均質(zhì)土石壩穩(wěn)定性分析及加固方案研究

吳奇峰

（赫章縣水務(wù)局,貴州 赫章 553200）

0 引言

隨著我國現(xiàn)代化的發(fā)展,我國發(fā)達(dá)區(qū)域?qū)λY源和用電的需求在不斷增大,在我國西部采用水壩發(fā)電已經(jīng)成為大勢所趨。但在我國西部,水壩的建設(shè)需要克服許多復(fù)雜的地理環(huán)境,其中水壩抗震能力尤為重要[1-2]。

國內(nèi)有諸多學(xué)者研究了土石壩的加固方案,其中在壩體1/4 高度處進(jìn)行加固被證實為十分經(jīng)濟有效的措施之一[3-4]。但在已有研究中采用土工格柵[5]與數(shù)值模擬結(jié)合[6],預(yù)測加固結(jié)果的研究還尚屬少見。

本文選擇位于某省赫章縣深溝水庫土石壩進(jìn)行研究,采用有限元對文中涉及的堆石壩進(jìn)行建模計算,討論加筋前后土石壩在動荷載的作用下其動應(yīng)變、動態(tài)加速度、和動應(yīng)力與動力時程間的變化關(guān)系,為實際工程提供指導(dǎo)意義。

1 土工格柵加筋計算原理

土工格柵多采用高分子材料制成,如密度很大的聚乙烯等。高分子材料在加熱后通過擠壓、打孔、冷卻等工藝定型成為格柵狀。在土石混合物中加入土工格柵,可以通過限制土石顆粒的位移增加顆粒間的咬合力和表面摩擦力,總而達(dá)到增大土石構(gòu)筑物力學(xué)強度的目的。擋土體和石塊的滑動位移受到限制后,變相的增大了土石顆粒間的粘聚力,大大提高了構(gòu)筑體的穩(wěn)定性。目前學(xué)者的研究表明土工格柵增強構(gòu)筑體的穩(wěn)定性主要原因有二,一是利用了顆粒間的摩擦力達(dá)到加筋的目的,二是限制顆粒間位移,增大了粘聚力。

根據(jù)已有研究結(jié)論發(fā)現(xiàn),對加筋土與未加筋土體進(jìn)行三軸剪切試驗,比較試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)未加筋土體的正應(yīng)力與主應(yīng)力在圍壓的作用下達(dá)到了極限平衡狀態(tài)；而加筋土在相同的受力條件下未達(dá)到極限受力平衡狀態(tài),并且仍處于彈性變形的階段,這一實驗結(jié)果說明土體在加筋后力學(xué)強度有顯著的提高。

2 計算方法

2.1 壩體建模

本文選擇位于某省赫章縣深溝水庫土石壩進(jìn)行研究。大壩的主體由礫石和黏土堆砌而成,為典型的碾壓土石壩。大壩上游和下游的坡度比為1∶2,最大壩高為27 m,壩頂?shù)淖畲髮挾葹?.1 m。大壩的心墻為土石墻,壩底寬度127 m,心墻頂端最大寬度6.5 m,坡比為1∶2。心墻的上游和下游分別設(shè)置了不同厚度的反濾層和過渡層,過渡層的厚度為22 m。土工格柵設(shè)置在頂區(qū)域,具體位置見圖1（a）。土工格柵采用平鋪的方式對壩頂向下6 m~50 m 范圍進(jìn)行加筋防護,格柵置于礫石層內(nèi),不埋設(shè)在過度層和反過濾層之內(nèi),土工格柵的最大分布間距為2.5 m。

圖1 加筋壩體典型剖面圖

本文采用有限元對文中涉及的土石壩進(jìn)行建模計算,在建模過程中將采用相同的區(qū)域作為一個整體模塊,便于在進(jìn)行模擬計算時進(jìn)行靜力分析和附件參數(shù)值。在進(jìn)行土石壩的抗震計算分析時,假設(shè)土工格柵在發(fā)生破壞時承受極限抗拉強度等值的力學(xué)強度,加筋后的土石構(gòu)筑體在模型中僅以堆石的外觀出現(xiàn),在進(jìn)行分析計算時,對加筋后的堆石壩體附加粘聚力數(shù)值,但內(nèi)摩擦角與普通未加筋堆石壩保持一致,模型見圖1（b）。

2.2 地震波

大壩在設(shè)計時采用的水平向基巖加速度最大值為0.401 g,這一數(shù)值超過規(guī)定數(shù)值的2%,本文在進(jìn)行杜正波模擬時采用水平行向與豎向雙向輸入的方式進(jìn)行,但是地震波的加速度僅設(shè)置為最大加速的的66%,采用相同的相位進(jìn)行振動的施加,沿河床方向的振動加速度時程變化曲線見圖2。

圖2 振動加速度時程變化曲線

2.3 土工格柵抗拉強度

本文選用的土工格柵的最大抗拉強度超過260 MPa,縱向最大抗拉強度超過160 kN/m,極限狀態(tài)下延伸率可達(dá)8%。考慮到在施工過程中物理損傷和性能削減,文中調(diào)整土工格柵的最大可變性能力為7%,定義縱向的單條最大抗拉強度為100 kN/m,綜合上述分析,最終選用單條SR-55 土工格柵,其具體的參數(shù)為：肋條寬度最小為6 mm,平均厚度1 mm,橫肋最大寬度為15 mm,縱肋平均長度為160 mm,最大網(wǎng)孔寬度為15 mm,出廠彈性模量約3.8 GPa,隨應(yīng)變的增大彈模逐漸減小。單條SR-55 土工格柵的縱向拉伸試驗結(jié)果見圖3。

圖3 土工格柵的縱向拉伸試驗結(jié)果

在進(jìn)行對加筋土石壩模擬計算時采用等效附加原理進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。在進(jìn)行模擬計算時假設(shè)水壩是處于蓄滿水的狀態(tài),并將整個壩體的應(yīng)力計算過程劃分為14 個區(qū)域,及將構(gòu)成壩體的材料分為14 層填筑,水庫的蓄水過程也分為3 個階段。水壩處于正常蓄水為時,水位以下部分的壩體材料采用浮密度計算附加值,在模擬計算過程中忽略水在壩體中的滲流作用對計算結(jié)果的影響。在施加動荷載后,進(jìn)行動力學(xué)計算時,將覆蓋壩體的材料均采用等效粘彈性動力學(xué)本構(gòu)模型進(jìn)行代換。在計算過程中將土石構(gòu)筑體當(dāng)做彈性體進(jìn)行分析,并在計算模型中引入阻尼比λ和等效彈性模量兩個參數(shù)來表達(dá)土石構(gòu)筑體在動荷載的作用下,動應(yīng)變與動應(yīng)力之間的變化關(guān)系。采用等效替代法獲取的計算應(yīng)變函數(shù)的自變量與應(yīng)變量之間多表現(xiàn)出非線性變化的關(guān)系。根據(jù)這一關(guān)系,將土石構(gòu)筑體的動應(yīng)變化簡化為動剪應(yīng)力τ和動剪應(yīng)變γ,發(fā)現(xiàn)這兩者存在雙曲線的變化關(guān)系,其表達(dá)式為：

這樣土石壩的動彈性泵后模型就可以采用雙曲線的形式表達(dá)。根據(jù)加筋后土石壩的動彈性試驗可以發(fā)現(xiàn),通過最大的動剪切模量和阻尼比的變化可以反映出在動力試驗過程中動應(yīng)力與動位移的變化關(guān)系。采用等價線性法對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn),與未加筋的土石壩相比,加筋后土石壩的最大剪切模量增大了6%。

3 試驗結(jié)果

3.1 壩體動力反應(yīng)分析

當(dāng)水壩處于正常蓄水水位時,對土石壩進(jìn)行動響應(yīng)試驗.水平向位移與豎直向位移均為大壩水位線位于正常水位的計算結(jié)果。通過比較可以發(fā)現(xiàn)大壩水位線位于正常水位后水平向位移與豎直向位移對應(yīng)的動應(yīng)力和位移值基本一致。壩體心墻最大沉降發(fā)生在距離大壩頂端向下約1/3 的位置,并且出現(xiàn)在大壩上游的位置,有向著下游發(fā)展的趨勢。在大壩上游水壓的作用下,壩體內(nèi)部的水平位移水流的方向向下游呈增大趨勢,最大水平位移出現(xiàn)在距離大壩頂端向下約1/2的位置,且出現(xiàn)在大壩上游的位置。加筋后土石壩的最大動內(nèi)應(yīng)力有所下降,答題的應(yīng)力分布趨勢和位置沒有變化,在壩體的上游側(cè)出現(xiàn)了小范圍的受力變形區(qū)域。

模擬計算過程中的動荷載,分析加筋前后土石壩在動荷載的作用下其動應(yīng)變、動態(tài)加速度、和動應(yīng)力與動力時程間的變化關(guān)系曲線,由圖1（a）在壩體的上游和下游各布置了3 個檢測點位,分別是上游P1、P2、P3,和下游P4、P5、P6,具體點位分布如圖1（a）所示。

通過有限元的計算結(jié)果分析得出,采用土工格柵對土石壩進(jìn)行加筋,施加動荷載后加筋前后的土石壩加速度和動態(tài)位移基本沒有差別。圖4 中給出了P1 監(jiān)測點在加筋前和加筋后的水平向動態(tài)位移變化曲線。比較6 個監(jiān)測點的變化曲線可知,由于壩頂?shù)摹氨耷省毙?yīng),使得壩頂以下區(qū)域在動態(tài)荷載的作用下,其動態(tài)加速度和動態(tài)位移僅表現(xiàn)出壩高越高加速度越大的變化趨勢。由圖4 可知,P1 監(jiān)測點的水平加速度最大值增大了3.89 倍,水平位移最大值為48.1 cm；P5監(jiān)測點的豎直向加速度最大值增大了3.93 倍；豎直向位移最大值為13 cm,發(fā)生在P2 監(jiān)測點。

圖4 P1 監(jiān)測點在加筋前和加筋后的水平向動態(tài)位移變化曲線

將6 個監(jiān)測點的動應(yīng)力用下時程曲線疊加處理,分析比較加筋前后土石壩的動態(tài)時程變化情況。觀察P2、P4、P5等三個監(jiān)測點可以發(fā)現(xiàn),加筋處理后土石壩在承受動態(tài)力的初始時刻的靜力平衡轉(zhuǎn)態(tài)的應(yīng)力要大于加筋之前,這一變化導(dǎo)致疊加后的時程數(shù)值在加筋后要大于加筋之前。但對于動應(yīng)力變化而言,加筋并未從總體方面提高土石壩基體的動態(tài)受力表現(xiàn)。位于非加筋區(qū)域的監(jiān)測點,動應(yīng)變的時程疊加未受到加筋區(qū)域的影響。圖5 中展示了加筋前后P2 和P6 監(jiān)測點正應(yīng)力時程疊加變化曲線。

圖5 加筋前后P2 和P6 監(jiān)測點正應(yīng)力時程疊加變化曲線

綜上所述,對土石壩進(jìn)行加筋處理,在受到動態(tài)荷載作用時,加筋部分動應(yīng)力的提高主要是由于在靜態(tài)受力過程中堆石彈性模量增加導(dǎo)致的。

3.2 格柵受力分析

將圖1（b）中中埋入堆石的土工格柵進(jìn)行排序編號,進(jìn)行分析,上游的柵格編號為1~23,下游的柵格編號為24~46。圖6 中展示了在動態(tài)荷載后各個編號土工格柵的動應(yīng)變最大值。由圖6 可知,位于土石壩下游的土工格柵隨著鋪設(shè)高程的降低,土工格柵承受發(fā)生的應(yīng)變逐漸增大,其中46 奧格柵發(fā)生的動應(yīng)變最大為0.15%。在土石壩上移,動應(yīng)變最大處發(fā)生在編號為14 的土工格柵,最大動應(yīng)變?yōu)?.11%,并且編號14 以下的格柵動應(yīng)變逐漸減小。

圖6 各個編號土工格柵的動應(yīng)變最大值

在動荷載的作用下,發(fā)生動應(yīng)變的各土工格柵的應(yīng)力最大值曲線見圖7。由圖7 可知46 號格柵和14 號格柵承受了土石壩兩側(cè)最大的拉應(yīng)力,分別為1.3 kN/m 和0.9 kN/m。綜合比較可以看出,在土石壩受到動荷載作用時發(fā)生的動應(yīng)變要遠(yuǎn)小于土工格柵的極限協(xié)調(diào)形變值7%,同時也可以發(fā)現(xiàn),土工格柵承受的最大拉力要遠(yuǎn)小于100 kN/m,因此次加固方案完全可以滿足文中土石壩的加固。

圖7 土工格柵的應(yīng)力最大值

4 結(jié)論

本文采用有限元對文中涉及的土石壩進(jìn)行建模計算,分析加筋前后土石壩在動荷載的作用下其動應(yīng)變、動態(tài)加速度、和動應(yīng)力與動力時程間的變化關(guān)系,研究結(jié)果表明：

（1）由于壩頂?shù)摹氨耷省毙?yīng),使得壩頂以下區(qū)域在動態(tài)荷載的作用下,其動態(tài)加速度和動態(tài)位移僅表現(xiàn)出壩高越高加速度越大的變化趨勢。

（2）加筋處理后土石壩在承受動態(tài)力的初始時刻的靜力平衡轉(zhuǎn)態(tài)的應(yīng)力要大于加筋之前,這一變化導(dǎo)致疊加后的時程數(shù)值在加筋后要大于加筋之前。但對于動應(yīng)力變化而言,加筋并未從總體方面提高土石壩基體的動態(tài)受力表現(xiàn)。

（3）綜合比較可以看出,在土石壩受到動荷載作用時發(fā)生的動應(yīng)變要遠(yuǎn)小于土工格柵的極限協(xié)調(diào)形變值7%,同時也可以發(fā)現(xiàn),土工格柵承受的最大拉力要遠(yuǎn)小于100 kN/m,因此次加固方案完全可以滿足文中土石壩的加固。