彭仕麒，張志龍,2，費文平，莫濟興，徐 珍

(1.四川大學 水利水電學院，成都 610065；2.成都理工大學 地質災害防治與地質環(huán)境保護國家重點實驗室，成都 610059)

地震作用下某水利樞紐左岸壩前堆積體穩(wěn)定性預測分析

彭仕麒1，張志龍1,2，費文平1，莫濟興1，徐 珍1

(1.四川大學 水利水電學院，成都 610065；2.成都理工大學 地質災害防治與地質環(huán)境保護國家重點實驗室，成都 610059)

某水利樞紐工程左岸壩前堆積體經歷了5·12汶川大地震及4·20雅安地震，其內部的物理力學參數發(fā)生了惡化，穩(wěn)定性有所降低。盡管現在該堆積體整體是穩(wěn)定的，一旦再次經歷類似的地震，其整體穩(wěn)定狀況會更加惡化，將對下游水利樞紐工程的安全穩(wěn)定運行產生重大影響。運用FLAC3D數值模擬方法和Newmark法計算堆積體邊坡在地震作用下的永久位移是很有必要的。計算結果表明：地震作用下堆積體發(fā)生位移部位主要位于壓重體上方的小部分范圍，產生的最大位移為0.56 m，同時根據位移和塑性區(qū)情況判斷了堆積體的穩(wěn)定性。最終預測出在類似的地震作用下，堆積體只會發(fā)生局部的淺表層蠕滑，整體仍是穩(wěn)定的，研究成果為保證下游水利樞紐的安全穩(wěn)定運行提供依據。

堆積體穩(wěn)定性預測；地震作用；FLAC3D數值計算；Newmark法；蠕滑

1 研究背景

1.1 堆積體概述

某水利樞紐位于四川成都西北岷江上游，是一座以灌溉和供水為主，兼有防洪、發(fā)電、環(huán)境保護、旅游等綜合效益的水電站。該水利樞紐工程左岸壩前堆積體位于庫首沙金壩以上及引水系統(tǒng)進水口正前方，距右岸進水口最近水平距離250 m，距離大壩618 m，堆積體順坡長1 600 m，沿江寬300～870 m，平面分布面積約1 km2，其體積達到了3 500～4 500萬m3。左岸壩前堆積體方量巨大，一旦發(fā)生失穩(wěn)，堆積體發(fā)生滑移，進入水利樞紐庫區(qū)，產生高速涌浪，將直接淹沒大壩，破壞該水利樞紐工程，并對下游居民的生命財產安全造成巨大的威脅。

在地質構造和巖性的影響下，岷江沙金壩河段形成一個180°的河曲，使得右岸形成三面環(huán)河的條形山脊，堆積體則位于岷江河谷左岸、庫首沙金壩以上、左岸壩前位置。堆積體前緣較窄，向山內逐漸變寬，地貌上為圈椅狀地形，由數個平臺構成。堆積體整體上呈“陡—緩—陡—緩”的臺階狀形態(tài)，坡體(尤其是中后部坡體)相對較厚，基覆界面呈上陡下緩的犁式，燈盞坪后緣基覆界面可達50°左右，燈盞坪下部順坡向基巖頂面平均坡度僅5.75°，葫豆坪后緣基覆界面順坡向平均坡度為15°左右，前部坡度則較緩。根據勘探資料，堆積體主要由塊碎石土、黏土夾塊碎石和塊碎石夾黏土組成。主要物質成分為灰?guī)r、白云巖、白云質灰?guī)r等組成。堆積體綜合地質平面圖和堆積體縱Ⅰ—Ⅰ地質剖面圖如圖1和圖2所示。

圖1 堆積體綜合地質平面圖Fig.1 Comprehensive geological map of accumulation body

圖2 堆積體縱Ⅰ—Ⅰ地質剖面圖Fig.2 Geological profile of section Ⅰ—Ⅰ of accumulation body

1.2 堆積體穩(wěn)定情況

堆積體使用堆碴壓腳來提高初始的穩(wěn)定性，這起到了較為良好的效果。在未發(fā)生地震時，整體是穩(wěn)定的?！?·12”地震后，李巧[1]通過對堆積體變形監(jiān)測數據并結合數值計算數據分析得出在“5·12”汶川大地震作用下堆積體產生了一定的變形，但整體仍是穩(wěn)定的；汪家林等[2]、彭仕雄等[3]也通過各種方法論證了堆積體在汶川地震下整體是穩(wěn)定的，只是局部失穩(wěn)。這說明堆積體在汶川大地震的作用下，總體是處于穩(wěn)定狀態(tài)的，對下游水利樞紐影響較小。

圖3 堆積體三維計算模型Fig.3 Three-dimensional calculation model ofaccumulation body

2 堆積體數值模型計算

2.1 計算模型及參數的確定

結合堆積體地質資料分析，堆積體邊坡的穩(wěn)定性很大程度上受影響于自重應力，構造應力的影響很小，因此在其穩(wěn)定性分析評價時基本荷載為自重。計算模型的建立以堆積體縱Ⅰ—Ⅰ剖面x軸，指向坡外為正；y軸為垂直于縱Ⅰ—Ⅰ剖面方向，指向下游側為正，z軸為鉛直方向，向上為正。根據堆積體的地質結構和巖土體的力學特性，可將計算模型材料分為塊碎石夾黏土、塊碎石土、滑移變形層、基巖和壓重體材料，計算模型如圖3所示。

在進行堆積體模型計算時，本構模型使用Mohr-Cloumb模型，巖土體錯動變形的計算力學參數包括了體積模量K、剪切模量G、內摩擦角φ、內聚力c、抗拉強度T及重度γ等參數。由于現在一般使用彈性模型E和泊松比μ表述巖土體的物理力學參數，需將其進行轉換為K和G，它們之間的關系為[4]:

(1)

(2)

左岸壩前堆積體邊坡各巖土體的物理力學參數根據地質勘察報告，參考泄灘、呷爬滑坡等滑坡[5-8]，具體各巖土體及支護材料的物理力學參數取值如表1所示。

表1 堆積體上各巖土體物理力學參數

2.2 邊界條件及動力荷載的施加

FLAC3D在計算動力問題時，邊界條件分為遠置人工邊界和黏滯邊界，計算時模型的邊界條件的選取很重要。劉春玲等[9]認為:遠置人工邊界會對入射波進行完全的反射，這樣的邊界條件會對計算結果產生一定的影響，要消除這種影響，需要將模型邊界取得足夠遠，但是這在巖土工程的計算中還未進行此項研究，所以采用遠置人工邊界的方法幾乎是不可取的。同時在FLAC3D中黏滯邊界一般分為2種，有靜止邊界和自由場邊界。本文在靜力計算時，在模型的底部施加固定約束邊界以及模型四周為單向約束邊界，坡體表面為自由邊界，并僅考慮自重應力產生的初始應力場；在動力計算中邊界條件的設置采用自由場邊界。同時本文在動力計算中力學阻尼選取采用了瑞利阻尼，取其值為5%。

在地震動力計算時采用加速度時程分析法，輸入的地震波是從隨機合成的60條波中任意選取1條作為計算輸入地震波(圖4)，并參考孔憲京等[10]文中的地震加速度波，合成60條時程的平均峰值加速度(PGA)為2.62 m/s2。模擬地震波持續(xù)時間45 s，地震動力時程計算60 s(即地震波結束后繼續(xù)計算15 s以反映地震荷載作用可持續(xù)發(fā)生的不可恢復變形)。

圖4 輸入地震波加速度時程圖(PGA=2.62 m/s2)Fig.4 Time-history curve of input wave acceleration(PGA=2.62 m/s2)

圖5 堆積體總位移及x向位移云圖Fig.5 Total displacements of accumulation bodyand displacements in x direction

在動力計算中的地震波是從計算模型底部邊界輸入，包括x向和z向2個方向的地震波，依據水工建筑物抗震設計規(guī)范的建議，將z向的地震波幅值取為x向峰值的2/3。

2.3 堆積體變形數值成果分析

在地震加速度為0.26 g的地震作用下，堆積體的合位移、x向位移變形特征如圖5所示。

從圖5中可看出:堆積體在地震作用下總位移整體上是保持一致的，但局部地方位移較大，最大位移處發(fā)生于堆積體壓重體的上方，變形總位移的最大值為0.56 m。同時，從堆積體的x向位移和z向位移變形特征也可以看出:堆積體邊坡x向移動的最大位移為0.43 m，且位移主要發(fā)生于壓重體的上部區(qū)域，說明了該堆積體坡腳進行壓重體壓腳處理，使得地震作用下堆積體在燈盞坪前緣受阻，變形位移不能較好地往下傳遞，這對堆積體的整體穩(wěn)定是有利的。

從堆積體塑性特征(圖6)可以看出:堆積體后緣表層、潛在底滑面處于剪切狀態(tài)，而較深層的基巖的狀態(tài)并未發(fā)生變化，說明只是表層土體可能發(fā)生了滑動，堆積體整體還是穩(wěn)定的。在地震作用下，堆積體前緣發(fā)生了表層錯動變形,但是并沒有貫通發(fā)生滑坡，說明堆積體在進行壓重治理后,即使再次經歷大地震，總體上還是穩(wěn)定的。

圖6 堆積體塑性特征Fig.6 Plastic characteristic of accumulation body

3 堆積體永久位移特征Newmark法分析

1965年Newmark在第五屆朗肯講座上[11]提出用邊坡的永久位移來判斷在地震作用下邊坡是否發(fā)生失穩(wěn)，并且在隨后的研究中驗證了Newmark法的可靠性。例如Wilson等[12]研究得出在1979年Coyote Lake地震中，Newmark法計算得出的滑坡位移量與實際的滑坡位移量十分接近；同時A.S. Al-Homoud等[13]應用該法計算預測了邊坡在地震荷載作用下的永久位移，與實測地震位移對比得出，認為使用Newmark法計算得出的邊坡位移比實測位移要小，但是結果比較接近。所以本文主要運用Newmark法對堆積體的穩(wěn)定性進行評價，并與之前FLAC3D所計算的結果進行對比，判斷預測結果的可靠性及其穩(wěn)定性。

3.1 Newmark計算方法簡介

使用Newmark法計算時首先要明確它的基本假設條件[14]，即：①把滑動坡體看作剛性塊體，其內部不產生變形；②只有地震加速度超過臨界加速度時才產生滑動位移；③土體受到的動靜剪切力均一致；④運行過程中忽視動態(tài)孔壓的影響；⑤整個計算過程中，臨界加速度被視為常量；⑥只有下坡向的位移，上坡向的位移完全受到抑制。

Newmark法認為滑體滑動時都存在一個臨界加速度ac，當地震加速度超過臨界加速度ac時，滑動體將克服摩擦阻力開始滑動。其臨界加速度的計算公式為

(3)

式中：Fs為邊坡靜力安全系數;g為重力加速度;θ為滑體滑動方向與水平線的夾角。同時，根據地震加速度和臨界加速度，計算邊坡滑體的累積永久位移，通過計算得出的累計位移量來判斷邊坡或者滑體是否穩(wěn)定，其累計位移由對加速度進行雙重時間積分得到，即

(4)

3.2Newmark法計算累計位移

在堆積體最不利工況下，根據浸潤線1(如圖7)，用極限平衡法計算可得出堆積體邊坡的靜力安全系數為1.07，代入式(3)可得出臨界加速度ac為0.19m/s2。

圖7 堆積體最不利工況下計算簡圖Fig.7 Calculation diagram of accumulation body underthe most unfavorable conditions

圖8 位移-時間過程曲線Fig.8 Curve of displacementvs. time

通過式(4)計算累計位移(如圖8)，其中地震波加速度仍用之前所采用的。由于計算靜力安全系數時為淺表層土產生滑動，即計算出來臨界加速度及累計位移也為表層塊碎石土的，即發(fā)生部位位于浸潤線1的上面部分，位移量為0.59 m。

4 結 論

本文以數值模型計算為主線，并采用Newmark法對某左岸壩前堆積體在地震作用下的穩(wěn)定性情況進行研究，對堆積體以后遭遇強震下的穩(wěn)定性進行預測。主要計算結果對比以及結論分析如下：

(1) 通過對壩前堆積體進行三維建模，再用FLAC3D軟件進行數值計算，得出的堆積體在地震作用下的最大位移為0.56 m，該最大位移位于壓重體上部的小部分范圍，從位移矢量圖中可以看出為表層塊碎石土滑動。同時，根據堆積體塑性特征圖可以看出只是表層土體出現剪切狀態(tài)，深層基巖并沒有出現，所以說堆積體整體還是穩(wěn)定的。

(2) Newmark法根據靜態(tài)穩(wěn)定安全系數計算得出臨界加速度，然后進行二次積分得出的堆積體在地震作用下的永久位移為0.59 m。該位移為局部位移，發(fā)生部位位于最不利工況下的浸潤線1的上部，為淺表層土滑動。

(3) 通過上述2種方法計算預測某水利樞紐左岸壩前堆積體在地震工況下的穩(wěn)定性，可以得出用兩種方法計算得出的位移基本是相吻合的，說明用FLAC3D和Newmark法計算出來的位移較為準確，產生較大位移均為局部位移，整體穩(wěn)定性較好，對下游電站的影響較小。

另外，當前建立的數值模擬模型是基于傳統(tǒng)的連續(xù)介質有限變形分析，與堆積體實際力學特征有一定的差異。建議今后有必要采用離散元或其他非連續(xù)變形分析方法，在運用動力時程分析法進行地震分析時，進一步開展堆積體動力方面的研究,并考慮暴雨、堆積體內地下水的變化及庫水位的升降對堆積體穩(wěn)定性的影響，使計算結果更接近實際。

[1] 李 巧.紫坪鋪水利樞紐工程壩前堆積體的地震動態(tài)響應及穩(wěn)定性復核研究[D].成都：成都理工大學,2012.[2] 汪家林, 徐湘濤, 汪賢良, 等. 汶川8.0級地震對紫坪鋪左岸壩前堆積體穩(wěn)定性影響的監(jiān)測分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2009,28(6): 1279-1287.

[3] 彭仕雄, 楊 建, 張世殊, 等. 紫坪鋪水利樞紐工程震損地質調查分析研究[C]∥汶川大地震工程震害調查分析與研究.北京：科學出版社，2009.

[4] 彭文斌. FLAC3D實用教程[M]. 北京: 機械工業(yè)出版社, 2007.

[5] 朱繼良, 黃潤秋. 某水電站壩前堆積體穩(wěn)定性的三維數值模擬分析[J]. 巖土力學, 2005,26(8): 1318-1322.

[6] 王 琛, 胡德金, 劉浩吾, 等. 三峽泄灘滑坡體滑動帶土的蠕變試驗研究[J]. 巖土力學, 2003，24(6): 1007-1010.

[7] 張雪東, 陳劍平, 黃潤秋, 等. 用FLAC-3D分析呷爬滑坡的變形特征[J]. 巖土力學, 2005,26(1): 131-134.

[8] 丁秀美. 西南地區(qū)復雜環(huán)境下典型堆積(填)體斜坡變形及穩(wěn)定性研究[D]. 成都：成都理工大學, 2005.

[9] 劉春玲, 祁生文, 童立強, 等. 利用FLAC3D分析某邊坡地震穩(wěn)定性[J]. 巖石力學與工程學報, 2004，23(16):2730-2733.

[10]孔憲京, 周 揚, 鄒德高, 等. 汶川地震紫坪鋪面板堆石壩地震波輸入研究[J]. 巖土力學, 2012，33(7):2110-2116.

[11]NEWMARK N M. Effects of Earth quakes on Dams and Embankments[J]. Geotechnique, 1965,2(15)：139-160.

[12]WILSON R C, KEEFER D K. Dynamic Analysis of a Slope Failure from the 6 August 1979 Coyote Lake, California, Earthquake[J]. Bulletin of the Seismological Society of America, 1983,73(3): 863-877.

[13]AL-HOMOUD A S, TAHTAMONI W. Comparison Between Predictions Using Different Simplified Newmarks’ Block-on-plane Models and Field Values of Earthquake Induced Displacements[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2000,19(2): 73-90.

[14]劉圓圓, 王星華. 利用改進的Newmark方法探討高陡巖質邊坡穩(wěn)定性[J]. 世界地震工程, 2013，29(4):147-152.

(編輯：趙衛(wèi)兵)

Stability of Left Bank Accumulation Body in front of a Dam underEarthquake: Prediction and Analysis

PENG Shi-qi1，ZHANG Zhi-long1,2，FEI Wen-ping1，MO Ji-xing1，XU Zhen1

(1.School of Water Resources and Hydropower，Sichuan University，Chengdu 610065，China; 2.State Key Laboratory of Geohazard Prevention and Geoenvironment Protection， Chengdu University of Technology，Chengdu 610059，China)

Having experienced 5·12 Wenchuan earthquake and 4·20 Ya’an earthquake, the left bank accumulation body in front of a hydro-junction has degraded in its stability and physico-mechanical parameters. Although the accumulation body is stable in general at present, its overall stability will have a significant impact on the safe and stable operation of downstream hydro-junction when similar earthquake occurs again. In view of this, we calculated the permanent displacement of the accumulation body under earthquake action by using FLAC3Dand Newmark Method. We conclude that the displacement of the accumulation body is mainly located in the small part above the pressure body, and the maximum displacement is 0.56m. Furthermore, we estimated the stability of the accumulation body according to the displacement and plastic zone. The accumulation body will still be stable as a whole under similar earthquakes, with only local shallow surface creep. The result offers a basis for ensuring the safe and stable operation of the downstream hydro-junction.

prediction of accumulation body stability; earthquake action; FLAC3Dnumerical calculation; Newmark method; creep; mechanical parameters

2016-03-17；

2016-04-27

地質災害防治與地質環(huán)境保護國家重點實驗室開放基金項目(SKLGP2012K015)

彭仕麒(1992-)，男，江西吉安人，碩士研究生，主要從事地質工程、巖土工程等方面的研究，(電話)18328006088(電子信箱)1044823871@qq.com。

張志龍(1975-)，男，內蒙古商都人，講師，博士，主要從事地質災害防治、工程邊坡穩(wěn)定性分析等方面的研究工作，(電話)13558872211(電子信箱)zzlxww@scu.edu.cn。

10.11988/ckyyb.20160240

2017,34(6):114-118

P315；P642.2

A

1001-5485(2017)06-0114-05