大坝几何尺寸

Figure 3. Sizes of simplified dam

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图 4 简化坝计算方案

Figure 4. Calculation schemes of simplified dam

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图 5 连续网格和非连续网格应力变形计算结果

Figure 5. Calculated results of continuous and non-continuous mesh

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图 6 蓄水引起的坝体位移增量

Figure 6. Increments of dam displacement caused by water load

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图 7 蓄水引起的坝体网格变形

Figure 7. Deformations of dam grid caused by water load

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图 8 Nam Ngum 3面板堆石坝材料分区与填筑次序

Figure 8. Material zoning and construction schedule of Nam Ngum Dam 3

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图 9 Nam Ngum 3面板堆石坝三维模型

Figure 9. 3D model for Nam Ngum Dam 3

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图 10 Nam Ngum 3面板堆石坝网格加密细部

Figure 10. Detailed view of mesh refinement of Nam Ngum Dam 3

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图 11 Nam Ngum 3大坝蓄水期面板挠度

Figure 11. Deflections of slab during full storage period

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图 12 Nam Ngum 3大坝蓄水期面板轴向位移

Figure 12. Axial displacements of slab during full storage period

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图 13 Nam Ngum 3大坝蓄水期坝面板轴向应力

Figure 13. Axial stresses of slab during full storage period

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图 14 Nam Ngum 3大坝蓄水期面板顺坡向应力

Figure 14. Stresses of slab along slope direction during full storage eriod

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图 15 蓄水期最大剖面处面板应力变形分布

Figure 15. Stresses and deformations of slab at maximum cross-section

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图 16 面板轴向应力细部图

Figure 16. Axial stresses of slab

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表 1 筑坝料“南水”模型参数

Table 1 Parameters of “NHRI” model

坝体分区	$ρ_{d}$ $ρ_{d}$ /(g·cm^-3)	$φ_{0}$ $φ_{0}$ /(°)	$Δ φ$ $Δ φ$ /(°)	$k$ $k$	$n$ $n$	$R_{f}$ $R_{f}$	c_d/%	n_d	R_d
Part A/ Part B	2.30	47.8	6.3	789.6	0.25	0.67	0.61	0.54	0.65

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表 2 Nam Ngum 3筑坝料“南水”模型参数

Table 2 Parameters of “NHRI” model for Nam Ngum Dam 3

坝体分区	$ρ_{d}$ $ρ_{d}$ /(g·cm^-3)	$φ_{0}$ $φ_{0}$ /(°)	$Δ φ$ $Δ φ$ /(°)	$k$ $k$	$n$ $n$	$R_{f}$ $R_{f}$	c_d/%	n_d	R_d
垫层	2.27	50.8	7.2	1295	0.27	0.70	2590	0.52	0.53
过渡	2.25	49.6	7.0	1001	0.27	0.69	2002	0.55	0.57
主堆石	2.20	47.9	6.2	806	0.29	0.65	1612	0.84	0.46
次堆石	2.17	46.4	5.7	616	0.34	0.68	1232	0.97	0.45

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表 3 面板/垫层接触面Goodman模型参数

Table 3 Model parameters for Goodman interface element

位置	K	n	R_f	c/kPa	φ/(°)
面板/垫层	4800	0.56	0.74	0	36

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表 4 精细模拟与常规模拟计算结果对比

Table 4 Comparison of results of slab with and without refinement

方案		精细网格方案	稀疏网格方案
挠度/cm		36.9	35.4
轴向位移/cm	指向右岸	3.0	3.0
轴向位移/cm	指向左岸	2.6	2.6
轴向应力/MPa	压应力	13.89	13.40
轴向应力/MPa	拉应力	2.15	1.95
顺坡向应力/MPa	压应力	17.81	13.18
顺坡向应力/MPa	拉应力	2.12	1.12

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参考文献(14)

[1]	陈生水, 阎志坤, 傅中志, 等. 特高面板砂砾石坝结构安全性论证[J]. 岩土工程学报, 2017, 39(11): 1949-1958. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201711002.htm CHEN Sheng-shui, LI Guo-ying, FU Zhong-zhi. Safety criteria and limit resistance capacity of high earth-rock damssubjected to earthquakes[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2017, 39(11): 1949-1958. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201711002.htm
[2]	陈生水. 特高土石坝建设与安全保障的关键问题及对策[J]. 人民长江, 2018, 49(5): 74-78. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-RIVE201805015.htm CHEN Sheng-shui. Key technological issues in construction and safety assurance of super-high earth and rockfill dams[J]. Yangtze River, 2018, 49(5): 74-78. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-RIVE201805015.htm
[3]	孔宪京, 邹德高, 徐斌, 等. 紫坪铺面板堆石坝三维有限元弹塑性分析[J]. 水力发电学报, 2013, 32(2): 213-222. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SFXB201302038.htm KONG Xian-jing, ZOU De-gao, XU Bin, et al. Three- dlimensional finite element elasto-plastic analysis of Zipingpu concrete faced rock-fill dam[J]. Journal of Hydroelectric Engineering, 2013, 32(2): 213-222. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SFXB201302038.htm
[4]	PANOS D. Nonlinear seismic response of tall concrete-faced rockfill dams in narrow canyons[J]. Soil Dynamics & Earthquake Engineering, 2012, 34(1): 11-24.
[5]	钟红, 林皋, 胡志强. 有限元计算中疏密网格过渡方法研究[J]. 计算力学学报, 2007, 24(6): 887-898. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSJG200706030.htm ZHONG Hong, LIN Gao, HU Zhi-qiang. Two methods for transition between coarse and fine finite elements[J]. Chinese Journal of Computational Mechanics, 2007, 24(6): 887-898. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSJG200706030.htm
[6]	周墨臻, 张丙印, 王伟. 高面板堆石坝软缝接触计算模型及其数值实现[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(增刊1): 2803-2810. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2016S1024.htm ZHOU Mo-zhen, ZHANG Bing-yin, WANG Wei. Algorithm and simulation methods for the soft longitudinal joint of the concretefaces in high concrete-faced rockfill dams[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(S1): 2803-2810. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2016S1024.htm
[7]	周墨臻, 张丙印, 张宗亮, 等. 超高面板堆石坝面板挤压破坏机理及数值模拟方法研究[J]. 岩土工程学报, 2015, 37(8): 1426-1432. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201508014.htm ZHOU Mo-zhen, ZHANG Bing-yin, ZHANG Zong-liang, et al. Mechanisms and simulation methods for extrusion damage of concrete faces of high concrete-faced rockfill dams[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2015, 37(8): 1426-1432. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201508014.htm
[8]	孔宪京, 陈楷, 邹德高, 等. 一种高效的FE-PSBFE耦合方法及在岩土工程弹塑性分析中的应用[J]. 工程力学, 2018, 35(6): 6-14. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GCLX201806004.htm KONG Xian-jing, CHEN Kai, ZOU De-gao, et al. An efficient FE-PSBFE coupled method and its application to the elasto-plastic analysis of geotechnical engineering structures[J]. Engineering Mechanics, 2018, 35(6): 6-14. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GCLX201806004.htm
[9]	邹德高, 刘锁, 陈楷, 等. 基于四叉树网格和多边形比例边界有限元方法的岩土工程非线性静动力分析[J]. 岩土力学, 2017, 38(增刊2): 33-40. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2017S2005.htm ZOU De-gao, LIU Suo, CHEN Kai, et al. Nonlinear static and dynamic analysis for geotechnical engineering based on quadtree mesh and polygon scaled boundary finite element method[J]. Rock and Soil Mechanics, 2017, 38(S2): 33-40. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2017S2005.htm
[10]	邹德高, 陈楷, 刘锁, 等. 非线性比例边界有限元在面板坝分析中的应用[J]. 土木与环境工程学报, 2019, 41(3): 11-18. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JIAN201903002.htm ZOU De-gao, CHEN Kai, LIU Suo, et al. Application of nonlinear scaled boundary polygon element method in the analysis of concrete face rockfill dam[J]. Journal of Civil and Environmental Engineering, 2019, 41(3): 11-18. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JIAN201903002.htm
[11]	王勖成. 有限单元法[M]. 北京: 清华大学出版社, 2003. WANG Xu-cheng. Finite Element Method[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2003. (in Chinese)
[12]	陈国荣. 有限单元法原理及应用[M]. 北京: 科学出版社, 2009. CHEN Guo-rong. Principle and Application of Finite Element Method[M]. Beijing: Science Press, 2009. (in Chinese)
[13]	朱百里, 沈珠江. 计算土力学[M]. 上海科学技术出版社, 1990. ZHU Bai-li, SHEN Zhu-jiang. Computational Soil Mechanics[M]. Shanghai: Shanghai Science and Technology Press, 1990. (in Chinese)
[14]	顾淦臣, 沈长松, 岑威钧. 土石坝地震工程学[M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2009. GU Gan-chen, SHEN Chang-song, CENG Wei-jun. Earthquake Engineering of Earth and Rock Dam[M]. Beijing: China Water Resources and Hydropower Press, 2009. (in Chinese)