滇中引水石鼓水源工程强风化岩质边坡稳定分析与治理

陈红如,李 坚,李冬冬,刘咏弟,孙海清

(1.水利部水利工程建设质量与安全监督总站,北京 100080; 2.云南省滇中引水工程有限公司,云南 昆明 650205; 3.长江勘测规划设计研究有限责任公司,湖北 武汉 430010)

0 引 言

边坡工程稳定性对工程安全至关重要[1-3]。岩质风化程度影响边坡岩体的物理力学特性。对于强风化岩质边坡,岩石颗粒的连接遭到破坏,岩体被风化裂隙反复切割,变得十分破碎,形成碎裂结构岩体甚至松散土,具有强度和弹性模量降低、遇水易软化、透水性增强、泊松比变大、变形量增加等特点,易在暴雨季节发生滑坡、泥石流等地质灾害[4-5]。因此,强风化岩质边坡的稳定性特征区别于一般岩质边坡或土质边坡,通常采用安全系数来评价边坡稳定状态,其物理意义明确、原理简单,至今仍是边坡稳定性分析中的重要概念和关键指标[6-7]。

随着计算机模拟技术的快速发展,数值分析方法被广泛应用到边坡稳定性分析之中[8-11],包括有限元法、有限差分法(FLAC)、离散元法、边界元法、无界元法、无网络法、块体理论等。其中,FLAC3D软件基于连续介质理论和显式有限差分法[12-15],可以准确模拟材料的塑性变形与破坏特性,适用于岩土体的大变形行为、非线性材料问题及失稳破坏发展过程与机理研究[16],在边坡大变形与安全稳定评估方面具备很大优势。但是,上述理论应用与数值分析方法在工程实践中的应用相对滞后[17],有必要将适用的数值分析方法应用于实际工程,为不同工况下强风化岩质边坡的安全性提供判别标准,为工程建设的正向设计提供技术依据[18]。

本文针对滇中引水石鼓水源工程地下泵站进水塔强风化岩质边坡的稳定性问题,通过FLAC3D软件对该边坡4种不同工况下的受力与变形稳定性、破坏区分布等进行分析,并分别采用强度折减法和Morgenstern-Price法计算边坡安全系数,综合评价该进水塔边坡自然状态、开挖过程及运行期间的稳定性;再经过边坡监测数据分析验证支护措施的有效性以及数值分析结果的正确性,可为类似强风化岩质边坡的开挖支护方案设计与稳定性判别提供参考。

1 工程地质条件

石鼓水源工程是滇中引水工程的重要组成部分,采用提水泵站取金沙江水。取水工程主要由引水渠、泵站、地面开关站等组成。引水渠布置于石鼓镇大同村下游金沙江右岸滩地,全长1 266 m,由引水口门、沉沙池段和连接段3个部分组成。泵站地下厂房近东西向分布于冲江河右岸山体中,按一级地下泵站布置。泵站建筑物主要由进水塔、进水流道、主变洞、主泵房及安装场、出水隧洞、出水池、地面开关站、交通洞、通风洞、电缆洞及厂外排水系统等组成。水源地下泵站建筑物采用六机一洞、两个水力单元布置,与2条进水隧洞对应。进水塔前沿宽度为60 m,分2段布置,单塔宽为30 m,顺水流向长18.5 m。综合考虑淹没深度要求、底板及隧洞进口岩体条件等因素,确定进水塔建基面高程1 800 m。

进水塔地面高程一般为1 825～1 828 m。地表第四系地层主要为冲洪积砂砾卵石、土夹卵砾石及洪坡积块碎石土。据钻孔揭露:塔基部位覆盖层厚度约6.3～30.7 m,表层主要为土夹卵砾石,结构呈稍密状,下部主要为砂砾卵石及碎砾石土夹块石,结构总体中密-密实;基岩主要为冉家湾组第四段上层(D1r4-2)灰-灰绿色绢云石英片岩、绢云微晶片岩及灰岩等,片岩类岩体中裂隙较发育。区内主要发育f7、f8、f9等3条小规模断层,对工程影响小,岩层产状一般为285°～302°∠28°～44°,岩体强、弱风化带厚度一般为14.7～27.4 m、38～53 m,地下水位埋深一般1.67～2.20 m,建基面位于地下水位以下23～24 m。

进水塔所在部位北侧边坡主要为强风化岩质边坡,岩性为绢云石英片岩夹绢云微晶片岩及片理化灰岩,岩质软-较坚硬,岩体完整性差-破碎,边坡虽属逆向坡结构,自然边坡整体稳定,但表层强风化岩体裂隙总体较发育,受裂隙、开挖临空面等组合切割,边坡局部稳定问题突出。

2 边坡稳定系数计算方法

强度折减法定义边坡安全系数为岩体的实际抗剪强度与折减后临界破坏时的剪切强度之比[19]。在FLAC3D中求解安全系数时,以数值计算的收敛性作为失稳判据。假定数值计算模型采用摩尔-库伦本构模型,首先给黏聚力设定一个大值来改变内部应力,获得体系达到力平衡的典型时步Nr;然后基于给定的安全系数,通过式(1)～(2)来调整岩体的强度指标黏聚力(c)和内摩擦角(φ):

cF=c/Ftrial

(1)

φF=tan-1(tanφ/Ftrial)

(2)

式中:cF为折减后的黏聚力;φF为折减后的内摩擦角;Ftrial为折减系数。

执行Nr时步,如果体系不平衡力与典型内力比率R<1×10-3,则认为体系达到了力平衡;否则再执行Nr时步,直至R<1×10-3后退出当前计算,开始新一轮的折减计算。通过不断增大折减系数,反复分析计算边坡稳定性,直至其达到临界破坏,此时得到的折减系数即为安全系数Fs。

摩根斯坦-普莱斯法(Morgenstern-Price法)是可计算任意形状滑动面安全系数的条分法。该方法假定各土条的切向条间力X与法向条间力E的比值用条间力函数f(x)与一个待定比例系数λ的乘积表示,即

X=λf(x)E

(3)

3 边坡稳定分析计算条件

3.1 计算参数

进水塔边坡涉及的岩层主要为灰岩、绿泥石英片岩,夹杂部分绿泥绢云片岩。开挖主要在强风化岩体内进行。具体岩体物理力学参数见表1。计算模型中,各岩土体均采用以Mohr-Coulomb准则为屈服函数的理想弹塑性模型。

根据地应力测试结果,考虑了构造应力的影响。进水塔边坡设计地震动峰值加速度代表值概率水准取基准期50 a超越概率10%,相应水平地震动峰值加速度为0.251g。

3.2 计算工况

进水塔边坡分级开挖,边坡开挖最高高程1 897 m,底部高程1 800 m。高程1 845 m以上按1∶0.8开挖,高程1 817.0～1 845.0 m按1∶0.7开挖,高程1 817.0～1 800.0 m为直立边坡。马道宽3.0～9.6 m。针对进水塔边坡开挖稳定性和运行期蓄水、降雨、地震荷载对边坡变形及应力状态的影响,共进行了多种工况组合计算,方案如表2所示。

表2 边坡计算工况

3.3 数值分析模型

选取典型进水塔边坡剖面为研究对象,边坡坡顶高程为1 966 m,开挖最高高程1 897 m,底部高程1 800 m,开挖坡高约97 m。基于边坡剖面(图1),建立了准三维数值分析模型(图2):剖面所在面为XY平面,Y轴正向为高程方向,模型底部高程为1 700 m;X方向指向山内侧方向为正,Z轴垂直XY平面,遵从右手法则;边坡模型三维尺寸为315 m×266 m×9 m(X×Y×Z)。边坡模型中,单元数为8 626,节点数为17 580。

图1 工程地质剖面及开挖示意Fig.1 Diagram of engineering geological section and excavation

图2 进水塔边坡计算模型Fig.2 Calculation model of intake tower slope

4 边坡稳定性分析结果

4.1 天然状态

图3给出了天然状态下边坡的最大主应力(σ1)和最小主应力(σ3)等色区图。坡体内的应力分布总体上符合自重作用下自然边坡应力场分布的一般规律,即在坡表附近,应力矢量方面发生偏转,最大主应力方向基本平行于坡面,最小主应力趋近于零。自然边坡整体上处于压应力状态,最大主压应力超过5 MPa。自然边坡的塑性区分布如图4所示,塑性区主要分布在边坡绿泥(绢云)片岩以及坡脚强风化岩体内,以剪切破坏为主。

图3 天然状态下边坡应力场Fig.3 Slope stress field in natural state

图4 天然状态下边坡塑性区Fig.4 Slope plastic zone map in natural state

4.2 开挖工况

图5为开挖引起的增量位移等色区图和矢量图。边坡开挖引起的卸荷回弹变形基本为斜向上朝向坡外,开挖边坡整体位移一般在5～20 mm之间,变形主要集中在高程1 862 m以下开挖坡面,且随着高程的减小而呈增大的趋势。

图5 开挖工况下边坡增量位移分布Fig.5 Incremental displacement distribution of slope under excavation condition

边坡最大增量位移为57.0 mm,出现在高程1 832 m平台绿泥(绢云)片岩出露处;高程1 817 m以下直立边坡处朝向坡外的水平位移较大,最大值为25.9 mm。

图6为开挖支护后边坡的最大主应力和最小主应力云图,开挖坡脚附近存在局部的应力集中,开挖边坡总体上处于压应力状态,开挖坡面拉应力区主要分布在边坡高程1 832 m以下的开挖坡面附近岩体内,最大拉应力值不超过0.1 MPa。

图6 开挖工况下边坡应力场分布Fig.6 Stress field distribution of slope under excavation condition

开挖边坡塑性区分布如图7所示。开挖过程中边坡强风化带内部分塑性区得到清除,开挖后边坡塑性区主要在开挖坡面附近强风化带以及坡脚部位分布,以剪切破坏为主,开挖坡面塑性区深度一般为3～7 m,坡脚局部深度为9 m。开挖完成后,预应力锚索受力在1 468～1 492 kN之间。

图7 开挖工况下边坡塑性区分布Fig.7 Distribution of plastic zone of slope under excavation condition

4.3 运行工况

图8为进水口水位上升至正常运行水位1 825 m时边坡的增量位移(相对于开挖工况)分布图。进水口水位上升引起的增量变形以斜向上的浮托变形为主。正常运行水位工况下,边坡增量位移一般在3～10 mm之间,位移主要集中在直立边坡附近。

图8 正常运行水位工况下开挖边坡的增量位移分布Fig.8 Incremental displacement distribution of excavation slope under normal operating water level

进水口水位上升对边坡的应力场和塑性区分布影响不大。正常运行水位工况下,边坡应力场的分布规律与开挖工况基本相同;除坡脚附近塑性区分布范围有所增加,其他部位塑性区无明显变化。图9为塑性区分布。

图9 正常运行水位工况下开挖边坡的塑性区分布Fig.9 Distribution of plastic zone of excavated slope under normal operating water level

4.4 地震工况

对于地震作用,考虑50 a超越概率10%的地震动作用,地震水平加速度为0.251g,采用拟静力法模拟地震荷载,地震力的方向为水平且指向边坡临空方向。

图10为开挖边坡在地震作用下的增量变形。在水平向荷载的作用下,边坡整体变形以朝向河谷方向的水平位移为主。边坡变形较大区域在边坡中上部,最大位移出现在坡顶处,量值为24 mm。应力场的分布与开挖边坡相比较,无大的变化,基本上没有拉应力区。塑性区的分布与开挖边坡相比较,无明显变化,基本上没有新增塑性区。

图10 地震工况下开挖边坡的增量位移分布Fig.10 Incremental displacement distribution of excavation slope under seismic condition

4.5 降雨工况

分析边坡开挖完成后强降雨作用对边坡的影响,以考虑坡表暂态饱和区的孔隙水压力及强度参数降低来模拟降雨的作用。图11为降雨工况下开挖边坡增量位移分布,图12为边坡塑性区分布。降雨对边坡变形的影响主要集中在边坡上部强风化带及坡脚直立边坡附近岩体内,最大位移值为10 mm,出现在坡脚直立边坡处;边坡上部强风化带岩体呈现出整体朝向坡外的变形趋势,位移一般在5～8 mm之间;其他部位位移值一般在5 mm以内。

图11 降雨工况下开挖边坡的增量位移分布Fig.11 Incremental displacement distribution of excavation slope under rainfall condition

图12 降雨工况下开挖边坡的塑性区分布Fig.12 Distribution of plastic zone of excavated slope under rainfall condition

坡脚及边坡上部强风化带软岩及中硬岩内塑性区范围及深度有所扩大。降雨入渗的影响区域主要集中在坡面浅层岩土体内,因此对整个边坡的应力分布影响不大。

4.6 边坡安全系数

采用强度折减法分析了各计算工况下进水塔边坡剖面边坡进入临界状态下的失稳路径和安全系数。图13展示了搜索得到的边坡潜在最危险滑移路径,图14展示了运用边坡极限平衡法分析得到的失稳区域。

图13 开挖边坡临界失稳状态变形特性Fig.13 Deformation characteristics of excavation slope in critical unstable state

图14 开挖后边坡失稳最危险滑动面及滑体条分示意Fig.14 Most dangerous slide surface and slide mass of slope instability after excavation

采用Morgenstern-Price方法对边坡的稳定性进行极限平衡分析。计算得到的边坡失稳模式:失稳区域主要集中在边坡上部强卸荷带岩体内,在高程1 963 m处形成后缘拉裂面,大致沿强弱风化界面滑动,前缘剪出口大致位于高程1 868 m部位,边坡在各种工况下的稳定性安全系数为1.15～1.48。采用极限平衡法得到边坡在各种工况下的安全系数为1.17～1.52,安全系数与失稳区域均与强度折减法得到的结果基本一致,如表3所示。

表3 进水塔边坡剖面边坡各工况安全系数

两种方法得到的安全系数均满足规范要求。除降雨工况外,其他工况边坡有一定的安全裕度。进水塔边坡在降雨工况下安全系数只能达到规范最低要求,安全裕度有限。为加强边坡降雨工况下的安全性,根据边坡失稳区域分布情况,需对高程1 862 m以上开挖坡面的预应力锚索进行加密布置。

进水塔边坡下部分布有绿泥(绢云)片岩,易对边坡局部变形造成不利影响,应对该部分软岩进行置换。高程1 817 m以下直立边坡(开挖高度18 m)在开挖过程中产生了较大的水平朝向坡外变形,易对边坡的稳定性造成不利影响,应加强该部位支护强度。施工过程中需减小对这些部位的开挖扰动,及时进行喷锚支护,强化截排水措施,并加强变形监测。

5 支护措施与监测数据分析

根据边坡稳定性数值分析结果,结合边坡实际情况,确定该进水塔边坡主要支护形式为系统锚杆+挂钢筋网+喷混凝土+混凝土面板+排水孔+锚索,如图15所示。系统锚杆直径为25 mm,长度L为600 cm,间排距为150 cm×150 cm;锚索采用设计吨位T=2 000 kN、长度L=50 m,T=2 000 kN、L=40 m,T=2 000 kN、L=30 m,T=1 500 kN、L=40 m共4种类型。针对不同深度的强风化岩层设计不同的锚索深度,保证锚索内锚段布置在完整性较好的基岩里面,锚索外锚段设置在混凝土面板上,确保锚索整体受力。

图15 进水塔边坡典型支护断面形式(尺寸单位:cm)Fig.15 Typical support section form of intake tower slope

依据监测布置,进水塔边坡布置4个监测断面,共计4个测斜孔、5套多点位移计(四点式)、20支锚杆应力计、14台锚索测力计(其中1 500 kN量级6台,2 000 kN量级8台)以及3个水位孔对边坡变形、支护(锚固)应力及地下水位进行监测。地下泵站进水塔边坡安全监测仪器布置见图16。

图16 进水塔边坡安全监测仪器布置Fig.16 Layout of safety monitoring instruments for intake tower slope

截至2023年5月,进水塔边坡测斜孔孔口最大累计合位移为22.57 mm,位移变化渐趋于平稳;孔内无明显滑动位移;多点位移计实测内部变形在26.2 mm以内(图17);实测锚杆支护应力介于-91.1～135.2 MPa之间(图18);锚索测力计锁定后,荷载损失小,锚索荷载趋于平稳(图19);目前进水塔边坡各监测物理量变化量较小,各项监测成果趋于平稳,边坡整体处于变形与受力安全稳定状态。

注:35,20,10 m均为点位与孔口的距离。图17 多点位移计典型位移-时间变化过程线Fig.17 Typical displacement-time variation hydrograph of multipoint displacement meter

图18 锚杆应力计典型应力-时间过程曲线Fig.18 Typical stress-strain process curve of anchor stress meter

图19 进水塔边坡锚索测力计累计荷载损失过程线Fig.19 Accumulated load loss hydrograph of anchor cable dynamometer for intake tower slope

6 结 论

本文采用三维显式有限差分法,对滇中引水石鼓水源工程地下泵站进水塔强风化岩质边坡在各种工况下的稳定性进行了计算分析,获得了边坡的变形场、应力场、塑性区分布以及安全系数,取得以下主要研究结论。

(1) 进水塔边坡开挖引起的卸荷回弹变形为斜向上朝向坡外,变形主要集中在高程1 862 m以下开挖坡面,开挖边坡整体位移一般在5～20 mm。开挖坡脚附近存在局部应力集中,边坡总体上处于压应力状态,拉应力区主要分布在高程1 832 m以下开挖坡面附近岩体内;塑性区主要分布在开挖坡面附近强风化带以及坡脚部位,以剪切破坏为主,深度一般为3～9 m,以压剪破坏为主。

(2) 边坡潜在失稳区域主要集中在边坡上部强卸荷带岩体内,高程1 963 m处形成后缘拉裂面,大致沿强弱风化界面滑动,前缘剪出口大致位于高程1 868 m。强度折减法得到的各工况安全系数为1.15～1.48,极限平衡法得到的各工况安全系数为1.17～1.52。两种方法得到的安全系数与失稳区域范围结果基本一致。边坡安全系数满足规范要求,除降雨工况外,其他工况边坡有一定的安全裕度。

(3) 进水塔边坡在降雨工况下安全裕度有限,根据边坡失稳区域分布情况,对高程1 862 m以上开挖坡面的预应力锚索进行加密布置。边坡下部分布有绿泥(绢云)片岩,易对边坡局部变形造成不利影响,因此对该部分软岩进行置换。高程1 817 m以下直立边坡(开挖高度18 m)在开挖过程中产生了水平朝向坡外的较大变形,因此加强该部位支护强度。同时在施工过程中,减小对这些部位的开挖扰动,及时进行喷锚支护,强化截排水措施,并加强变形监测。

(4) 进水塔边坡的监测数据分析结果表明,该边坡受力与变形均处于安全稳定状态,验证了强风化岩质边坡针对性支护措施的有效性以及数值分析结果的正确性。研究成果可为类似强风化岩质边坡的开挖支护方案设计与稳定性判别提供参考。