江坪河水電站進水口順層巖體邊坡支護結構受力特性及穩(wěn)定性研究

馮樹榮，蔣中明，秦衛(wèi)星，趙紅敏，蔡昌光

(1.中南勘測設計研究院，水能資源利用關鍵技術湖南省重點實驗室，湖南長沙 410014;2.長沙理工大學水利工程學院，湖南長沙 410004)

大型巖質高邊坡工程中，預應力錨索幾乎是不可或缺的治理措施之一［1］。為研究錨索及抗滑樁對邊坡穩(wěn)定性的影響，許多學者進行了大量研究［2］。趙青對預應力錨索抗滑樁中的預應力損失值進行了計算，為邊坡支護結構受力分析提供了參考［3］。戴自航根據一些抗滑樁模型試驗和現(xiàn)場試樁實測試驗結果，針對滑坡體巖土體性質不同，推導了相應的滑坡推力和土體抗力分布函數，為抗滑樁內力的進一步求解提供借鑒［4］，此外，他還研究了預應力錨固抗滑樁內力計算有限差分法［5］。在數值方法中，抗滑樁的處理方式有兩種，一種是將抗滑樁處理成桿件單元，如FLAC3D軟件中的Pile單元。另一種是將抗滑樁按實體單元處理。對于大截面尺寸抗滑樁(如3.0m×5.0m)，采用基于桿件受力特性分析的Pile單元不能完全反映大截面尺寸樁的實際受力狀態(tài)［6～7］，因此抗滑樁采用實體單元更合理。

預應力錨索模擬方式主要有桿單元和抗剪強度等效兩種方法［8～11］。采用提高抗剪強度參數模擬錨索加固效應的方法較為粗糙，而在三維有限元方法中采用桿單元模擬系統(tǒng)錨桿和錨索，其計算工作量太大，有時甚至不收斂，給數值計算帶來困難?；谟邢拮冃畏治龅腇LAC3D軟件可以較好解決錨桿錨索的逐一模擬問題，其建模方法簡單，計算效率較高［7］。

對于巖體結構相對復雜的巖體邊坡來說，由于巖體受各種結構面切割作用，支護結構呈現(xiàn)空間差異化受力特點，且支護結構構件多呈現(xiàn)受力復雜多變性，如何全面評估考慮空間效應條件下支護結構自身的安全性以及支護結構空間受力差異性條件下邊坡的穩(wěn)定性顯得尤為需要。王根龍等［12］提出了考慮層間錯動的順層巖質邊坡極限分析上限法，為順層巖體邊坡的穩(wěn)定性評價提供了新途徑。唐良琴等［13］采用塊體分析法研究了地層巖性、坡體結構以及結構面組合等相互影響條件下金川水電站進水口邊坡穩(wěn)定性，但穩(wěn)定性分析沒有考慮支護結構的影響。為此，本文擬結合江坪河水電站進水口順層巖體邊坡支護系統(tǒng)的受力特性分析，研究巖體順層地質構成對支護結構空間受力特性的影響以及邊坡在支護結構作用下的穩(wěn)定性。

1 工程概述

江坪河水電站樞紐進水口邊坡分布為薄—中厚層灰?guī)r夾泥質、白云質灰?guī)r。白云質灰?guī)r中順層溶蝕、溶濾嚴重，存在溶蝕、溶濾垮塌堆積層，巖體呈強風化狀，出露于邊坡的中上部。進水口邊坡被F1、F11、F331、層間錯動以及泥化夾層等軟弱結構切割，構成了順坡向潛在滑動組合體。

進水口邊坡開挖高度80.2m，分6級開挖;進水口平臺后為鉛直坡，高度26.2m，第二級坡坡率1:0.25;第三級以上坡率為1:0.75。根據極限平衡分析的研究成果，進水口邊坡在開挖和運行過程中的穩(wěn)定性較差，不能滿足邊坡安全穩(wěn)定的需要，設計對進水口邊坡采取了錨索和抗滑樁的綜合處置方案。每級邊坡中布置2～3排長45.0m， 2000kN預應力錨索(第一批)，間、排距6.0m。403.8m高程平臺以下邊坡布置 2000kN無粘結預應力錨索(第三批)，間距7m;平臺外側布置2排15根3.0m×5.0m，長度為42.0～57.0m的抗滑樁。

圖1 進水口邊坡平面布置圖Fig．1 Layout of the slope in intake

圖2 ①引水洞軸線地質剖面圖Fig．2 Geological profile alone axial line of ①

截止2009年2月，預應力錨索監(jiān)測成果顯示，在進水口平臺以上的邊坡開挖完成后，抗滑樁施工之前，邊坡中部分預應力錨索軸力出現(xiàn)大幅度增加，其中分布于①號引水洞軸線剖面460.0m和445.0m高程平臺的預應力錨索軸力實測分別達到 2388kN和 2552kN，超過預應力錨索設計噸位。為此，工程對進水口平臺后邊坡增加了第二批4排共計34根 2000 kN預應力錨索進行加固?？紤]到邊坡地質條件的復雜性以及進水口平臺在運行期承受的荷載將對403.8m平臺以下邊坡預應力錨索及抗滑樁產生較大的作用力，為防止進水口邊坡和支護結構在運行期出現(xiàn)不安全狀態(tài)，采用三維數值分析方法對邊坡穩(wěn)定性及支護結構安全性進行全面分析評價，為邊坡加固措施的優(yōu)化設計提供依據。

2 三維數值模型建立

2.1 幾何模型

江坪河進水口巖體邊坡計算區(qū)內斷層及結構面分布較多，建模時對規(guī)模較大的斷層F1，F(xiàn)11，F(xiàn)331以及泥化夾層fn25，fn13和fn23等軟弱結構面按實體單元建模進行模擬。開挖前計算模型單元數為 275571個，節(jié)點數為 57578個;開挖后單元數 272928個，節(jié)點數 56148個。預應力錨索單元 1955個，節(jié)點 2122個?？够瑯断到y(tǒng)實體單元數 6815個，節(jié)點數 10427個。圖3為進水口邊坡三維網格和預應力錨索單元，圖4為抗滑樁三維網格圖。

圖3 邊坡開挖后的三維網格(局部)及錨索分布Fig．3 Grid and cable distribution of the excavated slope

2.2 力學模型及計算參數

本構模型:邊坡巖體、斷層和泥化夾層等實體單元均采用摩爾庫侖彈塑性本構模型，抗滑樁和錨索采用線彈性材料本構模型，抗滑樁和巖體之間設置接觸面單元。

計算參數選取:根據地質報告建議值，結合邊坡變形及錨索軸力的監(jiān)測值進行反分析后，確定的相關力學參數取值見表1。

圖4 抗滑樁三維網格Fig． 4 3D grid of an anti-slide pile

表1 巖體力學參數計算采用值表Table 1 Calculation parameters for rock mass

表2 砼和錨索力學參數表Table 2 Mechanical parameters for the concrete and cable

2.3 計算工況

施工期:403.8m平臺以上邊坡開挖→加第一批錨索→加第二批錨索→加第三批錨索和抗滑樁→進水塔施工。數值計算時，上述過程分別進行計算模擬，即前一施工步驟計算達到平衡后，再進行下一步的施工過程模擬。

運行期:正常蓄水位(470.0m)、水位驟降(470.0m降到427.00m)以及地震(地震烈度為Ⅵ，水平加速度0.05g)。

3 錨索軸力空間分布分析

①號引水洞剖面邊坡的4級坡中分別布置了4只預應力錨索測力計(圖2)。考慮到施工過程中邊坡坡體后期變形將引起預應力錨索軸力的逐步增加，因此在錨索施工時，鎖定張拉軸力一般較設計軸力小。實際施工時，由于種種原因，安裝了測力計的不同預應力錨索之間的張拉鎖定噸位略有不同，總體上按設計噸位 2000kN的80% ～90%( 1800～ 1900kN)控制。

圖5為邊坡預應力錨索軸力在施工期間的實測變化過程。由圖5可知，由于預應力錨索施工時間上存在的差異性，導致了邊坡中不同位置預應力錨索的軸力變化也不相同?？傮w上邊坡上部臺階中的預應力錨索由于施工時間早，后期邊坡下部巖體開挖將引起上部巖體繼續(xù)產生卸荷變形，從而導致邊坡上部巖體中的預應力錨索(DP1-1和DP1-2)的錨索軸力在后期出現(xiàn)較大的增加幅度。而位于進水口平臺直立坡中的預應力錨索在邊坡巖體開挖完成后才進行安裝施工的，此時邊坡變形絕大部分已經完成，故該部位錨索軸力值變化不大。

圖5 錨索軸力過程線Fig．5 Axial force of the pre-stressed cable vs time

錨索測力計(DP1-1和 DP1-2)顯示，位于465.0m高程和445.0m高程平臺上的錨索軸力在2008年10月25日后出現(xiàn)短期大幅度的增加，隨后軸力變化趨于平穩(wěn)。此間，進水口所在地區(qū)發(fā)生了一次較大的降雨過程，錨索軸力的突然增加估計與此有關?？紤]到這一影響因素，對于泥化夾層結構面采用浸水軟化后的強度進行分析。

為了全面分析后期施工對邊坡變形及穩(wěn)定性的影響，采用基于位移及錨索軸力實測值的反演分析法獲得的巖體力學參數，對邊坡及相應支護結構的受力特征進行了分析。表3為預應力錨索實測值和計算值對比情況。由表3可知，三維數值計算得到的進水口平臺開挖完成后，抗滑樁施工前的預應力錨索軸力分布與實測值吻合程度良好，表明采用的分析方法完全可以反映邊坡及錨索施工期的受力性態(tài)。以此為基礎，進行邊坡后期支護結構的內力分析是合理可行的。

表3 錨索軸力計算值與實測值對比(kN)Table 3 Measured and calculated data of the axial force of the pre-stress cable(kN)

表4給出了在進水口施工完成后、蓄水前的增加的第二批34根預應力錨索軸力值。表中第1排高程為463.75m，第2排高程為454.75m，第3排高程為450.25m，第4排高程為440.5m。由于新增的預應力錨索長度達60m，且穿越了 F1，F(xiàn)11，F(xiàn)331斷層，因此預應力錨索軸力總體上都有較大幅度的增加，且進水口邊坡上部和靠近①號引水洞附近巖體中預應力錨索軸力明顯大于其它部位的錨索軸力值。450.25m高程靠山體內側的第一根預應力錨索軸力值最大，達到 2581.5kN，超過設計值( 2000kN)的29%。

表4 第二批預應力錨索軸力(kN)Table 4 Axial force of the second pre-stress cable(kN)

403.8m高程平臺以下預應力錨索軸力普遍較小，基本上都小于 2000kN。由于本次方案中，抗滑樁樁頂與厚度4.0m的進水塔底板連成一個整體，大大增加了抗滑樁的抗變形能力，因而限制了進水口平臺以下坡體的變形，因此403.8m高程平臺以下預應力錨索軸力在開挖卸荷和進水塔自重作用下軸力只是略有增加，但增加幅度較小。

在運行期，邊坡預應力錨索軸力值在庫水位、水位驟降以及地震作用下，預應力錨索的軸力大小分布規(guī)律與蓄水前基本相同，但錨索軸力值在枯水壓力作用下會產生相應的增減。

正常蓄水情況下，445m高程以下的第一批錨索軸力較蓄水前降低，邊坡中部分錨索產生預應力松弛現(xiàn)象。445m高程以上第一批錨索和第二批錨索的軸力則有所增加。水下部分預應力錨索軸力的降低，表明蓄水有助于有效控制坡面向臨空方向的變形，增加邊坡的穩(wěn)定性。受地下水壓力和坡面水壓力的作用，403.8m高程以下錨索軸力與蓄水前相比有增有減。

水位驟降時，邊坡中預應力錨索軸力較正常蓄水情況稍大。地震情況下，錨索軸力均有較大幅度的增加，其中第二批錨索軸力最大值增加幅度最大，達到 2733.8kN，其原因是水位驟降和地震引起的邊坡推力加大導致錨索軸力的增加。

表5 錨索軸力最大值(kN)Table 5 The maximum value of the axial force of the cable(kN)

4 抗滑樁內力分析

數值計算一般只能得到單元的應力，不能直接獲得設計人員結構分析所需的內力。因此，數值計算得到的應力成果需要按材料力學方法對抗滑樁截面上的應力進行轉化。為此，利用FISH語言編寫了抗滑樁計算指定截面的剪力、軸力與彎矩轉化程序，為抗滑樁的內力分析提供基礎。

圖6為進水口平臺抗滑樁分布示意及編號圖。圖7～圖9為部分樁在正常蓄水工況下的內力分布圖。圖中軸力符號:拉正壓負。抗滑樁被軟弱結構面fn13、fn23分割成的上、中、下三部分巖體和樁頂板的共同約束，不同位置抗滑樁的軸力變化并不一致，其中大部樁在正常蓄水工況下承受壓力，少量樁ZA1、ZB1、ZB3同時承受拉力和壓力作用。前后兩排樁身水平X和Y方向的彎矩在fn13、fn23泥化夾層附近出現(xiàn)明顯交替變化的特征，甚至出現(xiàn)反彎點(ZA1、ZB1、ZB3)，表明樁身同一側在不同高程位置出現(xiàn)拉壓交替現(xiàn)象，樁身混凝土表現(xiàn)為雙偏心受壓(拉)特點?？够瑯都袅Ψ植荚诮Y構面附近也出現(xiàn)劇烈交替變化(圖9)，且極值都出現(xiàn)在泥化夾層處所在位置。由此可見，巖體結構組成形式對樁的內力分布形式的影響起決定性作用。

圖6 抗滑樁編號Fig．6 The number of the anti-slide pile

表6為不同工況下的抗滑樁彎矩值對比表。水位驟降和地震情況下，抗滑樁的軸力、彎矩和剪力分布與正常蓄水時相比，總體上相同，但軸力、剪力和彎矩值有所增加。水位驟降和地震情況下樁彎矩值大于正常蓄水情況下的彎矩值，表明水位驟降和地震引起邊坡推力增大，邊坡安全性降低，抗滑樁危險性增加。

圖7 樁身軸力圖Fig．7 Distribution of the axial force in piles

圖8 樁身彎矩圖Fig．8 Distribution of the moment in piles

圖9 ZA3樁剪力分布圖Fig．9 Distribution of the shear force in pile ZA3

表6 抗滑樁彎矩最大值對比表 (kN·m)Table 6 The maximum moments of the anti-slide pile(kN·m)

5 邊坡穩(wěn)定性分析

三維數值分析條件下邊坡穩(wěn)定性的判斷，可以采用強度折減法進行分析。表7給出了考慮支護結構作用的邊坡強度折減安全系數。由于抗滑樁及錨索支護作用，進水口施工完成后安全系數為1.431，邊坡處于穩(wěn)定狀態(tài)。水庫蓄水后，在進水口庫水壓力作用下，穩(wěn)定系數出現(xiàn)一定程度的提高，表明水庫蓄水壓力對邊坡穩(wěn)定性有利，但水位驟降和地震情況下邊坡穩(wěn)定性會出現(xiàn)較大幅度的降低。

表7 邊坡強度折減穩(wěn)定系數Table 7 Stability factors for shear strength reduction

6 結論

(1)邊坡支護系統(tǒng)的受力狀態(tài)與邊坡變形相協(xié)調，支護系統(tǒng)受力狀態(tài)取決于與邊坡巖體之間的相互作用程度。

(2)邊坡中斷層和順層泥化夾層空間分布形態(tài)對抗滑樁彎矩和剪力以及錨索軸力分布有至關重要的影響，導致抗滑樁和錨索受力性態(tài)更加復雜。

(3)錨索及抗滑樁構建的逐個模擬方法可以精確定位分析每一根錨索和抗滑樁的內力大小及分布，為支護結構構件的安全評價和區(qū)別化設計提供了基礎。

［1］ 張發(fā)明，劉漢龍，趙維炳.預應力錨索加固巖質邊坡的設計實例［J］.巖土力學，2000，21(2):177-180.［ZHANG F M，LIU H L，ZHAO W B.Design practice of reinforcing rock slope with prestressed cables［J］.Rock and Soil Mechanics，2000，21(2):177-180.(in Chinese)］

［2］ 劉新榮，梁寧慧，黃金國，等.抗滑樁在邊坡工程中的研究進展及應用［J］.中國地質災害與防治學報，2006，17(1):56-63.［LIU X R，LIANG N H，HUANG J G，et al.Progress and applications of antisliding piles in slope reinforcing projects［J］.The Chinese Journal of Geological Hazard and Control，2006，17(1):56-63.(in Chinese)］

［3］ 趙青，黃質宏，趙其華，等.預應力錨索抗滑樁工程中預應力實測與損失值計算［J］.水文地質工程地質，2008，35(1):41-73.［ZHAO Q，HUANG Z H，ZHAO Q H，et al.Measurement of the pre-stress and calculation of the pre-stress loss in anti-slide pile with pre-stress anchor cable［J］.Hydrogeology ＆ Engineering Geology，2008，35(1):41-73.(in Chinese)］

［4］ 戴自航.抗滑樁滑坡推力和樁前滑體抗力分布規(guī)律的研究［J］.巖石力學與工程學報，2002，21(4):517-521.［DAI Z H.Study on distribution laws of landslidethrust resistance of sliding mass acting on antislide piles［J］. Chinese JournalofRock Mechanics and Engineering，2002，21(4):517-521.(in Chinese)］

［5］ 戴自航，沈蒲生，彭振斌.預應力錨固抗滑樁內力計算有限差分法研究［J］.巖石力學與工程學報，2003，22(3):407-413.［DAI Z H，SHEN P S，PEN Z B.Study on the finite difference method in calculation of internal forces of prestress-anchored antislide piles［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2003，22(3):407-413.(in Chinese)］

［6］ Cai F，Ugai K.Numerica l Analy sis of the Stability of a Slope Reinforced with Piles［J］.Soils and Foundations，2000，40(1):73-84.

［7］ 張胤，戴妙林，匡義，等.基于FLAC3D結構單元的邊坡抗滑樁加固模擬及應用［J］.水電能源科學，2010，28(12):95-97. ［ZHANG Y，DAI M L，KUANG Y，et al.Slope Anti-slide Pile Reinforcement Simulation and Its Application Based on FLAC3D Structure Elements［J］.Water Resources and Power，2010，28(12):95-97.(in Chinese)］

［8］ 李寧，張鵬，于沖.邊坡預應力錨索加固的數值模擬方法研究［J］.巖石力學與工程學報，2007，26(2):254-262.［LI N，ZHANG P，YU C.Research on method of numerical simulation of prestressed anchor cable in slope［J］. Chinese JournalofRock Mechanics and Engineering，2007，26(2):254-262.(in Chinese)］

［9］ Itasca Consulting GROUP Inc.FLAC3D(Version2.1)users manual［R］.USA:Itasca Consulting Group Inc.，2000.

［10］ 張強勇，向文，朱維申.三維加錨彈塑性損傷模型在溪洛渡地下廠房工程中的應用［J］.計算力學學報，2000，17(4):475-482.［ZHANG Q Y，XIANG W，ZHU W S.Application of 3-D elastoplastic damage model with bolts in XILUODU underground power house［J］.Chinese Journal of Computational Mechanics，2000，17(4):475-482.(in Chinese)］

［11］ 江文武，徐國元，馬長年.FLAC3D的錨桿拉拔數值模擬試驗［J］.哈爾濱工業(yè)大學學報，2009，41(10):129-134.［JIANG W W，XU G Y，MA C N.Numerical simulation on pull tests of a cable by FLAC3D ［J］. JournalofHarbin Institute of Technology，2009，41(10):129-134.(in Chinese)］

［12］ 王根龍，伍法權，蔡曉光.考慮層間錯動的順層巖質邊坡穩(wěn)定性分析［J］.水文地質工程地質，2010，37(2):55-58.［WANG G L，WU F Q，CAI X G.Stability analysis of consequent rock slope considering slippage of bedding plane［J］. Hydrogeology ＆ Engineering Geology，2010，37(2):55-58.(in Chinese)］

［13］ 唐良琴，劉東燕，余先華，等.金川水電站左岸引水發(fā)電系統(tǒng)進水口高邊坡穩(wěn)定性分析［J］.水文地質工程地質，2013，40(4):99-105.［TANG L Q，LIU D Y，YU X H，et al.Stabiltity analysis of the high side slope near the inlet of the diversion power system on the left bank of the Jinchuan Hydropower Station［J］.Hydrogeology ＆ Engineering Geology，2013，40(4):99-105.(in Chinese)］