覆蓋層上高面板堆石壩的極限抗震能力

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理與防控技術(shù)重點實驗室,江蘇南京 210024; 3.四川省清源工程咨詢有限公司,四川成都 610072)

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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理與防控技術(shù)重點實驗室,江蘇南京 210024; 3.四川省清源工程咨詢有限公司,四川成都 610072)

摘要:針對地震作用下面板壩的非線性動力反應(yīng),為了準(zhǔn)確評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算方法和評價標(biāo)準(zhǔn)。采用三維有限元法,對某覆蓋層上高135 m的混凝土面板堆石壩進行極限抗震能力計算,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)濟性及對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震區(qū)和覆蓋層上?！?·12”汶川大地震后,對高面板壩抗震安全性的研究得到了很大重視,同時也注重對面板壩震害資料的收集及抗震效果的后評價。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)計采用的100年超越概率2%的峰值加速度為0. 26g,而實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、面板擠壓破壞和錯臺、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)計標(biāo)準(zhǔn)的地震考驗,說明面板壩總體上具有很強的抗震安全性。紫坪鋪面板堆石壩的震害分析對進一步修正和完善已有面板壩抗震設(shè)計及計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)測與評價理論尚未成熟,學(xué)術(shù)界與工程界均未形成統(tǒng)一認(rèn)識[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面板壩的極限抗震能力進行綜合分析和評價,并對覆蓋層上的高面板堆石壩進行了極限抗震能力計算,計算成果可供類似工程參考。限于篇幅,有關(guān)土石壩動力計算的基本理論不再列舉,可參閱文獻[1]。

1 極限抗震能力分析方法及評判標(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度折減法等。剛體極限平衡法原理簡單明了,工程應(yīng)用最為廣泛。對于壩坡動力抗震穩(wěn)定性,剛體極限平衡法目前尚不能進行動力時程分析,只能采用擬靜力法將地震荷載作為滑動力(矩)考慮。但是,傳統(tǒng)豎向分割的土條在計算地震慣性力時不能體現(xiàn)圖1中地震動態(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力反應(yīng)特性,尤其對高壩,頂部附近明顯的加速度“鞭稍”效應(yīng)對計算結(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算壩坡動力穩(wěn)定存在理論不夠嚴(yán)密的問題。

圖1 地震動態(tài)分布系數(shù)

有限元極限平衡法是在大壩應(yīng)力變形計算成果的基礎(chǔ)上進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,然后進行最危險滑動面的搜索。滑弧面上法向和切向應(yīng)力可由所在單元高斯點應(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),因此計算精度較高。當(dāng)該法用于壩坡動力穩(wěn)定計算時,只需在靜應(yīng)力的基礎(chǔ)上增加地震引起的動應(yīng)力(包括動孔壓),得到隨時間不斷變化的安全系數(shù)過程線,動態(tài)反映壩坡的抗震穩(wěn)定性。與靜力計算不同,即使動力安全系數(shù)Fs＜1也不能說明壩坡一定失穩(wěn),學(xué)術(shù)界常用Fs＜1的持續(xù)時間來判斷壩坡動力穩(wěn)定性,但無公認(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)對土體抗剪強度指標(biāo)進行折減后直接進行有限元彈塑性計算,最終能夠得到一個土體恰好“破壞”時的折減系數(shù)Fr,其作為一個安全系數(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分別為折減后的強度參數(shù)。

計算時,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)力空間中是一個以靜水應(yīng)力軸為對稱軸的不等邊六角錐,存在棱角,給數(shù)值計算穩(wěn)定性帶來不便,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種方法對某邊坡進行靜力穩(wěn)定性計算比較,采用有限元極限平衡法、強度折減法(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種方法所得的滑動破壞面的位置幾乎一致,說明采用這3種方法計算壩坡穩(wěn)定具有足夠的精度和可靠性[8]。

有限元強度折減法進行壩坡靜力穩(wěn)定計算的理論已較為成熟。塑性區(qū)是否貫通、迭代計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)該法用于壩坡動力穩(wěn)定時程分析時,由于目前尚無統(tǒng)一可靠的動力失穩(wěn)判斷準(zhǔn)則,因此暫不宜將該法簡單地用于壩坡動力穩(wěn)定性的時程分析。如果將地震荷載以慣性力形式施加,則壩坡動力穩(wěn)定問題轉(zhuǎn)化為靜力穩(wěn)定問題,且又能很好地反映沿壩高方向變化的地震動態(tài)分布系數(shù),此時強度折減法計算得到的壩坡抗震穩(wěn)定安全系數(shù)是可靠的。表1簡要總結(jié)了3種壩坡動力穩(wěn)定性計算方法的主要特性。

綜上所述,采用有限元強度折減法進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,各時刻產(chǎn)生的殘余變形不斷累積,至地震結(jié)束時達到最大值,土石壩的動力穩(wěn)定性評價應(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計算面板壩震后殘余變形。計算時將地震歷時分成若干時段,對每個時段進行動力分析,計算該時段內(nèi)各單元的殘余變形增量,再把它轉(zhuǎn)化成初應(yīng)力后進行靜力計算,即得殘余變形。整個地震歷時內(nèi)振動次數(shù)增量△N的合理分配對計算結(jié)果有較大影響。一般建議在計算時段等分時,地震加速度峰值所在時段和加速度較大時段分配較多的振動次數(shù),而不是將振動次數(shù)N簡單的按時段均分。如此逐時段地進行,累積得到整個地震過程中殘余變形的發(fā)展過程。各時段內(nèi)殘余應(yīng)變增量可按沈珠江等[10]的建議公式進行計算:

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為動剪應(yīng)變;c1、c2、c3、c4、c5為試驗參數(shù),由常規(guī)的動三軸試驗確定。

關(guān)于面板壩震后殘余變形的界限值,目前尚無理論確定方法,一般可按已有工程的實測值做大致參考調(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

地震作用過程中,壩基覆蓋層動孔壓會不斷積累增長,液化度會不斷增加。當(dāng)液化度到達100% 時,壩基覆蓋層發(fā)生液化,承載力喪失。動孔壓除與土體性質(zhì)和地震歷時密切相關(guān)外,還受地震強度的影響。因此計算時不斷加大地震加速度,至壩基覆蓋層液化度達到100%時作為大壩極限抗震性的判斷標(biāo)準(zhǔn)。事實上,地震歷時內(nèi)壩基覆蓋層動孔壓在增大的同時也會向周邊擴散和消散,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、顧淦臣動孔壓曲線模型等)計算得到的動孔壓結(jié)果偏大,即使個別部位出現(xiàn)了瞬時的壩基液化,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)力法計算壩基抗液化能力來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)力和相對位移之間的關(guān)系由止水片三向靜力荷載變形試驗得到。如果將止水片置于振動拉壓和剪切試驗儀器上,測定振動狀態(tài)下受力與相對位移的關(guān)系,則可以確定三向動力勁度與相對振動位移的關(guān)系,可惜目前尚未有這方面的試驗成果。另外,動力分析時因無厚度連接單元的質(zhì)量為零,故阻尼矩陣中沒有βM一項,止水材料的阻尼性質(zhì)只能通過C=aK來體現(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)計形狀和施工質(zhì)量等密切相關(guān),因此尚無止水片極限能力的統(tǒng)一評判標(biāo)準(zhǔn)。即使預(yù)測到面板壩會出現(xiàn)較大的接縫變形,也可以通過修改止水材料的斷面形式等方法來適應(yīng)。從這個意義上講,目前試圖通過接縫止水的變形能力來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)及綜合評價

除了從上述提到的幾個方面對面板壩極限抗震能力進行評判外,亦有人使用混凝土面板的動應(yīng)力來分析判定面板壩的極限抗震能力。由于面板動應(yīng)力的精確計算與接觸面和接縫的動力特性密切相關(guān),加上混凝土動拉、壓應(yīng)力的極限值尚無可靠定論,因此用面板應(yīng)力來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對下游壩坡抗震穩(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算分析,對面板壩的極限抗震能力進行綜合分析和判斷。

2 工程實例分析

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。有限元計算網(wǎng)格見圖2。壩料及覆蓋層的強度計算采用考慮圍壓變化的非線性模型,即大壩各個部位(單元)的摩擦角是變化的,相關(guān)參數(shù)取值見表2。其他計算參數(shù)見文獻[13]。

圖2 大壩動力計算有限元網(wǎng)格

表2 壩料及覆蓋層強度計算參數(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 壩坡動力穩(wěn)定極限分析

采用有限元強度折減法對大壩下游壩坡進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,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時大壩等效塑性應(yīng)變云圖。由圖4可見,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)表層堆石料松動現(xiàn)象,本次計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價指標(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,見圖5。由表3和圖5可見,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場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)變云圖(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

采用顧淦臣動孔壓曲線法計算壩基振動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,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不斷增大。當(dāng)峰值加速度為0. 5g時,壩基覆蓋層個別單元(位于河床最大剖面壩建基面下離趾板約1/3壩底寬處)的液化度達到或超過100%,開始發(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)力法計算得到的動孔壓是偏大的,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,即使壩基個別單元出現(xiàn)了瞬時液化,也不至于引發(fā)大壩結(jié)構(gòu)整體安全問題。

2. 5 面板接縫變形極限分析

計算表明,面板周邊縫和垂直縫三向變形量隨著輸入的震動加速度的增大而增大。當(dāng)峰值加速度超過0. 5g時,絕大多數(shù)部位接縫的張拉、沉陷和剪切位移極值達到或超過2cm,個別之處超過2. 5cm。2008年汶川大地震時,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。一般來說,面板壩垂直縫的設(shè)計寬度多為1. 2 cm,個別工程有2 cm寬。這里假定當(dāng)面板垂直縫的壓縮量大于2 cm時,各面板板塊之間可能會因壓縮量不足而引發(fā)動力壓壞現(xiàn)象,進而引起止水結(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。需說明的是,目前尚無系統(tǒng)的研究成果來展示止水片的極限變形能力,上述判斷是在一定工程經(jīng)驗基礎(chǔ)上做出的。

2. 6 綜合評價

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大壩進行極限抗震能力計算分析,并考慮一些評價指標(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,說明大壩具有較高的抗震安全性。因此,大壩現(xiàn)有設(shè)計方案是合理可行的,地震作用下大壩整體結(jié)構(gòu)能夠滿足安全運行的要求。

3 結(jié) 語

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高面板堆石壩的極限抗震能力計算方法和評價準(zhǔn)則進行探討分析,并對某覆蓋層上135 m高的面板壩進行極限抗震能力計算,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,計算參數(shù)和計算模型很大程度上決定了計算結(jié)果,且各評價指標(biāo)是相互影響的,本文建議的判斷標(biāo)準(zhǔn)尚待更多實際工程的檢驗。同時,在以后的研究中,建議進一步考慮地震動和壩體材料參數(shù)的不確定性,以使計算分析更為合理可靠。

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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

基金項目:國家自然科學(xué)基金(51009055);水利部土石壩破壞機理與防控技術(shù)重點實驗室開放研究基金(YK914019);江蘇高校優(yōu)勢學(xué)科建設(shè)工程資助項目(YS11001)

中圖分類號:TV641. 4

文獻標(biāo)志碼:A

文章編號:1006- 7647(2016)02- 0001- 05