多软弱夹层坝基高重力坝深层抗滑稳定与加固措施研究

2021-03-05胡能明张文皎宋志宇

中国农村水利水电 2021年2期

胡能明，张文皎，宋志宇，徐威

(1.黄河勘测规划设计研究院有限公司，郑州 450003；2.黄河水利委员会黄河水利科学研究院，水利部黄河泥沙重点实验室，郑州 450003)

0 引言

重力坝的抗滑稳定能力直接关系工程的安全，是工程设计中的重要问题，其计算分析成果是重力坝剖面设计的重要依据[1]，决定着重力坝基础处理措施的选择及工程投资的大小。软弱夹层在国内外已建和拟建重力坝坝基中非常普遍[2,3]，其强度参数抗剪断内聚力c和抗剪断摩擦系数f值通常较小，当坝基软弱夹层连续性很好时，可引发重力坝深层失稳问题，成为稳定的制约因素。

当前重力坝深层抗滑稳定计算主要有刚体极限平衡法和有限元数值模拟法[4,5]这两类方法，其中刚体极限平衡法理论比较成熟，应用经验也比较丰富，在国内外重力坝设计的相关规范和实际工程设计中均被广泛采用[6]。随着计算机技术和有限元方法的发展，有限元数值分析法已逐渐成为重力坝稳定性分析的主要方法之一[7,8]。对于重要的大中型重力坝工程，通常采用刚体极限平衡法与有限元强度折减法相结合的手段进行重力坝稳定分析。

利用刚体极限平衡法进行坝基深层抗滑稳定计算时，通常将不同性状岩体和材料组成的坝基滑动面、滑裂面强度参数加权平均简化处理作为抗滑稳定计算参数，以单滑面法和双滑面法为主[9-11]。三滑面法将重力坝坝体和坝后压盖分开考虑，减少了坝基参数加权平均对抗滑稳定计算结果的影响，在实际工程中应用较少。因此，本文针对坝基存在多层水平状软弱夹层的某大型水利工程，分别采用双滑面、三滑面计算方法进行深层抗滑稳定计算，通过对比分析得出三滑面法的抗滑稳定计算结果更加准确；然后基于计算结果对重力坝坝基基础处理方案进行技术经济综合比选，并提出合理的处理措施；最后采用有限元强度折减法对选定的坝基处理方案的抗滑稳定进行验算。

1 抗滑稳定分析原理和方法

1.1 刚体极限平衡双滑面法

坝基及坝后压盖底部软弱面为滑动面1，按水平考虑，压盖后尾抗岩体滑出面为滑裂面2，双滑面模式计算简图如图1所示。

图1 双滑面模式计算简图Fig.1 Calculation schematic diagram of two sliding surfaces mode

坝体及坝后压盖底部软弱结构面BC为滑裂面1，水平夹角为0°，考虑ABCF块的稳定，则有：

(1)

尾抗岩体滑出面CG为滑裂面2，考虑CDE块的稳定，则有：

(2)

式中：K1、K2为按抗剪断强度计算的抗滑稳定安全系数；f1、f2为BC、CD滑动面的抗剪断摩擦系数；c1、c2为BC、CD滑动面的抗剪断内聚力，kPa；A1、A2为BC、CD面的面积，m2。

1.2 刚体极限平衡三滑面法

坝基底部软弱结构面为滑裂面1，坝后压盖底部软弱结构面为滑裂面2，压盖后尾抗岩体滑出面为滑裂面3，三滑面模式计算简图如图2所示。

坝基底部软弱结构面BC′为滑裂面1，与水平面夹角为0°，考虑ABC′F块的稳定，则有：

(3)

坝后压盖底部软弱结构面C′C为滑裂面2，与水平面的夹角为0°，考虑C′CDE块的稳定，则有：

(4)

尾抗岩体滑出面CG为滑裂面3，考虑CDG块的稳定，则有：

式中：K1、K2、K3为按抗剪断强度计算的抗滑稳定安全系数；f1、f2、f3为BC′、C′C、CG滑动面的抗剪断摩擦系数；c1、c2、c2为BC′、C′C、CG滑动面的抗剪断内聚力，kPa；A1、A2、A3为BC′、C′C、CG面的面积，m2。

1.3 有限元强度折减法

有限元强度折减法是一种基于强度折减概念的弹塑性有限元数值计算方法，理论研究比较成熟，其基本原理是将重力坝坝基强度参数内聚力c值和内摩擦角φ值同时除以一个强度折减系数Kf，得到一组新的ci、φi值，然后作为新的参数输入，再进行试算，直到重力坝出现失稳，对应的Kf被称为重力坝最小的抗滑稳定安全系数。黏聚力ci和内摩擦角φi的数学定义如下：

(6)

式中：c为坝基各材料的内聚力；φ为材料的内摩擦角；ci为内聚力试算值；φi为内摩擦角试算值。

通过一系列的ci和φi值进行试算，可找到抗滑稳定临界状态下的Kf值，即为所求的抗滑稳定安全系数。FLAC软件是在较好地吸收了其他数值方法的优点并克服其缺点的基础上形成的一种新型显式差分程序，它应用了节点位移连续条件，可以对连续介质进行大变形分析，求解重力坝抗滑稳定性问题的解是耦合应力与位移的全数值解，考虑了平衡方程和本构方程[12]。只要给出一系列参数，FLAC可展开一系列模拟运算，得出表征重力坝稳定程度的抗滑稳定安全系数。

2 工程概况

某水利工程坝址河谷为“U”型谷，两岸谷坡稍不对称，坝址区河谷底宽约460 m，河道常水位465 m左右。大坝为碾压混凝土重力坝，最大坝高215 m，坝顶高程630 m，水库正常蓄水位627 m。坝址区主要为中生界三叠系中统二马营组上段和铜川组下段沉积岩地层，基岩岩性可概化为砂岩类、粉砂岩类及黏土岩类。根据剪切带对河床坝段开挖后的建基面坝基稳定影响分析，河床下分布的JQD05、JQD06，JQD08、JQD09剪切带对坝基抗滑稳定影响较大，4层剪切带分别在430、420、403、390 m高程其分布有厚度0.5～5 cm的泥化夹层，泥化夹层以岩屑夹泥型为主，连通性好，抗剪强度低。坝基4条剪切带分布的泥化夹层、坝基岩体层面、坝基岩体及坝基处理混凝土抗剪断强度参数如表1所示。

表1 抗剪断强度参数Tab.1 Shear strength parameter table

依据《重力坝设计规范》(SL319-2018)，抗滑稳定计算工况包括正常蓄水位、汛限水位、设计洪水位、校核洪水位等工况。结合本工程特点，汛限水位工况下高含沙混水荷载组合为基本断面设计的控制工况，因此，本文后续所有抗滑稳定计算分析均在高含沙浑水汛限水位工况下进行。

3 抗滑稳定分析成果

3.1 抗滑稳定滑移模式选择

为了比较双滑面模式与三滑面模式，分别采用两种模式对采用相同坝基处理方案的重力坝典型挡水坝段进行深层抗滑稳定分析。其中，河床挡水坝段建基面高程为430 m，420 m高程顺层剪切带采用齿槽处理，403 m高程顺层剪切带采用6条宽度为6 m的抗剪洞处理，挡水坝段典型断面如图3所示。计算结果如表2所示。

图3 典型挡水坝段剖面图Fig.3 Cross section of typical retaining dam

表2 不同滑移模式抗滑稳定计算结果Tab.2 Calculation results of anti-sliding stability under different sliding modes

由表2可知，390 m高程滑裂面泥化夹层未采取工程措施，采用双滑面模式和三滑面模式计算得到的抗滑稳定安全系数K相同，说明采用三滑面模式进行重力深层坝抗滑稳定计算分析是合理的。403、420和430 m高程滑裂面泥化夹层分别采取了抗剪洞、齿槽和回填混凝土等措施进行处理，三滑面模式计算得到的抗滑稳定安全系数相较于双滑面模式计算结果提高了2%～14%。究其原因，双滑面模式将坝基底部抗剪洞、齿槽、回填混凝土等抗剪(断)参数较高的材料同泥化夹层参数加权平均后作为滑面1的参数。三滑面模式则是将坝基底部滑裂面和坝后压盖底部滑裂面分作滑裂面1和滑裂面2，将每个滑面不同性状岩体和材料参数加权平均后作为滑裂面的计算参数。双滑面模式使得发挥主要抗滑稳定作用的坝体底部参数降低，而三滑面模式则使得坝基底部的滑裂面参数相对较高，保证了计算得到的安全系数能够更准确地反映出泥化夹层采用混凝土置换后发挥的抗滑稳定作用。由此可见，三滑面模式相较于双滑面模式更符合多软弱夹层重力坝深层抗滑稳定作用机理，在保证工程抗滑稳定满足规范要求的情况下，可以减少重力坝坝体及坝基处理工程量，节省工程投资。本工程选择刚体极限平衡三滑面模式进行不同坝基处理方案的深层抗滑稳定分析。

3.2 坝基处理方案比选

3.2.1 坝基处理方案拟定

本工程混凝土重力坝坝高超过200 m，依据《重力坝设计规范》(SL319-2018)，初拟河床坝段建基面开挖标准为新鲜、微风化基岩。由于坝基下存在顺层剪切带，根据工程特点，参考其他类似工程经验，可供选择的坝基泥化夹层处理措施主要包括深齿槽、抗剪洞、抗剪桩、冲洗置换等。根据坝基泥化夹层分布情况及工程布置，拟定了4个坝基泥化夹层处理方案，详见表3和图4。

表3 坝基泥化夹层拟定处理方案Tab.3 Proposed treatment schemes of dam foundation mud interlayer

图4 坝基处理方案典型断面图Fig.4 Typical section of dam foundation treatment schemes

3.2.2 坝基处理方案比选结果

经抗滑稳定计算，得出拟定4种方案的对比分析结果如表4所示。

根据表4可知，4种坝基处理方案中，坝基不同高程软弱夹层抗滑稳定安全系数均大于3.0，满足规范要求；除冲洗置换方案可靠性相对较差外，其他3个方案均具有较高的可靠性；深齿槽方案和抗剪桩方案对工程工期影响较大，抗剪洞方案对工程工期影响小，且工程投资低于深齿槽方案和抗剪桩方案工程投资。综合技术方案的可靠性以及对工期的影响，坝基处理推荐采用抗剪洞处理方案。

表4 坝基处理方案比较表Tab.4 Comparison of dam foundation treatment schemes

3.3 有限元法强度折减法抗滑稳定分析

3.3.1 计算模型及参数设置

利用有限元数值计算，一方面可以进一步分析已选定坝基处理方案下大坝沿深层滑移通道的深层抗滑稳定性，确定最不利的滑移通道及相应的安全度；另一方面可以验证刚体极限平衡法分析成果，复核坝基处理方案的有效性。

有限元强度折减法目前尚无统一的坝基失稳判别标准，本研究选择三种判别依据来综合评价坝基是否发生整体失稳，分别为研究对象出现贯通性的塑性区(或等效塑性应变区)、数值计算不收敛以及滑移面上(或滑动体上)特征点位移发生突变且无限发展。

选取抗剪洞处理方案挡水坝段进行建模，模型范围包括齿槽底面高程420 m以下岩体210 m，坝踵上游60 m及坝趾下游320 m。模型采用实体单元，以六面体单元为主，辅以少量5面体单元，模型的坐标系采用整体笛卡尔坐标系，水平向下游为X轴正向，竖直向上为Z轴正向，大坝轴线方向为Y向。模型上下游和侧面边界采用法向约束，底面采用全固定约束。有限元分析网格模型如图5所示。计算中考虑坝体自重、水压力、泥沙压力、扬压力等荷载。

图5 有限元模强度折减法型网格图Fig.5 Mesh of finite element model

3.3.2 有限元强度折减法计算结果

根据有限元计算结果，随着坝体及坝基的参数c-i和φi的递减，坝基底部软弱夹层首先发生塑性屈服，随着强度折减系数Kf逐渐增加，坝基上游岩体发生塑性屈服，最后坝体下游岩体发生塑性屈服。在坝基塑性区逐渐增大过程中，特征点A、B的顺河向位移随强度折减系数增大的变化曲线如图6所示。从图6中可以看出，当强度折减系数Kf约为3.2时，A、B点顺河向位移同时发生突变，当强度折减系数Kf增至3.5时，坝基内的塑性区沿上、下游贯通，坝基深层滑动破坏模式见图7。因此，由坝基失稳判断准则可得，汛限水位工况下挡水坝段抗滑稳定安全系数K=Kf=3.2，重力坝发生抗滑稳定失稳时下游坝趾附近以约40°方向剪断下游尾岩抗体后滑出。

图6 特征点A、B沿顺河向位移与强度折减系数Kf的关系曲线Fig.6 The relationship between the displacement of points A and B along the river and the reduction coefficient Kf

图7 坝基深层滑动破坏模式(K=3.2)Fig.7 Deep sliding mode of dam foundation(K=3.2)

3.4 计算结果对比分析

采用刚体极限平衡法和有限元强度折减法计算抗剪洞坝基处理方案在汛限水位工况下典型挡水坝段的抗滑稳定安全系数。两种计算方法采用了相同的材料参数与荷载组合，刚体极限平衡法计算得到的整体抗滑稳定安全系数3.05，有限元强度折减法计算得到整体抗滑稳定安全系数3.2。有限元强度折减法计算结果稍大，两种计算方法得到的结果相差约6.5%，且均满足规范要求，验证了抗滑稳定计算结果的正确性和抗剪洞方案进行坝基软弱夹层有效性。