佘芳濤,李 超,周慶怡,王松鶴

(1.西安理工大學 巖土工程研究所,陜西 西安 710048;2.陜西省黃土力學與工程重點實驗室,陜西 西安 710048)

0 引言

我國是一個煤炭消耗大國,燃燒煤礦過程中,產(chǎn)生廢渣粉煤灰,由于粉煤灰復雜的化學成分,會導致?lián)P塵污染大氣,排入河道會導致堵塞,但同時其也具有資源回收的特性,應選擇合適的處理方式,以期做到最大化的資源回收并且盡可能少的污染環(huán)境[1]。目前,摻合拌料等方式的資源再利用和修筑貯灰場進行貯存是回收處理粉煤灰的主要方法。然而,粉煤灰在貯灰場中堆至一定高度后,還可能面臨潰壩的危險[2],更嚴重的是在地震動荷載作用下,會給當?shù)厣钌a(chǎn)帶來難以承受的災患。

在粉煤灰動力方面已有大量專家學者進行研究。沈正等[3]利用動三軸試驗研究了粉煤灰的固化特性,發(fā)現(xiàn)動回彈模量主要影響因素是動應力;李明等[4]也通過動力三軸試驗,采用應力對比法,研究了粉煤灰相對密度與液化面積的關系,發(fā)現(xiàn)的前者提高,后者相應減少;王峻等[5]采用動三軸試驗研究了改性黃土的最佳粉煤灰含量區(qū)間為15%～20%;陳能遠等[6]使用動扭剪三軸儀上研究不同摻量的粉煤灰對黃土的動強度及孔壓的影響;李振等[7]通過動扭剪試驗研究飽和粉煤灰的干密度、固結應力對動力特性的影響;張昭等[8]利用動扭剪試驗研究了粉煤灰地層中實際地震動力特性;胡頌嘉[9]研究發(fā)現(xiàn)液化區(qū)并不是壩體動力失穩(wěn)的前提條件,壩體在地震慣性力作用下也會產(chǎn)生動力失穩(wěn)破壞;嚴祖文等[10]采用有效應力動力的分析方法對壩基土體進行了是否考慮滲流的地震液化的非線性動力有限元分析;李時亮等[11]研究地震動峰值加速度和初始靜應力對粉煤灰路堤的抗液化性能;魏海斌等[12]研究發(fā)現(xiàn)3次凍融循環(huán)后粉煤灰土的動力特性優(yōu)于粉質(zhì)粘土;董雷[13]研究發(fā)現(xiàn)30%是改善液化和提高粉煤灰強度的最優(yōu)摻土量。目前,學者對粉煤灰及其改性土的動力特性室內(nèi)試驗研究較為系統(tǒng),并在滲流與地震荷載作用下現(xiàn)狀貯灰場的動力特征數(shù)值模擬進行初步分析,但未采用多種試驗手段分析加高擴容前、后貯灰場動力特征及其穩(wěn)定性評價。因此,通過現(xiàn)場標準貫入、室內(nèi)靜動力特性以及數(shù)值模擬試驗,依托實際工程,研究加高擴容前、后貯灰場動力特征及其穩(wěn)定性評價,為不同烈度地區(qū)貯灰場加高擴容地震安全評價提供理論依據(jù)。

1 貯灰場概況與現(xiàn)場測試

1.1 貯灰場基本概況

貯灰場采用分期筑壩方案。初期擋灰壩采用透水壩,填筑材料為戈壁土,子壩采用水力沖填碾壓灰渣加高?，F(xiàn)狀三級壩貯灰場主要有初級壩、一級子壩、二級子壩、三級子壩以及庫區(qū)內(nèi)灰場(以下簡稱“庫內(nèi)”)等五個部分構成,如圖1(a)所示,現(xiàn)狀貯灰場壩高為27 m,擬筑壩加高至33 m。初期壩、一級子壩、二級子壩及三級子壩壩高分別約為14、3、5及5 m,上下游邊坡坡比為1∶3.0,初期壩頂寬4 m,子壩頂寬5 m。擬筑四級壩貯灰場是在三級壩貯灰場基礎上子壩加高與庫內(nèi)擴容,四級子壩高為6 m,頂寬5 m,上下游邊坡坡比為1∶3.0,如圖1(b)所示。

圖1 現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場Fig. 1 Current three-stage dam and the proposed four-stage dam ash storage field

1.2 貯灰場粉煤灰物理性質(zhì)

在初級壩、二級子壩和三級子壩,在庫內(nèi)、取粉煤灰及壩體材料土樣進行室內(nèi)試驗,測試基本物性指標,見表1。初級壩材料以砂粒與礫粒為主,含水率較低,孔隙小,密度較大。各級子壩與庫內(nèi)的粉煤灰以砂

表1 粉煤灰及壩體材料基本物性指標平均值Table 1 Average values of basic physical properties of fly ash and dam materials

粒與粉粒為主。各級子壩粉煤灰的含水率較高和孔隙較大,密度較小。庫內(nèi)的粉煤灰含水率接近飽和孔隙大,密度小。由于各級子壩是采用水力沖填后碾壓施工后排水固結形成的壩體,子壩相比較庫內(nèi)的粉煤灰含水率偏低、孔隙偏小和密度偏小?，F(xiàn)狀三級壩貯灰場的干灘面長度大約100 m左右,浸潤線遠離子壩。因此,子壩壩體粉煤灰含水率未達到飽和含水率,庫內(nèi)粉煤灰含水率接近飽和。

1.3 現(xiàn)場標貫試驗

現(xiàn)場測試在二級子壩和三級子壩的壩頂取T1、T2兩個斷面進行標準貫入試驗,依據(jù) GB 50287—2016《水力發(fā)電工程地質(zhì)勘察》規(guī)范[14],確定設計地震基本加速度值為0.2 g時粉煤灰液化標貫臨界擊數(shù)。二級和三級子壩壩高均為5 m,測試深度小于5 m范圍為子壩內(nèi)粉煤灰,大于5 m為標貫深度穿過壩體進入子壩下庫內(nèi)粉煤灰,從表2子壩現(xiàn)場標貫試驗可知：在T1斷面二級和三級子壩壩體內(nèi)粉煤灰不發(fā)生液化,子壩正下方庫內(nèi)粉煤灰將會有可能發(fā)生液化。

表2 子壩現(xiàn)場標貫試驗Table 2 Sub-dam standard penetration test

2 貯灰場的動力響應特征

2.1 動力有限元計算原理

Hardin-Drnevich模型中動剪切模量與剪應變之間存在雙曲線關系,如下,

(1)

Gmax=k(σ′m)n

(2)

土的阻尼比符合如下規(guī)律：

(3)

土的動孔壓增長符合如下規(guī)律：

(4)

依據(jù)SEED等[15]方法對動剪切應力比進行修正,如下：

(5)

式中：ka為初始水平剪應力和初始垂直正應力之比的函數(shù),ks為初始垂直正應力的函數(shù)。經(jīng)過對剪切應力比進行修正后,可以按照動孔壓與初始靜小主應力之比大于1,表示土體發(fā)生液化,否則不液化。

(6)

式中：Sr為沿整個滑面總的抗剪力,Sm為沿整個滑面總的下滑力。

2.2 數(shù)值模擬與分析方法

依據(jù)現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場剖面圖,建立二維數(shù)值模型,如圖2所示。模型包括：排水棱體、排水廊道、壩基、初期壩、各級子壩和庫內(nèi)。設置干灘面長度為100 m。通過粉煤灰動三軸試驗得到計算參數(shù)[16],見表3。

圖2 動力有限元模型Fig. 2 Dynamic finite element model

表3 動力計算模型參數(shù)Table 3 Dynamic calculation model parameters

汶川地震持續(xù)時間為180 s,數(shù)值計算選取天水監(jiān)測站實測的汶川地震加速度時程曲線的加速度最大值區(qū)域內(nèi)30 s用作計算,如圖3所示,地震持續(xù)時間為30 s,最大加速度時刻為12.84 s。計算時再將地震波進行0.1、0.2和0.3 g進行修正。設計基巖地震加速度為0.1、0.2和0.3 g(分別對應地震烈度為Ⅶ度和Ⅷ度)。計算中假定地震慣性力沿水平垂直于壩軸線方向作用于基巖,地震波從基巖向壩體傳播。

圖3 基巖輸入地震動加速度時程曲線Fig. 3 Time-history curve of input ground motion acceleration of bedrock

貯灰場動力計算數(shù)值模擬主要有以下幾個步驟：

第一步,建立貯灰場二維有限元模型,輸入計算模型參數(shù),施加計算邊界條件,計算貯灰場及壩體在靜力作用下的應力場與滲流場,作為動力反應分析的初始靜應力場與靜孔壓場。

第二步,引入初始靜應力場與靜孔壓場,輸入材料等效粘彈性模型參數(shù)及相應曲線,施加動力計算邊界條件,輸入計算收斂條件,基巖水平向輸入地震動加速度時程曲線,進行貯灰場動力響應計算。

第四步,導入動力響應計算得到的應力場,進行邊坡有限元動力穩(wěn)定性計算。

2.3 貯灰場加速度響應分析

圖4與圖5分別是在0.1、0.2和0.3 g三種輸入地震動峰值加速度工況下現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場地峰值加速度分布圖?？梢钥闯觯涸诓煌斎氲卣饎臃逯导铀俣茸饔孟?現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場地峰值加速度分布與發(fā)展規(guī)律相似,各級子壩峰值加速度變化顯著,初級壩峰值加速度次之,庫內(nèi)峰值加速度最小。隨著輸入地震動峰值加速度增大,峰值加速度場最大值的位置沿坡面向下移動,即為由三級子壩(0.1 g),發(fā)展到二級子壩(0.2 g),最后到一級子壩(0.3 g)。這是由于隨著輸入峰值加速度的增加,動應力逐漸向臨空面集中導致的現(xiàn)象。

圖4 現(xiàn)狀三級壩貯灰場峰值加速度分布云圖

圖6為輸入地震動峰值加速度0.2 g時現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩庫內(nèi)監(jiān)測點的相對加速度時程曲線。輸入地震動峰值加速度對應的時間為12.84 s,三級壩與擬筑四級壩庫內(nèi)監(jiān)測點相對加速度時程曲線最大值發(fā)生在13.08 s。三級壩庫內(nèi)監(jiān)測點相對加速度的最大值為0.280 g,小于四級壩庫內(nèi)的0.298 g,加高擴容后四級壩庫內(nèi)高程增加,庫內(nèi)響應加速度響應較三級壩更加顯著。

圖6 輸入地震動峰值加速度0.2 g時貯灰場庫內(nèi)監(jiān)測點的加速度時程曲線Fig. 6 Acceleration time-history curve of the monitoring points in the ash storage field when the peak acceleration is 0.2 g input

ashstoragefieldofcurrentthree-stagedam ashstoragefieldofproposedfour-stagedam

2.4 貯灰場位移響應分析

圖7和圖8分別是在0.1、0.2和0.3 g三種輸入地震動峰值加速度工況下現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場地峰值水平位移分布圖。可以看出：在不同輸入地震動峰值加速度作用下,現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場地峰值水平位移分布與發(fā)展規(guī)律相似,隨著輸入地震動峰值加速度增大,峰值水平位移場的最大值逐漸由庫內(nèi)轉移至子壩壩頂,四級壩較三級壩庫內(nèi)峰值水平位移最大值這種移動速度更快。隨著四級壩貯灰場加高擴容,庫內(nèi)高程的增加,四級子壩的峰值水平位移較現(xiàn)狀三級子壩的更加顯著。

圖7 現(xiàn)狀三級壩貯灰場地峰值水平位移分布圖

圖9為輸入地震動峰值加速度0.2 g時貯灰場庫內(nèi)監(jiān)測點的相對水平位移時程曲線。三級壩與擬筑四級壩庫內(nèi)監(jiān)測點的相對加速度時程曲線最大值發(fā)生在12.24 s。三級壩庫內(nèi)監(jiān)測點相對加速度的最大值為0.049 5 m,小于四級壩庫內(nèi)的0.038 9 m,四級壩貯灰場加高擴容后,其庫內(nèi)高程增加,水平位移響應也較三級壩庫內(nèi)更加顯著。

圖9 輸入地震動峰值加速度0.2 g時貯灰場庫內(nèi)監(jiān)測點的相對水平位移時程曲線Fig. 9 Relative horizontal displacement time-history curve of the monitoring points in the ash storage field when the peak acceleration of the ground motion is 0.2 g input

圖10為不同輸入地震動峰值加速度的貯灰場及壩體最大相對水平位移。隨著輸入地震動峰值加速度增大,初期壩、各級子壩以及庫內(nèi)監(jiān)測點最大相對水平位移均增大,庫內(nèi)監(jiān)測點最大相對水平位移增幅最大,增高擴容四級壩相對現(xiàn)狀三級壩各個監(jiān)測點最大相對水平位移增幅大。

圖10 貯灰場及壩體的最大相對水平位移Fig. 10 Maximum relative horizontal displacement of the ash storage field and the dam

2.5 貯灰場液化范圍分析

地震作用時,貯灰場庫內(nèi)粉煤灰產(chǎn)生液化,若液化區(qū)域接近子壩,將會對貯灰場壩體穩(wěn)定性造成威脅。依據(jù)現(xiàn)場標貫試驗結果,可以看出：現(xiàn)狀三級壩庫內(nèi)粉煤灰將可能會產(chǎn)生液化。圖11為在0.1、0.2和0.3 g三種輸入地震動峰值加速度工況下現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場液化區(qū)域分布圖?，F(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場液化區(qū)域分布與發(fā)展規(guī)律相似,隨著輸入地震動峰值加速度的增加,庫內(nèi)液化區(qū)域有明顯增大。同一輸入峰值加速度條件下,四級壩相比現(xiàn)狀三級壩的庫內(nèi)液化區(qū)域要大,這是由于加高擴容后四級壩庫內(nèi)高程增加,庫內(nèi)響應加速度響應較三級壩更加顯著。依據(jù)現(xiàn)狀三級壩干灘面為100 m,浸潤線遠離壩體,液化區(qū)域距離壩體較遠,對貯灰場的穩(wěn)定性影響較小。因此,嚴格控制干灘面長度是貯灰場液化范圍控制有效措施。

圖11 貯灰場液化區(qū)域Fig. 11 Liquefaction area of ash storage field

3 貯灰場動力穩(wěn)定性分析

圖12和圖13分別是在0.1、0.2和0.3 g三種輸入地震動峰值加速度工況下現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩壩貯灰場最小安全系數(shù)對應的潛在滑動面。貯灰場最小安全系數(shù)對應的潛在滑動面均發(fā)生在13.08 s,滯后于地震動輸入最大加速度的12.84 s?，F(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場潛在滑動面位置均發(fā)生在子壩壩系,這是由于初期壩筑壩材料的密度、強度等指標均相比子壩的要高,抗震性能好。

圖12 現(xiàn)狀三級壩貯灰場潛在滑動面 圖13 擬筑四級壩貯灰場潛在滑動面Fig. 12 Potential sliding surface of the current Fig. 13 Potential sliding surface of the proposed

圖14為不同輸入地震動峰值加速度的貯灰場最小安全系數(shù),可以看出：隨著輸入地震動峰值加速度的增大,貯灰場最小安全系數(shù)在減小,穩(wěn)定性在降低。擬筑四級壩貯灰場相比現(xiàn)狀三級壩高程增加,其最小安全系數(shù)減小,穩(wěn)定性降低。依據(jù)規(guī)范要求的允許最小安全系數(shù)為1.1,貯灰場壩體在0.1 g與0.2 g輸入地震動峰值加速度工況下擬筑四級壩與現(xiàn)狀三級壩貯灰場均處于穩(wěn)定狀態(tài),貯灰場壩體在0.3 g輸入地震動峰值加速度工況下擬筑四級壩與現(xiàn)狀三級壩貯灰場均處于不穩(wěn)定狀態(tài)。該貯灰場抗震設防烈度為Ⅷ度,地震動峰值加速度為0.2 g。在0.2 g輸入地震動峰值加速度工況下,擬筑四級壩與現(xiàn)狀三級壩貯灰場最小安全系數(shù)分別為1.287和1.235,因此,擬筑四級壩與現(xiàn)狀三級壩貯灰場穩(wěn)定性均滿足要求。

圖14 不同輸入地震動峰值加速度的貯灰場最小安全系數(shù)Fig. 14 Minimum safety factor of the ash storage field for different input ground motion peak accelerations

three-stagedamashstoragefieldfour-stagedamashstoragefield

4 結論

針對在地震荷載作用下貯灰場的加高擴容引起破壞與失穩(wěn)問題,以實際工程為依托,通過現(xiàn)場試驗、室內(nèi)試驗以及數(shù)值模擬等手段,研究加高擴容貯灰場的動力響應特征及其穩(wěn)定性。主要得到以下結論：

1) 在不同輸入地震動峰值加速度作用下,現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場地影響峰值加速度、峰值水平位移分布與發(fā)展規(guī)律相似。各級子壩峰值加速度變化顯著,初級壩峰值加速度次之,庫內(nèi)峰值加速度最小。隨著輸入地震動峰值加速度增大,場地峰值加速度場最大值的位置沿坡面向下移動,峰值水平位移場的最大值逐漸由庫內(nèi)轉移至子壩壩頂。加高擴容后四級壩的峰值加速度和峰值水平位移相比現(xiàn)狀三級壩響應更加顯著。

2) 依據(jù)現(xiàn)場標貫試驗,在設計地震基本加速度值為0.2 g條件下,二級和三級子壩壩體內(nèi)粉煤灰不發(fā)生液化,子壩正下方庫內(nèi)粉煤灰將有發(fā)生液化的可能性。隨著輸入地震動峰值加速度的增加,庫內(nèi)液化區(qū)域有明顯增大,四級壩相比現(xiàn)狀三級壩的庫內(nèi)液化區(qū)域要大。嚴格控制干灘面長度是貯灰場液化范圍控制有效措施。

3) 由于初期壩筑壩材料的密度和強度等指標均相比子壩的要高,在地震荷載作用下現(xiàn)狀三級壩與擬筑四級壩貯灰場潛在滑動面位置均發(fā)生在子壩壩系。隨著擬筑四級壩貯灰場高程增加,其最小安全系數(shù)減小,穩(wěn)定性減弱。依據(jù)該貯灰場的Ⅷ度抗震設防烈度要求,擬筑四級壩與現(xiàn)狀三級壩貯灰場穩(wěn)定性均滿足抗震規(guī)范要求。