重力坝动力深层抗滑稳定性研究范文

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《水利水电技术杂志》2015年第S1期

摘要:

基于我国西南某待建高碾压混凝土重力坝，建立了典型坝段三维有限元接触分析模型，分别采用强度折减动力分析法和时程安全系数分析法，综合研究了坝基动力深层抗滑稳定性。同时针对传统时程安全系数分析存在的局限性，基于概率统计深入探讨并改进了可靠度动力安全系数评价指标。研究结果表明，大坝满足动力深层抗滑稳定设计要求，本文所采用的理论方法能够考虑地震作用的往复性和随机性，评价结果更为科学合理，为重力坝动力抗滑稳定的定量判别进行了有益探索。

关键词:

重力坝;动力深层抗滑稳定;可靠度;安全系数;接触非线性;ADINA

1研究背景

传统的刚体极限平衡法由于不能考虑岩体的弹塑性以及在地震作用时无法反映地震波的波动特征，使得其在分析复杂坝基静动力深层抗滑稳定性时具有一定的局限性［1］。有限元法通过引入岩土材料的本构关系和不同的单元类型能够模拟复杂岩体的力学关系，在一定程度上弥补了刚体极限平衡法的不足，已成功地应用于重力坝静力深层抗滑稳定［2］和拱坝坝肩抗震稳定性分析［3］，但较多地局限于得到坝体的应力、位移以及坝基的塑性区，对于重力坝动力深层抗滑稳定安全系数研究，尚未得到很好地解决。强度折减动力分析法［4－6］将关键点位移的突变和计算的不收敛作为坝基失稳破坏的判据，把结构处于临界稳定时的折减系数作为动力安全系数，表征一种安全裕度值［7］，受屈服准则、有限元模型本身和关键点选取的影响，解存在不唯一性［4］，但可作为对工程的深层抗滑稳定性进行综合评定和处理方案选择的依据［8］。时程安全系数分析法广泛应用于边坡稳定研究，根据有限元计算结果求得各时刻滑动面上总的抗滑力和滑动力，以两者的比值作为相应时刻的稳定安全系数，其物理意义明确，能够较好地与现行规范［8］标准衔接。但是由于地震作用的往复性和随机性，时程安全系数判据研究至今仍不成熟。某一时刻安全系数小于1并不一定表示大坝整体失稳，对此，刘汉龙等［9］在进行土石坝坝坡地震稳定性研究时，提出用最小平均安全系数来评价坝体动力抗滑稳定性，即以安全系数最大振幅的0.65倍作为平均振幅来反映安全系数随地震作用变化的过程;吴兆营等［10］从面积相等的原则出发，对安全系数时程曲线积分平均得到一个等效的动安全系数。上述对安全系数的处理方法仅是对权重大小的选择，无法反映地震的累积作用和随机性，缺乏一定的理论依据。本文针对传统时程安全系数分析存在的局限性，基于概率统计理论改进了可靠度动力安全系数评价指标，并以我国西南某待建碾压混凝土重力坝为例，建立了三维有限元接触模型，结合时程安全系数分析法和强度折减动力分析法的计算结果，对重力坝动力深层抗滑稳定性做出综合评价。

2计算理论与评价方法

2.1改进的可靠度动力安全系数利用有限元法对坝体—地基—库水系统进行时程分析，计算每一个时间步滑动面上各单元的正应力和切应力分布，求出滑裂面上总的抗滑力和滑动力［11］，根据规范中抗滑稳定计算公式［8］，将t时刻的抗滑稳定安全系数定义。通过对大量岩质边坡及重力坝动力稳定时程安全系数的概率统计分析，可以发现地震作用时程内的抗滑稳定安全系数符合正态分布的规律。刘红帅等［12］在研究岩质边坡动力稳定性时，提出将岩坡动力安全系数等效为安全系数时程的平均值减去其标准差与可靠度的乘积，将动力稳定性评价与工程可接受风险联系起来，能够考虑岩体的动力特性和地震的随机性，但是人为地将可靠度动力安全系数的范围限制在时程内最小和最大安全系数之间，无法准确地与标准正态分布函数表配套。本文在前人研究的基础上，以概率统计的观点改进了可靠度动力安全系数，不对其取值范围设限，能够更为准确地衡量其可靠性。

2.2接触分析理论在重力坝抗滑稳定分析中，不可避免地存在着接触非线性问题，本文采用Constraint-Function接触算法［13］模拟基岩节理、裂隙接触状态。接触界面发生相互作用时应满足法向不可贯入、法向不抗拉和切向摩擦力条件［14］，如图1所示。

3计算模型与参数

3.1计算模型我国西南某待建水电站拦河坝为碾压混凝土重力坝，右岸坝基中存在一缓倾角断层破碎带，可能形成双滑面滑移通道。以非溢流坝段为例(坝高146.00m)，基于ADINA建立能够反映大坝布置形式和实际地质产状的坝体—地基—库水分析模型(见图2)，地基范围取2倍坝高，共划分单元24096个，节点为28250个。采用Westergaard附加质量法模拟坝面动水压力，采用等效一致粘弹性边界模拟地基辐射阻尼效应。模型坐标系取横河向为x轴，指向右岸为正;顺河向为y轴，指向下游为正;竖直方向为z轴，向上为正。作用在大坝上的荷载包括坝体自重、上下游正常蓄水位时的水压力、坝基扬压力、上游淤沙压力和地震荷载。其中:(1)上下游正常运行水头分别为142.00m、62.23m;(2)坝基面扬压力按主抽排情况计算，α=0.25，计算简图按规范选取;(3)淤沙厚66.50m，浮容重6.0kN/m3，内摩擦角12°。

3.2计算参数坝体采用线弹性本构关系，混凝土弹性模量按规范［15］提高30%，基岩采用Mohr－Coulomb屈服准则，结构面采用接触模拟，材料参数如表1所列。本工程场地地震基本烈度为Ⅷ度，场地类别为Ⅰ类，特征周期Tg=0.2s，设计地震基岩水平向峰值加速度为0.316g，竖向峰值加速度根据规范取水平向的2/3，即0.211g。以规范标准反应谱［15］为目标谱采用三角级数法合成相应顺河向及竖向的人工地震波，动力放大系数βmax=2.0，计算时间步长0.01s，持时20s，得到加速度时程曲线如图3所示。

4计算结果分析

4.1强度折减动力分析以强度折减动力分析法计算坝体—地基—库水系统的动力稳定安全系数，逐步折减岩体和结构面的f'、c'值，利用重启动分析实现静动力的叠加。由于坝踵、坝趾和下游剪出面的位移时程曲线具有相似性，在此选取坝踵关键点，将不同强度折减系数Kj下地震结束时的顺河向永久位移D绘于图4，得到坝踵动力D～Kj关系曲线，并给出了不同强度折减系数下接触面的接触状态(见图5)。结果表明:(1)在Kj从1.00～2.00的变化过程中，坝踵关键点顺河向永久位移呈现出近似线性变化的规律，上游结构面大部处于粘结状态，表明基岩仍处于弹性状态，不会发生滑移失稳;(2)在Kj从2.00～2.80的变化过程中，曲线斜率先增大继而平缓，剪出面滑动部分增大，表明坝基部分岩体进入塑性状态;(3)随着塑性区不断扩大，当Kj=2.80时，位移发生突变，随着Kj值的持续增大，整个滑裂面均发生滑动，位移迅速增加直至计算无法收敛，表明已形成剪切破坏区，坝基已经失稳。取D～Kj曲线拐点的横坐标，即Kj=2.80作为整体强度折减动力稳定安全系数，大坝满足动力深层抗滑稳定的要求。

4.2时程安全系数分析经计算整理，得到如图6所示的滑动面抗滑稳定时程安全系数曲线。依次对每一时刻安全系数进行统计，得到等间隔安全系数的频率，绘制出如图7所示的抗滑稳定安全系数频率分布直方图，结果符合正态分布(μ=2.368，σ=0.123)，再次印证前述理论假定的正确性。可以发现，Kmin=1.98发生在6.12s，最小安全系数关注地震过程中最危险时刻，没有考虑地震的往复作用，结果过于保守;最小平均安全系数Ksmin=2.10以静力为基础，考虑地震时程安全系数偏离基线的平均幅度，但没有考虑数据的随机性;本文所改进的可靠度动力安全系数Kd从概率统计角度出发，对时程安全系数进行修正，能够综合考虑岩体的动力特性和地震作用的往复性、随机性，可得到任意保证率下的等效时程安全系数，更能合理地反映时程内的坝基抗滑稳定性。为了便于同规范［8］比较，表2给出了不同保证率下的改进可靠度动力安全系数Kd。由于本工程为1级建筑物，规范规定的动力深层抗滑稳定安全系数为1.1，几种高保证率下的安全系数均大于规范规定的标准值，因此，有更充分的理由相信大坝满足动力深层抗滑稳定的要求。

5结论与展望

(1)目前重力坝动力深层抗滑稳定的分析方法和评价指标还不完善，本文基于有限元将强度折减动力分析法和时程安全系数分析法相结合，综合判定该坝满足动力深层抗滑稳定的设计要求。同时针对传统时程安全系数分析存在的局限性，深入探讨并改进了可靠度动力安全系数评价指标，能够反映任意保证率下的动力抗滑稳定性，等效结果更为科学合理，为重力坝动力抗滑稳定的定量判别提供了一条新思路。(2)值得注意的是，强度折减动力分析法能够考虑复杂结构面之间的相互作用，自动搜索滑移通道，模拟滑动失稳渐进破坏的过程，但对材料弹性模量的折减还有待于商榷，且逐步降强计算整个地震过程相对费时费力;时程安全系数分析法适用于滑裂面比较明确的情况，在没有给定滑动面的情况下，可以通过其他有效方法搜索最危险滑裂面，进而求得等效安全系数并与相关设计规范比较。由于缺乏地震作用下大坝失稳震害的资料，为定量判断重力坝在极限状态下的稳定性及可能存在的深层滑动模式，上述判据方法、屈服准则的选取以及渗流场的影响还需要进一步深入研究。

参考文献:

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作者：王家骐 张燎军 张冬 钱声源 单位：河海大学 水利水电学院 浙江省水利水电勘测设计院 东南大学 成贤学院 河海大学 土木与交通学院