沙牌RCC拱壩壩肩穩(wěn)定三維地質模型試驗研究

1、.沙牌RCC拱壩壩肩穩(wěn)定三維地質模型試驗研究水電站設計DHPS第19卷第4期2003年12月沙牌RCC拱壩壩肩穩(wěn)定三維地質模型試驗研究張立勇,張林,李朝國,高志輝(四川大學水電學院,四川成都610065)摘要:通過三維地質力學模型試驗,研究了沙牌RCC拱壩壩體和壩肩的變形規(guī)律,破壞機理,綜合評價了壩肩的超載安全度,為工程設計提供依據(jù).關鍵詞:碾壓砼拱壩;壩肩穩(wěn)定;地質力學模型;超載安全度;沙牌拱壩中圖法分類號:TV321文獻標識碼:B文章編號:10039805(2003)04一OO2O一041工程特性沙牌碾壓混凝土(RCC)拱壩為三心圓單曲拱壩,最大壩高130m,底寬28m,頂寬9.5m,厚高

2、比0.238,最大中心角92.4.壩址區(qū)河谷地形在平面上呈葫蘆形,兩岸地形陡峻,左壩肩下游側有一高約40余米的陡崖,右壩肩下游側由于河流流向由NE向拐彎成sE向,因此形成一個三面臨空的山脊.總體而言,兩壩肩都顯單薄.在立面上河谷深切呈"V"形狀,兩岸大致對稱,寬高比約為1.70,適宜修建拱壩.壩區(qū)地質條件較好,從平面巖性分布看,左岸分三區(qū),右岸分四區(qū).由各區(qū)巖性綜合分析得出,以工區(qū)花崗閃長巖的巖性最好,兩壩肩主要支承在該區(qū)上,詳見圖1.由圖可知,在I,區(qū)交界面上分布證壩肩,壩基失穩(wěn)的破壞過程,破壞形態(tài)及破壞機理,確定其穩(wěn)定安全度,藉以評價工程的安全性,為設計提供依據(jù).圖11

3、850m高程平切圖及壩區(qū)地質分布圖2模型設計有承受變形能力較差,遇水有軟化現(xiàn)象的sc片巖帶,但不存在大規(guī)?？刂七吰抡w穩(wěn)定性的貫穿性2.1幾何比尺選擇及模擬范圍確定軟弱結構面.對兩壩肩及抗力體而言,主要受34根據(jù)試驗內(nèi)容及要求,壩區(qū)的地形,地質構造特組不同產(chǎn)狀的節(jié)理控制,這是穩(wěn)定分析主要考慮的點,模型槽尺寸等因素綜合考慮,選取模型比尺問題(見表1).以第組節(jié)理最發(fā)育,其它裂隙較=200.確定模型縱向下游邊界為以河流流向拐彎為短小閉合,第組為底滑面.后的河心為界,上游邊界以考慮加載設備方便安裝本次試驗是在八五,攻關及技施設計階段工作為限,橫向邊界每岸均取在頂拱端以外一倍壩高以基礎上,采用三維地質

4、力學模型,按超載法進一步驗上的范圍,故模型模擬的平面范圍相當于原型的收稿日期:20030912作者簡介:張立勇(1960一),男,浙江寧波人,副教授,研究方向為水工結構.20300m×400m(縱向×橫向).模型下游為自由邊界.模型基底高程為1644.5m,已超過三分之二壩高的深度,因此所確定的模型范圍足以滿足破壞試驗要求.2.2地質構造模擬及簡化對地質構造的模擬,主要考慮在不影響壩肩及抗力體部總體特性的前提下,力求抓住對穩(wěn)定起控制作用的節(jié)理進行模擬,其余予以忽略,這有利于突出主要矛盾.對兩壩肩及抗力體穩(wěn)定起控制作用的節(jié)理產(chǎn)狀及組數(shù)按表l控制,并著重模擬兩拱端及其下游巖體的

5、結構特征(包括Sc軟弱帶的特征模擬).對于壩肩及抗力體內(nèi)所夾薄層片巖,以各層巖體的綜合變模模擬.對節(jié)理連通率的模擬,分別采用塊體錯縫砌筑和用自配高分子材料黏結劑黏結塊體接縫面的方法模擬.2.3模型材料及其物理力學特性選擇壩與地基巖體均采用高容重,低變模及低強度的地質力學模型材料.其中壩體采用重晶石粉,少量石膏粉及水澆制而成.巖體材料主要由重晶石粉,機油及摻合料等組成,按各類巖層力學參數(shù)要求,以不同配合比拌制混合料,再壓塊成型備用.根據(jù)委托方提供的設計采用的力學參數(shù),結合力學模型試驗相似律將其力學參數(shù)換算為模型要求的相應力學參數(shù)(詳見表2).表2中抗剪強度以r/r:C2滿足相似要求進行模擬,即以

6、巖體的.廠與C的綜合效應滿足相似條件進行模擬.2.4荷載模擬及量測方法荷載組合考慮自重+水荷載+淤沙荷載.原型巖體和壩體自重由模型材料本身的自重來實現(xiàn),即模型材料的重度與原型一致.上游水平荷載只加正常水荷載和淤沙荷載,按照上游水,沙荷載分布形式進行分層分塊.選用l3只油壓千斤頂加荷,并按三角形超載方式(淤沙不超載)在正常荷載情況下按一定倍數(shù)逐級增加水壓力直到模型破壞.為了獲得壩體,壩肩不同部位的變形特性,一是在兩岸岸坡至壩頂高程范圍每隔20m高程沿等高線布置30個位移測點;二是在壩體下游面三個典型高程上布置7個位移測點,在左,右頂拱端布置2個切向位移測點.位移主要采用SP-10A電感式數(shù)顯位移

7、計量測,次要部位輔以少數(shù)千分表量測.觀測分析超載系數(shù)與應變間的變化關系,有利于從應變變化的角度來判斷適宜的超載安全系數(shù),比單純從變位角度判斷更為全面,因此在下游壩面典型高程共布置37組應變花,應變量測采用u一前述模擬范圍所包含的巖層及節(jié)理裂隙面,按地質CAM-8BL數(shù)字應變量測系統(tǒng)監(jiān)測.表2原型,模型巖體力學參數(shù)3試驗成果分析3.1壩體位移分布及其變化特征壩體拱向和拱冠梁向變位分布總的規(guī)律符合常規(guī),即拱冠變位大于拱端變位,壩體上部變位大于下部變位,左拱端的徑向變位大于右拱端變位,兩拱端的切向變位在<3.0時,兩者變位相近,但以后左拱端的切向變位較右拱端大,在3.0以后尤為明顯.3

8、.2壩肩及抗力體巖面各測點的變位分布特征由兩岸岸坡各高程測點的變位分布看出(見圖丁廠_一2,3,圖中a,b,C斷面按距拱端距離由近至遠排列),其總體特征是:變位隨拱推力加大而逐漸加大,左壩肩及抗力體部位的變位大于右壩肩及抗力體的變位;上部的變位一般大于下部的變位;順河向的變位一般大于橫河向的變位;靠近拱端部的變位大于遠離拱端部的變位.但兩壩肩及抗力體變位的分布特征有所不同(見圖2,3):就右岸變位分布特征而言,由于河流流向急轉,導致右岸形成較為單薄的條形山脊,高程1810m以上抗力體底滑面的節(jié)理產(chǎn)狀為N45.W/NE30,傾角較陡,拱推力與其走向交角又較大,加之拱端表部sc軟弱帶經(jīng)混凝土塞加固

9、后傳力較好,因21此隨著,值增大,靠近條形山脊一側,各高程測點的變位較沖溝一側各測點的變位大,且向坡外變位,而沖溝附近各測點由于受Sc軟弱帶壓縮變形和該部沖溝地形等因素影響,向坡內(nèi)變位.此外,由于壩體在1790m高程以上左,右半拱不對稱,愈向壩頂不對稱性更加明顯,隨著超載倍數(shù)增大,拱推力指向由初期指向山體深部逐漸向河槽-6,1偏轉,使右壩肩抗力體在向下游變位的同時,在水平面內(nèi)有繞沖溝一側轉動變位的趨勢.然而,在1810m高程以下抗力體部位變位形成的影響因素較上部復雜得多,一是它雖受上部山體變位影響,但主要是該部位底滑面產(chǎn)狀由上部N45.WNE/30.急變?yōu)镹10ESE/2o,其傾向與拱推力指向

10、相近;二是該部處于壩體中下部,為拱推力最大區(qū)域,加之下部左,右半拱結構基本對稱,超載后拱推力指向往山體內(nèi)偏轉,因此出現(xiàn)下游沿坡面與沖溝對應的下部測點的位移值較大,且向坡外變位.此外,右拱端下游測點的位移值較大,產(chǎn)生向河槽-6,1膨脹,致使該部向坡外變位.對左岸抗力體變位分布而言,壩肩及抗力體部巖體節(jié)理產(chǎn)狀基本相近,僅上,下部底滑面節(jié)理的傾角系上陡下緩(詳見表1),因此上,下部變位分布符合常規(guī),即總體向坡外變位,上部變位較下部變位大,而且拱推力指向總體變化不大.3.3壩體典型高程測點的應變變化及特征壩體各應變片所測得的與間的變化過程及其特征與壩肩抗力體各測點的位移變化趨勢是相協(xié)調(diào)的.在4.0時,

11、過程線的變化不大,但隨著值的增大,變化逐漸加大;在>5.0以后,過程線彎轉程度更加明顯,有些應變片的測值已由原來的壓應變轉變?yōu)槔瓚?當7.6時,過程線開始發(fā)生突變,測值急劇變化,說明壩體已開始破壞,直至最終失去承載能力.k"71867.503.25.26.17.0繆lO號11號f/口l850.001.l4號l5號|?/I1830.00J18號19號f/l口l8lO.0022號23號/.28號./f29號34號35號a斷面b斷面圖2右岸岸坡各高程變位測點的位移分布變化3.4壩肩與抗力體的破壞過程及形態(tài)壩肩與抗力體的破壞發(fā)展過程是:在正常荷載基礎上,以一定倍數(shù)進行超載后,

12、左壩肩首先出現(xiàn)褶皺,右壩肩抗力體中下部開裂滯后,并迅速發(fā)展,隨即左壩肩下游側中下部亦很快剪裂,兩拱端上游面拉裂并逐步貫通,變位進一步增大,抗力體開裂增多,最后壩體開裂破壞,失去承載力.從最終破壞形態(tài)看,其主要特點是:兩壩肩抗力體中下部先破壞,且初期破壞明顯,但隨著超載倍數(shù)的增大,中上部破壞更為突出,下部裂縫趨于穩(wěn)定,甚至有所閉合.從兩岸巖面破壞形態(tài)看,右岸裂縫分布較左岸明顯,且分布范圍較大;左岸陡巖部分,特別是在1796m高程以上雖表面開裂不多,但變化l8l0.000甘I24號'l790.00'It3l號71770.00I36號-7l7.50.00一4020O2O40c斷面較右

13、岸大,且在拱推力方向出現(xiàn)開度較大的拉裂縫,這是不可小視的破壞特征.此外,因Sc軟弱帶在左,右拱端分布的部位有所不同,對壩肩穩(wěn)定的影響程度也有差異.從右壩肩破壞形態(tài)看,由于Sc軟弱帶在拱端(18201850m高程)中上部相交匯,并在1850m高程以上偏至拱端下游側,經(jīng)混凝土塞加固處理后,對拱推力傳遞有較大改善,效果較好.對左拱端而言,Sc軟弱帶雖主要位于拱端及上游側,僅在18201850m高程與拱端交匯,盡管在交匯部作了混凝土塞加固處理,可是在靠近壩頂部呈陡傾角分布于拱端上游側的部分未作處理.不對稱拱壩采用超載法進行破壞試驗時,在拱推力作用下,sc雖位于拱端上游側受拉區(qū),但超載初期Sc在側壓下產(chǎn)

14、口l867.50F寸In12號J|f/口l850.00J16號/f|口l830.0020號|口I8l0.0o25號|7口1790.00f32號'./口l770.00.37號/8P口l75o.0o02040608o100l204o一2002040a斷面b斷面27號1l770.00圖3左岸岸坡各高程變位測點的位移分布變化生壓縮變形,致使左拱端切向變位增大,這正是=2.6時左拱端上游側先出現(xiàn)擠壓褶皺的基本原因.3.5壩肩穩(wěn)定安全度評價采用超載法進行破壞試驗,對超載安全度的評價方法,主要根據(jù)壩體和兩壩肩及抗力體部的表面位移,壩體典型高程應變與間的變化過程線,結合試驗現(xiàn)場破壞過程記錄等資料綜合分

15、析得出.本次試驗在未計滲壓及溫度荷載情況下得出的超載安全系數(shù)=4.6引,滿足設計要求.4結論與建議(1)試驗結果表明,沙牌RCC拱壩壩肩超載穩(wěn)定安全系數(shù)為4.6,大于3.0的要求,但這是在未計滲壓及溫度荷載情況下得出的.若計入滲壓等影響,安全系數(shù)應有所降低.(2)試驗結果表明,兩壩肩中下部先破壞,但最終是中上部破壞較重,穩(wěn)定性最差,因此,對右岸中上部及左岸陡巖部進行重點加固是十分必要的.建C斷面議采用預應力錨索進行加固處理.(3)試驗結果表明,兩壩肩軟弱帶Sc采用混凝土塞加固處理,對改善壩肩的承載能力效果是顯著的,尤以右壩肩效果更突出.為提高左壩肩的加固效果,建議在可能的條件下,將原設計的混凝

16、土塞向上延伸至壩頂以上一定部位,同時盡可能作深些,并結合灌漿帷幕布置,對其進行固結灌漿,以改善受力狀態(tài)及減小滲透壓力.(4)本試驗采用的新型高分子材料黏結劑,在反映不連續(xù)結構面的力學特性,改善完全干砌制模甚至在通縫砌筑的不足方面,效果顯著,具有良好的使用價值及工程實際意義.參考文獻:1陳興華,等.脆性材料結構模型試驗M.北京:水力發(fā)電出版社,1984.2李朝國,等.綜合法與超載法在沙牌RCC拱壩中的應用J.四川聯(lián)合大學(工學版),1997,(3).3李朝國.結構模型試驗新方法及其安全度評價M.ItJq水力發(fā)電,1995,(4).TestofThreeDimensionalGeomeehamealModelforShapArchDamAbutmentStabityStudyZHANGLiyong.ZHANGLin,LIChao-guo,GAO一hui(SchoolofHydmlicEngineering,SichuanUniversity,Claegdu610065,Cina)Abstrad:Basedonthreedimensionalgeonhanica