北本水电站坝基岩体剪切强度参数取值分析

张 燚，赵云川，印振华，贺湘军

(1.中国电建集团昆明勘测设计研究院有限公司，云南 昆明 650051；2.四川电力设计咨询有限责任公司，四川 成都 610041)

0 引 言

20世纪初、中期以来，随着世界人口的不断增长、人类活动的空间范围逐渐扩展和工程活动的规模不断加大，大型的水电站、地下采矿、地下空间利用等工程越来越多，常常会遇见岩体卸荷、高地应力、高地温等问题，需要开展各种各样的原位及室内试验、数值模拟试验、模型试验等，以便确定合理的物理力学参数，制定合适的施工工艺，指导工程建设。通常情况下，大型岩体工程均不具备条件开展原位同尺寸的试验，因此采用尺寸效应影响较小的试件(代表性尺寸)进行原位试验，可较为准确的提供岩体力学参数，但地质条件的复杂性、不确定性以及应力路径不定、破坏模式复杂等会导致获取的岩体力学参数不够准确。近30年来，国内相关文献仅研究或探讨抗剪强度参数问题的文章就远超6万篇，但至今为止均未给予一个较为统一、规范的参数取值原则。为此，本文基于老挝北本水电站的大坝岩体抗剪强度试验统计分析，并与实际使用的岩体力学参数进行比较，充分论证实际使用参数的可靠性及代表性，可供同类工程及试验量少的工程参考。

1 工程概况

北本水电站位于湄公河老挝境内，坝址控制流域面积为21.8×104km2，坝址多年平均流量3 160 m3/s，水库正常蓄水位340 m，相应库容5.59×108m3，大坝为混凝土闸坝，最大坝高64 m，坝顶长度897.7 m，装机容量912 MW[1]。坝址区基岩主要为砂质板岩，包括板岩、含硅质板岩、含粉砂质板岩、含粉砂钙质板岩、含钠长石板岩、千枚状钠长钙质板岩、千枚状(绿泥石)板岩、千枚状含硅质赤铁矿板岩，均为泥质结构(千枚状含硅质赤铁矿板岩为显微粒状鳞片变晶结构，鳞片状集合体成分为绢云母，亦为泥质)、板状构造，泥质水云母(绢云母)含量一般大于80%[1]。

为获取薄层状结构弱风化泥质板岩的物理力学参数，现场完成岩体刚性承压板变形试验9点，弹性模量平均值为426 MPa，变形模量平均值为177 MPa，两者比值约为2.40；室内岩石天然抗压强度约为15 MPa[2]。现场布置岩体抗剪试验3组(18点)，试样剪切面积为55 cm×55 cm；布置岩体与混凝土抗剪试验4组(24点)，混凝土强度等级为C20，试样剪切面积为60 cm×60 cm；布置岩体结构面抗剪试验3组(18点)，试样剪切面积为55 cm×55 cm。试验均采用慢速平推法[2]。

2 岩体抗剪强度试验

根据水电站相关规程规范，岩体取值普遍采用小值平均值或0.2分位值[3-5]。现场试验成果仅3组18点，可采用小值平均值拟合，试验及拟合成果见表1。由于数据量太少，进行0.2分位值统计意义不大。文献[6]采用分位数回归的方式可拟合黏聚力和内摩擦角，但这种拟合仅仅是实现了数据统计而并未真正与岩体力学相符合。因此，本文提出采用Hork-Brown准则获取单组样品的黏聚力和内摩擦角，设置的主要参数为岩石抗压强度、变形模量和岩体地质强度指标GSI，前2个参数均已通过试验提供，GSI值可以根据抗剪试验及总剪切强度结果得出，同时还可获取岩体的黏聚力和内摩擦角。采用上述方式将3组样品修正为17组成果，见表2。

从计算结果可知，峰值强度下的GSI指标在45～78之间，主要在55～78之间，与薄层状结构弱风化岩体的地质描述吻合；残余强度下的GSI指标在30～45之间，表明岩体发生剪切破坏后形成镶嵌结构～散体结构。

根据单组样品统计的峰值强度0.2分位数，黏聚力为0.523 MPa、内摩擦角为39.6°；残余强度0.2分位数黏聚力为0.273 MPa、内摩擦角为33°；残余强度的变形模量平均值为峰值强度的变形模量平均值的1/3。线性拟合的方式主要是基于Mohr-Coulomb准则[7]，而岩体力学通常采用Hork-Brown准则[8]，因此可采用曲线拟合的方式来获取岩体力学参数。峰值强度与残余强度关系见图1。从图1可知：

表1 岩体抗剪强度统计

表2 单组样品推算抗剪强度统计

图1 峰值强度与残余强度对比

(1)峰值强度与残余强度在试验低应力阶段表现为内摩擦角差别不大，试验应力逐渐增加时，角度差值逐渐变大。

(2)岩体在竖向应力为1～1.5 MPa发生了应力调整及局部岩体破碎，导致在该竖向应力段的峰值强度的黏聚力值形成了凹形曲线；峰值强度的黏聚力与残余强度的黏聚力在应力调整后同时增加，而残余强度的黏聚力在应力调整前为少量提升。

黏聚力、内摩擦角残峰比与正应力关系见图2。从图2可知，在试验段内，内摩擦角残峰比变化为0.95～0.78，而黏聚力残峰比变化为0.35～0.80。

在试验段峰值强度安全的黏聚力取值为0.4 MPa、内摩擦角约为38°，残余强度安全的黏聚力取值为0.2 MPa、内摩擦角约为30°，与表1和0.2分位值统计的结果比较稍低，但无原则性差异。本电站实际使用的坝基岩体抗剪强度参数推荐值见表3。

表3 实际使用的坝基岩体抗剪强度参数推荐值

图2 黏聚力、内摩擦角残峰比与正应力关系

从表3可知，本电站实际使用的坝基岩体抗剪强度推荐值的内摩擦角位于试验峰值与残余内摩擦角之间，而推荐使用的黏聚力是峰值强度的低值，因此实际使用的推荐参数是安全和合理的。

3 岩体与混凝土抗剪强度试验

岩体与混凝土抗剪强度一般情况下受混凝土强度、混凝土与岩体接触面的强度、岩体弱面的强度控制[9]。从本电站坝基薄层状弱风化岩体的强度可知，其强度比C20混凝土的强度低，岩体与混凝土接触面在制样过程中势必对岩体有一定的扰动。因此，岩体与混凝土接触面的抗剪峰值强度比岩体抗剪峰值强度稍低，且数据稍离散；而残余强度则相反，由于混凝土浆体的胶结作用，导致岩体与混凝土接触面的抗剪残余强度整体上比岩体抗剪残余强度稍高。岩体和岩体/混凝土的强度散点见图3。从前述分析结果并结合表3可知，本电站实际使用的岩体/混凝土力学参数基本与分析结果一致，是安全和合理的。但当岩体的强度小于混凝土的强度时，破坏受岩体强度控制，因此建议以岩体强度适量降低作为岩体与混凝土抗剪强度。

图3 岩体和岩体/混凝土的强度散点

4 岩体结构面抗剪强度试验

现场完成的3组泥化夹层的大剪试验均为薄层状结构弱风化泥质板岩，层理发育，间距2～5 mm，微张～张开，充填泥膜、锈膜。结构面峰值强度、残余强度与正应力关系见图4。从图4可知，泥化夹层结构面的峰值强度黏聚力为41.4 kPa，残余强度黏聚力为27.5kPa，黏聚力残峰比为0.66；峰值强度内摩擦角为10.4°，残余强度的内摩擦角为7.7°，内摩擦角残峰比为0.74。

图4 结构面剪切峰值强度、剪切残余强度与正应力关系

结构面残余强度与峰值强度比与正应力关系见图5。从图5可知，高竖向应力阶段出现比值在0.85左右及以上的点，主要是因为结构面可能受到了压密而导致残峰比偏高，因此在剔除上述几个点后，结构面的残峰比在0.5～0.8之间，拟合比在0.68左右。

图5 结构面剪切强度残余与峰值比与正应力关系

根据相关文献建议，结构面的残余强度为峰值强度的0.5倍[10]，拟合残余强度内摩擦角约为8.3°，结构面内摩擦角残峰比为0.8，与大量的结构面强度统计结果一致。

5 结 语

本文通过对北本水电站坝基岩体抗剪强度试验成果分析及应用比较，得出以下几点结论：

(1)基于Hork-Brown理论的参数计算结果与推荐的小值平均值和0.2分位值计算结果基本一致，且采用Hork-Brown理论对参数的计算可确定岩体的节理裂隙发育程度、不同应力条件下的剪切强度。因此，采用该方法获取的岩体力学参数更可靠，值得在岩体力学参数获取中推荐。

(2)北本水电站采用的岩体剪切强度和岩体与混凝土的剪切强度与试验成果分析结果吻合，表明参数获取合理。

(3)岩体的内摩擦角残峰比随着试验段竖向应力的增加由0.95变化为0.78，黏聚力残峰比则由0.35变化为0.80，表明应力条件对岩体抗剪影响较大。

(4)岩体强度低于混凝土强度时，岩体与混凝土抗剪强度主要受岩体强度控制；受制样扰动影响，岩体与混凝土接触面的峰值强度比岩体峰值强度稍低，而受浆液胶结影响，岩体与混凝土接触面的残余强度比岩体残余强度稍高。

(5)泥质板岩的泥化夹层抗剪强度残峰比在0.5～0.8之间，拟合比在0.68左右，与相关文献的结构面残余黏聚力为峰值黏聚力的0.5倍、残余内摩擦角为峰值内摩擦角的0.8倍一致。