含滑床軟弱帶的水中填土壩抗震加固措施研究

摘要：

發(fā)生過壩面滑坡的早期土壩，壩坡內(nèi)存在相對(duì)軟弱層，為解決含滑床軟弱帶的水中填土壩抗震問題，以某水中填土壩為例，通過數(shù)值計(jì)算對(duì)比分析了不同壩坡加固措施的抗震穩(wěn)定效果。結(jié)果表明：由于震時(shí)受到地震動(dòng)孔壓的影響，滑床軟弱帶有效應(yīng)力降低，部分穿過軟弱帶的滑弧不滿足抗滑穩(wěn)定要求。通過對(duì)比振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合方案以及岸拋拋石壓重與水泥攪拌樁組合方案，發(fā)現(xiàn)兩種加固方案均能有效降低動(dòng)孔壓，提高抗液化能力，但后者對(duì)提高含軟弱帶的壩坡穩(wěn)定效果不佳，主要原因在于部分區(qū)域拋石量集中、滑床軟弱帶地震慣性力增大，最終不利于壩坡穩(wěn)定；而前者能明顯降低壩體動(dòng)孔壓，減小液化范圍，提高滑床軟弱帶的密實(shí)度和強(qiáng)度，可以達(dá)到較好的抗滑效果。

關(guān) 鍵 詞：

水中填土壩； 抗震加固； 軟弱帶； 動(dòng)力分析； 地震動(dòng)孔壓

中圖法分類號(hào)： TV641

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2023.03.022

0 引 言

受到施工工藝和施工條件的影響，一些早期修建的土壩密實(shí)度較低，在地震作用下易產(chǎn)生液化破壞，如1969年山東省渤海灣地震時(shí)，王屋、冶源和黃山3座水庫的上游砂殼發(fā)生了滑坡。因此，為防止密實(shí)度低、易發(fā)生液化破壞的土壩發(fā)生地震破壞，需采取合適的抗震加固措施。目前，針對(duì)壩坡抗震穩(wěn)定及抗液化的加固措施主要包括置換法、振沖法和壓重法等3類［1-2］。如密云水庫潮河土壩［3］采用水下部分拋石壓坡、水上保護(hù)層部分置換的抗震加固措施，以達(dá)到提高壩體抗液化能力以及壩坡安全系數(shù)的目的；山東省興旺莊水庫土壩［4］采用水下部分壓重和水上部分振沖相結(jié)合的加固措施，來提高大壩砂土抗液化能力及抗震穩(wěn)定性，同時(shí)也說明了振沖法可用于加固土壩松散斜坡。此后，盧曉鵬等［5-6］結(jié)合云南省下口壩水庫除險(xiǎn)加固工程，對(duì)振沖碎石樁加固效果進(jìn)行論述，發(fā)現(xiàn)振沖碎石樁同時(shí)具備抗滑樁、排水砂和墊層3方面作用。米占寬等［7］對(duì)比分析了混凝土連續(xù)墻、振沖碎石樁和拋石壓重3種常用抗震措施在強(qiáng)震作用下的加固效果，結(jié)果表明3種抗震措施對(duì)加固區(qū)域范圍內(nèi)的壩體均具有一定的抗液化效果。岑威鈞等［8］考慮地震動(dòng)孔壓影響，利用動(dòng)孔壓試驗(yàn)曲線，對(duì)土壩進(jìn)行了非線性有效應(yīng)力動(dòng)力分析，發(fā)現(xiàn)采用堆石壓坡抗震措施能有效減小大壩的液化度和可能液化范圍，明顯提高壩坡抗震的動(dòng)力穩(wěn)定性。此外，趙軼［9］通過試驗(yàn)證實(shí)了高置換率的水泥攪拌樁能提高非液化土部分所占比例，從而降低液化對(duì)建筑物的危害，同時(shí)也能提高土的強(qiáng)度。以上研究大多是針對(duì)土壩的抗震加固措施方法和效果進(jìn)行系統(tǒng)分析，而對(duì)于早期發(fā)生過壩面滑坡、壩坡內(nèi)存在滑床軟弱帶的“病險(xiǎn)壩”抗震加固研究還相對(duì)較少。因此，本文結(jié)合具體工程，采用岸拋拋石壓重與水泥攪拌樁組合的方案、振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合的方案對(duì)前述“病險(xiǎn)壩”進(jìn)行抗震加固措施研究。

本文以建于20世紀(jì)60年代的某水中填土壩為例進(jìn)行論證分析。該土壩壩身土體密實(shí)度較低，在施工期及運(yùn)行期曾發(fā)生過兩起滑坡事故，在運(yùn)行期發(fā)生大壩上游坡滑坡事故后曾采用砂礫料與石渣進(jìn)行壩坡加固，但滑床附近形成的軟弱帶未能消除，如圖 1所示。圖 1中滑床軟弱帶位于上游壩坡面，深度大約12～14 m。經(jīng)加固后，水庫運(yùn)行至今未再發(fā)生滑坡。依照2016年實(shí)施的GB 18306-2015《中國地震動(dòng)參數(shù)區(qū)劃圖》，場(chǎng)地地震動(dòng)峰值加速度由0.1g提高到0.2g，相應(yīng)基本地震烈度為Ⅷ度，為此需要開展抗震復(fù)核，并進(jìn)行相應(yīng)抗震加固措施計(jì)算分析。

1 抗震穩(wěn)定計(jì)算方法

1.1 動(dòng)力本構(gòu)模型

為研究地震作用下含滑床軟弱帶“病險(xiǎn)壩”的動(dòng)力穩(wěn)定性，以及不同加固措施的加固效果，首先需開展土壩動(dòng)力分析。為更好地反映土壩動(dòng)力特性，采用等效線性模型進(jìn)行土石壩動(dòng)力分析［10-11］。其中動(dòng)剪模量與阻尼比特性試驗(yàn)是動(dòng)力反應(yīng)分析的基本依據(jù)之一，它包括最大動(dòng)剪模量Gmax與平均有效主應(yīng)力σ′0的關(guān)系，動(dòng)剪模量比G/Gmax、阻尼比λd與動(dòng)剪應(yīng)變幅γ的關(guān)系，這些關(guān)系反映了在動(dòng)荷載作用下土石材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，一般采用迭代計(jì)算。剪切模量G、阻尼比λd可以表示為

G=Gmax1+γ/γr（1）

λd=λd，max1-G/Gmax（2）

式中：γr為參考剪應(yīng)變。最大動(dòng)剪切模量Gmax可以表示為

Gmax=CPa1-nσ′0n（3）

式中：C，n為試驗(yàn)參數(shù)；Pa為大氣壓力。

1.2 動(dòng)孔壓計(jì)算

動(dòng)孔壓參考前人［12-14］提出的近似計(jì)算方法，由飽和固結(jié)不排水條件下的往返加荷三軸試驗(yàn)獲得不同振動(dòng)次數(shù)N、不同固結(jié)比Kc下動(dòng)孔壓比ud/σ′0與動(dòng)剪應(yīng)力比τ/σ′0的關(guān)系曲線。對(duì)于整個(gè)地震歷時(shí)，某一時(shí)刻的振動(dòng)次數(shù)N和固結(jié)比Kc近似為

N=Neq×tst（4）

Kc=σ3/σ1（5）

式中：Neq為等效振動(dòng)次數(shù)，此處Ⅷ度地震對(duì)應(yīng)30次；ts為地震過程累計(jì)歷時(shí)；t為整個(gè)地震總歷時(shí)。最終，動(dòng)孔壓ud依據(jù)動(dòng)孔壓比ud/σ′0與動(dòng)剪應(yīng)力比τ/σ′0的關(guān)系曲線插值計(jì)算。

1.3 動(dòng)力穩(wěn)定計(jì)算

事先假定一系列滑弧面，采用圓弧滑動(dòng)法求解壩坡穩(wěn)定安全系數(shù)，這里給出考慮地震動(dòng)孔壓影響下剛體極限平衡原理計(jì)算壩坡穩(wěn)定安全系數(shù)的有限元計(jì)算公式［15-16］：

K=ic′d，ili+iσn，i+σnd，i-ud，itanφ′d，iiτi+τd，ili（6）

式中：c′d，i，φ′d，i為第i個(gè)單元的有效應(yīng)力抗剪強(qiáng)度指標(biāo)；（σn，i+σnd，i-ud，i）為第i個(gè)單元滑弧中點(diǎn)法向靜應(yīng)力、法向動(dòng)應(yīng)力及動(dòng)孔壓的代數(shù)和；（τi+τd，i）為第i個(gè)單元滑弧中點(diǎn)靜、動(dòng)剪應(yīng)力之和；li為第i個(gè)單元的滑弧長。

此處以高度S、長度L、深度d作為滑弧定位（見圖2）參數(shù)?；∷阉鞣椒椋菏紫燃俣ɑ《它c(diǎn)范圍為S′～S″，將S′～S″均分，即可得到不同的S值（S1，S2，S3，…）；然后在不同的S值下假定不同的滑弧長度L（L1，L2，L3，…）；最后在給定的高度S和長度L下，假定不同的深度d（d1，d2，d3，…），將穿過壩體內(nèi)部的滑?。ǜ叨萐、長度L、深度d）作為后續(xù)穩(wěn)定計(jì)算的有效滑弧定位參數(shù)，若假定參數(shù)的滑弧與壩坡線無交點(diǎn)或只有一個(gè)交點(diǎn)時(shí)，視為無效滑弧，不參與計(jì)算。

動(dòng)力穩(wěn)定計(jì)算具體步驟如下：

（1） 通過靜力計(jì)算，求解靜應(yīng)力場(chǎng)。

（2） 根據(jù)靜應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，設(shè)定一個(gè)初始阻尼比和剪切模量，計(jì)算每個(gè)單元經(jīng)歷的最大剪切應(yīng)變。根據(jù)試驗(yàn)求得的剪切模量比、阻尼比與剪應(yīng)變之間的關(guān)系曲線確定新的剪切模量和阻尼比，再根據(jù)新的剪切模量和阻尼比進(jìn)行計(jì)算，整個(gè)過程重復(fù)幾次，直至材料性質(zhì)不再發(fā)生變化，一般迭代4～5次即可滿足誤差標(biāo)準(zhǔn)。

（3） 用最后一次迭代得到的剪切模量和阻尼比作為材料參數(shù)計(jì)算動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)，同時(shí)依據(jù)試驗(yàn)求得的動(dòng)剪應(yīng)力比τ/σ′0與動(dòng)孔壓比ud/σ′0的關(guān)系曲線求解壩體動(dòng)孔壓。

（4） 根據(jù)靜應(yīng)力場(chǎng)、動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)、動(dòng)孔壓計(jì)算結(jié)果，采用圓弧滑動(dòng)法求解穩(wěn)定安全系數(shù)。

2 計(jì)算參數(shù)及模型

分析計(jì)算時(shí)，為減少篇幅，這里僅以正常蓄水位穩(wěn)定滲流工況為例開展分析。首先進(jìn)行流固耦合靜力計(jì)算，獲取壩體靜應(yīng)力場(chǎng)，然后施加地震作用，依據(jù)動(dòng)剪模量比G/Gmax、阻尼比λd與動(dòng)剪應(yīng)變幅γ的關(guān)系進(jìn)行迭代計(jì)算，依據(jù)動(dòng)孔壓比ud/σ′0與動(dòng)剪應(yīng)力比τ/σ′0的關(guān)系來反映壩體液化度。計(jì)算參數(shù)見表1～2，計(jì)算所采用的關(guān)系曲線見圖3～4。

此處加固分析時(shí)，振沖碎石樁與水泥攪拌樁均采用矩形布置形式，加固范圍內(nèi)的壩體采用等效模型。最大動(dòng)剪切模量Gmax、等效抗剪強(qiáng)度按照樁與土體各自體積比例進(jìn)行加權(quán)計(jì)算，主要計(jì)算公式如下。

樁與土體體積比為

πr2D2－πr2=K1K2（7）

等效最大動(dòng)剪切模量max的確定公式為

max=K1Gmax，s+K2Gmax，p（8）

等效抗剪強(qiáng)度的確定公式為

=K1cp+K2cs（9）

tan=K1tanφp+K2tanφs（10）

K1+K2=1（11）

上述式中：r為樁半徑；D為樁間距；Gmax，s、Gmax，p分別為加固區(qū)域土體和單樁的最大剪切模量；φs和cs為土體的摩擦角和黏聚力，根據(jù)相應(yīng)土層確定；φp和cp為樁的摩擦角和黏聚力；和為加固區(qū)域等效后的摩擦角和黏聚力。

截取壩體主體結(jié)構(gòu)及上游120 m范圍進(jìn)行分析。加固前模型整體網(wǎng)格如圖5所示，整個(gè)計(jì)算模型共2 319個(gè)單元，4 900個(gè)節(jié)點(diǎn)。坐標(biāo)系取x軸指向下游方向，z軸指向壩高方向。模擬地震時(shí)，約束模型底部3個(gè)方向自由度，依據(jù)圖6所示土石壩工程的場(chǎng)地水平向地震波施加地震慣性力，豎直向地震慣性力取水平向的2/3。

3 加固前壩坡穩(wěn)定復(fù)核

由于地震烈度的提高和滑床軟弱帶的存在，需開展壩坡穩(wěn)定復(fù)核。采用前文所述滑弧搜索方法，先假定滑弧高度S為20，60，100，140 m，然后在不同的滑弧高度S下假定滑弧長度L為30，60，90，120，150 m，最后假定滑弧深度d為4，7，10，13，16，19 m，當(dāng)假定的滑弧與上游壩坡面相交時(shí)，對(duì)其依次進(jìn)行滑弧編號(hào)，如圖7所示（圖中未標(biāo)明單位）。

經(jīng)加固前壩坡穩(wěn)定復(fù)核可知，動(dòng)孔壓是影響地震時(shí)壩坡穩(wěn)定安全系數(shù)的重要因素，同一滑弧在考慮地震動(dòng)孔壓時(shí)，抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)明顯小于不考慮地震動(dòng)孔壓的情況。不考慮動(dòng)孔壓時(shí)，所有滑弧均處于穩(wěn)定狀態(tài)；而一旦考慮動(dòng)孔壓，則有多個(gè)滑弧的最小安全系數(shù)小于1，約占計(jì)算滑弧的25%，尤其是當(dāng)滑弧穿過壩體內(nèi)部滑床軟弱帶時(shí)，安全系數(shù)明顯小于1，主要原因是滑床軟弱帶強(qiáng)度較低，受動(dòng)孔壓影響，有效應(yīng)力快速下降，致使壩坡失穩(wěn)，失穩(wěn)滑弧如圖8所示，故需采取必要的加固措施。

4 加固措施研究

4.1 加固方案

因滑床軟弱帶處于高程796～825 m、上游壩坡下深度12～14 m左右，故此處基于拋石壓重、振沖碎石樁和水泥攪拌樁3種常用土壩壩坡加固措施，擬定了兩種加固方案：

方案一，高程825 m以下拋石壓重，高程825 m以上水泥攪拌樁加固，如圖 9所示；

方案二，高程821～825 m采用振沖碎石樁，高程825 m以上水泥攪拌樁加固，振沖碎石樁深度要求穿過滑床軟弱帶，如圖 10所示。

由于船拋拋石壓重不僅施工復(fù)雜，而且成本較高，考慮到工程經(jīng)濟(jì)性，此處采用岸拋拋石壓重的方式；同時(shí)為滿足水庫允許最低供水水位818 m，需將振沖碎石樁加固范圍限制在818 m以上。

4.2 加固效果對(duì)比分析

4.2.1 動(dòng)孔壓分布與液化分析

圖11和圖12分別為加固前、后壩內(nèi)動(dòng)孔壓分布圖和液化區(qū)域分布圖，此處以Ishibashi等［17］通過試驗(yàn)得到的孔壓比0.9作為液化判別標(biāo)準(zhǔn)。經(jīng)加固前后壩內(nèi)動(dòng)孔壓分布與液化區(qū)域的對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)兩種加固方案均能明顯降低壩體的動(dòng)孔壓，降低壩體液化度，減小液化區(qū)域，且振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合方案（方案二）的加固效果較好。

4.2.2 大壩動(dòng)力響應(yīng)分析

圖13對(duì)比了不同加固方案對(duì)壩頂?shù)募铀俣软憫?yīng)和水平向動(dòng)位移的影響。由圖13（a）可知，壩頂加速度放大效應(yīng)明顯，最大的加速度出現(xiàn)在大壩頂部，加固前壩頂峰值為0.51g，約為輸入地震峰值加速度0.20g的2.55倍；方案一加固后壩頂加速度峰值為0.47g，約為輸入地震峰值的2.35倍，壩頂加速度響應(yīng)減少了7.8%；方案二加固后壩頂加速度峰值為0.46g，約為輸入地震峰值的2.3倍，壩頂加速度響應(yīng)減少了11.5%。兩種加固方案均能在一定程度上削減壩頂加速度峰值，且方案二效果相對(duì)較好。由圖13（b）可知：加固前壩頂水平向動(dòng)位移峰值約為91 mm；方案一加固后壩頂水平向動(dòng)位移峰值約81 mm，相比于加固前減少了11%；方案二加固后壩頂水平向動(dòng)位移峰值約79 mm，相比于加固前減少了13.2%。兩種加固方案均能在一定程度上削減壩頂水平向動(dòng)位移，且方案二效果相對(duì)較好。

4.2.3 壩坡穩(wěn)定分析

因地震動(dòng)孔壓是影響壩坡穩(wěn)定安全系數(shù)的重要因素，考慮地震動(dòng)孔壓的安全系數(shù)明顯小于不考慮地震動(dòng)孔壓的安全系數(shù)，故壩坡穩(wěn)定分析以考慮地震動(dòng)孔壓為分析重點(diǎn)。圖14對(duì)比了不同加固方案對(duì)壩坡整體安全性的影響，可以看到，方案一在正常蓄水位穩(wěn)定滲流工況下，有多數(shù)滑弧出現(xiàn)穩(wěn)定安全系數(shù)顯著小于1的情況，故加固不滿足要求；而方案二僅在較低高程處有極少數(shù)滑弧安全系數(shù)略小于1，是因?yàn)樽畹退灰韵虏糠譄o法進(jìn)行振沖碎石樁加固，使得穿過該區(qū)域的淺層滑弧瞬時(shí)不滿足要求（失穩(wěn)持續(xù)時(shí)間約0.02 s，安全系數(shù)時(shí)程曲線見圖15）。但總體來說，方案二加固效果更好，優(yōu)勢(shì)更為明顯。

高程825 m以下，由于方案一的岸拋拋石壓重加固方案施工要求高且施工質(zhì)量難以得到保證，若拋石壓重范圍不合理，反而會(huì)導(dǎo)致滑床軟弱帶部分區(qū)域下滑力增加，壩坡穩(wěn)定性降低；相反方案二的振沖碎石樁加固方案中，軟弱帶經(jīng)過振沖加密，使得潛在的危險(xiǎn)區(qū)域得到解決，雖然水下部分未處理，但總體效果優(yōu)于拋石壓重方案。

5 結(jié) 論

對(duì)壩坡內(nèi)存在滑床軟弱帶的土石壩進(jìn)行動(dòng)力穩(wěn)定分析后，得到以下主要結(jié)論：

（1） 動(dòng)孔壓是影響壩坡穩(wěn)定性的重要因素，考慮動(dòng)孔壓的抗滑安全系數(shù)明顯小于不考慮動(dòng)孔壓的抗滑安全系數(shù)，故穩(wěn)定分析時(shí)不能忽略動(dòng)孔壓的影響。

（2） 當(dāng)壩坡穩(wěn)定性不滿足要求時(shí)，兩種加固方案均能降低壩體動(dòng)孔壓和液化度，且振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合加固方案加固效果較好。

（3） 拋石壓重和水泥攪拌樁組合的加固方案對(duì)提高滑床軟弱帶穩(wěn)定的效果不明顯，同時(shí)受到岸拋拋石施工質(zhì)量的影響，若拋石范圍不合理，地震作用下，下滑力增大反而對(duì)滑床軟弱帶附近壩坡穩(wěn)定性不利；振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合加固方案能明顯降低壩體動(dòng)孔壓，提高滑床軟弱帶的密實(shí)度和強(qiáng)度，具有較好的加固效果。

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（編輯：胡旭東）

Study on seismic reinforcement measures for sluicing-siltation earth dams with sliding bed weak zone

ZHAO Xiaodong，WANG Jian，LIU Jingwen

（College of Water Conservancy and Hydropower Engineering，Hohai University，Nanjing 210098，China）

Abstract：

Some earth dams built in the early stage have experienced dam surface landslide，and there is a relatively weak layer in the dam slopes.To address the seismic problems of earth dam with sliding bed weak zones，taking a sluicing-siltation earth dam as an example to analyze the seismic and stability effects of different reinforcement measurements based on numerical calculation.Results indicate that due to the influence of seismic pore pressure during the earthquake，the effective stress of the weak zone of the sliding bed was reduced，and some of the sliding arcs passing through the weak zone do not meet the requirements of anti-sliding stability.By comparing the combination scheme of vibro-replacement gravel pile-cement mixing pile，and the combination scheme of bank riprap weight-cement mixing pile，it is found that both the two reinforcement schemes can effectively reduce the dynamic pore pressure and improve the anti-liquefaction ability，but the latter has poor effect on improving stability of dam slope with weak zone.The main reason is that the amounts of riprap in some areas are concentrated，and the seismic inertia force of weak zone in sliding bed is increased，which is not conducive to the dam slope stability.The former scheme can significantly reduce the dynamic pore pressure of the dam，reduce the liquefaction range，improve the compactness and strength of the weak zone，thus achieving better anti-sliding effect.

Key words：

sluicing-siltation earth dam；seismic reinforcement；weak zone；dynamic analysis；seismic pore pressure