復雜地基上重力壩的破壞過程及穩(wěn)定安全度研究

李 征，張 林，陳 媛，黃剛海

(四川大學水力學與山區(qū)河流開發(fā)保護國家重點實驗室、水利水電學院，成都610065)

重力壩作為出現(xiàn)最早的壩型，在世界已建大壩中占有著相當大的比重。重力壩的穩(wěn)定問題一直受到社會各界高度重視，尤其是在復雜地基條件下的整體穩(wěn)定問題更是重中之重[1]。天然地基條件下的重力壩壩基經(jīng)常含有節(jié)理、破碎帶及軟弱夾層等，直接對大壩壩基的穩(wěn)定產(chǎn)生無法忽視的影響?，F(xiàn)階段對重力壩壩基穩(wěn)定性的研究[2]可大體歸納為理論計算和模型試驗，包括剛體極限平衡法、數(shù)值分析方法和地質(zhì)力學模型試驗法。剛體極限平衡法是一種理論計算方法，在各個方面均有豐富的基礎，理論體系較為成熟。以有限元法為主的數(shù)值分析[3]法隨著當今計算機技術的快速進步，已日趨成熟，得到了廣泛的應用和認可，在非線性問題及復雜邊界等方面優(yōu)勢明顯，所得結果比較準確可信。地質(zhì)力學模型試驗[4]是仿真的物理實體，可以同時反映多種因素的影響，更準確地表現(xiàn)出地質(zhì)構造與工程結構之間的空間、時間關系，更加直觀地展示出試驗過程和試驗結果。現(xiàn)階段地質(zhì)力學模型試驗和有限元計算從整體穩(wěn)定性分析方面，主要有超載法、強度儲備法及超載與降強相結合的方法(綜合法)[5]。超載法假定壩基巖體力學參數(shù)不變，通過分級逐步增長外部荷載直至壩基整體失穩(wěn)，得到超載安全系數(shù)。強度儲備法保持外部荷載不變，通過分級逐步降低壩基巖體的物理力學參數(shù)直至壩基整體失穩(wěn)，得到強度儲備安全系數(shù)。綜合法采用強度儲備與超載相結合的方式，既考慮巖體及軟弱結構面力學參數(shù)逐步降低的可能，同時又考慮大壩使用過程中所遇到的突發(fā)洪水，在試驗中通過適當降低各軟弱結構面的抗剪斷強度實現(xiàn)強度儲備，通過逐步增加外部荷載實現(xiàn)超載，在上述兩者共同作用下直至壩基整體失穩(wěn)，得到綜合安全系數(shù)。

1 工程概況

該水電樞紐位于四川省，是一座以防洪、灌溉為主，兼顧發(fā)電和生活、工業(yè)用水的大型水利工程。該工程典型壩段地質(zhì)剖面圖見圖1。由圖可知，該典型壩段壩基中主要發(fā)育有四條斷層，分別為67°傾角的陡傾斷層F31，39°傾角的緩傾斷層10f2，17°傾角的緩傾斷層f115和22°傾角的緩傾斷層f114，以及JC6-B、JC7-B、JC2-C、JC21-C四條層間錯動帶。地質(zhì)條件復雜，存在突出的抗滑穩(wěn)定性問題。根據(jù)四川省水利水電勘測設計研究院提供的數(shù)據(jù)，壩基巖體及各結構面的相關力學參數(shù)見表1。

圖1 典型壩段地質(zhì)剖面圖Fig.1 Geological section of the typical dam section

巖體、結構面密度/(g·cm-3)抗剪斷強度f'c'/MPa變形模量/GPa泊松比μD522.811.0～1.21.0～1.16.5～10.00.25D42、D622.71.0～1.21.0～1.170.23D222.650.650.452.650.3D12、D322.720.90.9～1.05.50.22D212.721.0～1.21.0～1.170.23D5-122.781160.24f115、f114、10f2、F311.650.370.020.05～0.10.4JCB1.80.40.150.1～0.20.4JCC1.650.370.020.05～0.10.42其他斷層破碎帶1.760.450.10.1～0.30.4壩體混凝土2.41.21.1200.17

2 三維地質(zhì)力學模型試驗

2.1 模型相似要求及模型設計

三維地質(zhì)力學模型試驗采用超載法，通過分級逐步增長外部荷載直至壩基整體失穩(wěn)，得到超載安全系數(shù)Kp(Kp即模型破壞時外部荷載的超載倍數(shù)，以正常蓄水位時外部荷載為基準荷載)。

作為非線性破壞試驗，三維地質(zhì)力學模型試驗要滿足原型與模型的相似要求[7]。設原型與模型中相同的物理量的比值為C，由相似要求可得三維地質(zhì)力學模型試驗所滿足的主要相似關系為：Cσ=CE=CC，Cμ=1，Cf=1，Cγ=1，其中Cσ、CE及CC依次為應力比、變模比及凝聚力比；Cμ、Cf及Cγ依次為泊桑比、摩擦系數(shù)比及容重比。綜合考慮到試驗的準確性和經(jīng)濟可行性等因素，最后確定該重力壩三維地質(zhì)力學模型試驗的幾何比CL=150。最終確定上游、下游及壩基的模擬范圍分別?。簤胃叩?.5倍、2.0倍和1.0倍。建造完畢后，模型見圖2。

圖2 典型壩段模型圖Fig.2 Model graph of the typical dam section

2.2 模型材料設計

以該典型壩段各軟弱結構面、各巖層和大壩壩體材料的主要物理力學參數(shù)為依據(jù)，按照主要相似關系計算可得與原型材料相對應的模型材料的物理力學參數(shù)，見表2。

表2 模型材料相關力學參數(shù)表Tab.2 Mechanical parameters of model materials

該典型壩段壩基中的各軟弱結構面對該工程的整體穩(wěn)定性起著控制性作用，故需對各軟弱結構面做重點模擬。本次試驗各軟弱結構面模型材料按照抗剪強度相似原理配制，以多次針對性的材料性能試驗為依據(jù)，將重晶石粉、機油及可熔性高分子材料等材料作為主要材料，根據(jù)表2所示的物理力學參數(shù)制作出滿足試驗參數(shù)要求的軟質(zhì)材料，再輔以具有不同特性的薄膜，來滿足試驗的要求。而壩基巖體材料則以重晶石粉、高標號機油及可熔性高分子材料為主要材料，按不同配合比制成。

2.3 模型加載方式及量測系統(tǒng)

以該重力壩典型壩段受力情況為依據(jù)，經(jīng)研究分析最終決定，本次破壞試驗采用水壓力+淤沙壓力+揚壓力+自重的荷載組合。其中，揚壓力采用等效荷載的方法進行處理，即以降低自重的方法完成豎向力的模擬，以增加水荷載的方法完成彎矩的模擬，而壩體自重則通過模型材料的容重相似條件實現(xiàn)，水壓力及淤沙壓力通過油壓千斤頂進行加載。由荷載分布狀況及其分塊情況控制加載所用的千斤頂數(shù)量。

此次試驗選用超載法對該壩段進行模型破壞試驗，試驗步驟可表述為：首先對試驗模型采取預壓處理，完成后以0.2～0.3P0為步長分級逐步加載至正常荷載，并在該正常荷載基礎上對模型進行超載試驗直至壩基失穩(wěn)或出現(xiàn)失穩(wěn)趨勢(P0為正常蓄水位時的外部荷載)。由試驗得到大壩壩體及建基面表面變位發(fā)展情況和壩基中的各主要軟弱夾層的相對變位，并由此分析大壩的失穩(wěn)情況。

本次試驗的主要量測系統(tǒng)可分為以下三種：壩基、壩體外部位移量測、主要斷層及錯動帶的內(nèi)部相對變位量測及壩體應變量測系統(tǒng)。而三者中又以壩基、壩體外部位移量測和主要斷層及錯動帶的內(nèi)部相對變位量測為主。模型試驗變位測點布置圖如圖3所示。其中，壩基、壩體外部位移的量測在各測點布置位移計，采用SP-10A型數(shù)字顯示儀帶電感式位移計量測，內(nèi)部相對變位的量測在各測點布置相對位移計，采用UCAM-70A型萬能數(shù)字測試裝置帶電阻應變式相對位移計進行量測，壩體應變的量測在各測點布置電阻應變片，采用UCAM-8BL型萬能數(shù)字測試裝置進行量測。

圖3 模型試驗變位測點布置圖Fig.3 The Figure of deformation measuring point of model test

3 壩基破壞過程

由本次破壞試驗可得，壩體順河向變位方向朝向下游，且壩體頂部變位相對壩體底部變位為大。壩體的變位曲線在Kp=2.0時產(chǎn)生拐點(Kp為超載安全系數(shù))，變位數(shù)值有明顯的增長，在Kp=2.4時曲線第二次出現(xiàn)拐點，變位增長速度再一次增加，壩體順河向的變位曲線見圖4。加載后壩體豎向變位表現(xiàn)為壩趾向下、壩踵向上的非均勻變位，且壩趾變位相對壩踵變位為大。加載后對壩基變形及破壞過程進行分析為：當Kp=1.0時，各斷層的相對變位均較??；相對變位曲線在Kp=1.7～2.0時出現(xiàn)拐點，相對變位數(shù)值顯著增大，模型產(chǎn)生初裂；當Kp≥2.3之后 ，相對變位曲線拐點再二次出現(xiàn)，相對變位增長速度再一次增加，沿結構面的相對變位較大，滑動破裂面形成。當Kp=3.0時，基巖出現(xiàn)大幅度變形，壩基下的破壞區(qū)擴大，斷層破壞并貫通，產(chǎn)生向下游滑移失穩(wěn)的破壞趨勢，故超載安全系數(shù)評定為Kp=3.0。壩基中各斷層相對變位曲線見圖5。

圖4 模型試驗壩體順河向變位曲線Fig.4 The deflection curves along river of dam of modle test

圖5 壩基中各斷層相對變位曲線Fig.5 The deflection curves for faults of dam foundation

該壩段超載法試驗模型破壞過程可表述為：Kp<1.8時，無異?，F(xiàn)象；Kp>1.8后，10f2、F31產(chǎn)生裂縫并逐步向下發(fā)展,其中10f2變形更為嚴重；Kp>2.4后，JC6、JC21開裂并逐步向下擴展，與此同時斷層f115和f114開裂并逐步擴展。Kp=3.0時，上述斷層破壞區(qū)域貫通，壩基出現(xiàn)整體失穩(wěn)破壞趨勢。模型最終破壞形態(tài)見圖6。

圖6 模型試驗最終失穩(wěn)破壞示意圖Fig.6 The finally Instability and failure figure of model test

4 有限元分析計算

4.1 計算方法及模型設計

為了對本次三維地質(zhì)力學模型試驗的結果進行驗證，筆者還采用綜合法對該典型壩段進行了ANSYS有限元分析計算，以便將兩者的結果互相驗證[8]。

綜合法是把強度儲備法與超載法相互結合的方法，不僅考慮到材料強度的降低，而且也將荷載超載因素考慮在內(nèi)，更為全面地反映工程的安全程度，所得的抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)為綜合安全系數(shù)Kc。Kc=K1K2。其中K1為失穩(wěn)破壞時的強度降低倍數(shù)，K2為失穩(wěn)破壞時的超載倍數(shù)。

用ANSYS進行有限元計算時，取模擬范圍與破壞試驗的模擬范圍一致，即上游、下游及壩基的模擬范圍分別?。簤胃叩?.5倍、2.0倍和1.0倍，荷載與破壞試驗所加荷載一致，根據(jù)以往工程實例中因工程長期運行所導致軟弱結構面力學參數(shù)降低的情況，各軟弱夾層的物理力學參數(shù)為將抗剪斷強度降低20%之后的數(shù)據(jù)，其他參數(shù)不變。計算時采用Drucker-Prager準則[9]，壩體材料選用單元solid65，壩基巖體材料采用單元solid45，有限元模型見圖7。

圖7 該典型壩段ANSYS計算模型Fig.7 The typical dam section of ANSYS calculation model

在ANSYS計算中取自重應力為模型的初始應力，將各軟弱夾層的抗剪斷強度降低一定程度之后，用綜合法對模型的破壞過程進行分析研究。根據(jù)以往工程實例中因工程長期運行所導致軟弱結構面力學參數(shù)降低的情況，本次計算各軟弱結構面抗剪強度降低倍數(shù)取20%。選用正常蓄水位為有限元計算工況，采用與模型試驗相同的荷載組合。計算模型的荷載加載過程為首先施加1.0倍正常荷載，完成后以0.2～0.3Po為步長分級逐步加載，直至出現(xiàn)整體失穩(wěn)破壞趨勢。

4.2 有限元計算結果及分析

經(jīng)ANSYS計算得，壩體總體順河向變位見圖8。由圖可見，壩體的變位曲線在Kc=1.6時產(chǎn)生拐點，變位數(shù)值有較大的增長，在Kc=2.0時，曲線第二次出現(xiàn)拐點，變位增長速度再一次增加。壩體的豎向變位趨勢與模型試驗所得結果大體相同。對壩基變形及破壞過程進行分析，Kc=1.0時，壩踵附近出現(xiàn)塑性變形。Kc=1.4時，斷層10f2、F31出現(xiàn)塑性破壞，隨著荷載的增加破壞區(qū)域加大，并沿著斷層向壩基深處發(fā)展。Kc=2.0時，斷層JC21出現(xiàn)塑性破壞，并隨著荷載增加沿斷層向深處發(fā)展。Kc=2.2時，JC2出現(xiàn)塑性破壞，各斷層破壞區(qū)域繼續(xù)增大。Kc=2.5時， 斷層f115、f114出現(xiàn)塑性破壞，斷層10f2、JC21的塑性破壞區(qū)進一步發(fā)展，各斷層塑性區(qū)產(chǎn)生相互貫通的趨勢，壩基出現(xiàn)了較大的塑性破壞區(qū)，大壩出現(xiàn)整體失穩(wěn)趨勢，所以綜合安全系數(shù)評定為Kc=2.5，比模型試驗所得Kp=3.0略低?？紤]到綜合法相對超載法多考慮了材料強度降低的情況，有限元計算中揚壓力直接加載到壩底，而模型試驗中揚壓力是以當量荷載加在上游壩面的，且有限元計算中荷載是以點荷載的方式加載，模型試驗則是以面荷載加載，所以模型試驗與有限元計算是存在細微差異的。Kc=2.5時壩基各斷層塑性破壞區(qū)域，如圖9所示。

圖8 有限元計算壩體順河向變位曲線Fig.8 The deflection curves along river of dam of FEM

圖9 Kc=2.5時壩基塑性破壞區(qū)域Fig.9 The plastic damage area of dam foundation when Kc=2.5

5 結 論

(1)依據(jù)模型試驗及有限元計算所得結果,可得壩與地基失穩(wěn)破壞過程如下：隨著超載倍數(shù)的增加，斷層10f2、F31首先出現(xiàn)裂縫，且破壞區(qū)域隨荷載的增加而增大；荷載進一步增長，斷層JC21、JC2出現(xiàn)裂縫；最后，隨著斷層f115、f114的破壞，各個斷層破壞區(qū)域相互貫通，大壩產(chǎn)生向下游 的滑移失穩(wěn)趨勢。針對上述破壞過程，可對斷層10f2、F31、f114、f115和JC21采取固結灌漿、置換混凝土等措施進行加固處理，可防止壩基形成滑動面，起到增強壩基承載力的作用，有效提高壩體的整體抗滑穩(wěn)定性。

(2)本次三維地質(zhì)力學模型試驗所得超載安全系數(shù)為Kp=3.0，ANSYS計算所得綜合安全系數(shù)為Kc=2.5，且兩種方法所重力壩破壞失穩(wěn)過程大體相似?？紤]到綜合法相對超載法多考慮了材料強度降低的情況，且有限元計算中揚壓力直接加載到壩底，而模型試驗中揚壓力是以當量荷載加在上游壩面的，所以模型試驗與有限元計算是存在細微差異的。有限元計算與模型試驗所得結果相互對照，相互驗證。

(3)由于模型試驗采用超載法，ANSYS計算采用綜合法，兩者所得結果相似，ANSYS計算為本次超載法模型試驗的結果提供支持的同時，也為今后綜合法試驗的實施提供參考。

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