岑威鈞,張自齊,周 濤,楊宏昆,盧培燦

(1.河海大學(xué)水利水電學(xué)院,江蘇南京 210098; 2.水利部土石壩破壞機(jī)理與防控技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇南京 210024; 3.四川省清源工程咨詢(xún)有限公司,四川成都 610072)

?

覆蓋層上高面板堆石壩的極限抗震能力

岑威鈞1,2,張自齊1,2,周 濤3,楊宏昆3,盧培燦3

(1.河海大學(xué)水利水電學(xué)院,江蘇南京 210098; 2.水利部土石壩破壞機(jī)理與防控技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇南京 210024; 3.四川省清源工程咨詢(xún)有限公司,四川成都 610072)

摘要:針對(duì)地震作用下面板壩的非線性動(dòng)力反應(yīng),為了準(zhǔn)確評(píng)估大壩的極限抗震能力,從壩坡抗震穩(wěn)定性、壩體震后殘余變形、壩基覆蓋層液化和面板接縫變形等方面探討面板壩的地震破壞計(jì)算方法和評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。采用三維有限元法,對(duì)某覆蓋層上高135 m的混凝土面板堆石壩進(jìn)行極限抗震能力計(jì)算,結(jié)合多角度綜合分析表明,大壩的極限抗震能力約為0. 52g～0. 54g,大壩具有較強(qiáng)的抗震能力。

關(guān)鍵詞:高面板堆石壩;覆蓋層;壩坡穩(wěn)定;永久變形;接縫變形;液化;極限抗震能力

混凝土面板堆石壩以其安全性、經(jīng)濟(jì)性及對(duì)地基條件的廣泛適應(yīng)性得到了壩工界的普遍認(rèn)同。隨著筑壩技術(shù)的迅速發(fā)展,面板壩筑壩高度不斷攀升,筑壩條件也越發(fā)復(fù)雜。國(guó)內(nèi)外相繼建造了一批高面板堆石壩,其中一些面板壩還坐落在強(qiáng)震區(qū)和覆蓋層上?！?·12”汶川大地震后,對(duì)高面板壩抗震安全性的研究得到了很大重視,同時(shí)也注重對(duì)面板壩震害資料的收集及抗震效果的后評(píng)價(jià)。如受汶川大地震影響的高156 m的紫坪鋪面板堆石壩,其抗震安全性和加固措施備受關(guān)注[1]。紫坪鋪面板壩按地震烈度8度設(shè)防,設(shè)計(jì)采用的100年超越概率2%的峰值加速度為0. 26g,而實(shí)際大壩遭受的地震烈度在9～10度。從大壩震害情況看,主要是壩體地震永久變形、面板擠壓破壞和錯(cuò)臺(tái)、壩頂結(jié)構(gòu)及下游壩坡局部破壞等。大壩主體經(jīng)受了超設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的地震考驗(yàn),說(shuō)明面板壩總體上具有很強(qiáng)的抗震安全性。紫坪鋪面板堆石壩的震害分析對(duì)進(jìn)一步修正和完善已有面板壩抗震設(shè)計(jì)及計(jì)算抗震能力分析亦有較大幫助。目前,土石壩極限抗震能力的預(yù)測(cè)與評(píng)價(jià)理論尚未成熟,學(xué)術(shù)界與工程界均未形成統(tǒng)一認(rèn)識(shí)[2-4]。本文嘗試從壩坡抗震穩(wěn)定、震后大壩殘余變形、壩基覆蓋層液化、面板接縫變形等方面對(duì)面板壩的極限抗震能力進(jìn)行綜合分析和評(píng)價(jià),并對(duì)覆蓋層上的高面板堆石壩進(jìn)行了極限抗震能力計(jì)算,計(jì)算成果可供類(lèi)似工程參考。限于篇幅,有關(guān)土石壩動(dòng)力計(jì)算的基本理論不再列舉,可參閱文獻(xiàn)[1]。

1 極限抗震能力分析方法及評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)

1. 1 壩坡極限抗震穩(wěn)定性

目前,壩坡穩(wěn)定分析主要有剛體極限平衡法、有限元極限平衡法和強(qiáng)度折減法等。剛體極限平衡法原理簡(jiǎn)單明了,工程應(yīng)用最為廣泛。對(duì)于壩坡動(dòng)力抗震穩(wěn)定性,剛體極限平衡法目前尚不能進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析,只能采用擬靜力法將地震荷載作為滑動(dòng)力(矩)考慮。但是,傳統(tǒng)豎向分割的土條在計(jì)算地震慣性力時(shí)不能體現(xiàn)圖1中地震動(dòng)態(tài)分布系數(shù)ai的非均勻分布特性,即不能合理反映大壩的非線性動(dòng)力反應(yīng)特性,尤其對(duì)高壩,頂部附近明顯的加速度“鞭稍”效應(yīng)對(duì)計(jì)算結(jié)果有較大影響。因此,采用擬靜力法結(jié)合剛體極限平衡法計(jì)算壩坡動(dòng)力穩(wěn)定存在理論不夠嚴(yán)密的問(wèn)題。

圖1 地震動(dòng)態(tài)分布系數(shù)

有限元極限平衡法是在大壩應(yīng)力變形計(jì)算成果的基礎(chǔ)上進(jìn)行土體極限平衡分析,一般多像剛體極限平衡法那樣預(yù)先給定滑弧形式,然后進(jìn)行最危險(xiǎn)滑動(dòng)面的搜索?；∶嫔戏ㄏ蚝颓邢驊?yīng)力可由所在單元高斯點(diǎn)應(yīng)力映射得到。與剛體極限平衡法相比,有限元極限平衡法可以考慮土體的變形特性及應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系,能較為精確地反映壩坡土體的應(yīng)力狀態(tài),因此計(jì)算精度較高。當(dāng)該法用于壩坡動(dòng)力穩(wěn)定計(jì)算時(shí),只需在靜應(yīng)力的基礎(chǔ)上增加地震引起的動(dòng)應(yīng)力(包括動(dòng)孔壓),得到隨時(shí)間不斷變化的安全系數(shù)過(guò)程線,動(dòng)態(tài)反映壩坡的抗震穩(wěn)定性。與靜力計(jì)算不同,即使動(dòng)力安全系數(shù)Fs＜1也不能說(shuō)明壩坡一定失穩(wěn),學(xué)術(shù)界常用Fs＜1的持續(xù)時(shí)間來(lái)判斷壩坡動(dòng)力穩(wěn)定性,但無(wú)公認(rèn)判斷標(biāo)準(zhǔn),因此有限元極限平衡法同樣不適合精確計(jì)算和判定壩坡的極限抗震穩(wěn)定性。

表1 3種壩坡抗震穩(wěn)定性分析方法比較

有限元強(qiáng)度折減法最早由Zienkiewicz等[5]提出,該法完全拋棄了前兩種方法需要不斷搜索可能破壞面的基本假定,按式(1)對(duì)土體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)進(jìn)行折減后直接進(jìn)行有限元彈塑性計(jì)算,最終能夠得到一個(gè)土體恰好“破壞”時(shí)的折減系數(shù)Fr,其作為一個(gè)安全系數(shù)具有明確的物理意義。

式中:c和φ分別為原始土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角; cr和φr分別為折減后的強(qiáng)度參數(shù)。

計(jì)算時(shí),不斷增大Fr直到壩坡土體遭到破壞為止[6]。土體破壞準(zhǔn)則一般采用Mohr-Coulomb (M-C)準(zhǔn)則或與之匹配的D-P系列準(zhǔn)則。M-C準(zhǔn)則在應(yīng)力空間中是一個(gè)以靜水應(yīng)力軸為對(duì)稱(chēng)軸的不等邊六角錐,存在棱角,給數(shù)值計(jì)算穩(wěn)定性帶來(lái)不便,故可用與M-C準(zhǔn)則相匹配的D-P準(zhǔn)則替代。D-P準(zhǔn)則的通用表達(dá)式如下:

式中:I1為應(yīng)力張量的第一不變量;J2為偏應(yīng)力張量的第二不變量;α和k為與材料常數(shù)相關(guān)的系數(shù)。

根據(jù)與M-C準(zhǔn)則不同的匹配條件,可以產(chǎn)生D-P系列準(zhǔn)則[7]。筆者曾用上述3種方法對(duì)某邊坡進(jìn)行靜力穩(wěn)定性計(jì)算比較,采用有限元極限平衡法、強(qiáng)度折減法(M-C準(zhǔn)則及M-C內(nèi)切圓的D-P準(zhǔn)則)與剛體極限平衡法計(jì)算的安全系數(shù)分別只相差0. 50%、2. 57%和0. 50%,且3種方法所得的滑動(dòng)破壞面的位置幾乎一致,說(shuō)明采用這3種方法計(jì)算壩坡穩(wěn)定具有足夠的精度和可靠性[8]。

有限元強(qiáng)度折減法進(jìn)行壩坡靜力穩(wěn)定計(jì)算的理論已較為成熟。塑性區(qū)是否貫通、迭代計(jì)算是否收斂及特征部位變形是否發(fā)生突變等不同判據(jù)所得結(jié)果均有較好的客觀一致性。但是,當(dāng)該法用于壩坡動(dòng)力穩(wěn)定時(shí)程分析時(shí),由于目前尚無(wú)統(tǒng)一可靠的動(dòng)力失穩(wěn)判斷準(zhǔn)則,因此暫不宜將該法簡(jiǎn)單地用于壩坡動(dòng)力穩(wěn)定性的時(shí)程分析。如果將地震荷載以慣性力形式施加,則壩坡動(dòng)力穩(wěn)定問(wèn)題轉(zhuǎn)化為靜力穩(wěn)定問(wèn)題,且又能很好地反映沿壩高方向變化的地震動(dòng)態(tài)分布系數(shù),此時(shí)強(qiáng)度折減法計(jì)算得到的壩坡抗震穩(wěn)定安全系數(shù)是可靠的。表1簡(jiǎn)要總結(jié)了3種壩坡動(dòng)力穩(wěn)定性計(jì)算方法的主要特性。

綜上所述,采用有限元強(qiáng)度折減法進(jìn)行壩坡極限抗震能力分析是比較可靠的,其中地震荷載以地震慣性力的形式施加。安全系數(shù)1. 0即為壩坡抗震穩(wěn)定的極限標(biāo)準(zhǔn)。

1. 2 壩體震后殘余變形

地震往復(fù)荷載作用下,壩體堆石料孔隙不斷壓縮或填充,堆石顆粒破碎,各時(shí)刻產(chǎn)生的殘余變形不斷累積,至地震結(jié)束時(shí)達(dá)到最大值,土石壩的動(dòng)力穩(wěn)定性評(píng)價(jià)應(yīng)充分考慮壩體及地基在地震后可能產(chǎn)生的永久變形[9]。目前大多采用整體分析方法來(lái)計(jì)算面板壩震后殘余變形。計(jì)算時(shí)將地震歷時(shí)分成若干時(shí)段,對(duì)每個(gè)時(shí)段進(jìn)行動(dòng)力分析,計(jì)算該時(shí)段內(nèi)各單元的殘余變形增量,再把它轉(zhuǎn)化成初應(yīng)力后進(jìn)行靜力計(jì)算,即得殘余變形。整個(gè)地震歷時(shí)內(nèi)振動(dòng)次數(shù)增量△N的合理分配對(duì)計(jì)算結(jié)果有較大影響。一般建議在計(jì)算時(shí)段等分時(shí),地震加速度峰值所在時(shí)段和加速度較大時(shí)段分配較多的振動(dòng)次數(shù),而不是將振動(dòng)次數(shù)N簡(jiǎn)單的按時(shí)段均分。如此逐時(shí)段地進(jìn)行,累積得到整個(gè)地震過(guò)程中殘余變形的發(fā)展過(guò)程。各時(shí)段內(nèi)殘余應(yīng)變?cè)隽靠砂瓷蛑榻萚10]的建議公式進(jìn)行計(jì)算:

式中:△εvr為殘余體積應(yīng)變;△γr為殘余剪切應(yīng)變;Sl為剪應(yīng)力水平;γd為動(dòng)剪應(yīng)變;c1、c2、c3、c4、c5為試驗(yàn)參數(shù),由常規(guī)的動(dòng)三軸試驗(yàn)確定。

關(guān)于面板壩震后殘余變形的界限值,目前尚無(wú)理論確定方法,一般可按已有工程的實(shí)測(cè)值做大致參考調(diào)整。有人提出將震陷率或傾度作為控制標(biāo)準(zhǔn),但依然缺乏合理的科學(xué)依據(jù)和方法[11]。

1. 3 壩基覆蓋層抗液化能力

地震作用過(guò)程中,壩基覆蓋層動(dòng)孔壓會(huì)不斷積累增長(zhǎng),液化度會(huì)不斷增加。當(dāng)液化度到達(dá)100% 時(shí),壩基覆蓋層發(fā)生液化,承載力喪失。動(dòng)孔壓除與土體性質(zhì)和地震歷時(shí)密切相關(guān)外,還受地震強(qiáng)度的影響。因此計(jì)算時(shí)不斷加大地震加速度,至壩基覆蓋層液化度達(dá)到100%時(shí)作為大壩極限抗震性的判斷標(biāo)準(zhǔn)。事實(shí)上,地震歷時(shí)內(nèi)壩基覆蓋層動(dòng)孔壓在增大的同時(shí)也會(huì)向周邊擴(kuò)散和消散,常規(guī)的不排水有效應(yīng)力法(如孔壓應(yīng)力模型、應(yīng)變模型、顧淦臣動(dòng)孔壓曲線模型等)計(jì)算得到的動(dòng)孔壓結(jié)果偏大,即使個(gè)別部位出現(xiàn)了瞬時(shí)的壩基液化,也不至于危及大壩結(jié)構(gòu)整體安全。因此,用不排水有效應(yīng)力法計(jì)算壩基抗液化能力來(lái)推斷大壩的極限抗震能力有不足之處,但可作為輔助判斷依據(jù)。

1. 4 大壩接縫止水極限變形

面板壩接縫止水結(jié)構(gòu)的完整性是面板壩防滲系統(tǒng)安全的重要保障。面板壩垂直縫和周邊縫止水材料的數(shù)值模擬目前尚無(wú)統(tǒng)一的模式,常用的有連接單元模型、分離縫模型、接觸面模型和薄層單元模型等[12],其中顧淦臣教授等[1]提出的連接單元模型得到大家的普遍認(rèn)可。連接單元模型可較精確地模擬面板垂直縫和周邊縫的三向靜力變形特性[1],其應(yīng)力和相對(duì)位移之間的關(guān)系由止水片三向靜力荷載變形試驗(yàn)得到。如果將止水片置于振動(dòng)拉壓和剪切試驗(yàn)儀器上,測(cè)定振動(dòng)狀態(tài)下受力與相對(duì)位移的關(guān)系,則可以確定三向動(dòng)力勁度與相對(duì)振動(dòng)位移的關(guān)系,可惜目前尚未有這方面的試驗(yàn)成果。另外,動(dòng)力分析時(shí)因無(wú)厚度連接單元的質(zhì)量為零,故阻尼矩陣中沒(méi)有βM一項(xiàng),止水材料的阻尼性質(zhì)只能通過(guò)C=aK來(lái)體現(xiàn)。

雖然接縫變形從一定程度上反映了大壩的變形,但如果僅以此來(lái)判斷大壩整體結(jié)構(gòu)的抗震安全性,不免有些唐突。另外,由于止水材料的極限變形能力與止水片本身的材料特性、設(shè)計(jì)形狀和施工質(zhì)量等密切相關(guān),因此尚無(wú)止水片極限能力的統(tǒng)一評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)。即使預(yù)測(cè)到面板壩會(huì)出現(xiàn)較大的接縫變形,也可以通過(guò)修改止水材料的斷面形式等方法來(lái)適應(yīng)。從這個(gè)意義上講,目前試圖通過(guò)接縫止水的變形能力來(lái)判斷大壩的極限抗震能力也有不甚合理之處。

1. 5 其他指標(biāo)及綜合評(píng)價(jià)

除了從上述提到的幾個(gè)方面對(duì)面板壩極限抗震能力進(jìn)行評(píng)判外,亦有人使用混凝土面板的動(dòng)應(yīng)力來(lái)分析判定面板壩的極限抗震能力。由于面板動(dòng)應(yīng)力的精確計(jì)算與接觸面和接縫的動(dòng)力特性密切相關(guān),加上混凝土動(dòng)拉、壓應(yīng)力的極限值尚無(wú)可靠定論,因此用面板應(yīng)力來(lái)分析大壩的極限抗震能力具有較大的不確定性。目前較為可行的方法是通過(guò)對(duì)下游壩坡抗震穩(wěn)定性、震后大壩殘余變形、壩基覆蓋層液化、接縫止水變形等的計(jì)算分析,對(duì)面板壩的極限抗震能力進(jìn)行綜合分析和判斷。

2 工程實(shí)例分析

2. 1 工程概況

四川省境內(nèi)某混凝土面板堆石壩壩高135 m,壩頂高程2925 m,壩頂寬10 m、長(zhǎng)292 m,上下游壩坡均為1∶1. 4,趾板基礎(chǔ)固結(jié)灌漿深10 m,壩基帷幕灌漿最大深度約75 m。有限元計(jì)算網(wǎng)格見(jiàn)圖2。壩料及覆蓋層的強(qiáng)度計(jì)算采用考慮圍壓變化的非線性模型,即大壩各個(gè)部位(單元)的摩擦角是變化的,相關(guān)參數(shù)取值見(jiàn)表2。其他計(jì)算參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[13]。

圖2 大壩動(dòng)力計(jì)算有限元網(wǎng)格

表2 壩料及覆蓋層強(qiáng)度計(jì)算參數(shù)

圖3 地震峰值加速度與抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)的關(guān)系

2. 2 壩坡動(dòng)力穩(wěn)定極限分析

采用有限元強(qiáng)度折減法對(duì)大壩下游壩坡進(jìn)行極限抗震能力分析,其中地震荷載按規(guī)范公式以地震慣性力施加。圖3給出了正常蓄水期大壩遭遇不同峰值加速度時(shí)下游壩坡的抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)。由圖3可知,下游壩坡抗震穩(wěn)定安全系數(shù)隨著地震峰值加速度的增大而減小,當(dāng)加速度峰值為0. 52g～0. 54g時(shí),安全系數(shù)已很接近1. 0的極限狀態(tài),由此判斷面板壩的極限抗震能力約為0. 52g～0. 54g。

圖4為地震峰值加速度為0. 53g時(shí)大壩等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。由圖4可見(jiàn),極限情況下下游壩坡壩頂以下1/5壩高范圍率先出現(xiàn)淺層失穩(wěn)破壞。遭遇“5·12”汶川大地震影響的紫坪鋪面板壩在下游壩坡近壩頂處出現(xiàn)表層堆石料松動(dòng)現(xiàn)象,本次計(jì)算得到的下游壩坡失穩(wěn)之處基本與此吻合。因此,壩坡極限抗震穩(wěn)定性可以作為大壩極限抗震能力的評(píng)價(jià)指標(biāo)之一。

另外,為了提高頂部附近壩坡的極限抗震能力,應(yīng)當(dāng)采取一些合理的抗震措施,比如適當(dāng)放緩該處壩坡、提高該部位堆石的壓實(shí)標(biāo)準(zhǔn),埋設(shè)抗震橫梁、加設(shè)土工格柵等。

2. 3 壩體震后殘余變形極限分析

表3給出了不同地震峰值加速度作用下壩體震后三向殘余變形,其中壩軸向變形值為左右岸壩體向河床的永久變形值。將表中震陷率用曲線圖表示,并加入紫坪鋪面板壩在“5·12”汶川大地震中的震陷率范圍,見(jiàn)圖5。由表3和圖5可見(jiàn),壩體三向殘余變形均隨著地震加速度的增大而增大,其中沉陷變形同比最大。2008年受汶川大地震影響的紫坪鋪面板壩估計(jì)場(chǎng)地基巖加速度峰值為0. 6g,震陷(沉降變形)為87～92cm,相應(yīng)的震陷率為0. 57%～0. 59%。如果以此作為震后殘余變形的控制標(biāo)準(zhǔn),則大壩的極限抗震能力為0. 5g～0. 6g(圖5)。

表3 不同峰值加速度作用下大壩永久變形

圖4 大壩等效塑性應(yīng)變?cè)茍D(a=0. 53g)

圖5 地震峰值加速度與大壩震陷率的關(guān)系

2. 4 覆蓋層抗液化能力極限分析

采用顧淦臣動(dòng)孔壓曲線法計(jì)算壩基振動(dòng)孔隙水壓力及液化度[1]。當(dāng)峰值加速度分別取0. 102g、0. 128g、0. 163g、0. 223g、0. 300g和0. 400g時(shí),覆蓋層液化度極值分別為20. 49%、22. 48%、30. 01%、40. 21%、56. 36%和75. 89%,可以看出隨著峰值加速度的增大,河床部位壩基覆蓋層液化度會(huì)不斷增大。當(dāng)峰值加速度為0. 5g時(shí),壩基覆蓋層個(gè)別單元(位于河床最大剖面壩建基面下離趾板約1/3壩底寬處)的液化度達(dá)到或超過(guò)100%,開(kāi)始發(fā)生液化,因此推斷大壩的極限抗震能力為0. 5g左右。按前文所述,常規(guī)不排水有效應(yīng)力法計(jì)算得到的動(dòng)孔壓是偏大的,結(jié)果偏于安全。另外,該面板壩的覆蓋層較薄,且做了反濾排水措施,即使壩基個(gè)別單元出現(xiàn)了瞬時(shí)液化,也不至于引發(fā)大壩結(jié)構(gòu)整體安全問(wèn)題。

2. 5 面板接縫變形極限分析

計(jì)算表明,面板周邊縫和垂直縫三向變形量隨著輸入的震動(dòng)加速度的增大而增大。當(dāng)峰值加速度超過(guò)0. 5g時(shí),絕大多數(shù)部位接縫的張拉、沉陷和剪切位移極值達(dá)到或超過(guò)2cm,個(gè)別之處超過(guò)2. 5cm。2008年汶川大地震時(shí),紫坪鋪面板壩河床壩段面板在垂直縫附近發(fā)生了擠壓破壞。一般來(lái)說(shuō),面板壩垂直縫的設(shè)計(jì)寬度多為1. 2 cm,個(gè)別工程有2 cm寬。這里假定當(dāng)面板垂直縫的壓縮量大于2 cm時(shí),各面板板塊之間可能會(huì)因壓縮量不足而引發(fā)動(dòng)力壓壞現(xiàn)象,進(jìn)而引起止水結(jié)構(gòu)破壞。若以垂直縫2 cm的壓縮量作為判斷標(biāo)準(zhǔn),則大壩的極限抗震能力為0. 5g～0. 6g。另外,單從止水片自身變形能力而言,其拉壓、沉陷能力是比較大的,剪切變形量要小得多。若以2 cm的剪切量作為破壞界限值,則大壩的極限抗震能力亦在0. 5g～0. 6g。需說(shuō)明的是,目前尚無(wú)系統(tǒng)的研究成果來(lái)展示止水片的極限變形能力,上述判斷是在一定工程經(jīng)驗(yàn)基礎(chǔ)上做出的。

2. 6 綜合評(píng)價(jià)

從下游壩坡抗震穩(wěn)定性、震后大壩殘余變形、壩基覆蓋層液化、接縫止水變形等角度對(duì)大壩進(jìn)行極限抗震能力計(jì)算分析,并考慮一些評(píng)價(jià)指標(biāo)及相應(yīng)界限值取值的準(zhǔn)確性,經(jīng)綜合分析,認(rèn)為該面板壩的極限抗震能力為0. 52g～0. 54g,說(shuō)明大壩具有較高的抗震安全性。因此,大壩現(xiàn)有設(shè)計(jì)方案是合理可行的,地震作用下大壩整體結(jié)構(gòu)能夠滿足安全運(yùn)行的要求。

3 結(jié) 語(yǔ)

從壩坡抗震穩(wěn)定性、震后大壩殘余變形、接縫止水變形、壩基覆蓋層液化等角度對(duì)高面板堆石壩的極限抗震能力計(jì)算方法和評(píng)價(jià)準(zhǔn)則進(jìn)行探討分析,并對(duì)某覆蓋層上135 m高的面板壩進(jìn)行極限抗震能力計(jì)算,綜合分析得到大壩的極限抗震能力為0. 52g～0. 54g。需要指出的是,計(jì)算參數(shù)和計(jì)算模型很大程度上決定了計(jì)算結(jié)果,且各評(píng)價(jià)指標(biāo)是相互影響的,本文建議的判斷標(biāo)準(zhǔn)尚待更多實(shí)際工程的檢驗(yàn)。同時(shí),在以后的研究中,建議進(jìn)一步考慮地震動(dòng)和壩體材料參數(shù)的不確定性,以使計(jì)算分析更為合理可靠。

參考文獻(xiàn):

[ 1 ]顧淦臣,沈長(zhǎng)松,岑威鈞.土石壩地震工程學(xué)[M].北京:中國(guó)水利水電出版社,2009.

[ 2 ]陳生水,李國(guó)英,傅中志.高土石壩地震安全控制標(biāo)準(zhǔn)與極限抗震能力研究[J].巖土工程學(xué)報(bào),2013,35 ( 1 ): 59-64. ( CHEN Shengshui, LI Guoying, FU Zhongzhi. Safety criteria and limit resistance capacity of high earth-rock dams subjected to earthquakes [ J ]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35 (1):59-64. (in Chinese))

[ 3 ]趙劍明,劉小生,陳寧,等.高心墻堆石壩的極限抗震能力研究[ J].水力發(fā)電學(xué)報(bào),2009,28 (5):97-102. (ZHAO Jianming, LIU Xiaosheng, CHEN Ning, et al. Research on the maximum ant-seismic capability of high earth core rock-fill dam [ J]. Journal of Hydroelectric Engineering,2009,28(5):97-102. (in Chinese))

[ 4 ]邵磊,遲世春,李紅軍,等.高心墻堆石壩極限抗震能力初探[J].巖土力學(xué),2011,32(2):3827-3832. (SHAO Lei,CHI Shichun,LI Hongjun,et al. Preliminary studies of ultimate aseismic capacity of high core rockfill dam[J]. Rock and Soil Mechanics,2011,32(2):3827-3832. (in Chinese))

[ 5 ] ZIENKIEWICZ O C, HUMPHESON C, LEWIS R W. Associated and non-associated visco-plasticity andplasticity in soil mechanics[J]. Geotechnique,1975, 25(4): 671-689.

[ 6 ]鄭穎人,沈珠江,龔曉南.廣義塑性力學(xué):巖土塑性力學(xué)原理[M].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2002.

[ 7 ]鄭穎人,趙尚毅,鄧楚鍵,等.有限元極限分析法發(fā)展及其在巖土工程中的應(yīng)用[J].中國(guó)工程科學(xué),2006,8 (12):39-59. (ZHENG Yingren,ZHAO Shangyi,DENG Chujian,et al. Development of finite element limit analysis method and its applications in geotechnical engineering [ J]. Engineering Science, 2006, 8 (12): 39-59. ( in Chinese))

[ 8 ]岑威鈞,鄧同春,石從浩,等.復(fù)雜渠坡穩(wěn)定性分析方法比較[J].水利水運(yùn)工程學(xué)報(bào),2013(4):29-34. (CEN Weijun,DENG Tongchun,SHI Conghao,et al. Comparison of different channel slope stability analysis methods[J]. Hydro-Science and Engineering,2013, (4):29-34. ( in Chinese))

[ 9 ]孔憲京,鄒德高,鄧學(xué)晶,等.高土石壩綜合抗震措施及其效果的驗(yàn)算[J].水利學(xué)報(bào),2006,37 (12):1489-1495. (KONG Xianjing,ZOU Degao,DENG Xuejing,et al. Comprehensive earthquake resistant measure of high earth-rockfill dams and effectiveness verification [ J]. Journal of Hydraulic Engineering,2006,37 (12):1489-1495. (in Chinese))

[10]沈珠江,徐剛.堆石料的動(dòng)力變形特性[J].水利水運(yùn)科學(xué)研究,1996(2): 143-150. (SHEN Zhujiang,XU Gang. Deformation behavior of rock materials under cyclic loading [ J ]. Journal of Nanjing Hydraulic Research Institute,1996(2): 143-150. (in Chinese))

[11]酈能惠,王利君,米占寬,等.高混凝土面板堆石壩變形安全內(nèi)涵及工程應(yīng)用[J].巖土工程學(xué)報(bào),2012,34 (2):193-201. (LI Nenghui,WANG Lijun,MI Zhankuan, et al. Connotation of deformation safety of high comerete face rockfill dams and its application[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2012,34(2):193-201. (in Chinese))

[12]岑威鈞,李星.面板壩數(shù)值分析中接觸面模型與接縫模型述評(píng)[ J].水力發(fā)電,2007,33 (2):38-41. ( CEN Weijun,LI Xing. Review of the contact-surface model and joint model in numerical analysis of CFRD [ J]. Water Power,2007,33(2): 38-41. (in Chinese))

[13]岑威鈞,顧淦臣.巴拉水電站混凝土面板壩三維滲流及靜動(dòng)力有限元計(jì)算分析研究[R].南京:河海大學(xué), 2010.

Maximum seismic capacity of a high concrete-face rockfill dam on alluvium deposit

/ / CEN Weijun1,2, ZHANG Ziqi1,2, ZHOU Tao3, YANG Hongkun3, LU Peican3(1. College of Water Conserυancy and Hydropower Engineering, Hohai Uniυersity, Nanjing 210098, China; 2. Key Laboratory of Earth-Rock Dam Failure Mechanism and Safety Control Techniques, Ministry of Water Resources, Nanjing 210098, China; 3. Sichuan Qingyuan Engineering Consultants Co. , Ltd. , Chengdu 610072, China)

Abstract:In consideration of the dynamic response of a concrete-face rockfill dam (CFRD) to earthquakes, the calculation method and evaluation standards for seismic damage to CFRDs are investigated from the aspects of the seismic stability of dam slope, permanent deformation of dam body after earthquakes, liquefaction of foundation overburden, and deformation of slab joints of the CFRD. The maximum seismic capacity of a 135m CFRD on an alluvium deposit is calculated using the three-dimensional finite element method. Result analysis shows that the dam has strong earthquake resistance, with a maximum seismic capacity of about 0. 52g to 0. 54g.

Key words:high concrete-face rockfill dams(CFRDs); alluvium deposit; stability of dam slope; permanent deformation; joint deformation; liquefaction; maximum seismic capacity

(收稿日期:2014- 09 05 編輯:鄭孝宇)

DOI:10. 3880/ j. issn. 1006- 7647. 2016. 02. 001

作者簡(jiǎn)介:岑威鈞(1977—),男,副教授,博士,主要從事土石壩工程結(jié)構(gòu)安全及水工建筑物滲控研究。E-mail: hhucwj @163. com

基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金(51009055);水利部土石壩破壞機(jī)理與防控技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放研究基金(YK914019);江蘇高校優(yōu)勢(shì)學(xué)科建設(shè)工程資助項(xiàng)目(YS11001)

中圖分類(lèi)號(hào):TV641. 4

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):1006- 7647(2016)02- 0001- 05