段龍海,張 林,楊寶全,丁澤霖

(四川大學(xué) 水利水電學(xué)院,四川 成都 610065)

1 前 言

近年來,在水電開發(fā)建設(shè)當(dāng)中,拱壩因具有體型小、超載能力強、節(jié)省投資及抗震性能好[1]等優(yōu)點而被廣泛采用。隨著一批特高拱壩的興建,如小灣、錦屏一級、溪洛渡等,對拱壩穩(wěn)定安全性的研究顯得十分重要,而壩肩巖體的穩(wěn)定是拱壩安全的根本保證。通過地質(zhì)力學(xué)模型試驗可以了解大壩、壩肩、壩基的變形及分布特征,揭示壩與壩肩及抗力體部的破壞過程、破壞形態(tài)及破壞機理,確定整體穩(wěn)定安全度。其主要特點是,在模型中能較真實地模擬壩肩壩基巖體中的斷層、破碎帶及各種軟弱結(jié)構(gòu)面、主要節(jié)理裂隙等不良地質(zhì)構(gòu)造,充分反映巖體的非均勻性、非彈性、非連續(xù)性及多裂隙的力學(xué)特征,試驗結(jié)果能給人以更直觀的感覺[2]。地質(zhì)力學(xué)模型試驗因此被廣泛應(yīng)用于國內(nèi)外高壩的整體穩(wěn)定研究。

目前地質(zhì)力學(xué)模型試驗方法中超載法用得較多,如清華大學(xué)應(yīng)用超載法開展了錦屏一級、大崗山、小灣、二灘等高拱壩地質(zhì)力學(xué)模型試驗,得出了在超載情況下的壩體穩(wěn)定安全系數(shù)以及破壞過程。該方法是在假定巖體力學(xué)參數(shù)不變的前提下,采用逐漸增加超載倍數(shù)以研究壩與地基從局部到整體的破壞失穩(wěn)過程,通過測量到臨界失穩(wěn)荷載與正常工作荷載之比推求安全系數(shù)。強度儲備法是利用逐步降低巖體或結(jié)構(gòu)面的抗剪斷強度直至基礎(chǔ)失穩(wěn),并得出基礎(chǔ)失穩(wěn)時抗剪斷強度降低的倍數(shù)即強度儲備系數(shù),但在實際運用中,由于模型材料的限制,實現(xiàn)起來較困難,需要研制新型模型材料。地質(zhì)力學(xué)模型綜合法試驗運用新型模型材料——變溫相似材料,在同一模型上實現(xiàn)既考慮水壓可能超載的因素,又考慮壩肩、壩基巖體力學(xué)參數(shù)可能降低的實際[3],將這兩種因素綜合起來進行試驗,更能貼近工程實際。本文采用三維地質(zhì)力學(xué)模型綜合法試驗對溪洛渡高拱壩壩肩、壩基穩(wěn)定性進行研究,探討大壩在水荷載逐步增大且?guī)r體結(jié)構(gòu)面強度適當(dāng)降低的情況下,壩體及壩肩、壩基的變形分布特征,破壞過程、破壞形態(tài)及破壞機理,分析評價壩與地基的整體穩(wěn)定性,以及綜合穩(wěn)定安全系數(shù)。

2 地質(zhì)力學(xué)模型試驗方法

2.1 綜合法基本原理

地質(zhì)力學(xué)模型試驗方法主要有三種:超載法、強度儲備法(降強法)、超載與強度儲備相結(jié)合的綜合法,三種方法所考慮的影響穩(wěn)定安全的因素不一樣。其中:超載法主要考慮壩基(壩肩)巖體等結(jié)構(gòu)在其力學(xué)參數(shù)不變的條件下,超標(biāo)洪水對工程安全度的影響。超載安全系數(shù) Kp定義為超載破壞時的荷載P′m與設(shè)計荷載 Pm的比值,試驗中一般采用超容重的方法,則 Kp又為模型破壞時加壓液體的容重γ′m與模型加壓液體的設(shè)計容重γm的比值,即 Kp=P′m/Pm=γ′m/γm。強度儲備法主要基于壩基 (壩肩)巖體強度儲備理論,考慮工程在長期運行中,由于庫水的浸泡或滲漏使巖體及結(jié)構(gòu)面力學(xué)參數(shù)逐步降低對工程安全度的影響。強度儲備系數(shù) Ks定義為設(shè)計抗剪斷強度 τm和強降破壞時的抗剪斷強度τ′m的比值,其表達式為:Ks=τm/τ′m。綜合法是超載法和強度儲備法的結(jié)合,即在一個模型上進行超載法和降強法試驗。這種方法既考慮到工程上可能遇到的突發(fā)洪水,又考慮到工程長期運行中巖體及軟弱結(jié)構(gòu)面力學(xué)參數(shù)逐步降低的情況,能反映多種因素對工程穩(wěn)定安全性的影響。經(jīng)推導(dǎo)綜合安全系數(shù) Kc等于模型破壞時的強降倍數(shù) K1與超載倍數(shù)K2的乘積,即 Kc=K1·。

由于地質(zhì)力學(xué)模型試驗屬破壞試驗[5],因此必須滿足破壞試驗相似律的要求。由地質(zhì)力學(xué)模型相似理論,模型相似應(yīng)滿足下列關(guān)系:Cγ=1,Cε=1,Cf=1,Cμ=1,Cσ=CεCE,Cσ=CE=CL,CF=Cσ。其中,CE、Cγ、CL、Cσ及 CF分別為變模比 、容重比、幾何比、應(yīng)力比及集中力比;Cμ、Cε及 Cf分別為泊松比比、應(yīng)變比及摩擦系數(shù)比。

2.2 工程概況及模型設(shè)計

溪洛渡水電站樞紐由混凝土雙曲拱壩、泄洪建筑物、引水發(fā)電建筑物等組成。大壩最大壩高278m。該電站開發(fā)任務(wù)是以發(fā)電為主,兼有攔沙、防洪、漂木及改善下河航運等綜合利用效能。壩區(qū)河床基巖及兩岸谷坡主要由峨眉山玄武巖(P2β)組成。據(jù)對原型工程特點并結(jié)合實驗場地和試驗精度要求等綜合分析,選定模型幾何比尺 CL=300。通過對壩址區(qū)河谷地形特點、壩肩、壩基地質(zhì)構(gòu)造特性、拱壩樞紐布置特點及試驗要求等因素綜合考慮后,模型模擬范圍為 400cm×400cm(縱向 ×橫向),相當(dāng)于原型工程 1200m×1200m范圍。模型基底模擬高程為 100m,模型壩底模擬高程為 332m,則壩基模擬深度為 232m,大于三分之二壩高深度。兩岸山體模擬至 720m高程,高出壩頂高程 110m。模擬范圍滿足破壞試驗的要求,也能全面反映工程的實際情況。

拱壩壩肩及抗力體部巖體由 12層玄武巖流層組成。層間、層內(nèi)錯動帶為發(fā)育于各巖流層內(nèi)部的緩傾角構(gòu)造錯動帶。針對溪洛渡拱壩壩肩、壩基的地質(zhì)構(gòu)造特點,在模型模擬中,重點是對穩(wěn)定起控制作用的層間、層內(nèi)錯動帶及可能形成側(cè)滑面的陡傾角不連續(xù)節(jié)理組的模擬。在模型制作中,各層巖體采用重晶石粉澆注塊模擬,重晶石粉容重與巖體容重相等,以實現(xiàn)巖體重力場的模擬。軟弱結(jié)構(gòu)面,層間、層內(nèi)錯動帶材料采用兩類變溫相似材料模擬[6]。2號夾層變溫相似材料模擬 P2βn頁巖層,1號夾層變溫相似材料模擬壩基、壩肩及抗力體內(nèi)的14層層間、層內(nèi)錯動帶,在壩基以下布置了 4層,即P2β4LC層內(nèi)、P2β3～4層間、P2β3LC層內(nèi)及 P2βn夾層帶;兩岸壩肩內(nèi)布置了 10層 ,即 P2β4～5層間、P2β5～6層間 、P2β6LC下層 內(nèi)、P2β6LC上層 內(nèi)、P2β6～7層 間、P2β7～8層間、P2β8LC層內(nèi)、P2β8～9層間 、P2β9～10層間和 P2β11～12層間。變溫相似材料是為實現(xiàn)模型材料的抗剪斷強度逐步降低而研制的,已成功應(yīng)用于錦屏一級、小灣高拱壩等三維地質(zhì)力學(xué)模型試驗中[7]。模型壩體以重晶石粉為加重料、少量石膏粉為膠結(jié)料、水為稀釋劑,并摻和一定添加劑,按一定配比澆制而成[8]。材料力學(xué)參數(shù)見表1。

3 試驗成果及分析

3.1 試驗過程

本次試驗由變溫試驗階段和超載試驗階段兩部分組成。超載時用油壓千斤頂加載,變溫試驗采用多臺調(diào)壓器調(diào)節(jié)電壓高低,控制升溫的快慢及高低。采用 XJ—100型巡回檢測儀帶 21支熱電偶控制壩肩、壩基各層間、層內(nèi)錯動帶及軟弱夾層的溫度變化。試驗時首先對模型反復(fù)預(yù)壓,然后加載至一倍正常荷載,在此基礎(chǔ)上升溫降低壩肩巖體層間、層內(nèi)錯動帶力學(xué)參數(shù)。升溫過程為八級,每級升高 5℃,最終升至 65℃,此時巖體結(jié)構(gòu)面強度約下降 30%。在保持溫度 65℃基礎(chǔ)上逐級加載,直至壩肩破壞失穩(wěn),最終超載倍數(shù)達到 5.0。

3.2 壩體位移分布特征

在本次試驗研究中,從壩體下游表面位移分布特征可以看出:拱冠位移大于拱端位移,拱冠上部徑向位移大于下部位移。壩底高程的徑向位移在兩個試驗階段均較大,特別是在超載階段壩底部位移急增,說明壩基巖體對壩底部的約束力不夠。壩體切向變位遠(yuǎn)小于徑向變位。在強降階段,兩拱端切向變位均為較小的正值,進入超載階段后,由于拱推力逐漸增大,切向變位逐漸變?yōu)樨?fù)值,即往兩岸山體內(nèi)變位,且右拱端切向變位大于左拱端切向變位。

3.3 壩肩及抗力體表面位移分布規(guī)律

從兩壩肩及抗力體表面位移總體分布看,變位存在不對稱現(xiàn)象,左岸位移大于右岸位移,下部位移大于上部位移。從兩岸垂直于陡傾節(jié)理面的位移看,左岸位移大于右岸位移。從兩岸平行于陡傾節(jié)理面的位移看,右岸抗力體中下部變位最大,左岸抗力體前部破壞較重。從平行于與垂直于陡傾節(jié)理各測點變位發(fā)展總體分布還可看出,右岸橫河向變位小于左岸橫河向變位,橫河向變位指向河槽;右岸順河向變位也小于左岸順河向變位,變位值均不大。從左、右兩岸抗力體變位對比看出,垂直于陡傾節(jié)理面的變位,左岸遠(yuǎn)大于右岸。從兩岸抗力體部變位立面分布看,中、下部變位相對較大,在右岸高程510m以下、左岸高程 520m以下,各層變位 δP值普遍較大,系破壞最重區(qū)。模型最終破壞形態(tài)見圖1。

表1 原型、模型主要力學(xué)參數(shù)

3.4 壩肩及抗力體層間層內(nèi)錯動帶變位分布特征

兩壩肩層間層內(nèi)錯動帶變位也存在不對稱現(xiàn)象。在兩個試驗階段,左壩肩及抗力體部層間層內(nèi)錯動帶相對位移大于右岸;左岸層間層內(nèi)錯動帶垂直于陡傾節(jié)理面的相對位移大于平行于陡傾節(jié)理面的相對位移;右岸在兩個試驗階段均為平行于陡傾節(jié)理面方向的相對變位大于垂直向的變位,與左岸恰好相反。右岸中、下部層間層內(nèi)錯動帶的相對變位較大,左岸中、下部及中偏上部相對變位較大。

圖1 溪洛渡高拱壩模型最終破壞形態(tài)

3.5 模型破壞形態(tài)

右岸破壞范圍及程度小于左岸,破壞區(qū)自壩頂往下至谷底,在立面上大致呈不完整的三角形分布形態(tài),主要反映出抗力體中下部破壞較重、上部破壞范圍小。裂縫斷續(xù)延伸最大長度約 120cm,位于P2β6～7層層間面附近;次長為 102cm,位于 P2β6LC層間錯動帶。P2β5層破壞范圍主要在上游部,下游部未壞,主要是受河底約束的結(jié)果。模型右岸破壞形態(tài)見圖2。左岸破壞區(qū)范圍及破壞程度較右岸大,不僅抗力體部破壞嚴(yán)重,而且拱端上游面拉裂縫明顯?？沽w部破壞層自壩頂往下至谷底呈明顯的三角形分布,各部裂縫連通性較右岸好,從下游看去,裂縫走向與陡傾節(jié)理 N25°W走向近乎一致,特別是在破壞區(qū)中下部更為明顯。破壞區(qū)以中下部及中偏上部破壞較重。裂縫最大延伸長度為 132cm,出現(xiàn)在 P2β7層,左岸以 P2β5～7層及 P2β8層下部破壞較重,對穩(wěn)定影響較大。左岸破壞形態(tài)見圖3。

3.6 綜合穩(wěn)定安全系數(shù)

對溪洛渡高拱壩壩肩穩(wěn)定而言,對穩(wěn)定起主導(dǎo)作用的是玄武巖中存在的多層層間、層內(nèi)錯動帶。因此,它的力學(xué)參數(shù)變化對穩(wěn)定影響最大[9]。根據(jù)Kc=K1·K2(K1為強度儲備系數(shù);K2為超載系數(shù);Kc為壩肩綜合穩(wěn)定安全度[10]),最后得出溪洛渡高拱壩壩肩綜合穩(wěn)定安全度 Kc為 6.34,其中強度儲備系數(shù) K1為 3.17,超載安全系數(shù) K2為 2.0,滿足設(shè)計要求。但對壩肩中下部及壩基的處理十分必要。

圖2 溪洛渡高拱壩模型右壩肩破壞形態(tài)

圖3 溪洛渡高拱壩模型左壩肩破壞形態(tài)

4 主要結(jié)論

(1)本文采用三維地質(zhì)力學(xué)模型試驗探討溪洛渡高拱壩壩肩穩(wěn)定安全度,在未計入滲壓及地震荷載的作用情況下,溪洛渡拱壩的綜合穩(wěn)定安全度為6.3,表明溪洛渡拱壩壩肩總體上是穩(wěn)定的,但層間、層內(nèi)錯動帶對壩基、壩肩穩(wěn)定影響較大。

(2)試驗成果表明,兩壩肩及抗力體內(nèi)各層間、層內(nèi)錯動帶對穩(wěn)定性的影響程度不一。從各高程外側(cè)位移 δP分析,右岸中下部各層及左岸中下部與中偏上部變位值相對較大。兩岸主要在 P2β5～P2β8各層的變位值較大,兩壩肩及抗力體破壞最重的區(qū)域也主要分布在這幾層內(nèi)。

(3)在超載過程中,壩體在向下游變位的同時,在水平面內(nèi)呈現(xiàn)明顯的順時針向轉(zhuǎn)動變位,從而形成左岸破壞較重、右岸破壞相對較輕的形態(tài)。由壩體拱冠梁變位發(fā)展過程看出,壩基面徑向變位較大,表明基礎(chǔ)約束較弱穩(wěn)定性較差,這主要是受壩基以下及其鄰近的層間、層內(nèi)錯動帶的影響,導(dǎo)致壩底部變位增大。

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