汶川地震对冶勒大坝右岸抗渗稳定性的影响评价

郑培溪，崔会东，刘俊林，赵 静

（1.云南鲁布革顾问有限公司，云南 昆明 650051；2.武汉大学水资源与水电工程科学国家重点实验室，湖北 武汉 430072）

0 前言

冶勒水电站位于四川省西部南桠河上游，地处四川省凉山州冕宁县和雅安市石棉县境内，为南桠河流域梯级规划 “一库六级”的龙头水库电站。坝址位于安宁河活动断裂带的北段，库区距下游安宁河活动断裂西支约2 km，属外围强震波及区。库坝区地震基本烈度为Ⅷ度，设计烈度为9度，设计地震加速度值高达0.45 g。

冶勒水电站沥青混凝土心墙堆石坝最大坝高124.5 m，为国内外已建同类工程的第三高坝。坝顶高程2 654.50 m。大坝地质条件特殊，左岸坝基为石英闪长岩基础，河床及右岸坝基为深厚覆盖层基础，最大厚度超过420 m，开高坝软基础之先例。左右岸基础严重不对称。左岸坝基采用 “混凝土防渗墙+灌浆帷幕”全封闭防渗；河床坝基采用深入相对隔水层5 m的悬挂式混凝土防渗墙防渗；右岸坝基采用 “混凝土防渗墙+灌浆帷幕”相结合的悬挂式防渗体系，最大防渗深度大于200 m。同时，右岸坝肩为单薄山体，沿坝轴线方向仅长230 m左右，正常蓄水位高程宽约250～300 m，且山体内地下水位较高。右岸基础防渗处理难度 “国内罕见，国际少有”[1]，给工程设计及施工带来了挑战。

冶勒大坝距 “5.12”汶川地震震中258 km，地震发生时，冶勒工程区有明显震感。右岸抗渗稳定性关系到整个大坝的正常运行性态。本文拟从渗流量及渗流场变化、坝基覆盖层液化以及防渗墙地质雷达检测结果等3方面分析评价汶川地震对冶勒大坝右岸抗渗稳定性的影响。

1 渗流及强震监测布置

冶勒大坝地质条件复杂，特别是右岸为超深覆盖层，山体单薄，渗流是监测的重点，为此设计布置了较为完善的渗流监测系统。在右岸施工排水廊道、右岸8号沟等不同部位共布置12个量水堰，用于监测右岸的渗流量。在下游盖重坡脚处布置量水堰监测左岸及坝体坝基渗流量。整个大坝共布置量水堰13个。在右岸防渗墙前后以及山体内共布置绕渗孔7个、地下水位观测孔13个，用于监测右岸的渗流场。

同时，因冶勒大坝坝址位于高地震烈度区，坝基地质条件差，坝体内部结构复杂，有必要建立强震监测台站以随时记录坝体地震动力响应，为大坝的抗震安全性[2]提供保障。按照大坝的强震仪布置原则[2]，冶勒大坝强震监测台阵的9台强震仪基本沿大坝坝顶和最大断面布置。其中6台强震仪监测主坝表面地震反应；灌浆平洞强震仪监测左岸基岩的地震情况；1台监测右岸副坝的地震反应；由于大坝的沥青混凝土心墙很薄，在监测廊道内的最大断面位置布置1台强震仪以监测心墙附近的地震反应情况。

2 地震影响分析

2.1 右岸渗流量及渗流场

2.1.1 渗流量

汶川地震前后大坝各部位的渗流量见表1。

从表1可以看出：

（1）大坝各部位的渗流量与库水位基本呈正相关。总渗流量在库水位为最高水位 （2 650.45 m）时，为336.76 L/s，最低水位 （2 599.48 m）时，为78.71 L/s，量值偏大，但均小于设计渗流量控制指标500 L/s[1]。

表1 地震前后冶勒大坝下游渗流量特征值统计

（2）右岸存在绕坝渗流现象。大坝右岸渗流量（右岸施工排水廊道与右岸8号沟之和）在最高水位及最低水位时分别占总渗流量的76.9%、52.2%，说明右岸存在绕坝渗流，这与冶勒大坝右岸为深厚覆盖层的特殊地质条件相一致，也与设计计算结果吻合，属较正常现象。

（3）汶川地震前后，大坝各部位渗流量变化均较小。地震前 （5月11日）总渗流量为79.40 L/s，地震后 （5月12日）总渗流量为78.71 L/s，减少了0.69 L/s。后期随库水位上升有所增大。渗流量变化正常。

2.1.2 渗流场

地震前后右岸地下水位异常升高的14号长观孔（GC14）的特征值见表2，并绘出地震前后右岸渗流场 （见图 1、 2）。

表2 地震前后冶勒大坝右岸GC14地下水位特征值统计

由表2和图1、2的监测成果可知：

（1）位于大坝下游右岸山体内的GC14，即图1、2中水位最高点，在埋设初期稳定水位即达2 654.31 m （2006年4月22日），后期最高水位为2 664.74 m （2007年7月18日），远高于库水位，且随库水位升降而增减。工程勘察资料揭示，GC14孔底花管段基本处于覆盖层第三岩组Q32-1（Ⅲ），该岩组为弱透水卵砾石层与极弱透水的粉质壤土互层，具有弱透水层与局部隔水层相间的分布特点，为囊状承压水，且与下游水力联系不紧密，以致该孔地下水压力较大。

图1 地震前 （2008-05-08，库水位2 600.18 m）冶勒大坝右岸渗流场

图2 地震后 （2008-05-17，库水位2 602.06 m）冶勒大坝右岸渗流场

（2）汶川地震前后 （2008年5月8日～15日），库水位在2 600.18～2 601.15 m之间变化，平均上升0.97 m，而GC14水位却迅速上升，由2 639.24 m上升至2 645.56 m，上升幅度达6.32 m。从地震后的变化速率来看，5月12日～15日，库水位变化速率分别为-0.35、-0.08、0.88 m/d，而GC14地下水位均为上升，上升速率分别为0.26、2.24、1.56 m/d。自5月16日起，GC14地下水位上升幅度及上升速率渐缓，到5月19日，GC14地下水位基本恢复正常。分析原因主要是GC14花管段所处地层结构特殊，为囊状承压水，且与下游水力联系不紧密，受地震影响，GC14花管段所在覆盖层局部孔隙瞬间变密实或土体塌落堵塞下游通道，从而导致水位持续上升。

（3）虽然地震后冶勒大坝右岸局部地下水位有所升高，但渗流场未发生整体改变，说明右岸单薄山体的稳定性并未受到实质性影响。

2.2 坝基覆盖层液化判别

目前国内外应用最广泛的评定土石坝坝体及其坝基的地震液化可能性的方法就是抗液化剪应力法[3]。冶勒大坝河床及右岸地基为深厚覆盖层，在强震作用下存在液化的可能性。因此，根据汶川地震中强震仪所取得的地震资料，对冶勒大坝坝体材料及地基覆盖层土体参数进行反演，利用反演所得的动力参数对大坝进行三维非线性有限元动力分析，从而获得坝基覆盖层动剪应力比，并据此判断是否会发生液化。

2.2.1 动力计算本构模型

动力计算采用哈丁双曲线本构模型[4]，把土体视为粘弹性体，采用等效弹性模量 （E或G）和等效阻尼比 （λ）这两个参数来反映土体动应力—动应变关系的非线性与滞后性，并且将模量与阻尼比均表示为动应变幅的函数， 即 Ed=Ed（εd）和 λ=λ（εd），或 Gd=Gd（γd）和 λ=λ（γd）， 同时考虑静力固结平均主应力的影响。哈丁等人根据试验资料综合分析提出

式中，Gd为动力剪切模量，σ0′为平均有效应力，（K2）max为计算参数。

λ从应力应变滞回圈的几何特征出发得到

式中，λmax可根据试验确定；γd为动剪应变；γf为参考应变。

哈丁等又得出

式中，N为循环加载次数。

2.2.2 有限元模型

由于冶勒大坝坝址地形地质条件极其复杂，为了比较合理地考虑深厚覆盖层的影响，本次计算模型选取了大范围的覆盖层地基。有限元模型向上、下游方向取至距坝脚2倍坝高，右岸向右延伸3倍坝高，底部取至大坝建基面以下2倍坝高[5]。模型侧边取法向约束，底面取全约束。网格剖分时主要采用8节点6面体单元，单元总数共13 624个，节点总数16 113个。

2.2.3 材料参数反演

反演分析是以现场量测到的反映系统力学行为的物理信息量 （如位移、应变、应力等）为基础，通过反演模型，反演推算得到该系统的各项或者部分初始参数。最终目的是建立一个更接近现场实测结果的理论预测模型，以便能够较正确地反映或者预测结构的某些力学行为[6]。

本文针对强震仪所测得的某次地震情况下的加速度进行材料参数反演分析，选用直接法，利用ADINA（Automatic Dynamic Incremental Nonlinear Analysis）有限元软件完成正算过程，以最小二乘法[7]作为控制迭代精度的工具。针对每个变量进行反演的流程见图3。

图3 反演分析流程

由于目前冶勒大坝强震监测资料有限，本次计算共反演4个参数，分别为坝体和覆盖层的（K2）max和λmax。采用上文所述有限元模型，以冶勒大坝地震监测台阵记录的2007年10月23日18:05:32发生的震中距小于20 km的2.6级地震为样本值进行反演分析，得到动力计算的材料参数见表3。

表3 动力计算哈丁模型计算参数

2.2.4 地震波确定

以平洞位置记录的汶川地震主震作为冶勒大坝基岩地震输入波进行动力时程计算。地震输入波三向加速度时程变化见图4，顺河向、横河向、竖直向峰值加速度分别为-1.1968×10-2g、 1.0250×10-2g、7.170×10-3g。 持续时间为 124.4 s。

图4 基岩地震输入波三向加速度时程变化

2.2.5 坝基覆盖层液化分析

液化判别的关键在于正确地确定出地震剪应力（τe） 和抗液化剪应力 （τd）。 整理计算坝基动剪应力比（τmax/σ0′）值，由τe=0.65τmax可得实际的地震剪应力（τe/σ0′）。参照实验室土样液化试验，求得土样的抗液化剪应力（τd/σ0′），τd为试验中产生液化需要施加于破坏面上的往返剪应力幅值 （指循环过程中的剪应力幅值）。如果τd/σ0′大于τe/σ0′，则该处无液化的可能性，否则，将会引起液化[8]。

本文通过有限元动力计算，求得冶勒大坝河床最大断面 （0+220.00 m）及右岸断面 （0+320.00 m）坝基覆盖层在汶川地震主震中的动剪应力比情况（见图 5、 6）。

图5 河床0+220 m断面覆盖层动剪应力比等值线

图6 右岸0+320 m断面覆盖层动剪应力比等值线

从图5、6中可以看出，在汶川地震主震作用下，河床及右岸坝基覆盖层动剪应力比等值线基本呈水平分布，并在坝基附近很小范围内均出现数值相对较大的区域。但是总体上较小，小于0.5。参照冶勒水电站设计报告，冶勒大坝坝基粉质壤土层抗液化剪应力比（τd/σ0′）为0.830，大于计算所得动剪应力比，因此不会发生液化。

2.3 防渗墙地质雷达检测分析

为检测大坝右岸防渗墙是否受汶川地震影响而出现裂缝及渗漏通道，在汶川地震后，对右岸防渗墙进行了地质雷达检测，分别在防渗墙施工廊道（坝0+310 m至0+610 m段）沿廊道的拱顶、上游腰线、防渗墙轴线及下游拱角与腰线间平行洞轴方向布置4条雷达检测线。

检测结果表明：

（1）防渗墙雷达图像清晰度明显高于廊道拱顶，电磁波呈弱反射，表明防渗墙测试范围内混凝土基本密实。

（2）廊道上游腰线、下游拱角与腰线间测线主要是含水较多，雷达图像上有大面积白色强反射。拱顶、下游拱角与腰线间两测线含水较多的桩号段基本一致，表明渗水有一定的联通性。这与施工开挖揭示的右岸地下水丰富的实际情况基本吻合。上游腰线反应的含水区域较多，由于其处在迎水面，属较正常现象。

（3）地质雷达检测未发现防渗墙存在横向贯穿性渗漏裂缝，说明防渗墙防渗性能良好。

3 地震影响评价

（1）汶川地震前后，冶勒大坝各部位渗流量变化较小。渗流量由震前 （5月11日）的79.40 L/s，变为震后 （5月12日）的78.71 L/s，仅减少了0.69 L/s，后期随库水位上升逐渐增大。同时，右岸花管段位于囊状承压水中的地下水位观测孔GC14受地震影响，局部孔隙瞬间变密实或土体塌落堵塞下游通道，导致水位短期内迅速上升，至5月19日基本恢复正常，而其余部位地下水位并未发现异常。说明地震对右岸局部地层确有轻微影响，但未对右岸渗流场产生实质性影响。

（2）有限元动力计算结果表明，汶川地震主震作用下，冶勒大坝坝基覆盖层动剪应力比最大值为0.5，小于抗液化剪应力比0.83，不会发生液化。

（3）右岸防渗墙地质雷达检测，未发现防渗墙存在横向贯穿性渗漏裂缝。说明在汶川地震后，作为大坝防渗系统重要一环的右岸防渗墙，保持了完整性，防渗性能良好。

（4）总体来看，由于汶川地震时，冶勒水库蓄水位较低 （2 599.48 m，低于死水位2 600.00 m），同时冶勒大坝处于汶川地震Ⅵ度区 （低于设计烈度9度），因此地震未对冶勒大坝右岸整体抗渗稳定性产生明显的不利影响。

［1］ 郝元麟，何顺宾.冶勒沥青混凝土心墙堆石坝设计［C］//贾金生，陈洪斌.中国大坝技术发展水平与工程实例.北京：中国水利水电出版社，2007.

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［4］ Hardin B O,Drnevich P V.Shear Modulus and Damping in Soils Design Equations and Curves［J］.Journal of Soil Mechanics and Foundations Division,1972（7）:667-691.

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［6］ 杨林德.岩土工程问题的反演理论与工程实践［M］.北京：科学出版社，1999.

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［8］ 肖伟，李泰来，黄臣虎.堆石坝地震响应和地基液化分析［J］.岩土力学，2008，29（增刊）:155-160.