江坪河水电站进水口顺层岩体边坡支护结构受力特性及稳定性研究

冯树荣，蒋中明，秦卫星，赵红敏，蔡昌光

(1.中南勘测设计研究院，水能资源利用关键技术湖南省重点实验室，湖南长沙 410014;2.长沙理工大学水利工程学院，湖南长沙 410004)

大型岩质高边坡工程中，预应力锚索几乎是不可或缺的治理措施之一［1］。为研究锚索及抗滑桩对边坡稳定性的影响，许多学者进行了大量研究［2］。赵青对预应力锚索抗滑桩中的预应力损失值进行了计算，为边坡支护结构受力分析提供了参考［3］。戴自航根据一些抗滑桩模型试验和现场试桩实测试验结果，针对滑坡体岩土体性质不同，推导了相应的滑坡推力和土体抗力分布函数，为抗滑桩内力的进一步求解提供借鉴［4］，此外，他还研究了预应力锚固抗滑桩内力计算有限差分法［5］。在数值方法中，抗滑桩的处理方式有两种，一种是将抗滑桩处理成杆件单元，如FLAC3D软件中的Pile单元。另一种是将抗滑桩按实体单元处理。对于大截面尺寸抗滑桩(如3.0m×5.0m)，采用基于杆件受力特性分析的Pile单元不能完全反映大截面尺寸桩的实际受力状态［6～7］，因此抗滑桩采用实体单元更合理。

预应力锚索模拟方式主要有杆单元和抗剪强度等效两种方法［8～11］。采用提高抗剪强度参数模拟锚索加固效应的方法较为粗糙，而在三维有限元方法中采用杆单元模拟系统锚杆和锚索，其计算工作量太大，有时甚至不收敛，给数值计算带来困难。基于有限变形分析的FLAC3D软件可以较好解决锚杆锚索的逐一模拟问题，其建模方法简单，计算效率较高［7］。

对于岩体结构相对复杂的岩体边坡来说，由于岩体受各种结构面切割作用，支护结构呈现空间差异化受力特点，且支护结构构件多呈现受力复杂多变性，如何全面评估考虑空间效应条件下支护结构自身的安全性以及支护结构空间受力差异性条件下边坡的稳定性显得尤为需要。王根龙等［12］提出了考虑层间错动的顺层岩质边坡极限分析上限法，为顺层岩体边坡的稳定性评价提供了新途径。唐良琴等［13］采用块体分析法研究了地层岩性、坡体结构以及结构面组合等相互影响条件下金川水电站进水口边坡稳定性，但稳定性分析没有考虑支护结构的影响。为此，本文拟结合江坪河水电站进水口顺层岩体边坡支护系统的受力特性分析，研究岩体顺层地质构成对支护结构空间受力特性的影响以及边坡在支护结构作用下的稳定性。

1 工程概述

江坪河水电站枢纽进水口边坡分布为薄—中厚层灰岩夹泥质、白云质灰岩。白云质灰岩中顺层溶蚀、溶滤严重，存在溶蚀、溶滤垮塌堆积层，岩体呈强风化状，出露于边坡的中上部。进水口边坡被F1、F11、F331、层间错动以及泥化夹层等软弱结构切割，构成了顺坡向潜在滑动组合体。

进水口边坡开挖高度80.2m，分6级开挖;进水口平台后为铅直坡，高度26.2m，第二级坡坡率1:0.25;第三级以上坡率为1:0.75。根据极限平衡分析的研究成果，进水口边坡在开挖和运行过程中的稳定性较差，不能满足边坡安全稳定的需要，设计对进水口边坡采取了锚索和抗滑桩的综合处置方案。每级边坡中布置2～3排长45.0m， 2000kN预应力锚索(第一批)，间、排距6.0m。403.8m高程平台以下边坡布置 2000kN无粘结预应力锚索(第三批)，间距7m;平台外侧布置2排15根3.0m×5.0m，长度为42.0～57.0m的抗滑桩。

图1 进水口边坡平面布置图Fig．1 Layout of the slope in intake

图2 ①引水洞轴线地质剖面图Fig．2 Geological profile alone axial line of ①

截止2009年2月，预应力锚索监测成果显示，在进水口平台以上的边坡开挖完成后，抗滑桩施工之前，边坡中部分预应力锚索轴力出现大幅度增加，其中分布于①号引水洞轴线剖面460.0m和445.0m高程平台的预应力锚索轴力实测分别达到 2388kN和 2552kN，超过预应力锚索设计吨位。为此，工程对进水口平台后边坡增加了第二批4排共计34根 2000 kN预应力锚索进行加固。考虑到边坡地质条件的复杂性以及进水口平台在运行期承受的荷载将对403.8m平台以下边坡预应力锚索及抗滑桩产生较大的作用力，为防止进水口边坡和支护结构在运行期出现不安全状态，采用三维数值分析方法对边坡稳定性及支护结构安全性进行全面分析评价，为边坡加固措施的优化设计提供依据。

2 三维数值模型建立

2.1 几何模型

江坪河进水口岩体边坡计算区内断层及结构面分布较多，建模时对规模较大的断层F1，F11，F331以及泥化夹层fn25，fn13和fn23等软弱结构面按实体单元建模进行模拟。开挖前计算模型单元数为 275571个，节点数为 57578个;开挖后单元数 272928个，节点数 56148个。预应力锚索单元 1955个，节点 2122个。抗滑桩系统实体单元数 6815个，节点数 10427个。图3为进水口边坡三维网格和预应力锚索单元，图4为抗滑桩三维网格图。

图3 边坡开挖后的三维网格(局部)及锚索分布Fig．3 Grid and cable distribution of the excavated slope

2.2 力学模型及计算参数

本构模型:边坡岩体、断层和泥化夹层等实体单元均采用摩尔库仑弹塑性本构模型，抗滑桩和锚索采用线弹性材料本构模型，抗滑桩和岩体之间设置接触面单元。

计算参数选取:根据地质报告建议值，结合边坡变形及锚索轴力的监测值进行反分析后，确定的相关力学参数取值见表1。

图4 抗滑桩三维网格Fig． 4 3D grid of an anti-slide pile

表1 岩体力学参数计算采用值表Table 1 Calculation parameters for rock mass

表2 砼和锚索力学参数表Table 2 Mechanical parameters for the concrete and cable

2.3 计算工况

施工期:403.8m平台以上边坡开挖→加第一批锚索→加第二批锚索→加第三批锚索和抗滑桩→进水塔施工。数值计算时，上述过程分别进行计算模拟，即前一施工步骤计算达到平衡后，再进行下一步的施工过程模拟。

运行期:正常蓄水位(470.0m)、水位骤降(470.0m降到427.00m)以及地震(地震烈度为Ⅵ，水平加速度0.05g)。

3 锚索轴力空间分布分析

①号引水洞剖面边坡的4级坡中分别布置了4只预应力锚索测力计(图2)。考虑到施工过程中边坡坡体后期变形将引起预应力锚索轴力的逐步增加，因此在锚索施工时，锁定张拉轴力一般较设计轴力小。实际施工时，由于种种原因，安装了测力计的不同预应力锚索之间的张拉锁定吨位略有不同，总体上按设计吨位 2000kN的80% ～90%( 1800～ 1900kN)控制。

图5为边坡预应力锚索轴力在施工期间的实测变化过程。由图5可知，由于预应力锚索施工时间上存在的差异性，导致了边坡中不同位置预应力锚索的轴力变化也不相同。总体上边坡上部台阶中的预应力锚索由于施工时间早，后期边坡下部岩体开挖将引起上部岩体继续产生卸荷变形，从而导致边坡上部岩体中的预应力锚索(DP1-1和DP1-2)的锚索轴力在后期出现较大的增加幅度。而位于进水口平台直立坡中的预应力锚索在边坡岩体开挖完成后才进行安装施工的，此时边坡变形绝大部分已经完成，故该部位锚索轴力值变化不大。

图5 锚索轴力过程线Fig．5 Axial force of the pre-stressed cable vs time

锚索测力计(DP1-1和 DP1-2)显示，位于465.0m高程和445.0m高程平台上的锚索轴力在2008年10月25日后出现短期大幅度的增加，随后轴力变化趋于平稳。此间，进水口所在地区发生了一次较大的降雨过程，锚索轴力的突然增加估计与此有关。考虑到这一影响因素，对于泥化夹层结构面采用浸水软化后的强度进行分析。

为了全面分析后期施工对边坡变形及稳定性的影响，采用基于位移及锚索轴力实测值的反演分析法获得的岩体力学参数，对边坡及相应支护结构的受力特征进行了分析。表3为预应力锚索实测值和计算值对比情况。由表3可知，三维数值计算得到的进水口平台开挖完成后，抗滑桩施工前的预应力锚索轴力分布与实测值吻合程度良好，表明采用的分析方法完全可以反映边坡及锚索施工期的受力性态。以此为基础，进行边坡后期支护结构的内力分析是合理可行的。

表3 锚索轴力计算值与实测值对比(kN)Table 3 Measured and calculated data of the axial force of the pre-stress cable(kN)

表4给出了在进水口施工完成后、蓄水前的增加的第二批34根预应力锚索轴力值。表中第1排高程为463.75m，第2排高程为454.75m，第3排高程为450.25m，第4排高程为440.5m。由于新增的预应力锚索长度达60m，且穿越了 F1，F11，F331断层，因此预应力锚索轴力总体上都有较大幅度的增加，且进水口边坡上部和靠近①号引水洞附近岩体中预应力锚索轴力明显大于其它部位的锚索轴力值。450.25m高程靠山体内侧的第一根预应力锚索轴力值最大，达到 2581.5kN，超过设计值( 2000kN)的29%。

表4 第二批预应力锚索轴力(kN)Table 4 Axial force of the second pre-stress cable(kN)

403.8m高程平台以下预应力锚索轴力普遍较小，基本上都小于 2000kN。由于本次方案中，抗滑桩桩顶与厚度4.0m的进水塔底板连成一个整体，大大增加了抗滑桩的抗变形能力，因而限制了进水口平台以下坡体的变形，因此403.8m高程平台以下预应力锚索轴力在开挖卸荷和进水塔自重作用下轴力只是略有增加，但增加幅度较小。

在运行期，边坡预应力锚索轴力值在库水位、水位骤降以及地震作用下，预应力锚索的轴力大小分布规律与蓄水前基本相同，但锚索轴力值在枯水压力作用下会产生相应的增减。

正常蓄水情况下，445m高程以下的第一批锚索轴力较蓄水前降低，边坡中部分锚索产生预应力松弛现象。445m高程以上第一批锚索和第二批锚索的轴力则有所增加。水下部分预应力锚索轴力的降低，表明蓄水有助于有效控制坡面向临空方向的变形，增加边坡的稳定性。受地下水压力和坡面水压力的作用，403.8m高程以下锚索轴力与蓄水前相比有增有减。

水位骤降时，边坡中预应力锚索轴力较正常蓄水情况稍大。地震情况下，锚索轴力均有较大幅度的增加，其中第二批锚索轴力最大值增加幅度最大，达到 2733.8kN，其原因是水位骤降和地震引起的边坡推力加大导致锚索轴力的增加。

表5 锚索轴力最大值(kN)Table 5 The maximum value of the axial force of the cable(kN)

4 抗滑桩内力分析

数值计算一般只能得到单元的应力，不能直接获得设计人员结构分析所需的内力。因此，数值计算得到的应力成果需要按材料力学方法对抗滑桩截面上的应力进行转化。为此，利用FISH语言编写了抗滑桩计算指定截面的剪力、轴力与弯矩转化程序，为抗滑桩的内力分析提供基础。

图6为进水口平台抗滑桩分布示意及编号图。图7～图9为部分桩在正常蓄水工况下的内力分布图。图中轴力符号:拉正压负。抗滑桩被软弱结构面fn13、fn23分割成的上、中、下三部分岩体和桩顶板的共同约束，不同位置抗滑桩的轴力变化并不一致，其中大部桩在正常蓄水工况下承受压力，少量桩ZA1、ZB1、ZB3同时承受拉力和压力作用。前后两排桩身水平X和Y方向的弯矩在fn13、fn23泥化夹层附近出现明显交替变化的特征，甚至出现反弯点(ZA1、ZB1、ZB3)，表明桩身同一侧在不同高程位置出现拉压交替现象，桩身混凝土表现为双偏心受压(拉)特点。抗滑桩剪力分布在结构面附近也出现剧烈交替变化(图9)，且极值都出现在泥化夹层处所在位置。由此可见，岩体结构组成形式对桩的内力分布形式的影响起决定性作用。

图6 抗滑桩编号Fig．6 The number of the anti-slide pile

表6为不同工况下的抗滑桩弯矩值对比表。水位骤降和地震情况下，抗滑桩的轴力、弯矩和剪力分布与正常蓄水时相比，总体上相同，但轴力、剪力和弯矩值有所增加。水位骤降和地震情况下桩弯矩值大于正常蓄水情况下的弯矩值，表明水位骤降和地震引起边坡推力增大，边坡安全性降低，抗滑桩危险性增加。

图7 桩身轴力图Fig．7 Distribution of the axial force in piles

图8 桩身弯矩图Fig．8 Distribution of the moment in piles

图9 ZA3桩剪力分布图Fig．9 Distribution of the shear force in pile ZA3

表6 抗滑桩弯矩最大值对比表 (kN·m)Table 6 The maximum moments of the anti-slide pile(kN·m)

5 边坡稳定性分析

三维数值分析条件下边坡稳定性的判断，可以采用强度折减法进行分析。表7给出了考虑支护结构作用的边坡强度折减安全系数。由于抗滑桩及锚索支护作用，进水口施工完成后安全系数为1.431，边坡处于稳定状态。水库蓄水后，在进水口库水压力作用下，稳定系数出现一定程度的提高，表明水库蓄水压力对边坡稳定性有利，但水位骤降和地震情况下边坡稳定性会出现较大幅度的降低。

表7 边坡强度折减稳定系数Table 7 Stability factors for shear strength reduction

6 结论

(1)边坡支护系统的受力状态与边坡变形相协调，支护系统受力状态取决于与边坡岩体之间的相互作用程度。

(2)边坡中断层和顺层泥化夹层空间分布形态对抗滑桩弯矩和剪力以及锚索轴力分布有至关重要的影响，导致抗滑桩和锚索受力性态更加复杂。

(3)锚索及抗滑桩构建的逐个模拟方法可以精确定位分析每一根锚索和抗滑桩的内力大小及分布，为支护结构构件的安全评价和区别化设计提供了基础。

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