含复杂结构面RCC高拱坝坝肩抗滑稳定研究

肖珍珍，张 林，陈 媛，李 征，黄刚海

(四川大学 水力学与山区河流开发保护国家重点实验室、水利水电学院，成都 610065)

0 引 言

西部地区是我国重要的能源基地，大批水电工程正在规划或者建设当中。其中，拱坝作为高次超静定空间壳体结构，以其混凝土体积小、超载能力强、抗震性能好等优点得到广泛的应用和发展[1]。拱坝作为重要水工建筑物，适合建设在U型或V型河谷，在地形、地质条件允许的前提下，是一种经济性和安全性都很好的坝型[2]，然而复杂地质条件对拱坝和地基的稳定性将产生极其不利的影响[3]。位于澜沧江上的小湾拱坝，坝高294.5 m，枢纽区断裂构造较发育，存在不同规模的断层、蚀变岩带、挤压带和节理裂隙等一系列地质缺陷[4]；位于大渡河上的大岗山拱坝，坝高210 m，主要存在小断层、节理裂隙和沿岩脉发育的挤压破碎带等不良地质构造[5]。据统计，大约有40%的大坝失事是由于坝基地质缺陷或处理不当所致[6]。由于拱坝主要通过拱的作用将荷载传递到两岸坝肩岩体，因此坝肩岩体的稳定性是影响高拱坝整体稳定的重要因素，拱坝坝肩岩体的稳定分析是拱坝设计、施工、运行的首要问题[7]。而当岩体被断层、裂隙、软弱带等结构面切割成岩块，对建筑物稳定与变形将产生极大影响[8]，当岩块可能滑移时，坝肩可能产生失稳。因此，找到对坝肩稳定起控制作用的结构面，寻求安全系数最小的 “关键块体”，对于工程局部加固、提高坝肩稳定性具有一定参考意义。

某RCC高拱坝坝址区地质条件复杂，坝肩抗滑稳定问题突出。本文采用试验研究与数值模拟相结合的方法：由三维地质力学模型超载法破坏试验，研究天然地基条件下主要结构面变位分布特征，评价其安全度，找出对左右两岸坝肩稳定起控制作用的结构面；并建立三维非线性有限元计算模型，与试验成果互为补充。在此基础上，基于块体理论研究各结构面相互切割下滑移块体的产生和发展，评定岩块安全系数，为工程局部加固提供参考依据，以进一步提高坝肩抗滑稳定性。

1 地质构造及结构面特点

某RCC拱坝最大坝高132.0 m(不含垫座)，为世界级高碾压混凝土拱坝。该工程地处深山峡谷区，坝址区地质条件复杂，岩体变模差异大，断层和长大裂隙密集带纵横交错，层间剪切带横切山谷，节理岩体发育。

坝址区地表出露断层有F10、f2、f4、f5，其中F10为一横河向断层，主要由碎裂岩、裂隙密集带、糜棱角砾岩组成；f2发育于左岸；f4发育于左岸下层栈道以下陡壁上，局部分布于右岸坝肩，后缘边界为卸荷张裂隙；f5斜切左右两岸，出露在河床建基面、右岸拱肩槽、左坝肩下游岩体表面。坝址区发育fj1～fj4共4个层间剪切带，平行于层面， fj1位于河水位附近，fj2位于下层栈道附近，fj3、fj4位于坝顶高程附近，均倾向下游。坝址区主要发育裂隙密集带L1、L2于左岸陡壁。Lp285为大裂隙，与L2在坝肩中部发生相互切割，并在拱肩槽内出露。此外还存在四组发育的节理裂隙。工程地质剖面图见图1。

图1 工程地质剖面图Fig.1 Engineering geological profile

2 三维地质力学模型试验

2.1 模型设计与制作

综合考虑坝址区地形地质条件、试验场地规模及精度要求，并根据坝肩与坝基地质构造特点及工程枢纽布置情况，选定模型几何比CL=150，变模比CE=150、容重比Cγ=1。模拟范围相当于原型工程390 m×420 m×300 m(纵向×横向×高度)，坝基模拟深度110 m，超坝高2/3，满足试验要求。

由模型材料力学指标拟定配合比，坝体与垫座采用重晶石粉、石膏、水、少量添加剂等浇筑而成；岩体以重晶石粉、高分子材料和机油为主，由BY-100半自动压模机压制成块；鉴于结构面是控制坝与地基变形和整体稳定的关键因素，配合使用不同材料的薄膜，实现结构面抗剪强度相似关系的模拟，用敷填法对小宽度结构面进行制模，用填压法对大宽度结构面制模。此外，对节理裂隙按产状制模，充分考虑制模顺序，以模拟相互交割的结构面。原型和模型主要材料力学参数见表1。

表1 原型和模型主要材料力学参数Tab.1 Mechanical parameters of prototype and model materials

注：E为变形/弹性模量，f为摩擦因数，c为黏聚力。

试验荷载组合考虑：上下游水压力+淤沙压力+自重+温升。自重由密度相似模拟，用WY-300/Ⅷ型8通道自控油压稳压装置供压，以小吨位液压千斤顶加载以模拟坝上游面水沙荷载，按温度当量荷载模拟温度荷载，考虑最不利的温升条件。

2.2 结构面影响分析

采用超载法破坏试验：先预压模型，逐步加载至一倍正常荷载，测试坝与地基在正常工况下工作性态，进而以0.2～0.3P0(正常工况下水荷载)的步长逐级对上游水荷载超载，直至坝与地基发生变形失稳。本文着重由相对变位与超载系数关系曲线分析主要结构面变位分布特征，评价其安全度，找出起关键控制作用的结构面，研究坝肩抗滑稳定性。

(1)断层f5。超载系数Kp=1.0时，f5相对变位较小，变位值随着荷载的增加而增大；超载阶段，坝肩部位在Kp=3.0～3.6，坝基部位在Kp=3.6～4.0时，变位曲线出现较大的波动和明显拐点，此后测点变幅明显增大，结构面相对错动较大，出现不稳定趋势。高程不同时，建基面附近测点变位大于下部；高程相同时，河床处测点变位大于山体内。

f5在拱推力作用下向下游错动，在左坝肩处露出表面和内部测点相对变位远大于其他结构面，坝肩测点变位大于坝基，尤其是坝肩中部，沿结构面错位较大并产生贯穿性裂缝，究其原因是发育多条相互切割的裂隙L1、L2、Lp285，岩体完整性较差，从而导致坝肩承载力较低、变位较大。

(2)断层f4。右岸f4在Kp=2.4～3.0，左岸f4在Kp=3.0～3.6 时，变位曲线发生波动、出现拐点，相对错动较大；在Kp>5.0以后，变位曲线发生转向，结构面出现不稳定的趋势。断层f4在拱推力作用下结构面向下游发生相对错动，位于右岸坝拱端附近的测点变位较大，而位于左坝肩下部岩体及河床基岩内的测点变位相对较小，尤其是位于坝基内的测点变位较小。

(3)长大裂隙Lp285。Lp285变位曲线在Kp=3.4～3.8时，整体发生明显波动、出现拐点，在拱推力作用下结构面向下游发生相互错动，布置在▽2 020 m高程测点变位相对较大。

(4)裂隙密集带L1、L2。裂隙密集带L1相对变位远小于其他结构面，但由于位于拱肩槽的上游侧，超载过程中出现拉裂破坏。裂隙密集带L2变位曲线在Kp=3.0～3.6时，发生波动、出现拐点。拱推力作用下结构面向下游发生相对错动，拱端下游测点相对位移值较大，其余远离拱端或位于拱端上游测点相对变位较小，并由于与Lp285于左坝肩中部抗力体内相互切割，削弱该抗力体完整性，相对变位较大。

(5)层间剪切带fj1～fj4。在荷载作用下，fj1～fj4发生向下游的顺河向变位和向河谷的横河向变位，其中左岸的相对变位稍大于右岸。在超载阶段，各层间剪切带的变位曲线相继发生波动，在不同超载倍数下出现拐点。左岸fj2、fj3之间及fj3、fj4附近岩体表面变位较大，右岸fj3、fj4附近岩体变位值相对较大。

结构面典型变位曲线见图2。由试验成果综合分析可得，影响左坝肩及抗力体变形和稳定的主要结构面是f5、f4、Lp285、L2、fj2、fj3、fj4；影响右坝肩及抗力体变形和稳定的主要结构面是f4及Lp4-x、fj3、fj4。

图2 LP285相对位移-超载系数关系曲线Fig.2 Displacement and overload factor variation curves at LP285

综合分析两坝肩岩体、坝体下游面典型高程表面变位(应变)、两坝肩及基岩中软弱结构面内部相对变位与超载关系曲线，根据各曲线的波动、拐点、增长幅度、转向等超载特征及试验现场模型破坏形态得到：坝肩整体稳定起裂超载安全系数K1=1.4～2.2；非线性变形超载安全系数K2=3.4～4.3；极限超载安全系数K3=6.3～6.6。坝肩整体稳定满足要求。但两坝肩结构面对坝肩稳定存在削弱，需进一步研究进行处理。

3 有限元计算

3.1 计算模型

为与模型试验对比分析，本文取一定范围坝肩(基)岩体和坝体建立三维非线性有限元模型进行计算：横河向以左右坝肩为界，左右岸均往山里延伸150 m；顺河向以河床坝底中心为界，上游取200 m，下游取300 m；建基面向坝下延伸300 m。

计算范围考虑与模型试验保持一致，涉及控制坝肩稳定的各类岩体及结构面，坝体采用solid65单元，岩体采用solid45单元，采用弹塑性材料模型及D-P屈服准则计算，模型两岸边界垂直河向约束，底面为三向固定约束，上、下游边界顺河向约束。三维非线性有限元计算模型见图3。计算方案考虑与模型试验相同：正常蓄水位+淤沙压力+自重+温升，研究坝与地基在正常工况下工作性态和超载特性。

图3 三维非线性有限元模型Fig.3 Three-dimensional nonlinear finite element model

3.2 成果分析

(1)结构面总体变位分布特征。由变位曲线分析，超载系数Kp=1.0时，各断层和裂隙变位均较小，顺河向变位大于横河向，随着Kp增大，各典型测点变位显著增大，分布规律与正常工况相同，当Kp=1.2～2.0时变形曲线出现拐点，表明此后断层变位增幅加大；当Kp=3～4时，出现另一拐点，此后测点变位随Kp增加迅速增长，当Kp=6～7时，位移曲线出现明显拐点，此时各结构面相继出现较大变形，结构将失稳破坏。断层顺河向位移与超载系数关系曲线见图4。

图4 结构面顺河向位移与超载关系曲线Fig.4 Displacement along the river and overload factor variation curves of structural planes

(2)安全性评价。断层f5、层间剪切带fj1～fj4及各典型高程坝踵，在Kp=1.0时出现少量塑性破坏区；随后塑性破坏区扩大并向上游发展，坝肩出现小区域塑性破坏区；当Kp=3.0～4.0时，各典型高程坝肩上游坝踵岩体塑性区继续扩大，并与下游结构面贯通；当Kp=7.0时，塑性区进一步扩大，坝肩岩体全部处于塑性状态，fj3、fj4上下游出露部分全部贯通。非线性变形塑性图见图5。有限元计算成果表明，坝肩整体稳定的起裂超载安全系数K1=1.0～2.0；非线性变形超载安全系数K2=3.0～4.0；极限超载安全系数K3=6.0～7.0。坝肩整体稳定满足要求。

图5 Kp=7.0时坝肩塑性破坏分布图Fig.5 The plastic profile of dam abutment as Kp=7.0

4 典型块体抗滑稳定分析

美国R.E.Goodman教授和石根华教授以具有明显滑动面的空间岩体运动为研究对象的块体理论[9]，普遍用于岩体工程的稳定性研究。尽管坝肩稳定满足要求，鉴于复杂结构面相互切割成滑移块体，对坝肩抗滑稳定极为不利，因此，根据滑裂面的产生和发展，破坏过程和破坏形态，分析坝肩块体抗滑稳定性，找出安全系数最小的“关键块体”，可为工程局部加固提供依据，以进一步提高坝肩稳定性。

4.1 滑裂面失稳判定区间

(1)滑动模式分析。拱坝左右坝肩由于存在多级底滑面，并发育有复杂断层和长大裂隙密集带为侧裂面，因此在拱端合力作用下，坝肩块体可能以性状较差的层间剪切带为潜在底滑面，作阶梯状滑出或抽屉式滑出，主要存在以下几种滑动破坏模式：①左坝肩滑动模式Ⅰ，以fj2、fj3或层面为底滑面，Lp285、f5为侧滑面；②左坝肩滑动模式Ⅱ，以fj3或层面为底滑面，L285、L2为侧滑面；③右坝肩滑动模式Ⅰ，以fj3为底滑面，f4或卸荷裂隙Lp4-x为侧滑面。滑动示意见图6～图8。

图6 左坝肩滑动模式ⅠFig.6 Sliding modelⅠof left abutment

图7 左坝肩滑动模式ⅡFig.7 Sliding modelⅡof left abutment

图8 右坝肩滑动模式ⅠFig.8 Sliding modelⅠof right abutment

(2)滑裂面失稳区间。坝肩断层等软弱结构面相互切割构成典型滑块，在拱推力的作用下，内部裂缝的组合可能形成一条台阶状或锯齿状的贯通的不连续面，随结构面内部相对位移Δδ增加将导致应力增长，当不规则的不连续面被磨平后，应力可能快速释放，结构面内部相对位移Δδ迅速增长，发生非线性大变形。因此，根据测得各典型块体滑裂面内各测点的相对变位与超载系数关系曲线的波动、拐点、增长幅度、转向等超载特征，可以在综合分析出滑裂面非线性变形超载安全系数K2的同时，归纳总结滑裂面发生非线性变形的内部相对变位Δδ失稳临界值判定区间①底滑面：左岸fj2在非线性超载安全系数K2=2.4 ～ 3.0时，内部相对变位Δδ=10～30 mm；左岸fj3在K2=3.4～3.8时，Δδ=10～20 mm，右岸fj3在K2=3.0～3.4时，Δδ=8～20 mm；左岸fj4在K2=3.4～4.0时，Δδ=8～20 mm，右岸fj4在K2=4.0～4.3时，Δδ=6～15 mm；右岸f4在K2=2.4～3.0时，Δδ=20～28 mm。②侧裂面：左岸f5在K2=3.0～3.6时，Δδ=50～150 mm；左岸Lp285在K2=3.4～3.8时，Δδ=20～45 mm；左岸L2在K2=3.0～3.6时，Δδ=10～20 mm。

由以上可分析得到该工程坝肩典型块体滑裂面非线性滑动失稳的统计规律：典型块体侧裂面非线性超载安全系数K2=3.0～3.4，内部相对变位极Δδ-般在增长至10～50 mm时，结构面开始发生非线性大变形，即侧裂面发生非线性大变形的相对变位临界值为Δδ=10～50 mm。典型块体底滑面非线性超载安全系数K2=2.4～4.0，内部相对变位值Δδ一般在增长至6～20 mm时，结构面开始发生非线性大变形，即底滑面发生非线性大变形的相对变位临界值为Δδ=6～20 mm。

通过上述总结可以发现，该坝肩典型块体的底滑面相较于侧裂面在拱推力的作用下更早发生破坏，并且其相对变位值Δδ较底滑面大，说明底滑面抗滑稳定性较侧裂面差，非线性变形对坝肩块体的影响更为严重，典型块体在拱推力的作用下，首先在底滑面发生非线性大变形，并最终导致典型块体的滑动产生。

4.2 块体稳定安全度评价

各滑动破裂面组合成滑移块体，影响坝肩稳定性。典型块体稳定安全度，主要由典型块体滑移的侧裂面及底滑面表面、内部测点相对变位与超载系数关系曲线，试验现场的破坏形态综合判定。尤其是各侧裂面及底滑面内部相对变位关系曲线的波动、拐点、增长幅度、转向等滑动失稳特征，作为判断典型块体安全系数的主要依据。坝肩破坏形态见图9～图10。

图9 左坝肩破坏形态图Fig.9 Failure pattern of left abutment

图10 右坝肩破坏形态图Fig.10 Failure pattern of right abutment

左坝肩两种典型块体表面破坏严重、裂缝相互贯通，块体底滑面及侧裂面相互错动。侧裂面f5在出露处裂缝沿结构面完全贯通，向上扩展至坝顶与层间剪切带fj3、fj4相交；侧裂面L2、Lp285在出露处拉裂破坏严重，裂缝沿结构面开裂、扩展并相互贯通；底滑面fj3、fj4在出露处裂缝沿结构面自拱端向下游延伸；fj2～fj4间岩层沿层面发生错动，产生大量裂缝。右坝肩在滑移块体影响下破坏程度较轻，主要是由于侧裂面f4在发育规模较小。底滑面fj3在出露处产生贯通性裂缝，沿结构面自拱端向下游延伸，在fj3、fj4附近岩体表面产生多条沿岩层层面裂缝。

由块体稳定安全度判定原则可分析得出，左坝肩滑动模式Ⅰ块体安全综合安全系数2.4～3.0，左坝肩滑动模式Ⅱ块体安全综合安全系数为3.4～3.8；右坝肩滑动模式Ⅰ块体安全综合安全系数为3.0～3.4。

5 结论及建议

(1)地质力学模型试验成果表明，影响该RCC高拱坝左坝肩变形与稳定的主要结构面是f5、f4、Lp285、L2、fj2、fj3、fj4；影响右坝肩变形与稳定的主要结构面是f4、Lp4-x、fj3、fj4。破坏区域集中在坝肩岩体中上部，各结构面在出露处及附近岩体破坏严重，左坝肩软弱结构面相对集中并相互切割，严重影响坝肩变形和稳定。

(2)模型试验表明坝肩整体稳定非线性变形超载安全系数K2=3.4 ～ 4.3，有限元计算K2= 3.0 ～ 4.0，成果相近，互为补充，坝肩整体稳定满足要求。但由于左右坝肩结构面的存在，对坝肩抗滑稳定极为不利。模型试验成果表明，结构面相互切割形成多级底滑面，其抗滑稳定性较侧裂面差，非线性变形对坝肩块体的影响更为严重。3种典型块体滑移模式下，左坝肩滑移模式Ⅰ为影响坝肩稳定的“关键块体”，试验分析“关键块体”综合安全系数为2.4～3.0，对坝肩稳定存在削弱，需进行加固处理。

(3)该RCC高拱坝地质条件复杂，断层和长大裂隙密集带纵横交错，层间剪切带横切山谷，坝肩加固处理十分重要。尤其是两坝肩中上部主要结构面和附近岩体，建议采取预应力锚索、混凝土置换、固结灌浆等措施。同时建议对影响坝基变形、右坝肩下游边坡稳定及库区防渗的结构面适当处理。

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