溪頭水庫壩基全風(fēng)化花崗巖物理力學(xué)特性研究

姚紀(jì)華，宋文杰，鄧仁貴，梁 龍，彭杰帥

(1.湖南省水利水電科學(xué)研究院，湖南 長沙 410007；2.汝城縣水利局，湖南 郴州 424100)

1 研究背景

漿砌石重力壩應(yīng)修建在弱～微風(fēng)化巖體上，但受地形地貌、地質(zhì)構(gòu)造、工程特性和工程造價等多方面因素制約，導(dǎo)致壩體需坐落在全風(fēng)化花崗巖上。相較弱～微風(fēng)化花崗巖，全風(fēng)化花崗巖具有地基承載力低、抗剪強(qiáng)度小和遇水物理力學(xué)性能折減等特性。考慮到水庫大壩復(fù)雜性和失事后的嚴(yán)重性，研究全風(fēng)化花崗巖物理力學(xué)特性及變化規(guī)律、探討其能否作為漿砌石重力壩壩基的意義重大。全風(fēng)化花崗巖風(fēng)化深度、程度和分布位置與工程微地形[1]、地質(zhì)構(gòu)造等密切相關(guān)，其礦物成分、粒徑、顆粒組成、孔隙比和含水量等不同對其物理力學(xué)性能、變形特性等的影響較大。為此，學(xué)者們對全風(fēng)化花崗巖物理特性[2-3]、微觀特征[4]、持水特性[5]、孔隙度[6]、含水量等進(jìn)行了大量研究，其中含水量差異性對全風(fēng)化花崗巖物理力學(xué)特性影響的相關(guān)研究最多，包括富水[7-8]、飽和[9]及不同含水率[10-11]等多個方面。結(jié)果表明，含水率越大則土體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)越小，彈性模量隨含水率的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在最佳含水率附近達(dá)到最大值，在飽和狀態(tài)下最小。

關(guān)于全風(fēng)化花崗巖的物理力學(xué)性能、變形特性、穩(wěn)定性、流變特性和本構(gòu)模型，國內(nèi)外許多學(xué)者進(jìn)行了許多諸多探索。趙建軍等[12]研究了全風(fēng)化花崗巖三軸抗剪強(qiáng)度指標(biāo)凝聚力、內(nèi)摩擦角與微結(jié)構(gòu)及成分的關(guān)系，指出微結(jié)構(gòu)的特點決定了其強(qiáng)度特點；Hossain等[13]研究了全風(fēng)化花崗巖非飽和狀態(tài)下的抗剪強(qiáng)度與膨脹特性；Zhao等[14]研究了全風(fēng)化花崗巖在裝卸過程中力學(xué)性能變化規(guī)律；梁棟[15]及劉正楠等[16]對全風(fēng)化花崗巖的變形特性進(jìn)行了試驗研究；胡厚田等[17]在詳細(xì)調(diào)查的基礎(chǔ)上，從穩(wěn)定性的角度劃分了我國南方全風(fēng)化花崗巖類邊坡的結(jié)構(gòu)類型、滑動特性及參數(shù)選擇；張素敏等[18]、趙旭峰等[19]對全風(fēng)化花崗巖流變特性進(jìn)行試驗研究，表明其基本符合Burgus黏彈性模型；劉攀[20]、龐小朝[21]通過建立本構(gòu)模型研究了全風(fēng)化花崗巖力學(xué)性能；Liu等[22]對不同粒徑全風(fēng)化花崗巖的質(zhì)量轉(zhuǎn)移、流動特性進(jìn)行了探討。此外，學(xué)者們還對全風(fēng)化花崗巖注漿加固體[23-25]、改良土[26-28]等的力學(xué)、變形特性做了大量深入研究。

但這些研究大多基于室內(nèi)土工試驗、模型試驗等條件下獲得的，揭露了全風(fēng)化花崗巖力學(xué)、變形特性基本規(guī)律，但其與工程實地具有一定差異性，且全風(fēng)化花崗巖壩基與其他類型地基相比，其受力狀態(tài)、變形要求具有特殊性，因此，研究全風(fēng)化花崗巖壩基力學(xué)特性及變化規(guī)律是十分必要的。

目前，針對水庫全風(fēng)化花崗巖壩基特性的研究較少，且主要集中在工程地質(zhì)特性[29]、防滲技術(shù)[30]和灌漿工藝[31]等方面，對其力學(xué)特性的探究極少。

本文結(jié)合溪頭水庫工程實例，通過壩基巖體現(xiàn)場原位試驗和室內(nèi)土工試驗，研究分析壩基全風(fēng)化花崗巖物理力學(xué)特性及變化規(guī)律，并基于壩體抗滑穩(wěn)定計算簡化模型，計算壩體抗滑穩(wěn)定性，探討該工程左壩段全風(fēng)化花崗巖作為漿砌石重力壩壩基的可行性。擬為類似工程提供理論和試驗依據(jù)。

2 試驗與計算方法

2.1 重型動力觸探試驗

利用重型動力觸探試驗測定每貫入10 cm記錄相應(yīng)錘擊數(shù)N63.5′，計算出修正擊數(shù)N63.5。

地基承載力特征值的計算可采用公式(1)：

fk=35.96N63.5+23.8

(1)

式中：fk為地基承載力特征值，kPa；N63.5為修正擊數(shù)。

2.2 淺層平板載荷試驗

利用淺層平板載荷試驗測定地基巖體在一定壓力下的變形發(fā)展變化規(guī)律。每級加載后，待沉降達(dá)到穩(wěn)定，記錄相應(yīng)的壓力和變形。

地基承載力特征值確定方法為：①取比例荷載和極限荷載的一半中的較小值；②無比例荷載和極限荷載時，承壓板面積為0.25～0.50 m2，可取s/b=0.01～0.015所對應(yīng)的荷載(s為地基沉降量，b為方形承壓板邊長)。

2.3 室內(nèi)三軸剪切試驗

采用室內(nèi)三軸剪切試驗測定天然狀態(tài)和飽和狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖的抗剪強(qiáng)度。現(xiàn)場獲取原狀I(lǐng)級巖樣，用石蠟密封，并嚴(yán)格控制在運(yùn)輸過程中對巖樣的擾動。

2.4 抗滑穩(wěn)定計算理論

大壩沿壩基面抗滑穩(wěn)定按抗剪強(qiáng)度計算公式進(jìn)行計算，計算公式為：

(2)

式中：K為按抗剪強(qiáng)度計算的抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)；f為滑裂面上的抗剪摩擦系數(shù)；c為滑裂面上的抗剪斷凝聚力，kPa/m；Uj為壩基揚(yáng)壓力，kN/m；A為滑裂面面積，m2；Wi為計算截面以上全部荷載對滑裂面的法向分值，kN/m；Pk為計算截面以上全部荷載對滑裂面的切向分值，kN/m。

3 溪頭水庫工程試驗

3.1 工程概況

溪頭水庫大壩為漿砌石重力壩，壩高44.5 m，設(shè)計正常蓄水位796.00 m，為小(1)型水庫。壩址區(qū)位于噴出花崗巖體邊緣與震旦系變質(zhì)砂巖相接部位，左壩肩花崗巖與震旦系呈不整合接觸，接觸面巖體嚴(yán)重擠壓，地質(zhì)營力作用強(qiáng)烈，導(dǎo)致不整合面右側(cè)花崗巖巖體破碎，多年地質(zhì)作用使接觸面右側(cè)花崗巖風(fēng)化強(qiáng)烈且深度深，經(jīng)地質(zhì)鉆孔揭露，接觸面緊鄰的右側(cè)全風(fēng)化花崗巖最大深度約為50～60 m。左壩段壩基地質(zhì)橫剖面圖見圖1，左壩段壩基全風(fēng)化花崗巖現(xiàn)場照片見圖2。

圖1 溪頭水庫工程左壩段壩基地質(zhì)橫剖面圖(單位：m)

圖2 溪頭水庫工程左壩段壩基全風(fēng)化花崗巖現(xiàn)場照片

由圖1、2可看出，不整合接觸面出露高程約為801 m，高于壩頂高程798.0 m，且傾向庫外左岸山體(圖1)；左壩段壩基皆為全風(fēng)化花崗巖，呈黃褐色，母巖結(jié)構(gòu)可清晰辨認(rèn)，呈不具黏性的砂土狀，結(jié)構(gòu)致密穩(wěn)定，孔隙比小，抗?jié)B性好(圖2)。其他壩段為強(qiáng)～弱風(fēng)化。

設(shè)計選取了完建、正常、設(shè)計和校核4種工況，分別對大壩左壩段壩基所受應(yīng)力進(jìn)行計算，壩基所受最大應(yīng)力為481.31～499.02 kPa，所受最小應(yīng)力為191.86～366.15 kPa。

3.2 試驗方案

在建基面791.5和779.0 m兩級平臺均勻布設(shè)重型動力觸探和淺層平板載荷試驗點，且每個點皆避開一些較大結(jié)構(gòu)面，觸探點和載荷試驗點在平臺下0.5 m進(jìn)行。由于全風(fēng)化花崗巖取樣困難，在每個載荷試驗坑四周坑壁中細(xì)致削掉表層已擾動的巖體，用事先在固定盤上墊了黏土的切土器仔細(xì)削切出原狀巖樣，測定壩基全風(fēng)化花崗巖天然狀態(tài)下承載力和抗剪強(qiáng)度指標(biāo)。

重型動力觸探試驗：兩級平臺全覆蓋布設(shè)觸探點，平均分別布設(shè)了3條和5條測線，測線間距分別約為1.3和1.6 m，每條測線均勻布設(shè)4個測點，分別共計12、20個觸探點。

淺層平板載荷試驗：兩級平臺觸探試驗測線間折線型布設(shè)載荷試驗點，分別均勻布設(shè)4和6個。

室內(nèi)三軸剪切試驗：于每個載荷試驗點同一位置取兩個全風(fēng)化花崗巖原狀巖樣進(jìn)行不排水固結(jié)剪切試驗，共計20個。

791.5和779.0 m平臺原位試驗點和原狀巖樣取樣點布設(shè)如圖3所示。

圖3 791.5和779.0 m平臺原位試驗點和取樣點分布圖(單位：m)

4 試驗結(jié)果與分析

4.1 承載力試驗結(jié)果

4.1.1 天然狀態(tài)下重型動力觸探試驗 根據(jù)天然狀態(tài)下壩基全風(fēng)化花崗巖現(xiàn)場重型動力觸探試驗擊數(shù)值，獲得修正值(試驗桿長3 m)，并依據(jù)公式(1)計算出791.5和779.0 m平臺壩基全風(fēng)化花崗巖地基承載力，結(jié)果見表1和圖4，779.0 m平臺從內(nèi)側(cè)(左側(cè))至外側(cè)(右側(cè))全風(fēng)化花崗巖承載力變化趨勢如圖5所示(重型動力觸探試驗)。

圖4 壩基天然狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖地基791.5和779.0 m平臺承載力試驗結(jié)果(重型動力觸探試驗)

圖5 779.0 m平臺壩基天然狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖地基由內(nèi)側(cè)向外側(cè)承載力變化趨勢(重型動力觸探試驗)

表1 天然狀態(tài)下重型動力觸探試驗結(jié)果統(tǒng)計表

4.1.2 天然狀態(tài)下淺層平板載荷試驗 天然狀態(tài)下壩基全風(fēng)化花崗巖現(xiàn)場淺層平板載荷試驗因反力不足，所有測點的極限破壞荷載均未獲得，根據(jù)每個測點測定的數(shù)據(jù)，繪制各測點的p-s曲線。對有明顯比例界限的點，取比例界限的80%作為該測點地基承載力；對比例界限不明顯的測點，取沉降量s為承壓板邊長b的1.5%(即1.9 mm)時對應(yīng)的荷載為地基承載力，試驗結(jié)果統(tǒng)計見表2，779.0 m平臺從內(nèi)側(cè)至外側(cè)全風(fēng)化花崗巖承載力變化趨勢見圖6(淺層平板載荷試驗)。

表2 天然狀態(tài)下淺層平板載荷試驗成果統(tǒng)計表

4.1.3 飽和狀態(tài)下重型動力觸探試驗 791.5和779.0 m平臺開挖到位后，即出現(xiàn)一次3～4 d的持續(xù)降雨，壩基平臺上出現(xiàn)明顯變形,通過探坑發(fā)現(xiàn)平臺表層厚度約為1.0～1.5 m的巖體已為飽和狀態(tài)。為復(fù)核壩基承載力，再次對兩平臺全風(fēng)化花崗巖分別進(jìn)行4、6次重型動力觸探試驗(考慮到原試驗點巖體已擾動，本次采用淺層平板載荷試驗的試驗點)，其試驗結(jié)果統(tǒng)計見表3，779.0 m平臺從內(nèi)側(cè)至外側(cè)全風(fēng)化花崗巖承載力變化趨勢見圖7。

表3 飽和狀態(tài)下重型動力觸探試驗結(jié)果統(tǒng)計表

圖6 779.0 m平臺壩基天然狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖地基由內(nèi)側(cè)向外側(cè)承載力變化趨勢(淺層平板載荷試驗)

圖7 779.0 m平臺壩基飽和狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖地基由內(nèi)側(cè)向外側(cè)承載力變化趨勢(重型動力觸探試驗)

4.2 抗剪強(qiáng)度試驗結(jié)果

4.2.1 天然狀態(tài)下三軸剪切試驗 于791.5和779.0 m平臺每個淺層平板載荷試驗點取兩個原狀巖樣(取樣時間和位置相近)，共計20個，分為兩組，每組10個試樣，其中1組進(jìn)行天然狀態(tài)下三軸剪切試驗，其成果統(tǒng)計見表4和圖8。

表4 天然原狀巖樣抗剪強(qiáng)度成果統(tǒng)計表

4.2.2 飽和狀態(tài)下三軸剪切試驗 對其余的原狀試樣分別放入三軸剪切儀中進(jìn)行固定，并加水使其達(dá)到飽和狀態(tài)，再對飽和狀態(tài)下的原狀全風(fēng)化花崗巖巖樣進(jìn)行室內(nèi)三軸剪切試驗，其成果統(tǒng)計見表5和圖8。

表5 飽和原狀巖樣抗剪強(qiáng)度成果統(tǒng)計表

圖8 天然與飽和狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖抗剪強(qiáng)度對比

4.3 試驗結(jié)果分析與討論

由表1～5及圖4～8的試驗結(jié)果，做如下討論：

(1) 由表1、2和圖4、5、6可知，791.5 m平臺以及779.0 m平臺左側(cè)(內(nèi)側(cè))天然狀態(tài)全風(fēng)化花崗巖地基承載力特征值皆大于500 kPa，基本滿足設(shè)計要求；但779.0 m平臺右側(cè)(外側(cè))地基承載力皆小于500 kPa。

(2) 由表1、2和圖4、5、6可知，791.5及779.0 m平臺右側(cè)壩基全風(fēng)化花崗巖地基承載力由平臺左側(cè)(內(nèi)側(cè))向右側(cè)(外側(cè))呈顯著減小趨勢，即其由地表至地下為一個巖性連續(xù)漸進(jìn)變化地質(zhì)體，越接近地表則巖體風(fēng)化程度越大，其物理力學(xué)性能越差；且779.0 m平臺地基承載力從左向右變化規(guī)律符合一元四次方程。其原因應(yīng)為平臺內(nèi)側(cè)全風(fēng)化花崗巖埋深明顯大于外側(cè)，導(dǎo)致其風(fēng)化程度明顯低于外側(cè)；且據(jù)巖體室內(nèi)土工試驗分析，平臺內(nèi)側(cè)巖樣的干密度和密實度等明顯大于外側(cè)，而孔隙比和滲透系數(shù)明顯小于外側(cè)。即天然狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖地基承載力與其風(fēng)化程度呈反比。

(3) 由表2、3和圖4～7可知，飽和狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖地基承載力顯著小于天然狀態(tài)，其折減幅度為55.4%～70.4%；天然狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖地基承載力會因其風(fēng)化程度不同差異巨大，最大差值可達(dá)2倍以上，而飽和狀態(tài)下不同風(fēng)化程度的全風(fēng)化花崗巖地基承載力變化幅度較小，且其地基承載力不超過170 kPa。

(4) 由表4、5和圖8可知，天然狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖抗剪強(qiáng)度由平臺內(nèi)側(cè)向外側(cè)呈明顯減小趨勢，即巖樣風(fēng)化程度越高其抗剪強(qiáng)度越低；飽和狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)低于天然狀態(tài)，其中黏聚力折減幅度為53.9%～75.4%，內(nèi)摩擦角折減幅度為83.1%～89.3%。且不同風(fēng)化程度的天然巖樣的抗剪強(qiáng)度波動幅度顯著大于飽和狀態(tài)。

5 壩體穩(wěn)定性分析計算

5.1 計算模型

水庫左壩肩壩基為全風(fēng)化花崗巖，為驗算其抗滑穩(wěn)定性，以791.5和779.0 m平臺位置典型壩體縱剖面為計算對象，由于壩體受力情況較為復(fù)雜，對壩前水壓力、壩底揚(yáng)壓力和壩體進(jìn)行合理簡化處理后建立了左壩段壩體抗滑穩(wěn)定性計算模型，如圖9所示。

G1、G2為作用于壩前水自重，P1、P2為作用于壩前水平推力，U1～U3為揚(yáng)壓力，G3～G7為壩體自重

5.2 計算結(jié)果及討論

左壩段壩體可能會沿著下面3個滑動面產(chǎn)生滑動失穩(wěn)：壩基墊層與壩基全風(fēng)化花崗巖接觸面、壩體與壩基墊層接觸面和壩基全風(fēng)化花崗巖深層滑動面，由于后兩者滑動面地基承載力和抗剪強(qiáng)度顯著強(qiáng)于前者，其抗滑穩(wěn)定性安全系數(shù)更高。因此，左壩段壩體最危險滑動面為壩基墊層與壩基全風(fēng)化花崗巖接觸面。

經(jīng)過分析，左壩肩僅平面樁號0+000～0+42.25 m的壩基為全風(fēng)化花崗巖，791.5 m平臺樁號0+8.45 m和779.0 m平臺樁號0+42.25 m位置壩體自重相對平臺其他位置最大，其壩基全風(fēng)化花崗巖風(fēng)化程度最深，地基承載力和抗剪強(qiáng)度相對最低，為最危險斷面。

因此，采用該兩斷面為左壩段壩體抗滑穩(wěn)定性計算對象，其中779.0 m平臺樁號0+42.25 m位置壩體斷面校核、設(shè)計和正常水位工況下壩體自重(包括墊層)、水壓力、揚(yáng)壓力和水平推力如表6所示。且計算時，根據(jù)天然、飽和狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖樣抗剪強(qiáng)度參數(shù)，分別取兩平臺抗剪強(qiáng)度的最小值，根據(jù)公式(2)計算兩平臺典型斷面在校核、設(shè)計、正常3種工況下壩基的抗滑穩(wěn)定系數(shù)K，其計算結(jié)果見表7。

表6 779.0 m平臺樁號0+42.25 m斷面不同水位各種作用力統(tǒng)計表 kN/m

表7 791.5和779.0 m平臺壩基天然、飽和狀態(tài)下不同水位抗滑穩(wěn)定系數(shù)K計算成果統(tǒng)計表

由表7可知：(1)壩基全風(fēng)化花崗巖處于天然狀態(tài)時，791.5和779.0 m平臺最危險斷面在校核水位、設(shè)計水位、正常水位工況下的抗滑穩(wěn)定系數(shù)分別為1.59、1.76、2.08和1.11、1.19、1.43，791.5 m平臺抗滑穩(wěn)定性較好，雖然779.0 m平臺在各水位下處于基本穩(wěn)定狀態(tài)，但抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)偏小，為提高工程的安全性，應(yīng)對其進(jìn)行加固處理。(2)壩基全風(fēng)化花崗巖處于飽和狀態(tài)時，兩平臺最危險斷面在校核、設(shè)計、正常水位的抗滑穩(wěn)定系數(shù)分別為0.71、0.77、0.89和0.56、0.59、0.65，安全系數(shù)遠(yuǎn)小于1.0，表明大壩必將發(fā)生滑動失穩(wěn)，飽和全風(fēng)化花崗巖巖體不可作為大壩壩基。

6 結(jié) 論

(1)左壩段全風(fēng)化花崗巖由地表至地下為一個巖性連續(xù)漸變地質(zhì)體，越接近地表巖體風(fēng)化程度越深，物理力學(xué)性能越差。

(2)飽和狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖地基承載力顯著低于天然狀態(tài)，其折減幅度為55.4%～70.4%；且地基承載力與巖體風(fēng)化程度呈反比，天然狀態(tài)衰減幅度大，飽和狀態(tài)則變化較小。

(3)飽和狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)低于天然狀態(tài)，其中黏聚力折減幅度為53.9%～75.4%，內(nèi)摩擦角折減幅度為83.1%～89.3%；且天然巖樣抗剪強(qiáng)度隨風(fēng)化程度變化波動幅度大，飽和巖樣波動幅度小。

(4)天然狀態(tài)下左壩肩全風(fēng)化花崗巖壩基壩段的壩體最危險滑動面抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)偏低，為提高工程安全性，應(yīng)進(jìn)行加固處理；而飽和狀態(tài)下則極低，必將產(chǎn)生滑動失穩(wěn)，不可作為大壩壩基，應(yīng)徹底清除。

(5)依據(jù)研究計算成果，工程修建時對左壩肩791.5和779.0 m平臺壩基全風(fēng)化花崗巖進(jìn)行全面灌漿加固處理，并于壩基埋設(shè)了應(yīng)力、變形和揚(yáng)壓力等監(jiān)測設(shè)施。工程于2017年1月開始蓄水運(yùn)行，至今壩基各項監(jiān)測數(shù)據(jù)均正常，且變化極小。可見，全風(fēng)化花崗巖經(jīng)過適當(dāng)加固后可作為漿砌石重力壩壩基。

(6)本文受試驗條件和試驗數(shù)據(jù)所限，只試探性探索了全風(fēng)化花崗巖地基承載力隨風(fēng)化程度的變化趨勢，未能實現(xiàn)風(fēng)化程度量化，揭露出其與地基承載力、抗剪強(qiáng)度之間的相關(guān)性。研究地基承載力、抗剪強(qiáng)度與埋深深度之間的關(guān)系可能是一種思路。