土工格柵加筋措施對(duì)高土石壩穩(wěn)定性的影響

土工格柵加筋措施對(duì)高土石壩穩(wěn)定性的影響

1大壩邊坡加筋隨著我國(guó)水保護(hù)的快速發(fā)展和西部開(kāi)發(fā)戰(zhàn)略的實(shí)施，越來(lái)越多的大型土壩在中國(guó)西部的建設(shè)和規(guī)劃中。由于我國(guó)西部地區(qū)地震活動(dòng)較為頻繁、地震強(qiáng)度相對(duì)較高,強(qiáng)震作用下這些高土石壩的壩坡穩(wěn)定性受到了廣泛的關(guān)注。研究表明,150m以上高土石壩的壩體在地震動(dòng)力反應(yīng)中高振型的參與量將會(huì)增加,壩體上部的變形較大,從而導(dǎo)致壩頂?shù)亩咽w處于不穩(wěn)定狀態(tài)。孔憲京等建議在距離壩頂1/5壩高左右的區(qū)域,采用堆石體中加筋(格柵)［４］或壩坡加蓋護(hù)面板［５］等抗震措施,能夠有效提高高土石壩的壩坡穩(wěn)定性,同時(shí)也能有效抑制大壩的地震永久變形。土工格柵加筋技術(shù)作為一種有效的抗震加固措施,在路堤、土坡和大壩邊坡加筋等諸多工程中得到廣泛應(yīng)用［６～８］。但土工格柵加筋在大壩邊坡加筋方面大多采用工程類比設(shè)計(jì),從而缺少了定量指導(dǎo),不便于工程推廣應(yīng)用?；贜ewmark法的滑移量及壩坡穩(wěn)定安全系數(shù)作為大壩的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo),易于理解,因此本文以最大壩高314m的雙江口心墻堆石壩為研究對(duì)象,采用動(dòng)力有限元穩(wěn)定計(jì)算方法,根據(jù)加筋堆石料試驗(yàn)結(jié)果研究土工格柵加筋措施對(duì)強(qiáng)震區(qū)高土石壩壩坡穩(wěn)定的影響。2計(jì)算模型和參數(shù)2.1考慮土工格柵堆石體的強(qiáng)度特性目前,對(duì)堆石體采用土工格柵加筋進(jìn)行有限元數(shù)值模擬時(shí),可將格柵材料和堆石體分開(kāi)考慮,也可將格柵與堆石體作為復(fù)合材料考慮。本文采用第二種方法,采用大連理工大學(xué)工程抗震研究所開(kāi)發(fā)的非線性有限元靜、動(dòng)力計(jì)算程序GEODYNA和有限元?jiǎng)恿Ψ€(wěn)定計(jì)算程序FEMSTABLE［９］,通過(guò)強(qiáng)度參數(shù)的變化來(lái)考慮土工格柵加筋后堆石體強(qiáng)度特性的變化。大壩網(wǎng)格圖見(jiàn)圖1。2.2靜力計(jì)算參數(shù)文獻(xiàn)根據(jù)三軸試驗(yàn)結(jié)果提出了一種組合強(qiáng)度模型(圖2)來(lái)整理加筋堆石料的材料參數(shù),認(rèn)為加筋后堆石料φ０與Δφ不變,加筋對(duì)堆石料強(qiáng)度的影響體現(xiàn)在粘聚力c上:式中,σ１ｒ、σ３分別為單元加筋后的大、小主應(yīng)力;φ為內(nèi)摩擦角。靜力計(jì)算(考慮大壩填筑和蓄水過(guò)程)時(shí),筑壩材料采用鄧肯-張E-B模型:式中,Eｔ為切線變形模量,需K、n、φ、c和Rｆ五個(gè)試驗(yàn)常數(shù)方可求得;σ１、σ３為單元大、小主應(yīng)力;Eｕｒ?yàn)樾遁d及再加載的彈性模量,需Kｕｒ和n兩個(gè)試驗(yàn)常數(shù)方可求得;B為體積模量,需Kｂ和m兩個(gè)試驗(yàn)常數(shù)方可求得;Pａ為大氣壓,量綱與σ３相同。進(jìn)行動(dòng)力計(jì)算時(shí),筑壩材料采用等效線性模型,其最大動(dòng)剪切模量可表示為:式中,最大動(dòng)剪切模量由C、n兩個(gè)試驗(yàn)常數(shù)方可求得;σ′１、σ′２、σ′３為試驗(yàn)時(shí)試樣所受的有效主應(yīng)力。靜力計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1,其中加筋堆石料采用組合強(qiáng)度模型。動(dòng)力計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表2。2.3加速度時(shí)程曲線將雙江口場(chǎng)地譜人工生成波作為有限元?jiǎng)恿τ?jì)算的地震動(dòng),水平向和豎向地震波加速度時(shí)程曲線見(jiàn)圖3。為了考慮地震動(dòng)峰值對(duì)加筋的影響,分別采用0.20g、0.30g、0.55g作為地震波水平向加速度峰值,豎向加速度峰值取水平向的2/3。2.4表面應(yīng)力應(yīng)變的識(shí)別采用有限元法計(jì)算大壩震前應(yīng)力和地震時(shí)每一瞬時(shí)的動(dòng)應(yīng)力,其動(dòng)力穩(wěn)定安全系數(shù)為:式中,cｉ、φｉ分別為第i個(gè)單元體的粘聚力和內(nèi)摩擦角;lｉ為滑弧穿過(guò)第i個(gè)單元的長(zhǎng)度;σｎｉ、τｉ分別為第i個(gè)單元滑弧面上法向應(yīng)力和切向應(yīng)力;σｘｓ、σｘｄ分別為單元的靜、動(dòng)水平應(yīng)力;σｙｓ、σｙｄ分別為單元的靜、動(dòng)豎向應(yīng)力;τｘｓｙ、τｘｄｙ分別為單元的靜、動(dòng)剪應(yīng)力。采用Newmark方法,對(duì)于任意滑弧,滑動(dòng)體瞬時(shí)失穩(wěn)后的滑動(dòng)角加速度可表示為:式中,I為滑動(dòng)體的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;M為作用在滑動(dòng)體上的轉(zhuǎn)動(dòng)力矩;R為滑動(dòng)體半徑。當(dāng)某時(shí)刻某個(gè)滑弧出現(xiàn)瞬時(shí)滑動(dòng)時(shí),滑弧的滑動(dòng)量可表示為:式中,Rｋ為第k個(gè)滑動(dòng)體半徑;θｉｋ為第k個(gè)滑動(dòng)體轉(zhuǎn)角;為第k個(gè)滑動(dòng)體轉(zhuǎn)動(dòng)角加速度。在整個(gè)時(shí)間段里可能出現(xiàn)多次瞬時(shí)滑動(dòng),則累計(jì)滑動(dòng)量為:壩坡的最大滑移量取所有可能滑弧累計(jì)滑移量的最大值:式中,m為產(chǎn)生瞬時(shí)滑動(dòng)的滑動(dòng)體總數(shù)。3結(jié)論分析3.1土工格柵加筋對(duì)壩體加速度反應(yīng)的影響圖4為輸入加速度峰值0.20g、0.30g、0.55g時(shí)無(wú)加筋措施和土工格柵加筋兩種工況下大壩加速度(水平向)分布。由圖4可看出,采用土工格柵加筋后,壩體加速度反應(yīng)差別不大,這是因?yàn)榧尤胪凉じ駯藕?壩頂區(qū)堆石體的剛度和質(zhì)量無(wú)明顯變化。圖5為輸入加速度峰值0.55g時(shí),無(wú)加筋措施和土工格柵加筋兩種工況下的下游壩坡最小安全系數(shù)曲線。由圖5可看出,采用土工格柵加筋措施后,大壩的壩坡安全系數(shù)得到明顯地提高,且小于1.0的累積時(shí)間減少。3.2無(wú)加筋措施和土工格柵加筋圖6為輸入地震動(dòng)峰值0.55g時(shí),采用Newmark滑塊法計(jì)算得到的無(wú)加筋措施和土工格柵加筋措施時(shí)下游壩坡安全系數(shù)小于1.0的滑弧累計(jì)滑動(dòng)量。由圖6可看出,無(wú)加筋措施和土工格柵加筋時(shí)所對(duì)應(yīng)的下游壩坡累計(jì)滑動(dòng)量分別為58.0、19.8cm,可見(jiàn)土工格柵加筋方案明顯抑制了壩坡滑動(dòng)位移。3.3壩坡最小安全系數(shù)所對(duì)應(yīng)的滑弧位置圖7為加速度輸入為0.55g、無(wú)加筋措施工況和采用土工格柵加筋時(shí)壩坡最小安全系數(shù)所對(duì)應(yīng)的滑弧位置。由圖7可看出,無(wú)加筋措施時(shí),滑弧的位置相對(duì)較淺,而采用土工格柵加筋后滑弧加深,這是因?yàn)榧咏詈笤鰪?qiáng)了土石壩頂部堆石體的整體穩(wěn)定性,滑弧向壩體中間發(fā)展。3.4加筋堆磨料粘聚力圖8為輸入不同地震動(dòng)峰值時(shí),無(wú)加筋措施工況和采用土工格柵加筋時(shí)下游壩坡安全系數(shù)。由圖8可看出,隨著輸入地震動(dòng)強(qiáng)度增大,加筋堆石料的粘聚力對(duì)壩坡穩(wěn)定貢獻(xiàn)越大。當(dāng)加速度峰值增大到0.55g時(shí),考慮加筋時(shí)下游壩坡安全系數(shù)提高31.3%,這是因?yàn)榧咏詈筇岣吡烁咄潦瘔蔚膲雾攨^(qū)域堆石體的強(qiáng)度,進(jìn)而增強(qiáng)壩坡的整體穩(wěn)定性,壩坡安全系數(shù)因此也得到了提高。4土工格柵加筋對(duì)壩體加速度反應(yīng)的影響a.結(jié)合300m級(jí)雙江口心墻堆石壩,通過(guò)有限元數(shù)值計(jì)算,比較了堆石壩頂部1/5高度范圍采用土工格柵加筋措施對(duì)壩坡動(dòng)力穩(wěn)定性的影響。結(jié)果表明,采用土工格柵加筋措施后,高土石壩的壩體加速度反應(yīng)差別不大,但明顯增強(qiáng)了壩頂區(qū)堆石體的整體穩(wěn)定性,有效提高了壩坡安全系數(shù);土工格