心墻堆石壩壩頂加筋措施的動力離心模型試驗研究

張雪東，李 綱，魏迎奇，張紫濤，粱建輝，胡 晶

（1.中國水利水電科學研究院 流域水循環模擬與調控國家重點實驗室，北京 100038；2.商都縣水土保持工作站，內蒙古 商都 013450）

1 研究背景

地震荷載作用下土石壩易發生震陷、水平永久變形、滑坡失穩、液化、防滲體破壞和次生破壞等破壞形式［1-5］。根據Tani等［6］的統計結果，1995年日本神戶地震造成了1362座土石壩不同程度的破壞，在其中的4次大地震中每次地震均造成超過100座土石壩的損壞。因此，采取一定的抗震措施以降低土石壩破壞程度具有極其重要的現實意義。隨著我國西南、西北等強震區水電資源的開發，未來將有大量的心墻堆石壩建于地震烈度達到甚至超過Ⅷ度的場地，這無疑對心墻堆石壩的抗震設計帶來了巨大挑戰。目前，針對面板堆石壩的抗震設計主要依靠經驗，抗震設計理論遠未成熟，心墻堆石壩抗震問題研究的重要性和迫切性越來越突出。

壩頂加筋是一項重要的工程抗震措施，為工程界和學術界所認可［7-9］。由于壩體破壞往往始于壩頂附近壩坡的淺層滑動，壩頂加筋能夠有效降低地震荷載作用下壩頂淺層滑動的風險。利用土工格柵加筋是壩頂加筋的主要形式之一，土工格柵的鋪設適用于多種氣候條件，在惡劣環境下依然實用，且施工簡捷、快速，對堆石壩的填筑進度影響小［1］，已在瀑布溝、長河壩、冶勒水電站攔水堆石壩等工程中得以應用。但是，盡管已積累了一定的工程經驗，工程界、學術界對鋪設土工格柵加固壩頂的抗震效果的認識仍待深入研究。目前，這一領域的研究多采用數值模擬的方法［9-10］，系統的試驗研究較少。

土工離心模型試驗是利用離心機所產生的離心力場來提高模型的體積力，模擬原型在自然重力場下的行為，通過控制離心加速度保證在原型與模型幾何相似的前提下，保持原型與模型的力學特性相似、應力應變相同以及破壞機理相同等，達到在小比尺模型中再現原型的應力狀態以模擬各類土工構筑物的工程特性的目的。在離心機振動臺模型試驗中，利用離心力產生的超重力場在模型內重現原型應力場，進而保證模型與原型動力特性的相似性。較之普通振動臺模型試驗，離心機振動臺模型試驗在研究地震作用下壩體動力響應、變形特征、破壞形式等方面具有一定的優越性［11-14］。因此，本文擬結合西藏如美水電站高心墻堆石壩工程，基于中國水利水電科學研究院離心機及雙向離心機振動臺模型試驗技術，開展一系列動力離心模型試驗研究，以探究心墻堆石壩鋪設土工格柵加固壩體這一措施的抗震效果，重點探究加固間距及土工格柵剛度對抗震效果的影響。

2 依托工程概況

本文依托西藏如美水電站工程開展。如美水電站位于瀾滄江干流水電基地上游河段西藏自治區芒康縣境內，是瀾滄江西藏段規劃6個梯級開發的第五級，控制流域面積為7.94萬km2，多年平均流量為653 m3/s，多年平均徑流量為206億m3，裝機2100 MW。其擋水建筑物初擬壩型為礫石土心墻堆石壩，心墻堆石壩壩頂高程為2902.00 m，河床段心墻建基面高程為2587.00 m，最大壩高315.00 m，壩頂寬度為18.00 m，上游壩坡坡比為1：2.1。大壩防滲體采用礫石土直心墻型式，心墻與上、下游壩殼堆石之間均設有反濾層、過渡層。大壩防滲心墻頂寬5.00 m，頂高程2898.00 m，心墻上、下游邊坡系數均為0.23，心墻底部高程為2589.00 m，順河向寬度為181 m。心墻底部坐落在混凝土墊層上，墊層混凝土河床段厚2 m，岸坡段水平厚1 m。如美水電站位于羌塘地塊內部的瀾滄江斷裂帶附近，經受強地震的可能性較高。因當前高心墻堆石壩經受強地震的實例較少，可借鑒的工程經驗較少，相關抗震設計尚不成熟，壩體動力分析的相關理論、方法以及壩體加固措施有待進一步研究。

3 離心模型試驗方案

試驗利用中國水科院雙向離心機振動臺開展，其原理及設備介紹可參閱文獻［15］，主要指標參見表1。該離心機振動臺能夠模擬各類土工結構物（構筑物）在各種水平及豎向地震情況下的動力特性。所用的模型箱為中國水科院ESB（Equivalent Shear Beam）等效剪切梁層狀模型箱，其內部凈尺寸810 mm×353 mm×415 mm（長×寬×高）。該模型箱從下到上平面尺寸逐漸減小，分底部、中部和頂部3大部分，共15層。底部5層共13 cm，中部7層共18.5 cm，頂部3層共8 cm。每層間均鑲嵌有橡膠層。在試驗時，模型箱內部敷設一層橡皮膜，橡皮膜上部采用卡扣與模型箱壁夾緊。

表1 中國水科院離心機振動臺性能指標

如表2及圖1所示，共開展4組離心模型試驗。4組試驗模型布置情況類似，均分為堆石區、心墻、反濾層、過渡層等壩體區和上游蓄水區。模型尺寸主要受離心機振動臺有效負載（440 kg）與模型箱尺寸（長×寬×高：810mm×353mm×415mm）的限制。依據如美工程原型壩體最大橫剖面典型圖，采用1615的長度比尺確定模型壩體尺寸，模型壩高確定為195 mm。受動力試驗容許離心運轉加速度（最大值為50g）限制，采用的離心加速度為40g，動力試驗中按照N=40的相似率對原型場地波進行調整以確定輸入激勵地震波。因此，模型對應原型高度為7.8 m，遠小于如美工程原型壩高315.0 m。受離心機振動臺設備技術指標限制，當前開展的動力離心模型試驗在模擬高壩時存在一定的不足，這是動力離心模型試驗領域存在的一大難題。盡管如此，本文的試驗結果可為工程加固措施的比選提供一定的依據。模型堆石料級配由原型堆石料經縮尺獲得，如美心墻壩采用階梯式爆破開采的堆石料一般為連續級配料，故在堆石料級配設計時，參照國內外的工程經驗，一般僅控制堆石料的最大粒徑、細粒含量和含泥量。參考其它類似工程經驗，并考慮到如美大壩為300 m級超高壩，對上游堆石Ⅰ區（建基面至0.4倍壩高間的區域）、上游堆石Ⅱ區（0.4倍壩高至壩頂間的區域）及下游堆石區的配要求如下：最大粒徑為800 mm；粒徑小于5 mm的顆粒含量不超過15%；0.075 mm以下的顆粒含量小于5%。采用等量替代法確定初步模型堆石料級配，再進一步微調以模擬原型壓實度，最終確定模型堆石料的級配曲線（如圖2所示）。心墻料選用摻砂紅黏土，反濾層及過渡層材料選用福建平潭標準砂，土料干密度控制在1.8 g/cm3。另外，采用剛度差別較大的兩種材料（窗紗與鋼絲網）作為壩頂加筋材料，初步研究加筋材料剛度對加固效果的影響，在后續研究中擬采用實際工程中應用的土工格柵等多種材料開展進一步的研究。

表2 離心模型試驗方案

圖1 模型布置（單位：mm）

就壩頂加筋情況而言，試驗T1中壩頂不加筋，試驗T2、T3中分別以0.08H、0.16H的間距在壩頂埋設3層窗紗加筋，試驗T4中以0.08H的間距在壩頂埋設3層鋼筋網加筋，H為模型壩高。對比試驗T1與T2，可探究采用柔性加筋材料加固壩頂的效果；對比試驗T2與T3，可探究加筋材料層間距對加固效果的影響；對比試驗T2與T4，可探究加筋材料剛度對壩頂加固效果的影響。在輸入地震波方面，基于原型工程設計場地波，按照動力離心模型試驗相似率確定輸入模型地震波。以試驗T1、T2為例，實測的輸入地震波（已計算至原型尺度）如圖3所示，各組試驗中輸入相近的雙向地震波，其原型順河向、豎向峰值加速度約為0.25g、0.2g。

圖2 模型堆石料的級配曲線

在模型量測設計方面，如圖2所示，沿模型壩軸線及上游壩坡埋設微型加速度傳感器，該加速度傳感器的量程為500g，靈敏度為10 mV/g，量測頻段為1.6—10 000 Hz。

圖3 T1、T2臺面實測的輸入地震波

4 試驗結果分析

由于振動臺的有效振動頻率為10～400 Hz（對應模型），本文試驗加速度為40g，因此在整理數據時以0.25 Hz～10.00 Hz帶通濾波。再根據各測點加速度時程曲線確定其峰值加速度，進一步確定加速度放大系數。

4.1 壩頂加筋效果初探圖4（a）對比了不加筋（T1）、加筋壩體（T2）壩軸線順河向加速度放大系數，圖4（b）對比了兩個壩體壩坡順河向加速度放大系數。圖中z/H為測點至建基面的垂直距離z與壩高H的比值，z/H=0與z/H=1分別對應臺面與壩頂。由圖4可以看出，壩軸線、壩坡峰值加速度均沿高程增大，壩頂處峰值加速度較大。另外，對比壩軸線、壩坡峰值加速度數據可知，相同高程壩坡處的峰值加速度大于壩軸線處。壩軸線頂部的放大系數在1.5～2范圍內，壩坡頂部的放大系數在2～2.25范圍內。該結果符合對土石壩動力響應的一般認識，與1g條件下振動臺試驗所反應的規律相吻合。

圖4 T1、T2順河向加速度放大系數

圖5（a）對比了兩個壩體壩軸線豎向加速度放大系數，圖5（b）對比了兩個壩體壩坡豎向加速度放大系數。由圖5可見，就其沿高程的分布模式而言，與水平向地震動的分布存在差異，壩軸線處豎向峰值加速度放大系數隨高程先增大至2.17～3.46后減小至1.46～1.68；壩坡處豎向峰值加速度隨高程放大的趨勢也不太明顯，壩頂放大系數估計為0.85～1.97。

對比加筋、不加筋模型動力響應可知，不加筋壩體、加筋壩體的順河向壩頂加速度放大系數分別為1.80、1.89，豎向壩頂加速度放大系數分別為1.46、1.68，加筋壩體的壩頂順河向和豎向的加速度放大系數比不加筋壩體的對應數值大。這是因為，壩頂加筋提高了壩頂剛度，從而導致壩頂附近區域加速度放大系數變大。該結果與楊光等［5］的有限元數值模擬結果相似。參考楊光等［5］的有限元模擬結果，較大的壩頂動力響應將明顯減低壩體順河向和豎向殘余變形。

圖5 T1、T2豎向加速度放大系數

圖6 間距0.08H、0.16H加筋試驗順河向加速度放大系數

圖7 間距0.08H、0.16H加筋試驗豎向加速度放大系數

4.2 加筋間距的影響圖6（a）對比了間距0.08H、0.16H加筋試驗壩軸線順河向加速度放大系數，圖6（b）對比了兩組試驗壩坡順河向加速度放大系數。圖7（a）對比了間距0.08H、0.16H加筋試驗壩軸線豎向加速度放大系數，圖7（b）對比了兩組試驗壩坡豎向加速度放大系數。由圖可知，改變加筋層間距對峰值加速度沿剖面的分布影響較小。間距增大后，模型壩體依然表現出壩軸線水平向峰值加速度隨高程逐漸增大的趨勢，壩軸線豎向峰值加速度隨高程先增大后減小的趨勢。在各高程上，壩坡壩軸線、豎向峰值加速度值相近。以上結果說明，改變加筋層間距對壩體動力響應的影響較小。由此說明采用0.08H至0.16H間距加筋都將起到增強壩體剛度、提高壩體抗震穩定性的作用。

圖8 窗紗、鋼絲網加筋試驗順河向加速度放大系數

圖9 窗紗、鋼絲網加筋試驗豎向加速度放大系數

4.3 加筋材料剛度的影響圖8（a）對比了窗紗、鋼絲網加筋試驗壩軸線順河向加速度放大系數，圖8（b）對比了兩組試驗壩坡順河向加速度放大系數。圖9（a）對比了窗紗、鋼絲網加筋試驗壩軸線豎向加速度放大系數，圖9（b）對比了兩組試驗壩坡豎向加速度放大系數。在沿壩軸線的分布方面，采用柔性材料時，峰值加速度沿高程逐漸增大；采用剛性材料時，峰值加速度沿高程增大趨勢不明顯。在沿壩坡的分布方面，兩模型均呈現隨高程逐漸增大的趨勢。就壩頂放大系數而言，鋼絲網加筋壩頂順河向加速度放大系數明顯低于窗紗加筋的壩頂放大系數，而其豎向加速度放大系數則大于窗紗加筋的相應放大系數。這是由于鋼絲網的剛度過大，在制備土樣的壓實過程中很難將鋼絲網與土體完好結合。因此，雖然鋼絲網剛度較大，壩頂整體的剛度則較低，因而，鋼絲網加筋壩體表現出較弱的壩頂動力響應。這也啟示了在工程實踐中，進行壩頂加筋時，采取必要的措施使加筋材料與土體充分結合是十分必要的。本文中僅考慮了加筋材料剛度兩種極端情況，依據現有試驗數據，較難得出隨加筋材料剛度增加加速度動力響應的變化趨勢。需采用不同材料開展更為系統的離心機振動臺模型試驗研究，以進一步明確加筋材料剛度對加固效果的影響。

5 結論

本文基于中國水科院離心機及雙向離心機振動臺，開展了4組離心模型試驗，探究了鋪設土工格柵加固壩頂這一措施的抗震效果，并探討了埋設間距及土工格柵材料剛度對心墻堆石壩動力響應的影響。結論如下：（1）對比未加筋壩體及采用柔性材料加筋壩體的動力響應，加筋壩體的壩頂順河向和豎向的加速度放大系數比不加筋壩體的對應數值大，壩頂加筋提高了壩頂剛度，導致壩頂附近區域順河向和豎向動力響應變強；（2）采用0.08H至0.16H間距加筋都將起到增強壩體剛度、提高壩體抗震穩定性的作用；（3）土工格柵的剛度對心墻堆石壩的動力響應影響較大，剛度過大的材料難以造成土料與土工格柵的緊密結合，從而不能起到良好的抗震效果。