考慮峰后應(yīng)變軟化的蓄水期壩肩巖體變形數(shù)值模擬研究

汪維彬

（遼寧潤中供水有限責(zé)任公司,遼寧 沈陽 110166）

1 工程概況

隨著岫巖縣經(jīng)濟(jì)社會(huì)的迅速發(fā)展，城區(qū)面積不斷擴(kuò)大，城鎮(zhèn)供水安全問題也日益凸顯出來。為了保證城區(qū)供水安全，當(dāng)?shù)卣?jì)劃實(shí)施第二水源建設(shè)工程。根據(jù)相關(guān)規(guī)劃，擬在岫巖縣前營子鎮(zhèn)西大營村與狄家堡村交界處新建一座蓄水調(diào)節(jié)中型水庫。前營子調(diào)節(jié)水庫的設(shè)計(jì)庫容為3350 萬m3。水庫大壩為混凝土面板堆石壩，壩軸線長253.00 m，壩頂高程248.00 m，最大壩高34.20 m。水庫按照百年一遇洪水標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，千年一遇洪水標(biāo)準(zhǔn)校核，設(shè)計(jì)水位244.23 m，校核水位246.33 m。水庫的配套設(shè)施為日處理3.5 萬m3的凈水廠一座，輸水管線5 km。工程建成后可以為岫巖縣城區(qū)、前營子農(nóng)高區(qū)、雅河園區(qū)提供生活生產(chǎn)用水，項(xiàng)目計(jì)劃投資5 億元。

水庫的壩址區(qū)屬于典型的高山峽谷地貌，左岸山峰高度約450 m，為順層岸坡，岸坡巖體的巖性主要為二疊紀(jì)玄武巖。鑒于壩址區(qū)地質(zhì)條件十分復(fù)雜，存在較多的斷層、層內(nèi)和層間錯(cuò)動(dòng)帶、原生和構(gòu)造裂隙等不良地質(zhì)構(gòu)造，而存在這些不良地質(zhì)構(gòu)造的左壩肩巖體在蓄水過程中的大壩推力以及滲透壓的綜合作用下，必將產(chǎn)生機(jī)制復(fù)雜的應(yīng)力變形[1]。顯然，對(duì)上述變形進(jìn)行合理預(yù)測(cè)和變形機(jī)制探討對(duì)工程蓄水過程的安全性具有重要意義[2]。在巖體應(yīng)變數(shù)值模擬過程中，一般采用理想彈塑性本構(gòu)模型[3]。由于該模型難以反映巖石峰后應(yīng)變軟化特征，因此模擬計(jì)算結(jié)果往往不夠準(zhǔn)確[4]。基于此本文研究基于試驗(yàn)室試驗(yàn)成果數(shù)據(jù)，構(gòu)建既能反映巖體強(qiáng)度和變形參數(shù)，又能反映峰后劣化變軟特征的本構(gòu)模型，利用應(yīng)變軟化本構(gòu)模型和摩爾—庫倫屈服準(zhǔn)則展開對(duì)蓄水期壩肩巖體變形數(shù)值模擬研究。

2 FLAC3D計(jì)算模型

2.1 模型的構(gòu)建

利用FLAC3D軟件構(gòu)建前營子調(diào)節(jié)水庫左壩肩岸坡三維數(shù)值網(wǎng)格模型。模型以壩軸線指向左岸的方向?yàn)閄軸正方向，以垂直于X軸指向下游的方向?yàn)閅軸正方向，以豎直向上的方向?yàn)閆軸正方向。模型在X軸和Y軸方向的寬度分別為103 m和45 m，Z軸方向的高度為370 m，其中模型底面高程為80 m，最高處高程為450 m。在建模過程中，將巖體按照風(fēng)化程度分為Ⅳ類、Ⅲ類和Ⅱ類巖體，分別代表強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化和微風(fēng)化玄武巖。針對(duì)研究區(qū)內(nèi)結(jié)構(gòu)面的影響，主要考慮F14、F15、F16、F17、F18等大型斷層以及 C2、C3、C3-1、C4、C5、C6、C7、C8、C9、C10 等層間錯(cuò)動(dòng)帶。鑒于巖體內(nèi)各個(gè)巖層在形狀并不規(guī)則，因此選擇四面體單元進(jìn)行模型的網(wǎng)格單元剖分，最終獲得60964個(gè)計(jì)算單元13599個(gè)節(jié)點(diǎn)[5]。有限元模型示意圖見圖1。

圖1 有限元模型示意圖

2.2 模型的邊界條件

受到水流侵蝕和地質(zhì)構(gòu)造雙重作用，壩址區(qū)存在十分顯著的應(yīng)力集中現(xiàn)象，因此模型計(jì)算要考慮巖體的自重應(yīng)力[6]。因此，模型的X軸方向的兩側(cè)需要施加應(yīng)力邊界條件；Y軸方向的兩個(gè)側(cè)面與模型的底面施加法向約束條件；模型的上部為自由邊界條件；根據(jù)現(xiàn)場的實(shí)測(cè)地質(zhì)數(shù)據(jù)資料確定初始應(yīng)力場。

2.3 本構(gòu)模型和屈服準(zhǔn)則

FLAC3D軟件中現(xiàn)有的巖體應(yīng)變軟化模型是基于物理力學(xué)參數(shù)恒定不變的理想彈塑性模型開發(fā)的[7]。事實(shí)上，在巖體發(fā)生屈服破壞過程中，其內(nèi)摩擦角、粘聚力以及抗拉強(qiáng)度等物理力學(xué)參數(shù)是不斷變化的[8]。因此，研究中基于巖體材料的應(yīng)力和應(yīng)變之間的關(guān)系，將上述物理力學(xué)參數(shù)定義為剪應(yīng)變或塑性拉應(yīng)變的分段線性函數(shù)，并以此為基礎(chǔ)建立應(yīng)變軟化本構(gòu)模型。在該模型下，巖體的剪切應(yīng)變和塑性拉應(yīng)變可以通過增加每一計(jì)算步長的硬化參數(shù)進(jìn)行測(cè)量。研究中對(duì)壩肩巖體進(jìn)行不同滲透壓力條件下的單軸、三軸壓縮實(shí)驗(yàn)，獲得巖石試樣的應(yīng)力—應(yīng)變?nèi)^程曲線，結(jié)果見圖2。當(dāng)巖體處于彈性階段時(shí)，其應(yīng)變大致相當(dāng)于彈性應(yīng)變，巖石內(nèi)部尚未發(fā)生塑性變形。在軟化階段巖石的屈服應(yīng)力逐漸下降，其主要物理力學(xué)參數(shù)逐漸變?nèi)酰瑤r體逐漸發(fā)生塑性變形和屈服破壞，直至下降至殘余強(qiáng)度。在殘余階段，巖體的塑性變形持續(xù)發(fā)展，應(yīng)變變形不斷增大，但是巖體的屈服強(qiáng)度不再發(fā)生變化。

圖2 應(yīng)變軟化本構(gòu)模型應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系簡圖

2.4 計(jì)算方案

為了研究前營子調(diào)節(jié)水庫蓄水期左壩肩巖體的應(yīng)變特征，同時(shí)對(duì)比考慮和不考慮巖體劣化作用數(shù)值模擬結(jié)果，本文設(shè)計(jì)了兩種不同的計(jì)算方案：方案一不考慮峰后應(yīng)變軟化對(duì)巖體劣化作用的影響，主要考慮的荷載為水庫蓄水過程中的上、下游水位、揚(yáng)壓力、淤沙荷載。方案二考慮峰后應(yīng)變軟化對(duì)巖體劣化作用的影響，主要荷載為水庫蓄水過程中的上、下游水位、揚(yáng)壓力、淤沙荷載，同時(shí)考慮峰后應(yīng)變軟化對(duì)巖體的強(qiáng)度和變形參數(shù)的影響。在該方案下，庫水為每上升5 m，均需要對(duì)相應(yīng)參數(shù)進(jìn)行重新賦值，直至庫水位達(dá)到285 m。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果與分析

利用上節(jié)構(gòu)建的模型，對(duì)兩種計(jì)算方案下的左壩肩主應(yīng)力進(jìn)行模擬計(jì)算，獲得最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力分布曲線見圖3、圖4。由圖3可知，在258 m～263 m以及268 m～285 m高程范圍內(nèi)，兩種方案的最大主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果基本一致，在246 m～258 m以及263 m～268 m高程范圍內(nèi)，兩種計(jì)算方案的差別比較明顯，方案二，也就是考慮峰后應(yīng)變軟化特征方案的最大主應(yīng)力值下降比較顯著，257.5 m高程部位的最大主應(yīng)力值下降幅度最大，為2.48 MPa。

由圖4可知，在 246 m～251 m 以及 271 m～285 m 高程范圍內(nèi)，兩種方案的最小主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果基本一致，在251 m～271 m高程范圍內(nèi)，兩種計(jì)算方案的結(jié)果有比較明顯的差別，但是方案二相比方案一的下降幅度并不大，僅在252 m、268 m和270 m高程部位下降幅度較大，較方案一分別下降了0.71 MPa、0.54 MPa、0.57 MPa。

圖3 最大主應(yīng)力分布圖

圖4 最小主應(yīng)力分布圖

3.2 位移計(jì)算結(jié)果與分析

利用模型計(jì)算結(jié)果繪制出壩肩巖體位移曲線，見圖5～圖8。由圖可知，壩肩巖體的順河向位移比較明顯，相較于橫河向位移和豎向位移明顯偏大，同時(shí)順河向位移在不同高程部位的變化曲線與總位移具有基本一致的變化特征。具體而言，高程257 m部位的順河向位移最大，為20.60 mm，而該部位的橫河向位移為8.12 mm，豎向位移為10.71 mm。從壩肩巖體的總位移來看，高程283 m部位由于受到大壩推力的作用產(chǎn)生的位移最小，僅為5.57 mm。在276 m～285 m高程范圍內(nèi)，壩肩巖體的總位移量隨著高程的增加而降低；在246 m～276 m高程范圍內(nèi)，壩肩巖體的總位移量呈現(xiàn)出隨著高程的增加而先增大后減小的特征，變化范圍為11.82 mm～24.73 mm。

圖5 橫河向位移分布圖

圖6 順河向位移分布圖

圖7 豎向位移分布圖

圖8 總位移位移分布圖

3.3 巖體屈服破壞情況

為了進(jìn)一步了解前營子調(diào)節(jié)水庫蓄水期左壩肩巖體的屈服破壞情況，對(duì)A-A′典型剖面在兩種計(jì)算方案下的巖體塑性區(qū)進(jìn)行模擬計(jì)算，A-A′剖面的位置示意圖見圖9，計(jì)算結(jié)果見圖10、圖11。由圖可知，在沒有考慮峰后應(yīng)變軟化特征的情況下，壩肩巖體的塑性區(qū)主要分布在250 m～290 m高程的壩肩巖體的表面以及邊坡內(nèi)部存在不良結(jié)構(gòu)面的部位，同時(shí)，這些塑性區(qū)并不連貫，沒有向邊坡內(nèi)部擴(kuò)展的趨勢(shì)，不會(huì)對(duì)壩肩巖體的整體穩(wěn)定造成顯著的不良影響。在考慮壩肩巖體峰后應(yīng)變軟化特征的情況下，其塑性區(qū)的分布特征并沒有顯著的變化，但是邊坡表面巖體的塑性區(qū)范圍和分布略有增加，巖體內(nèi)部不良結(jié)構(gòu)面部位的塑性區(qū)范圍有明顯擴(kuò)大，但是沒有繼續(xù)向內(nèi)部擴(kuò)展的趨勢(shì)。

圖9 A-A＇剖面的位置示意圖

圖10 方案一塑性區(qū)分布圖

圖11 方案二塑性區(qū)分布圖

總之，在水庫初期蓄水過程中，由于大壩的推力作用，部分壩肩巖體會(huì)發(fā)生屈服破壞。鑒于壩肩巖體存在峰后應(yīng)變軟化，因此強(qiáng)度和變形參數(shù)會(huì)有一定程度的降低，這一方面表現(xiàn)為巖體承載力的降低和變形的增大，另一方面會(huì)導(dǎo)致周邊未破壞巖體分擔(dān)荷載量的增加，進(jìn)而造成塑性區(qū)范圍的擴(kuò)大，模擬計(jì)算結(jié)果正好印證了這一點(diǎn)。在工程建成后的蓄水過程中，對(duì)壩肩位移變形進(jìn)行了實(shí)際監(jiān)測(cè)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)與本文方案二的計(jì)算結(jié)果更為接近。因此，采用峰后應(yīng)變軟化模型對(duì)前營子調(diào)節(jié)水庫蓄水過程中壩肩巖體的變形情況進(jìn)行預(yù)測(cè)分析時(shí)，獲得的預(yù)測(cè)結(jié)果更為準(zhǔn)確。

4 結(jié)論

本次研究根據(jù)前營子調(diào)節(jié)水庫的地質(zhì)勘查資料，構(gòu)建起基于峰后應(yīng)變軟化的三維數(shù)值網(wǎng)絡(luò)模型，進(jìn)而對(duì)壩肩巖體的應(yīng)力、位移以及塑性區(qū)的變化情況進(jìn)行分析計(jì)算，獲得主要結(jié)論如下：

（1）與未考慮峰后應(yīng)變軟化情況相比，在相同荷載作用下，巖體的最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力具有相似的分布特征，但是最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力值略有減小。

（2）與未考慮峰后應(yīng)變軟化情況相比，壩肩巖體的位移量具有相似的分布特征，但是順河向位移、橫河向位移、豎向位移以及總位移值均有明顯增大。

（3）在考慮壩肩巖體峰后應(yīng)變軟化特征的情況下，其塑性區(qū)的分布特征并沒有顯著的變化，但是邊坡表面巖體的塑性區(qū)范圍和分布略有增加，巖體內(nèi)部不良結(jié)構(gòu)面部位的塑性區(qū)范圍有明顯擴(kuò)大。

（4）采用峰后應(yīng)變軟化模型對(duì)前營子調(diào)節(jié)水庫蓄水過程中壩肩巖體的變形情況進(jìn)行預(yù)測(cè)分析時(shí)，獲得的預(yù)測(cè)結(jié)果更為準(zhǔn)確。