锦屏一级水电站码头营地危岩体的稳定性分析

2010-04-23秦永涛

水电站设计 2010年4期

宋慧,杨涛,秦永涛

(1.中国水电顾问集团成都勘测设计研究院,四川成都 610072;2.西南交通大学岩土工程系,四川成都 610031)

1 前言

锦屏一级水电站大坝坝高 305 m,正常蓄水位为 1880 m,电站装机容量为 3200 MW,库容为 77亿 m3,是雅砻江流域规划拟建的最大库容水电站。该水电站地处青藏高原向四川盆地过渡的斜坡地带,河床高程为 1625～1640m,河床比降为 3‰左右,沿河两岸山势陡峻,呈典型高山峡谷地貌景观。

码头营地边坡(约坝 1+182～1+291m,高程1655～1718m)位于泄洪雾化区内,该段边坡为两个小冲沟之间一突出的小山脊上,上游侧冲沟较明显,边坡上缓下陡,在 1715m高程以上坡度 45°～55°,以下坡度约 70°。由于受长期的风化卸荷影响,边坡体发育多条卸荷裂隙,这些卸荷裂隙相互联通构成了岩石边坡失稳块体的边界。一般而言,卸荷裂隙并非规则平面,因此潜在失稳块体的边界也不平直。本文介绍了点安全系数稳定性分析方法,然后采用该方法计算了危岩体的稳定性,并验算了支护后的块体稳定性。

2 码头营地边坡工程地质条件

边坡体基岩裸露,岩性主要为第 8层大理岩,岩层产状 N50°～60°E/NW∠30°～40°,岩层走向与边坡近平行,缓倾山里,边坡为逆向坡。裂隙主要发育第①、④组裂隙。第①组层面裂隙产状 N50°～60°E/NW∠30°～40°,延伸一般 1～3m,间距 30～50cm,裂面多轻度锈染,表层局部微张 0.3～0.5cm;第 ④组裂隙产状 N30°～ 40°E/SE∠70°～80°,延伸一般 1～3m,局部大于 10m,间距 50～80cm,裂面多锈染,张开 0.5～2cm。

该段边坡发育一条长大卸荷裂隙 XL,产状N30°～40°E/SE(NW)∠70°～ 80°,走向与边坡近乎平行,上部靠下游侧张开约 10～20cm,上游侧未见发育,上下延伸约 20m,自坡顶向下延伸至约1672m高程,裂面锈染,局部充填有碎块石。该部位坡体处于强卸荷带内,岩体松弛强烈、破碎。根据对边坡体地质条件的分析,危岩体可能存在以卸荷裂隙 XL为后缘切割面,剪断下部大理岩,向河床内滑塌破坏(见照片 1)。

3 点安全系数计算方法

在数值计算中,破坏面上一点达到塑性破坏,只表明该点在最危险截面上的正应力和最大剪应力间满足屈服准则,但这一正应力并不一定在该点垂直于滑面,即使这一正应力在该点垂直于滑面,也不能保证滑面上的最大剪应力方向与滑动方向一致[1]。因此,滑带上一点达到塑性屈服,并不意味着垂直滑带的正应力和平行滑动方向的剪应力间也满足屈服准则。任何一个滑带单元,都受到相邻滑带单元的约束,其变形需要满足变形协调条件,并不是说,滑带单元全部塑性屈服就意味着滑坡整体安全系数小于 1,滑坡一定会失稳。而只有当所有滑带单元垂直滑面的正应力和平行滑动方向的剪应力间都满足屈服条件时,滑坡才会整体失稳。

照片 1 码头营地危岩体

该点在滑动方向的抗剪强度由下式确定:

式中 τu、σn——分别为滑面抗剪强度和垂直滑面的正应力(以压为正);

c、φ——分别为滑带材料的内聚力和内摩擦角。

滑面上该点的点安全系数 Fp定义为[2]:

式中 τ——滑面滑动方向剪应力,由数值计算结果通过应力分析确定[1]。

滑坡的整体安全系数 F3d定义为:

式中 ne——滑带单元总数;

Fip——单元 i的点安全系数;

SiE——单元 i所代表的滑带面积。

在单元点安全系数计算中,需要得到滑带单元的真实应力状态和单元的滑动方向,计算分为 3步:

(1)计算步 1:全计算域选用弹性本构模型计算坡体的初始应力场;

(2)计算步 2:选用与坡体材料相应的本构模型,滑带采用 Mohr-Coulomb模型,计算坡体实际应力场;

(3)计算步 3:分析计算步 1和计算步2,得到滑带单元节点计算步 2相对于计算步 1的位移增量。

通过上述计算步骤,得到了滑带单元的实际应力状态和单元各节点真实的滑动方向,据此可计算滑带单元的点安全系数和滑坡的整体安全系数。

4 危岩体稳定性

4.1 计算模型

建立危岩体的三维实体模型,并据此划分计算网格,建立计算模型(见图1)。

根据点安全系数的计算理论,计算主要是要得到潜在滑动面的应力场,对应力场影响较大的是滑体(危岩体)的重力和滑动面的抗剪参数。计算中所取的材料参数见表1。滑动面的抗剪强度参数是根据危岩体的破坏特征通过反算确定,是考虑了后缘拉裂面(卸荷裂隙 XL)与底滑面(Ⅳ1类岩体)的空间面积比按加权平均后得到的滑面综合参数。

图1 计算模型

4.2 计算结果

在自重作用下,模型达到平衡后的潜在滑面的点安全系数等值线如图 2所示。滑面最小安全系数略低于 1.0,位于危岩体底部偏下游侧;滑面最大安全系数为 1.18,位于滑面上部偏下游侧。点安全系数的分布符合现场危岩体的破坏特征,表明所选用的计算参数基本符合实际情况。滑面大部分点安全系数为 1.08～1.12,点安全系数对面积的加权平均值(三维整体安全度)为 1.12,表明在自重工况下危岩体的稳定性较差,达不到设计安全系数。点安全系数的分布规律同时也表明,危岩体中部安全系数较小,可能发生自中部开始的失稳,故需优先考虑在中部采取加固措施。

按照规范要求应采用二维刚体极限平衡分析方法确定危岩体的单宽支护力,据此换算整个危岩体总支护力为 4800t,然后采用点安全系数复核危岩体的加固效果。将支护力重点布置在中部,加固后的滑面点安全系数如图 3所示。由于支护力的施加,极大地改善了滑面的应力状态,大大提高了滑面各点的安全系数。除局部极少区域的点安全系数小

表1 材料计算参数

图2 无支护滑面点安全系数等值线

5 结论

对于复杂破坏面的滑坡体(危岩体)由于其滑动面并非规则平面,采用楔形体计算理论评价块体的稳定性结果偏差较大。针对锦屏一级水电站左岸码头营地边坡由多组不规则的风化卸荷裂隙围限出一较大规模的危岩体的实际情况,本文采用点安全系数方法评价块体的稳定性。在地质调查分析的基础上建立块体的数值计算模型,计算获得滑动面的应力状态,对滑动面应力状态进行分析,定义点安全系数。通过点安全系数的分布评价块体的失稳机理,通过点安全系数对破坏面的加权平均值评价块体的整体稳定性。结果表明,底部偏下游侧稳定性于 1.2外,绝大部分滑面的点安全系数均大于 1.2,最大安全系数达到 1.78。点安全系数对面积的加权平均值(三维整体安全度)为 1.41,表明整个危岩体的稳定性已满足设计要求,特别是滑面中部的稳定性得到极大改善,成为整个滑面最稳定的区域。较差,危岩体上部偏下游侧稳定性略高,点安全系数分布特征符合现场宏观变形现象。点安全系数对面积的加权平均值为 1.12,块体稳定性不满足设计要求,需要进行加固。采用 4800t总支护力对危岩体进行加固,支护力重点布置在中部,加固后绝大部分滑面的点安全系数均大于 1.2,最大安全系数达到1.78。点安全系数对面积的加权平均值为 1.41,表明整个危岩体的稳定性已满足设计要求。