王年香，施練東，應(yīng)立鋒，顧行文，任國(guó)峰

（1.南京水利科學(xué)研究院，江蘇南京210024；2.水文水資源與水利工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇南京210029；3.紹興市湯浦水庫(kù)有限公司，浙江上虞312364）

面板堆石壩加高離心模型試驗(yàn)研究

王年香1，2，施練東3，應(yīng)立鋒3，顧行文1，2，任國(guó)峰1，2

（1.南京水利科學(xué)研究院，江蘇南京210024；2.水文水資源與水利工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇南京210029；3.紹興市湯浦水庫(kù)有限公司，浙江上虞312364）

湯浦水庫(kù)東、西主壩為建于軟基上的混凝土面板堆石壩，擬采用空心箱體和堆石體方案進(jìn)行大壩加高，壩高、水位的增加會(huì)改變壩體、壩基、面板的應(yīng)力和變形。采用土工離心模型試驗(yàn)技術(shù)研究不同方案下壩體、壩基、面板的應(yīng)力和變形特性，探討加高方案的可行性。東、西主壩現(xiàn)狀壩體經(jīng)15 a的運(yùn)行，大壩工作性態(tài)良好，整體穩(wěn)定安全。東、西主壩空心箱體加高和東主壩堆石體加高后，壩體及壩基沉降、面板應(yīng)力增量不大，且很快穩(wěn)定，面板順坡向應(yīng)力大部分為壓應(yīng)力，壩頂附近可能出現(xiàn)很小的拉應(yīng)力，均小于混凝土強(qiáng)度，上、下游壩坡穩(wěn)定。西主壩堆石體加高后，壩體及壩基沉降、面板應(yīng)力有一定的增大，面板順坡向應(yīng)力大部分為壓應(yīng)力，小于混凝土抗壓強(qiáng)度，壩頂附近可能出現(xiàn)一定的拉應(yīng)力，上、下游壩坡穩(wěn)定。試驗(yàn)結(jié)果表明，2種加高方案均可行，但空心箱體加高方案優(yōu)于堆石體加高方案。

面板堆石壩；加高；應(yīng)力；變形；離心模型試驗(yàn)

水資源短缺是制約我國(guó)可持續(xù)發(fā)展的一個(gè)重要因素，隨著水資源地不斷開發(fā)，不僅適合建壩的新址越來(lái)越少，而且由于需水量的增加和水庫(kù)淤積的發(fā)展，已建的以供水、灌溉為目的的水庫(kù)越來(lái)越不能滿足生產(chǎn)和生活用水需求。與建新壩相比，大壩加高因工程量小、地質(zhì)問題相對(duì)較少，同時(shí)水庫(kù)的庫(kù)容可以得到較大的增加等優(yōu)點(diǎn)已被越來(lái)越多的工程采用。國(guó)內(nèi)外已有許多工程先例［1］，如日本的川上壩、美國(guó)的也爾奇壩、印度的科伊納大壩、巴基斯坦曼格拉大壩、我國(guó)的丹江口大壩［2］等。壩高的增加和水位的提高使得壩體和壩基、面板應(yīng)力和變形重新分布，因此對(duì)加高方案的可行性分析顯得尤為重要。

土工離心模型試驗(yàn)技術(shù)是一項(xiàng)嶄新的土工物理模型技術(shù)，通過(guò)施加在模型上的離心慣性力使模型的重度變大，從而使模型的應(yīng)力與原型一致，這樣就可以用模型反映表示原型［3-4］。離心模型是各類物理模型中相似性最好的模型，在國(guó)內(nèi)外受到廣泛重視，試驗(yàn)技術(shù)飛速發(fā)展與進(jìn)步，已成為巖土工程技術(shù)研究中的最主要、最有效的研究手段，研究?jī)?nèi)容涉及幾乎所有的巖土工程研究領(lǐng)域［5-11］，在土石壩工程得到廣泛應(yīng)用［12-17］。本文利用離心模型試驗(yàn)技術(shù)，研究湯浦水庫(kù)混凝土面板堆石壩現(xiàn)狀和加高后壩體和壩基、面板的應(yīng)力和變形規(guī)律，探討加高方案的可行性。

1 工程概況

湯浦水庫(kù)位于浙江省上虞市湯浦鎮(zhèn)南曹娥江支流小舜江上，水庫(kù)總庫(kù)容2.35億m3，是一座以供水為主，兼有防洪、灌溉和改善水環(huán)境功能的綜合性水利工程，主要供水目標(biāo)是解決紹興市區(qū)以及紹興縣和上虞市主要鄉(xiāng)鎮(zhèn)的人民生活用水與工業(yè)用水。

湯浦水庫(kù)攔河壩分為東、西主壩和副壩。其中，東、西主壩為混凝土面板堆石壩，副壩為混凝土重力壩?；炷撩姘宥咽瘔紊?、下游壩坡均為1∶1.4，壩體堆石從上游向下游依次分為4個(gè)主要填筑區(qū)：墊層區(qū)、過(guò)渡區(qū)、主堆石區(qū)、下游堆石區(qū)。C25鋼筋混凝土面板厚0.30 m～0.40 m，C10混凝土防滲墻厚80 cm，嵌入弱風(fēng)化巖1 m。壩基為軟土地基，西主壩壩基各層分布從上往下依次為粉質(zhì)黏土、含泥粉質(zhì)細(xì)砂、砂礫石、淤泥質(zhì)黏土、砂礫石、基巖，東主壩依次為粉質(zhì)黏土、含泥粉質(zhì)細(xì)砂、砂礫石、淤泥質(zhì)黏土、砂礫石、基巖。主堆石區(qū)大部及趾板上游軟土地基采用振沖碎石樁進(jìn)行處理，樁徑100 cm，樁距250 cm，正三角形布置。圖1為西主壩標(biāo)準(zhǔn)剖面圖。

圖1 西主壩標(biāo)準(zhǔn)剖面圖

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，市區(qū)的用水需求越來(lái)越大，為滿足這一需求，避免雨季小舜江優(yōu)質(zhì)水的流失，水庫(kù)大壩的加高勢(shì)在必行。根據(jù)設(shè)計(jì)方案，大壩加高比選兩種方案，分別為空心箱體加高和堆石體加高，如圖2所示。

圖2 大壩加高方案

2 離心試驗(yàn)方法

2.1 試驗(yàn)設(shè)備和模型布置

試驗(yàn)在南京水利科學(xué)研究院NHRI400 gt土工離心機(jī)上進(jìn)行。該機(jī)最大半徑5.5 m，吊籃平臺(tái)的尺寸為1 100 mm×1 100 mm，最大加速度200g，最大負(fù)荷2 000 kg，容量400 gt，配有64路高精度數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。模型箱的有效尺寸為1100 mm×700 mm× 200 mm（長(zhǎng)×高×寬），其一側(cè)為有機(jī)玻璃，便于試驗(yàn)中進(jìn)行監(jiān)控。

取標(biāo)準(zhǔn)剖面按平面問題進(jìn)行試驗(yàn)，模擬壩基覆蓋層、全部壩體，綜合各種因素，取模型比尺N= 125。分別對(duì)東、西主壩的現(xiàn)狀壩體、空心箱體加高、堆石體加高進(jìn)行離心模型試驗(yàn)，共6組，模型布置如圖3所示。

圖3 離心模型試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾脠D（單位：mm）

2.2 材料模擬技術(shù)

試驗(yàn)?zāi)M了全部壩基覆蓋層料，粗粒料限制粒徑取40 mm，按等量替代法確定模型料的顆粒級(jí)配，細(xì)粒料按天然含水率和天然密度（見表1）控制，采用分層預(yù)壓方法制備。

表1 壩基覆蓋層料參數(shù)

試驗(yàn)?zāi)M了振沖碎石樁。根據(jù)模型相似律，在面積置換率不變條件下，將模型樁徑和間距放大1倍，模型樁徑16 mm、間距40 mm，正三角形布置，西主壩樁長(zhǎng)124 mm和132 mm，東主壩樁長(zhǎng)56 mm。制作模型振沖碎石樁時(shí)，在地基中鉆直徑16 mm和相應(yīng)深度的孔，向孔內(nèi)灌注粗砂，并搗實(shí)，干密度為2.1 g/cm3，富余系數(shù)1.1，樁體達(dá)密實(shí)狀態(tài)。

試驗(yàn)?zāi)M了對(duì)壩體變形和穩(wěn)定起決定作用的主堆石料和次堆石料。根據(jù)離心模型粒徑效應(yīng)［18］，限制粒徑取40 mm，用相似級(jí)配法與等量替代法確定模型料的級(jí)配，如圖4所示。采用分層擊實(shí)法填筑模型壩體，分層厚度為5 cm，按壩料填筑干密度進(jìn)行控制（見表2）。

根據(jù)相似條件，面板和防滲墻應(yīng)選擇原型材料，但在縮尺模型中混凝土結(jié)構(gòu)難以制備且不便于測(cè)量?？紤]到面板和防滲墻只起傳遞荷載和防滲作用，因而選用與混凝土重度相近的鋁材來(lái)模擬，采用抗彎剛度相似條件確定其厚度，以保證其施加于壩體的荷載與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況一致。模型鋁面板的厚度為2 mm，防滲墻為4 mm。

圖4 堆石料顆粒級(jí)配曲線

2.3 測(cè)試技術(shù)

面板應(yīng)變和應(yīng)力采用電阻應(yīng)變片測(cè)量，選用基底為3 mm×10 mm、具有一定防水性的聚胺脂精密級(jí)電阻片。測(cè)試靈敏系數(shù)為2，最大應(yīng)變2%。組半橋，用502膠粘貼，703膠防水。測(cè)出應(yīng)變后，經(jīng)計(jì)算和修正得到應(yīng)力值。在上游面布置，每組試驗(yàn)布置5個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)位置對(duì)于30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程。

壩體沉降和面板撓度采用位移傳感器測(cè)量，每組試驗(yàn)布置4個(gè)壩體沉降測(cè)點(diǎn)和3個(gè)面板撓度測(cè)點(diǎn)，壩體沉降測(cè)點(diǎn)分別布置在壩頂、壩頂下覆蓋層、下游馬道、下游護(hù)坡，面板撓度測(cè)點(diǎn)分別布置在30 m、22 m、14 m高程。

2.4 試驗(yàn)程序

（1）準(zhǔn)備壩基、壩體和面板材料，按設(shè)計(jì)制模。

（2）控制離心加速度的上升速率，模擬大壩施工過(guò)程。大壩1998年12月開工，1999年5月西主壩竣工；1999年8月東主壩竣工。加高施工期3個(gè)月。

（3）利用安裝在離心機(jī)上的水箱和電磁閥，在設(shè)計(jì)加速度下向上游放水，模擬水庫(kù)蓄水。2000年4月至12月到達(dá)正常蓄水位32 m。加高竣工后開始蓄水，6個(gè)月水位從32 m到34 m。

（4）在設(shè)計(jì)加速度下保持模型的平穩(wěn)運(yùn)行，模擬大壩運(yùn)行期?，F(xiàn)狀壩體運(yùn)行期為15 a，加高壩運(yùn)行期為5 a。

（5）在現(xiàn)狀壩體運(yùn)行15 a的基礎(chǔ)上，進(jìn)行壩體加高（空心箱體加高和堆石體加高），模擬加高壩的施工、蓄水和運(yùn)行5 a。

3 西主壩試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 現(xiàn)狀壩體及壩基性狀

采用土石壩填筑過(guò)程的離心模擬方法［19］，可以得出施工期的沉降分布。圖5為西主壩現(xiàn)狀不同時(shí)間壩軸線處壩體沉降沿高度的分布，表3列出了西主壩現(xiàn)狀壩體及壩基沉降特征值。從圖5、表3中可以看出，最大沉降出現(xiàn)在約0.2倍壩高處。沉降主要發(fā)生在施工期，隨著壩體填筑而顯著增大，竣工5 a后增量很小，15 a后趨于穩(wěn)定。沉降主要由覆蓋層壓縮變形引起，竣工期覆蓋層沉降448 mm，壩體最大沉降562 mm，壩體自身的最大沉降為114 mm；蓄水期，覆蓋層沉降486 mm，壩體最大沉降612 mm，壩體自身的最大沉降為126 mm。

圖5 西主壩現(xiàn)狀壩軸線處壩體沉降沿高度分布

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)壩體最大沉降竣工期為605 mm，蓄水期634 mm，竣工5 a壩頂沉降57 mm。對(duì)比試驗(yàn)與實(shí)測(cè)結(jié)果可以看出，試驗(yàn)與實(shí)測(cè)的壩體最大沉降和壩頂沉降只相差10 mm～20 mm，結(jié)果基本一致，誤差較小，表明離心模型試驗(yàn)結(jié)果可靠。

表4列出了西主壩現(xiàn)狀面板撓度特征值，圖6為西主壩現(xiàn)狀面板順坡向應(yīng)力沿高度分布?？梢钥闯?，竣工后，西主壩現(xiàn)狀面板在水壓力及壩體和壩基變形影響下，面板撓度和應(yīng)力隨著時(shí)間的延長(zhǎng)而緩慢增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趨于穩(wěn)定；面板應(yīng)力為壓應(yīng)力，小于混凝土抗壓強(qiáng)度，外延到壩頂附近也未出現(xiàn)拉應(yīng)力，說(shuō)明西主壩面板應(yīng)力狀態(tài)較好。實(shí)測(cè)壓應(yīng)力約為4.9 MPa，基本不出現(xiàn)拉應(yīng)力，試驗(yàn)結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果基本一致。

表3 西主壩現(xiàn)狀和加高后壩體及壩基沉降特征值單位：mm

表4 西主壩現(xiàn)狀和加高后面板撓度特征值單位：mm

圖6 西主壩現(xiàn)狀面板順坡向應(yīng)力沿高度分布

3.2 加高后壩體及壩基性狀

表3列出了西主壩加高后壩體及壩基沉降特征值，從表3可以看出，與現(xiàn)狀相比，空心箱體加高后，竣工期壩體及壩基沉降增量很??；蓄水期覆蓋層沉降增大3 mm，壩體最大沉降增大4 mm，壩頂沉降增大5 mm；竣工5 a，覆蓋層沉降增大10 mm，壩體最大沉降增大11 mm，壩頂沉降增大14 mm。堆石體加高后，竣工期覆蓋層沉降增大15 mm，壩體最大沉降增大15 mm，壩頂沉降增大16 mm；蓄水期覆蓋層沉降增大27 mm，壩體最大沉降增大28 mm，壩頂沉降增大30 mm；竣工5 a，覆蓋層沉降增大37 mm，壩體最大沉降增大38 mm，壩頂沉降增大44 mm。

表4列出了西主壩加高后面板撓度特征值，從表4可以看出30 m、22 m、14 m高程處面板撓度與現(xiàn)狀相比，空心箱體加高后，蓄水期增量分別為6 mm、5 mm、3 mm，竣工5 a增量分別為14 mm、10 mm、6 mm；堆石體加高后，蓄水期增量分別為27 mm、20 mm、14 mm，竣工5 a增量分別為33 mm、25 mm、16 mm。

圖7為西主壩加高后面板順坡向應(yīng)力沿高度分布，從圖7可以看出30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程處面板應(yīng)力與現(xiàn)狀壩體相比，空心箱體加高后，蓄水期增量分別為-0.29 MPa、-0.23 MPa、0.30 MPa、0.43 MPa、0.22 MPa，竣工5 a增量分別為-0.50 MPa、-0.41 MPa、0.53 MPa、0.71 MPa、0.43 MPa；堆石體加高后，蓄水期增量分別為-0.54 MPa、-0.44 MPa、0.58 MPa、0.79 MPa、0.43 MPa，竣工5 a增量分別為-0.83 MPa、-0.70 MPa、0.91 MPa、1.20 MPa、0.73 MPa。

圖7 西主壩加高后面板順坡向應(yīng)力沿高度分布

離心模型試驗(yàn)結(jié)果表明，西主壩空心箱體加高后，壩體和壩基沉降、面板撓度和應(yīng)力變化不大，且很快趨于穩(wěn)定；面板應(yīng)力為壓應(yīng)力，小于混凝土抗壓強(qiáng)度，外延到壩頂附近可能出現(xiàn)很小的拉應(yīng)力。堆石體加高后壩體及壩基沉降、面板撓度和應(yīng)力有一定的增大；面板應(yīng)力主要為壓應(yīng)力，小于混凝土抗壓強(qiáng)度，外延到壩頂附近會(huì)出現(xiàn)一定的拉應(yīng)力。因此，西主壩空心箱體加高方案優(yōu)于堆石體加高方案。

4 東主壩試驗(yàn)結(jié)果

4.1 現(xiàn)狀壩體及壩基性狀

圖8為東主壩現(xiàn)狀不同時(shí)間壩軸線處壩體沉降沿高度分布圖，表5列出了東主壩現(xiàn)狀壩體及壩基沉降特征值。從圖8、表5中可以看出，最大沉降出現(xiàn)在約0.2倍壩高處。沉降主要發(fā)生在施工期，隨著壩體填筑而顯著增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趨于穩(wěn)定。沉降主要由覆蓋層壓縮變形引起，竣工期覆蓋層沉降101 mm，壩體最大沉降226 mm，壩體自身的最大沉降為125 mm；蓄水期覆蓋層沉降114 mm，壩體最大沉降245 mm，壩體自身的最大沉降為131 mm。

圖8 東主壩現(xiàn)狀壩軸線處壩體沉降沿高度分布

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)壩體最大沉降竣工期為156 mm，蓄水期206 mm，竣工5 a壩頂沉降34 mm。對(duì)比試驗(yàn)與實(shí)測(cè)結(jié)果可以看出，試驗(yàn)與實(shí)測(cè)結(jié)果變化規(guī)律一致，試驗(yàn)結(jié)果比實(shí)測(cè)結(jié)果偏大20 mm～70 mm，主要原因是東主壩離心模型試驗(yàn)按最大斷面、最不利地層情況考慮，以模擬最危險(xiǎn)的工況，因此試驗(yàn)結(jié)果有所偏大。

表6列出了東主壩現(xiàn)狀面板撓度特征值，圖9為東主壩現(xiàn)狀面板順坡向應(yīng)力沿高度分布。從表6、圖9可以看出，竣工后，東主壩現(xiàn)狀面板在水壓力及壩體和壩基變形影響下，面板撓度和應(yīng)力隨著時(shí)間的延長(zhǎng)而緩慢增大，竣工5 a后增量很小，竣工15 a后趨于穩(wěn)定；面板應(yīng)力為壓應(yīng)力，且小于混凝土抗壓強(qiáng)度，外延到壩頂附近也基本未出現(xiàn)拉應(yīng)力，說(shuō)明東主壩面板應(yīng)力狀態(tài)較好。實(shí)測(cè)壓應(yīng)力約為4.2 MPa，基本不出現(xiàn)拉應(yīng)力，試驗(yàn)結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果基本一致。

表5 東主壩現(xiàn)狀和加高后壩體及壩基沉降特征值　單位：mm

表6 東主壩現(xiàn)狀和加高后面板撓度特征值　單位：mm

4.2 加高后壩體及壩基性狀

表5列出了東主壩加高后壩體及壩基沉降特征值，從表5可以看出，與現(xiàn)狀相比，空心箱體加高后，竣工期壩體及壩基沉降增量很?。恍钏诟采w層沉降增大2 mm，壩體最大沉降增大2 mm，壩頂沉降增大3 mm；竣工5 a，覆蓋層沉降增大5 mm，壩體最大沉降增大6 mm，壩頂沉降增大9 mm。堆石體加高后，竣工期覆蓋層沉降增大1 mm，壩體最大沉降增大1 mm，壩頂沉降增大2 mm；蓄水期覆蓋層沉降增大3 mm，壩體最大沉降增大4 mm，壩頂沉降增大7 mm；竣工5 a，覆蓋層沉降增大8 mm，壩體最大沉降增大10 mm，壩頂沉降增大15 mm。

圖9 東主壩現(xiàn)狀面板順坡向應(yīng)力沿高度分布

表6列出了東主壩加高后面板撓度特征值，從表6可以看出，30 m、22 m、14 m高程處面板撓度與現(xiàn)狀相比，空心箱體加高后，蓄水期增量分別為3 mm、2 mm、2 mm，竣工5 a增量分別為7 mm、5 mm、3 mm；堆石體加高后，蓄水期增量分別為7 mm、5 mm、3 mm，竣工5 a增量分別為13 mm、9 mm、6 mm。

圖10為東主壩加高后面板順坡向應(yīng)力沿高度分布圖，從圖10可以看出，30 m、26 m、22 m、18 m、14 m高程處面板應(yīng)力與現(xiàn)狀相比，東主壩空心箱體加高后，蓄水期增量分別為-0.04 MPa、-0.08 MPa、0.27 MPa、0.39 MPa、0.20 MPa，竣工5 a增量分別為-0.12 MPa、-0.22 MPa、0.47 MPa、0.64 MPa、0.38 MPa；堆石體加高后，蓄水期增量分別為-0.09 MPa、-0.17 MPa、0.52 MPa、0.53 MPa、0.39 MPa，竣工5 a增量分別為-0.20 MPa、-0.35 MPa、0.82 MPa、0.75 MPa、0.66 MPa。

離心模型試驗(yàn)結(jié)果表明，東主壩空心箱體加高和堆石體加高后，壩體和壩基沉降、面板撓度和順坡向應(yīng)力變化不大，且很快趨于穩(wěn)定；面板應(yīng)力極大部分為壓應(yīng)力，且小于混凝土抗壓強(qiáng)度，外延到壩頂附近也未出現(xiàn)拉應(yīng)力。因此，東主壩2種加高方案均可行。

5 結(jié) 論

（1）東、西主壩現(xiàn)狀壩體經(jīng)15 a的運(yùn)行，壩體及壩基沉降、面板應(yīng)力已穩(wěn)定，面板應(yīng)力為壓應(yīng)力，小于混凝土抗壓強(qiáng)度，上、下游壩坡穩(wěn)定。大壩正常工作性態(tài)良好，整體穩(wěn)定安全。

（2）東、西主壩空心箱體加高和東主壩堆石體加高后，壩體及壩基沉降、面板應(yīng)力增量不大，且很快穩(wěn)定，面板應(yīng)力大部分為壓應(yīng)力，小于混凝土抗壓強(qiáng)度，壩頂可能出現(xiàn)很小的拉應(yīng)力，上、下游壩坡穩(wěn)定。

圖10 東主壩加高后面板順坡向應(yīng)力沿高度分布

（3）西主壩堆石體加高后，壩體及壩基沉降、面板應(yīng)力有一定的增大，面板應(yīng)力大部分為壓應(yīng)力，小于混凝土抗壓強(qiáng)度，壩頂附近可能出現(xiàn)一定的拉應(yīng)力，上、下游壩坡穩(wěn)定。

（4）試驗(yàn)結(jié)果表明，2種加高方案均可行，但空心箱體加高方案優(yōu)于堆石體加高方案。

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Centrifuge Modeling Test on Concrete Face Rockfill Dam Heightening

WANG Nianxiang1，2，SHI Liandong3，YING Lifeng3，GU Xingwen1，2，REN Guofeng1，2
（1.Nanjing Hydraulic Research Institute，Nanjing，Jiangsu 210024，China；2.State Key Laboratory of Hydrology－Water Resources and Hydraulic Engineering，Nanjing，Jiangsu 210029，China；3.Shaoxing Tangpu Reservoir Co.，Ltd.，Shangyu，Zhejiang 312364，China）

The east and west dams of Tangpu reservoir are concrete face rockfill dams built on soft soil foundation.The schemes of hollow box and rockfill were proposed for the dams heightening.The stress and deformation of dam，foundation and face would change with the increase of dam height and water level.Centrifuge modeling tests were carried out to study the behavior of stress and deformation of the current and heightened dams and the feasibility of heightening scheme. The current west and east dams are stable and at good condition after 15 years operation.When east and west dam heighten with hollow box，and east dam heighten with rockfill，the settlement of dam and stress of face would increase slightly and soon become stable.The stress of most face is compressive stress，and the stress of face near the crest may be small tensile stress.The stress of face is less than the strength of concrete.The dam slopes are stable.When west dam heighten with rockfill，the settlement of dam and stress of face would increase for a certain extant.The stress of most face is compressive stress，and is less than the compressive strength of concrete.The stress of face near the crest may be tensile stress.The dam slopes are stable.It indicat that the two heightening schemes are acceptable，but hollow box heightening scheme is better than rockfill heightening scheme.

concrete face rockfill dam；heightening；stress；deformation；centrifuge modeling test

TV641.4

A

1672—1144（2016）05—0013—07

10.3969/j.issn.1672-1144.2016.05.003

2016－06－11

2016－07－09

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51179106）

王年香（1963—），男，江西信豐人，博士，教授級(jí)高級(jí)工程師，博導(dǎo)，主要從事巖土工程基本理論和試驗(yàn)研究工作。E－mail：nxwang@nhri.cn