白鶴灘壩肩邊坡施工期變形規(guī)律與控制因素分析

譚堯升，陳文夫，王克祥，羅貫軍，徐李達(dá)，榮 冠

（1.中國(guó)長(zhǎng)江三峽集團(tuán)有限公司，北京100038；2.中國(guó)三峽建工（集團(tuán)）有限公司，成都610041；3.武漢大學(xué)水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430072）

0 引言

水利工程邊坡開挖支護(hù)施工和蓄水后的穩(wěn)定歷來是工程設(shè)計(jì)和建設(shè)過程中高度重視的問題。在高邊坡穩(wěn)定性分析中，有許多學(xué)者進(jìn)行了深入研究和論述［1-3］。黃潤(rùn)秋等［4］提出了復(fù)雜巖體中高陡斜坡穩(wěn)定性研究的主體技術(shù)路線：力學(xué)環(huán)境條件的研究、變形破壞機(jī)制研究、穩(wěn)定性計(jì)算分析評(píng)價(jià)、失穩(wěn)破壞的空間預(yù)測(cè)及時(shí)間預(yù)報(bào)、整治處理的最優(yōu)化政策。胡高社等［5］在分析影響排土場(chǎng)高邊坡穩(wěn)定性的各主要因素中，認(rèn)為坡體的幾何形態(tài)特征起主導(dǎo)作用，水起輔助作用。宋勝武等［6］結(jié)合西南地區(qū)巖石邊坡的工程實(shí)踐，整理邊坡工程科研成果，總結(jié)和分析了邊坡工程的主要技術(shù)特點(diǎn)和關(guān)鍵技術(shù)問題，并提出邊坡工程研究思路和研究?jī)?nèi)容。楊金旺等［7］提出降強(qiáng)法與傾斜抬升超載法相結(jié)合的地質(zhì)力學(xué)模型綜合的試驗(yàn)方法，得出白鶴灘左岸邊坡穩(wěn)定安全的控制性結(jié)構(gòu)面為層間錯(cuò)動(dòng)帶C3-1及其上盤巖體內(nèi)的軟弱結(jié)構(gòu)面，驗(yàn)證了對(duì)層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶LS337加固措施的有效性。黃達(dá)等［8］在現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)調(diào)查的基礎(chǔ)上，分析了錦屏一級(jí)水電站與壩區(qū)右岸高位邊坡危巖體的失穩(wěn)破壞模式，進(jìn)行了危巖體穩(wěn)定狀態(tài)的分類，提出了相應(yīng)的穩(wěn)定性計(jì)算方法。

白鶴灘水電站壩址區(qū)地質(zhì)構(gòu)造條件復(fù)雜，巖體卸荷作用較強(qiáng)，且發(fā)育有斷層、錯(cuò)動(dòng)帶、深部裂縫等軟弱結(jié)構(gòu)面［9-11］。在施工期，人為活動(dòng)會(huì)破壞兩岸高陡邊坡的穩(wěn)定性，影響大壩長(zhǎng)期安全穩(wěn)定運(yùn)行。本文結(jié)合監(jiān)測(cè)資料對(duì)白鶴灘水電站施工期邊坡的變形機(jī)理及其控制因素進(jìn)行了分析，基于三維有限元模型采用FLAC3D軟件對(duì)邊坡開挖和支護(hù)以及筑壩全過程進(jìn)行數(shù)值模擬，在以監(jiān)測(cè)資料驗(yàn)證計(jì)算成果合理性的基礎(chǔ)上，綜合分析了施工期各階段邊坡的變形規(guī)律。通過本文的研究，闡明了白鶴灘水電站施工期壩肩邊坡變形規(guī)律及其控制因素，以期為蓄水后的邊坡變形規(guī)律分析提供借鑒和參考。

1 工程地質(zhì)概況

白鶴灘壩區(qū)谷坡左岸相對(duì)較緩，右岸陡峻，河谷呈不對(duì)稱的“V”字型。兩岸邊坡地層以二疊系上統(tǒng)峨眉山組玄武巖（P2β）及三疊系下統(tǒng)飛仙關(guān)組（T1f）砂、泥巖為主，地層呈現(xiàn)假整合接觸的模式，第四系松散堆積物基本上分布于河床坡地，堆積嚴(yán)密。且地層主要以上更新統(tǒng)（Q3pl）碎石混合土層和全新統(tǒng)（Q4）松散堆積層為主［12］。

壩址區(qū)主要斷層有F14、F16、F17、F18、F19、F20，左右岸斷層分布規(guī)律大體一致，其走向約為N50°～70°W。左岸邊坡主要包含有層間錯(cuò)動(dòng)帶C3、C3-1，右岸主要分布著C3、C3-1、C4、C5、C6、C7、C8、C9及C10等層間錯(cuò)動(dòng)帶。層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶主要包括左岸的LS331、LS3318、LS3319、LS342、LS423以及右岸的RS331、RS336、RS337等。該區(qū)域中原生裂隙主要發(fā)育在地層二疊系上統(tǒng)峨眉山組玄武巖（P2β）內(nèi)；卸荷裂隙主要分布在左岸邊坡巖體中，右岸發(fā)育相對(duì)較少；壩址區(qū)域主要以構(gòu)造裂隙為主［13-15］。

左岸巖體風(fēng)化水平深度普遍大于右岸，左岸弱風(fēng)化上帶下限水平深度和垂直深度分別為9～75 m、10～100 m；而右岸弱風(fēng)化上帶下限水平和垂直深度則分別為6～56 m、9～88 m；左岸弱風(fēng)化下帶下限水平與垂直深度分別為6～56 m、9～88 m；而右岸弱風(fēng)化下帶下限水平和垂直深度則分別為27～115 m、31～129 m。左岸邊坡強(qiáng)卸荷帶下限水平深度一般0～109 m，弱卸荷帶下限水平深度27～150 m；右岸強(qiáng)卸荷帶下限水平深度一般0～70 m，弱卸荷帶下限水平深度一般20～111 m。兩岸的地應(yīng)力水平主要為低～中等，兩岸應(yīng)力量值基本相當(dāng)，個(gè)別平硐局部存在片幫等弱巖爆現(xiàn)象。

2 邊坡施工期變形機(jī)理簡(jiǎn)析

2.1 左岸壩肩邊坡變形機(jī)理簡(jiǎn)析

拱肩槽上游側(cè)邊坡為斜逆向坡，巖體卸荷不強(qiáng)，邊坡穩(wěn)定條件較好；下游側(cè)邊坡為順向坡，結(jié)構(gòu)面對(duì)邊坡穩(wěn)定影響大，且風(fēng)化卸荷較深，邊坡穩(wěn)定條件差［16］。左岸壩肩下游邊坡主要地質(zhì)構(gòu)造及表觀測(cè)點(diǎn)位移矢量圖見圖1，典型地質(zhì)剖面圖（Ⅰ-Ⅰ斷面）見圖2，內(nèi)觀儀器布置圖（局部）見圖3。由于測(cè)點(diǎn)垂直位移相對(duì)較小，故不再贅述。各表觀測(cè)點(diǎn)水平位移時(shí)間曲線圖見圖4。

圖1 左岸邊坡各表觀測(cè)點(diǎn)位移矢量分布圖Fig.1 Horizontal displacement of each measuring point on the left bank slope

圖2 Ⅰ-Ⅰ斷面地質(zhì)剖面圖Fig.2 Ⅰ-Ⅰsection geological profile

圖3 內(nèi)觀儀器布置圖（局部）Fig.3 Interior instruments layout（local）

圖4 左岸壩肩下游邊坡各表觀點(diǎn)水平位移過程曲線圖Fig.4 Horizontal displacement process curve of the downstream slope of the left bank abutment

2.1.1 800 m高程以上邊坡

該區(qū)段內(nèi)主要發(fā)育有層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶LS423和NNW 向斷層f107、f108，可能的滑動(dòng)破壞模式是以上述斷層為上緣切割面，以層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶LS423為底滑面所組成的楔形體滑動(dòng)。該區(qū)域布置有3個(gè)外觀測(cè)點(diǎn)，由圖1 可見靠近拱肩槽區(qū)域斷層分布密集且受層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶LS423環(huán)切，加之該部位三面臨空，致使包含TPZBJ-1 測(cè)點(diǎn)在內(nèi)的局部區(qū)域在施工期變形較大，遠(yuǎn)離拱肩槽端受軟弱結(jié)構(gòu)面切割影響逐漸減小，相應(yīng)的TPZBJ-6 和TPZBJ-11 兩測(cè)點(diǎn)的位移量也逐漸減小。錨索測(cè)力計(jì)和錨桿應(yīng)力計(jì)測(cè)值較安裝初始值變化不大，邊坡整體穩(wěn)定。

2.1.2 800～720 m高程邊坡

該區(qū)段主要發(fā)育有層間錯(cuò)動(dòng)帶C3、C3-1和NWW 向的F14斷層。F14斷層遠(yuǎn)離拱肩槽，其與f108斷層以及緩傾角的層間錯(cuò)動(dòng)帶構(gòu)成的塊體體量大，抗滑穩(wěn)定性相對(duì)可靠，由圖1也可看出該區(qū)段內(nèi)邊坡表觀測(cè)點(diǎn)水平位移值較小。四點(diǎn)式變位計(jì)，以MZBJ-1和MZBJ-4為例（儀器分布位置見圖3，測(cè)值分布圖見圖5，2020年12月測(cè)值）表明淺層尤其在孔口端位移較大，深部位移相對(duì)較小。據(jù)此可判斷該區(qū)段邊坡變形主要是由于該區(qū)域地應(yīng)力較高，巖土體在開挖后產(chǎn)生的卸荷變形。

圖5 左岸壩肩下游邊坡四點(diǎn)式變位計(jì)測(cè)值分布圖Fig.5 Four-point displacement meter distribution of the downstream slope of the left bank abutment

2.1.3 720 m以下高程邊坡

該區(qū)段主要發(fā)育有層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶LS3323、LS3319、LS3318、LS331，NNE 向的F17以及NWW 向的F14、F16斷層。上述錯(cuò)動(dòng)帶可單獨(dú)或組合形成底滑面，以F17為上緣切割面構(gòu)成可能的滑動(dòng)塊體。由于該區(qū)段地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜且在高程670 m以下出露P2β33層第一類柱狀節(jié)理玄武巖，加之施工干擾，對(duì)邊坡穩(wěn)定十分不利。由圖1也可看出該區(qū)段內(nèi)邊坡表觀測(cè)點(diǎn)水平位移值相對(duì)較大。以TPZBJ-5（EL.634 m）為例（見圖4），在測(cè)點(diǎn)安裝后，隨著開挖工作的快速進(jìn)行，測(cè)點(diǎn)水平位移值大幅增長(zhǎng)，且在開挖支護(hù)完成后依然有相當(dāng)程度的增幅。該區(qū)域內(nèi)錨索測(cè)力計(jì)均未出現(xiàn)加載。四點(diǎn)式變位計(jì)，以MZBJ-2 和MZBJ-3 為例（見圖5，2020年12月測(cè)值）測(cè)點(diǎn)在近孔口端位移較大，深部位移相對(duì)較小?？傮w表明該區(qū)段內(nèi)受F17斷層割裂作用并不明顯，變形主要源于開挖支護(hù)后的卸荷反彈，由于該區(qū)域賦存P2β33層第一類柱狀節(jié)理玄武巖，其卸荷深度較深。

測(cè)斜孔CX09用于監(jiān)測(cè)層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶LS3319和LS331的變形，其橫河向（A 向）深部位移隨深度變化曲線見圖6，深部位移受LS331層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶運(yùn)動(dòng)作用明顯，在該錯(cuò)動(dòng)帶以上4 m 范圍內(nèi)橫向錯(cuò)動(dòng)近8 mm，以下2 m 范圍內(nèi)橫向錯(cuò)動(dòng)近13 mm，測(cè)斜孔口以下37 m 范圍內(nèi)橫向累積位移隨深度變化均勻無突變，表明下部巖體橫向變形穩(wěn)定。

圖6 CX09測(cè)斜孔深部位移曲線圖Fig.6 Deep displacement curve of CX09 inclination hole

2.2 右岸壩肩邊坡變形機(jī)理簡(jiǎn)析

右岸壩肩壩頂以上邊坡最大開挖邊坡高度約370 m，地層、錯(cuò)動(dòng)帶均緩傾坡內(nèi)，邊坡為緩傾角的逆向坡。邊坡斷層主要發(fā)育有F16、F18、F19、F20，都為NW 向，基本為陡傾角。右岸壩肩邊坡外觀測(cè)點(diǎn)水平合位移如圖7所示。典型斷面（Ⅱ-Ⅱ斷面）地質(zhì)剖面圖見圖8。

圖7 右岸邊坡各表觀測(cè)點(diǎn)水平合位移矢量分布圖Fig.7 Horizontal displacement of all table observation points on the right bank slope

圖8 Ⅱ-Ⅱ斷面地質(zhì)剖面圖Fig.8 Ⅱ-Ⅱsection geological profile

2.2.1 980 m高程以上邊坡分析

980 m 高程以上邊坡分布有C8、C9、C10等層間錯(cuò)動(dòng)帶，加之F19、F20斷層近乎垂向切割，在邊坡臨空面區(qū)域形成了大小不一的潛在楔形滑移體。該區(qū)域外觀測(cè)點(diǎn)水平位移較大值位于1 070 m 高程馬道上，最值出現(xiàn)在TPbj3-2測(cè)點(diǎn)，水平位移值達(dá)64.4 mm。

2.2.2 980～834 m高程邊坡分析

980～834 m 高程邊坡區(qū)域主要分布有C6、C7層間錯(cuò)動(dòng)帶和RS621、RS612等層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶，834 m 高程平臺(tái)下部發(fā)育有C4、RS611等層間和層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶，地質(zhì)構(gòu)造較為復(fù)雜。該區(qū)域邊坡實(shí)景圖見圖9。

圖9 980～834 m高程邊坡實(shí)景圖Fig.9 Real view of slope at 980～834 m elevation

外觀測(cè)點(diǎn)水平位移觀測(cè)數(shù)據(jù)顯示，該區(qū)域邊坡整體表現(xiàn)為隨高程的降低水平合位移值越大。水平合位移較大值集中在834 m 平臺(tái)處，最大水平合位移為54.3 mm。該區(qū)域邊坡從布設(shè)監(jiān)測(cè)設(shè)備以來垂直位移方向?yàn)殂U垂向上且有繼續(xù)增加的趨勢(shì)，垂直位移最大值為14.7 mm。表觀位移的變化規(guī)律表明原始邊坡開挖后的卸荷松弛較為明顯。該區(qū)域上部錨索測(cè)力計(jì)多表現(xiàn)為卸荷，而底部近834 m高程的錨索多表現(xiàn)為加載，結(jié)合該區(qū)域地層、錯(cuò)動(dòng)帶均緩傾坡內(nèi)的特點(diǎn)可以判斷卸荷機(jī)理為緩傾角的層間錯(cuò)動(dòng)帶發(fā)生剪切錯(cuò)動(dòng)，坡內(nèi)陡傾角的斷層或原生裂隙被拉開，從而地應(yīng)力釋放。該區(qū)域內(nèi)多點(diǎn)變位計(jì)的測(cè)值也驗(yàn)證了這種卸荷變形機(jī)理。以Ⅱ-Ⅱ斷面865 m 高程的Mrbj4-2和Ⅲ-Ⅲ斷面864 m 高程的Mrbj1-2為例，多點(diǎn)變位計(jì)各測(cè)點(diǎn)位移量分別見圖10 和圖11。多點(diǎn)變位計(jì)均表明在靠近坡內(nèi)斷層附近的測(cè)點(diǎn)橫河向位移值較大，而斷層兩側(cè)的位移值隨離斷層距離增大而減小，所以斷層處具有拉開的趨勢(shì)。

圖10 多點(diǎn)變位計(jì)Mrbj4-2測(cè)點(diǎn)位移圖Fig.10 Displacement diagram of Mrbj4-2 measuring point of multipoint displacement meter

圖11 多點(diǎn)變位計(jì)Mrbj1-2測(cè)點(diǎn)位移圖Fig.11 Displacement diagram of Mrbj1-2 measuring point of multipoint displacement meter

2.2.3 834 m高程以下邊坡

右岸壩肩834 m高程以下邊坡因拱間槽的開挖使得近槽區(qū)域呈穩(wěn)定性較差的順向坡，潛在破壞機(jī)理與左岸壩肩下游側(cè)邊坡類似，該區(qū)域?qū)嵕耙妶D12。外觀測(cè)點(diǎn)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)表明水平合位移較大的部位集中在拱間槽下游附近TPrbjp-1和TPrbjp3-1。錨索測(cè)力計(jì)顯示加載的部位主要集中在771.2～830.6 m高程區(qū)域，水平位移較大處附近的錨索測(cè)力計(jì)多為加載狀態(tài)。

圖12 右岸壩肩834 m高程以下邊坡實(shí)景圖Fig.12 The view of slope below 834 m elevation of right bank abutment

3 有限差分?jǐn)?shù)值計(jì)算

3.1 三維數(shù)值模型

采用ANSYS建立壩區(qū)有限元數(shù)值模型，并導(dǎo)入有限差分程序Flac3D 中。模型X方向?yàn)闄M河向，范圍為2 500 m；Y方向?yàn)轫樅恿鞣较颍秶鸀? 300 m；Z方向以沿著高程豎直向上，底部高程為-100 m。模型里地層包括Ⅱ類、Ⅲ1類、Ⅲ2類、Ⅳ類巖體；斷層主要有F14、F16、F17、F18、F19、F20等，錯(cuò)動(dòng)帶包括層間錯(cuò)動(dòng)帶（C2、C3、C3-1、C4、C5、C6，C7、C8、C9、C10）及層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶（LS331、LS337、LS3318、LS3319、RS331、RS336）。模型包含195 992 個(gè)節(jié)點(diǎn)，1 073 444個(gè)單元，模型示意圖見圖13。

圖13 計(jì)算模型示意圖Fig.13 Geometric model schematic diagram

3.2 邊界條件與地應(yīng)力場(chǎng)

在Flac3D 程序設(shè)置邊界約束條件時(shí)，由于所選范圍四周均位于山體中橫河向（X向）、順河向（Y向）施加法向約束。模型的上邊界為自由無約束邊界，在底部Z=-100 m 處采用全約束。采用彈性本構(gòu)模型，忽略材料本身的塑性變形，將體積模量和剪切模量設(shè)置為最大值，然后在僅考慮自重的條件下進(jìn)行求解生成初始地應(yīng)力。

3.3 本構(gòu)模型與計(jì)算參數(shù)

本構(gòu)模型為各向同性彈塑性模型，采用Mohr-Coulomb 準(zhǔn)則。巖體及結(jié)構(gòu)面相關(guān)參數(shù)取值如表1所示。

表1 白鶴灘水電站各材料參數(shù)取值一覽表Tab.1 List of material parameters of Baihetan Hydropower Station

3.4 數(shù)值模擬過程

右岸共分為12 個(gè)開挖步，左岸分為9 個(gè)開挖步。本次支護(hù)模擬主要進(jìn)行了壩軸線上游約200 m、下游約400 m范圍內(nèi)的支護(hù)，在所選范圍內(nèi)總計(jì)采用了93 603 根錨桿，6 448 根錨索，模擬時(shí)按照“開挖一步，支護(hù)上一步”的原則進(jìn)行支護(hù)布置。由于開挖支護(hù)步相對(duì)較多，故分別選取右岸開挖至920 m、左岸開挖至914 m 高程（階段1）；右岸開挖至834 m 高程、左岸開挖至774 m 高程（階段2）；左右岸全部開挖完成（階段3）這3 個(gè)施工關(guān)鍵階段步驟進(jìn)行分析。

4 數(shù)值模擬成果分析

4.1 數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

左岸邊坡表觀測(cè)點(diǎn)表明左岸邊坡累計(jì)水平合位移為0.83～81.76 mm，累計(jì)垂直位移為-1.81～21.14 mm。數(shù)值模擬位移云圖顯示左岸水平位移在5～20 mm，豎向位移在5～30 mm。右側(cè)邊坡表觀測(cè)點(diǎn)表明累計(jì)水平合位移為8.70～77.90 mm，累計(jì)垂直位移為-14.00～66.60 mm。數(shù)值模擬位移云圖顯示右岸邊坡水平位移值在0～30 mm，豎向位移在-20～20 mm。各階段數(shù)值模擬云圖整體位移分布和典型剖面的位移變化規(guī)律與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)反映的規(guī)律是吻合的。

為進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的可靠性，取特征監(jiān)測(cè)點(diǎn)TPzbj-1、TPzbj-5、TPzbj-6、TPzbj-8 等4 個(gè)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算復(fù)核分析，并且對(duì)模擬開挖支護(hù)過程的計(jì)算值和實(shí)測(cè)位移進(jìn)行對(duì)比。分析比對(duì)情況見圖14。模擬開挖支護(hù)過程的計(jì)算值和實(shí)測(cè)位移相比，絕大部分測(cè)點(diǎn)的差值均小于5 mm，數(shù)值模擬結(jié)果與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)所反映的位移時(shí)序過程線相似度較高，表明數(shù)值模擬結(jié)果是可靠的。

圖14 數(shù)值模擬與監(jiān)測(cè)資料橫向位移對(duì)比分析圖Fig.14 Comparison analysis diagram of lateral displacement between numerical simulation and monitoring data

誤差來源主要有3個(gè)方面，其一是在進(jìn)行支護(hù)加固時(shí)，簡(jiǎn)化了錨固方式，忽略了坡面噴錨支護(hù)及掛網(wǎng)噴C25混凝土的效能，其二是測(cè)點(diǎn)和內(nèi)觀儀器的布設(shè)是在開挖支護(hù)后才完成的，監(jiān)測(cè)存在一定的滯后性，不能完整記錄開始開挖卸荷和支護(hù)過程中的邊坡變形，所以監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)不能完全反映位移及應(yīng)力應(yīng)變的變化規(guī)律，表現(xiàn)為計(jì)算值普遍大于監(jiān)測(cè)值。最后，在三維模型的構(gòu)建和地質(zhì)結(jié)構(gòu)材料參數(shù)取定等方面所作的簡(jiǎn)化。

4.2 施工期開挖支護(hù)過程邊坡變形分析

4.2.1 階段1位移分析

該階段左岸開挖程度較低，故僅分析右岸位移變化規(guī)律，右岸邊坡總位移云圖見圖15。云圖顯示位移較大的區(qū)域位于920 m 馬道附近，總位移約為27 mm，位移變化與層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶C6、C7的出露關(guān)系密切，在軟弱地質(zhì)結(jié)構(gòu)出露部位，位移變化明顯。在右岸開挖至920 m高程時(shí)，隨著C6層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶的出露，該馬道轉(zhuǎn)角處上部的卸重最大，卸荷反彈程度也最大。

圖15 階段1右岸邊坡總位移云圖Fig.15 Total displacement cloud map of right bank slope

4.2.2 階段2位移分析

為直觀了解表觀、淺部和深部位移的分布規(guī)律，給出了該階段的總位移云圖和典型斷面Ⅰ-Ⅰ的垂直位移云圖，分別見圖16 和圖17?？偽灰戚^大區(qū)域主要出現(xiàn)在左岸，最大值約為44 mm。左岸為順層邊坡，層間和層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶等軟弱地質(zhì)構(gòu)造對(duì)變形的影響較大，云圖顯示在層間錯(cuò)動(dòng)帶分布區(qū)域位移變化明顯，尤其在坡面出露的部位附近，對(duì)邊坡的位移影響更為顯著。右岸的垂向（向上）反彈位移明顯大于左岸，最大垂向位移約為41 mm。右岸邊坡相對(duì)陡峭，垂向反彈位移在水平方向漸變趨勢(shì)明顯。

圖16 階段2總位移云圖Fig.16 Total displacement cloud map of stage 2

圖17 Ⅰ-Ⅰ斷面垂向位移云圖Fig.17 Ⅰ-Ⅰsection vertical displacement cloud map

4.2.3 階段3位移分析

完全開挖后的橫河向位移云圖見圖18，仿真結(jié)果表明開挖后的拱肩槽底部附近的位移值較大，左岸最大位移大約為40 mm，右岸最大位移大約為26 mm，方向均指向河內(nèi)。左岸橫河向位移分布規(guī)律與上文提到的左岸F17斷層，LS331、LS3319等層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶等出露有關(guān)，右岸橫河向位移變化與拱間槽區(qū)域開挖成順層邊坡相印證。Ⅰ-Ⅰ斷面橫河向云圖見圖19，左岸邊坡在F17斷層下部的位移較大，這與其以F17斷層為后緣切割面沿層間、層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶滑移的變形機(jī)理相契合。上部位移與錯(cuò)動(dòng)帶分布的位置關(guān)系密切，與監(jiān)測(cè)資料反映的規(guī)律吻合。

圖18 完全開挖后橫河向位移云圖Fig.18 Horizontal displacement after complete excavation

圖19 完全開挖后Ⅰ-Ⅰ斷面橫河向位移云圖Fig.19 Ⅰ-Ⅰhorizontal displacement after complete excavation

右岸邊坡云圖顯示斷層和錯(cuò)動(dòng)帶的分布對(duì)于位移變化影響較大，F(xiàn)19和F20斷層分布區(qū)域位移變化幅度大，表明斷層部位被拉開，C8、C6、C5層間錯(cuò)動(dòng)帶出露區(qū)域，橫河向位移變化顯著，均與多點(diǎn)變位計(jì)、表觀測(cè)點(diǎn)等儀器的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)反映的規(guī)律一致。

在完全開挖并支護(hù)后，兩岸臨空面區(qū)域大多在應(yīng)力調(diào)整中出現(xiàn)過受拉態(tài)，斷層、錯(cuò)動(dòng)帶等軟弱結(jié)構(gòu)多表現(xiàn)為受剪，這也表明軟弱結(jié)構(gòu)面在開挖和支護(hù)過程中對(duì)邊坡變形起到了一定的控制作用。完全開挖后邊坡塑性區(qū)分布圖見圖20。

圖20 完全開挖后邊坡塑性區(qū)分布圖Fig.20 Plastic distribution of slope after excavation

4.3 施工期筑壩過程邊坡變形分析

筑壩過程數(shù)值模擬將拱壩的澆筑過程概化為8 個(gè)施工步：大壩澆筑至580、610、640、680、720、760、800、834 m。下面介紹筑壩至610、720 m 和筑壩完成3 個(gè)階段的位移變化規(guī)律，幾個(gè)階段的位移云圖見圖21。

圖21 筑壩各階段大壩及周圍邊坡總位移云圖Fig.21 The total displacement of the dam and its surrounding slope at each stage of damming

大壩澆筑至610 m高程時(shí)，在壩基、大壩上游河谷及下游水墊塘二道壩附近的位移值較大，最大位移不超過18 mm；大壩澆筑至720 m 高程時(shí)，位移變化依然在河床中心區(qū)域最大而向周邊輻射，位移最大值出現(xiàn)在壩基處，大約為21 mm；在大壩澆筑完成后，位移較大區(qū)域集中在壩基河床段，最大值約為25 mm，大部分區(qū)域位移值均在10 mm以內(nèi)。

5 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)資料對(duì)比分析，對(duì)白鶴灘水電站壩區(qū)施工期邊坡變形規(guī)律進(jìn)行了研究，主要結(jié)論如下。

（1）左岸拱肩槽下游側(cè)720 m 高程以上區(qū)域邊坡變形主要受C3、C3-1等層間錯(cuò)動(dòng)帶控制，橫河向位移主要來源于巖土體的卸荷變形，且多表現(xiàn)為淺表層位移量大深部位移小。720 m 高程以下區(qū)域的邊坡變形主要受F17斷層和LS331、LS3323、LS3318、LS3319等層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶聯(lián)合控制，尤其在670 m 高程以下賦存P2β33層第一類柱狀節(jié)理玄武巖，受施工影響大，卸荷深度較深，上文分析表明施工和支護(hù)過程并未出現(xiàn)明顯的以F17斷層為后緣切割面和以層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶為底滑面的滑動(dòng)破壞，邊坡位移主要來源于卸荷變形。

（2）右岸980 m 高程以上邊坡變形較大的部位位于1 070 m高程馬道附近，潛在滑移體易沿著C8、C9等錯(cuò)動(dòng)帶發(fā)生失穩(wěn)破壞。980～834 m 高程邊坡變形較大的部位位于834 m 高程馬道附近，變形機(jī)理為下部緩傾角的C4、RS612等錯(cuò)動(dòng)帶發(fā)生剪切錯(cuò)動(dòng)，坡內(nèi)陡傾角的斷層或原生裂隙被拉開。834 m 高程以下邊坡變形較大的部位集中在被開挖成順向坡的拱肩槽附近，潛在破壞機(jī)理與左岸壩肩下游側(cè)邊坡類似。

（3）數(shù)值模擬結(jié)果顯示，邊坡初始開挖，邊坡坡面以卸荷回彈為主，呈現(xiàn)以開挖坡面位移最大值為中心，向周邊巖體以輻射狀擴(kuò)散，距離中心越遠(yuǎn)，回彈位移越小。筑壩過程中，變形較大區(qū)域主要集中在壩基河床段，隨著筑壩高程的增加河床附近區(qū)域位移逐漸增大并且呈現(xiàn)向外輻射的分布規(guī)律，左右兩岸邊坡變形基本表現(xiàn)為對(duì)稱分布。

（4）邊坡開挖卸荷以后，斷層和裂隙切割以及層間和層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶的發(fā)育對(duì)于邊坡穩(wěn)定性有較大影響，在局部區(qū)域錯(cuò)動(dòng)帶的出露為變形的主要控制因素。就測(cè)值和數(shù)值模擬成果而言，施工期及開挖完成后邊坡整體穩(wěn)定，其開挖和支護(hù)設(shè)計(jì)是合理的。

本文僅就施工期邊坡穩(wěn)定性給出了監(jiān)測(cè)資料分析、模擬計(jì)算的成果和穩(wěn)定性評(píng)價(jià)，對(duì)于蓄水后的邊坡長(zhǎng)期穩(wěn)定性有待后期作進(jìn)一步的跟進(jìn)研究?！?/p>