夏延檐， 肖 膠

（貴州省水利水電勘測設計研究院有限公司，貴州 貴陽 550003）

1 引言

榮松堆積體所在的瀾滄江一帶為高山狹谷區(qū)，滑坡、泥石流等地質災害分布廣、發(fā)生頻率高、危害大。 庫區(qū)堆積體受地質成因以及構造運動的影響變形破壞機理復雜，預測困難，處理難度大，失穩(wěn)后可能產生巨大的涌浪或於積形成堰塞湖，導致嚴重的次生災害，危害水電工程安全。 其穩(wěn)定性的影響因素包括降雨入滲、庫水位漲落、邊坡開挖等， 本文主要針對庫水位漲落來對其進行分析研究。 水庫滑坡大致分為兩種：一是庫水位達到敏感水位后滑體內孔隙水壓力達到新的平衡過程中產生的滑坡； 二是庫水位消落產生向坡外的滲透力，特別是快速消落期的滑坡[1]。

榮松堆積體是以坡積碎石土夾崩積大塊石、塊碎石及少量砂卵礫石層為主要物質組成， 變形破壞模式有兩種： 一是沿基覆界面即最大的不連續(xù)面為滑面滑動，整體穩(wěn)定性遭到破壞。 突出特點是方量大，速度快，危害性大；另一種是沿局部的不連續(xù)面發(fā)生小規(guī)模的垮塌等變形破壞[2]。

2 堆積體地質特征分析

2.1 堆積體基本特征

榮松堆積體發(fā)育于瀾滄江左岸，K3 號沖溝下游，距擬選水電站上壩址約3km（沿河道距離）。該堆積體處于河流深切地段，兩岸邊坡陡峭。 堆積體成扇形分布，其前緣向河床突出，前緣坡腳高程2 654m，后緣高程3 200m，局部沿沖溝向上延伸至3 400m 高程，堆積體順河向長約1.4km，垂直河向寬約700m，自然坡度32°—37°之間，靠河床局部岸坡稍陡，在40°左右，堆積體上無居民居住，堆積體范圍內坡面完整，未見滑動跡象，目前處于基本穩(wěn)定狀態(tài)（見圖1）。

圖1 堆積體工程地質平面圖

2.2 堆積體物質組成特征

榮松堆積體物質組成主要為崩坡積大塊石、塊碎石夾砂質土，零星分布大孤石。 ＞50cm 的大塊石含量約占10%，20cm—50cm 的塊石含量占20%—30%，碎石、礫石（粒徑0.2—20cm）含量占50%—60%，砂質土含量占5%—10%。堆積體前緣沿河見三疊系中統(tǒng)竹卡組英安巖基巖出露。

堆積體的物質組成主要分為兩類：

①崩積、崩坡積的碎石土，主要分布在堆積體的上部及中部，厚度不一，總體呈現上部較薄，中部較厚的分布趨勢，厚約10—80m。 碎石母巖多為棕色英安巖，塊徑約為6—12cm，塊碎石含量約為45—60%， 結構稍緊密， 局部可見粒徑大于50cm的大塊石，見圖2。

圖2 崩積、 崩坡積的碎石土

②沖洪積砂卵礫石及崩坡積碎石土混雜堆積物，灰色、棕灰色，總體還是以崩坡積碎石土為主，中間不連續(xù)的夾有沖洪積的砂卵礫石， 多膠結較好， 在堆積體中下部表面路探切面上可以看到很明顯的砂卵礫石層，卵石粒徑約2—6cm，磨圓度為次圓形，主要以飄帶狀，夾層狀發(fā)育，部分其間并沒有連續(xù)的細顆粒充填，如圖3 所示。 該堆積體厚度在縱向上呈現上部薄，中下部較厚的特點，在橫向上來說，除邊界上局部較薄外，整體厚度均一，無過大的起伏差。

圖3 沖洪積砂卵礫石及崩坡積碎石土混雜堆積物

3 計算理論

3.1 飽和-非飽和滲流基本理論

①土水勢理論

土水勢就是土壤中水所具有的勢能， 通?？上冗x定一個參考標準， 土壤中任一點的土水勢大小可用該點的土壤水分狀態(tài)與參考標準狀態(tài)的勢能差值來定義。 由此土水勢可用下式來表達：

式中，φg為重力勢； φp是壓力勢；φm是基質勢；φs溶質勢；φi溫度勢。

對于非飽和土壤水， 在不考慮氣壓勢的情況下，其總水勢由重力勢和基質勢組成，即；此時一般稱基質勢為負壓勢，或統(tǒng)稱為壓力水頭[3]。

②達西滲流

達西定律是分析水的滲流速度與水力坡降之間的線性關系的規(guī)律，其主要數學表達式為：

其中v是觀測到的全斷面平均滲流速度；H是水力水頭即水力梯度，ks是飽和滲透系數。

達西定律也是一種總結經驗的定律， 為了使達西定律能從更多的基礎物理定律中導出， 工程師們做了很多嘗試， 其中最成功的是對通過孔隙介質理想化概念模型的水流使用Navier-Stokes 方程[4]，再按照孔隙水流真實速度v′與全斷面平均滲流速度v的關系。并規(guī)定導水率為非飽和土的基質勢h的函數，即：

其中，▽H為飽和滲流場中的總水力梯度，k（h）為導水率，是非飽和土基質勢h的函數。

3.2 極限平衡理論

極限平衡理論核心思想是在已知滑移面上，對邊坡進行靜力平衡計算， 進而得到邊坡穩(wěn)定的安全系數。 極限平衡方法的基本假定為：材料為理想塑性，滑坡體沿著某一既定滑移面滑動；滑坡體破壞時達到極限狀態(tài)， 并滿足摩爾-庫倫屈服準則，表達公式為：

其中τf為破壞面上剪切應力；c′為土的有效黏聚力；σ、σ′為破壞面上總應力、破壞面上有效法向應力；φ′為土的有效內摩擦角[5]。

4 邊坡穩(wěn)定分析研究

4．1 計算模型的建立

根據勘察揭露情況， 堆積體在約2 800m 高程以下主要為坡積碎石土與沖洪積砂卵礫石混雜堆積，表層5—10m 多為坡積碎石土，局部順坡面沖溝發(fā)育崩塌碎塊石，具有一定的膠結程度，局部松散， 中下部局部為塊碎石相對集中的崩塌堆積，故而總體上以坡積碎石土為主，有一定膠結。 2 800m高程以上，堆積體呈現出坡積碎石土與崩塌堆積塊碎石相間分布的形態(tài)，基本以坡積碎石土夾崩塌堆積塊碎石的形態(tài)出現，有斜層理現象，崩塌堆積塊碎石厚度多在0.3—1.0m 之間，結構略松散。 坡積碎石土厚度多在5—10m 之間，結構稍緊密（見圖4）。

圖4 R1-R1’ 工程地質剖面圖

隨著水庫水位變化， 一方面飽和后巖土體的物理力學參數有所降低， 另一方面水力坡度以及孔隙水壓力的大小也會隨之變化， 最終會影響堆積體的穩(wěn)定性[6]。 為簡化計算，建立模型的X 方向上的最大長度為1 700m， 模型Y 方向的最大長度為1 000m，水位變化由天然河水位2 650m 到正常蓄水位2 895m；再由2 895m 到死水位2 825m。 按1:1 000 比例建立了節(jié)點數為2 538，單元數2 653的網格模型（圖5）。 根據榮松堆積體的地質條件，將模型簡化為3 個材料區(qū)：崩坡積的碎石土、砂卵礫石、基巖。

圖5 概化計算模型

通過GeoStudio 軟件中的SEEP/W 模塊可對受庫水影響的邊坡進行瞬態(tài)飽和－非飽和滲流分析，得到不同時間坡體內水位、孔隙水壓力與水力梯度的分布，之后將分析結果導入SLOPE/W 中用Morgenstern－Price 極限平衡法計算邊坡的安全系數。

4.2 邊界條件

根據地質條件確定模型的邊界條件， 物理力學參數建議值主要采用的是水電站壩址區(qū)兩岸堆積體試驗數據（見表1），假定邊坡巖土體均為均質材料。 根據現場水文地質條件設定左側邊界為地下水水頭邊界，右側為自由滲流邊界，位于庫水位以上地表面為零流量邊界， 庫水位以下地表面為隨時間變化的變水頭邊界， 地表河床處為水頭邊界，底部為零流量邊界。

表1 巖土體力學參數取值表

4.3 滲流分析

（1）天然河水位-設計蓄水位滲流計算

從天然河水位2 653.4m 升高到設計蓄水位2 895m，蓄水過程庫水位抬升速率約為3m/d（見圖6）。

圖6 庫水位隨時間變化曲線

由于邊坡巖土體水理性較差， 庫水在短期內無法完全滲入坡體， 地下水浸潤線在地表數米范圍內向邊坡內傾斜，總體上滯后于庫水位的變化，浸潤線以上土體屬于非飽和區(qū)[7]。受到巖土體滲透性影響， 土體內部的地下水浸潤線的上升速度要明顯的低于坡外庫水位上升的速度， 當庫水位到達蓄水位后， 還需要一定的時間才能重新形成穩(wěn)定的地下水位。 經過試算， 這個過程大概要持續(xù)20 天，是一個逐漸趨于穩(wěn)定的過程，體現了地下水位上升的滯后性（見圖7）。 在天然河水位時，河水面為地下水的排泄基準面， 地下水滲流的路徑為地下水補給河水位，但是隨著庫水位的上升，滲流路徑逐漸發(fā)生變化，約經過13 天庫水位上漲到2 692.66m 時， 開始轉變?yōu)閹焖谎a給地下水位，進而形成與之前完全相反的滲流路徑， 直到蓄水過程停止后，形成新的穩(wěn)定滲流場。

圖7 水位上升過程坡體浸潤線變化圖

（2）設計蓄水位-死水位滲流計算

根據庫水位變動圖， 按3.5m/d 的速度進行降深計算，這一過程大約持續(xù)30 天。 在庫水位下降過程中，堆積體內部的地下水未能及時的排出，導致孔隙水壓力不能及時的消散， 也體現了堆積體內滲流的相對滯后性。 在浸潤線分布圖上的體現就是浸潤線的斜率會逐漸增大， 直到水位下降停止，浸潤線斜率才逐漸趨緩（見圖8）。

圖8 水位下降過程坡體浸潤線變化圖

（3）死水位-設計蓄水位滲流計算

為了盡量貼合工程實際情況， 我們做了一個循環(huán)分析，體現庫水位變化是一個過程量。 即在死水位滲流場基本穩(wěn)定之后， 我們再次進行了由死水位到蓄水位的變化過程試算，由2 825m 再次上升至2 895m 的過程。 圖9 為蓄水第140—160 天，每間隔5 天地下水浸潤線分布圖， 在水位上升過程中，由于地下水滲流的滯后效應影響，不同時間點的地下水瞬時浸潤線仍然表現出較明顯的上凹性特征，與之前的分析有很好的一致性。 但是由于計算考慮的工況在死水位以上可能有部分的孔隙水殘留在上部堆積體中， 因而庫水位再次上升至蓄水位過程中，堆積體土體飽和過程較快。 再者該圖的時間間隔要小得多， 因此浸潤線的上凹曲率要較首次上升略緩。

圖9 水位下降過程坡體浸潤線變化圖

4.4 穩(wěn)定性分析

該堆積體從地形地貌上基本上沒有發(fā)現滑動過的跡象，前緣沒有剪出口出現，坡體干燥未見有泉水；后緣也未發(fā)現明顯的張拉裂縫，僅在雨季暴雨過后可以看到沿沖溝有少量的雨水攜帶少量泥沙流落的痕跡。 堆積體天然狀態(tài)處于基本穩(wěn)定狀態(tài)。

通過二維有限元軟件GeoStudio 的滲漏模塊將不同時間的瞬時水頭與孔隙水壓力進行了瞬態(tài)滲流耦合，再通過Morgenstern－Price 方法，得到其穩(wěn)定系數的變化。

庫水位上升期， 在蓄水開始階段以地下水的軟化作用為主， 所以可以發(fā)現穩(wěn)定性系數有略微的下降； 隨后庫水向堆積體內部的滲透作用變得明顯，從而穩(wěn)定性系數有所增大；但是隨著時間的推移，浸潤線的上凹形逐漸趨于平緩，地下水滲流方向恢復向下及坡外，且在水位上升停止后，庫水位以下巖土體逐漸飽和， 強度降低所以穩(wěn)定性系數再次降低。 穩(wěn)定性系數總體呈現先增大后減小的趨勢（見圖10）。

圖10 水位上升過程穩(wěn)定性系數變化圖

庫水位下降期，由于坡內水體不能快速排出，致使坡體內地下水位下降相對滯后于水庫水位，坡體產生向坡面方向的滲流， 進而坡體內產生朝向坡面的動水壓力（即超靜孔隙水壓力），相當于對坡體施加了向滲流方向的推力， 導致邊坡的下滑力增大。 在水位開始下降的時候無論是局部還是整體來看，穩(wěn)定性系數都是在降低的。 直到水位停止下降， 伴隨堆積體上部物質的孔隙水壓力消散，水逐漸排出堆積體外，曾經因水的軟化作用而失去的那部分巖土體強度得到恢復， 穩(wěn)定性系數才開始逐步回升。 穩(wěn)定性系數整體呈現先降低后升高的過程（見圖11）。

圖11 水位下降過程穩(wěn)定性系數變化圖

5 結論

通過對庫水位變化過程中榮松堆積體的瞬態(tài)滲流耦合邊坡穩(wěn)定分析，得出以下認識和結論：

（1）榮松堆積體的形成主要受新構造運動、母巖成分、地形條件、環(huán)境條件等的影響，是一系列的崩積、殘積、坡積、沖洪積等因素多期綜合作用的產物。

（2）庫水位的變化引起了地下水浸潤線的改變，當水位上升時，因為地下水上升的滯后性，瞬時地下水浸潤線呈現很明顯的上凹特點， 且地下水徑流方向也有天然狀態(tài)下的由地下水補給河水位轉變?yōu)楹铀畬Φ叵滤姆囱a給。 當水位下降時，地下水徑流的方向解基本沒變， 只是速率相對有所增加，浸潤線形態(tài)表現為斜率增大。

（3） 通過極限平衡法對堆積體穩(wěn)定性的計算，穩(wěn)定性系數呈現了與庫水位變化很好的一致性。當庫水位初次上升時，穩(wěn)定性系數有略微的增大的跡象，但隨著水位上升的停止，巖土體逐漸飽和的過程穩(wěn)定性系數有所降低。 當庫水位下降時，堆積體穩(wěn)定性系數隨之降低，當水位下降停止時，隨著巖土體含水率的降低，強度有所回升，穩(wěn)定性系數也相應的有所增加。 從全過程來看，在水位下降時會出現穩(wěn)定性系數的極小值，堆積體極有可能發(fā)生局部滑動失穩(wěn)破壞，但整體穩(wěn)定性仍然較好。 □