白鶴灘庫區小江碎石土岸坡庫水作用穩定性規律分析

李大龍，齊洋，楊競，易小宇

(1.浙江華東建設工程有限公司，杭州 310014；2.成都理工大學環境與土木工程學院，成都 610059；3.成都理工大學地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室，成都 610059)

中國西南地區水系發育，河流眾多，水能資源豐富，加強水資源綜合利用，積極有序推進大型水電基地建設是中國經濟社會發展的具體要求。大型水利工程的建設與運營勢必會改變原有的地質環境，影響庫岸邊坡穩定性[1-3]。為進一步了解庫水升降作用下堆積體岸坡的穩定性規律，徐文杰等[4]采用三維數值模擬方法對土石混合體邊坡庫水升降條件下穩定性分析表明，水位上升時岸坡穩定性呈先降低再增高的趨勢，水位下降時，邊坡穩定性與水位驟降的幅度呈正相關。楊繼紅等[5]分析了岸坡在非飽和態的瞬態滲流場和瞬態穩定性，指出岸坡滑坡整體穩定性隨水位上升而下降，而局部穩定性隨著庫水位上升表現出先減小后增大的趨勢。郭璐[6]采用物理模型試驗對水庫性滑坡復合滲流動力災變規律進行了研究，建立了水動力加卸載響應比預測模型。進一步的研究指出，庫水升降變幅會加劇對庫岸巖土體的侵蝕、攜帶作用，造成巖土體結構損傷、強度降低[7-11]，從而降低岸坡穩定性。同時，庫水位的周期性漲落還會引起岸坡內孔隙水壓力變化及滲流場的改變，引發岸坡失穩破壞[12-14]。因此，對水庫區岸坡庫水作用下的穩定性規律研究顯得尤為重要。

白鶴灘水電站是金沙江下游干流四級梯級電站之一，建成后將成為僅此與三峽水電站的第二大電站。白鶴灘水庫建成蓄水后，正常蓄水位825 m，死水位765 m，年水位變幅達60 m。小江特大橋右岸斜坡位于白鶴灘水庫區小江支庫右岸，距大壩壩址約100 km，緊鄰格巧高速小江特大橋。該斜坡在自然情況下斜坡上游一側已發生明顯變形。水庫蓄水運行后，斜坡將有一半處于庫水消落區，屆時岸坡巖土體會受到庫水長期作用。庫水升降作用是否會影響小江特大橋右岸斜坡的穩定性而發生失穩破壞是值得關注的科學問題。鑒于此，在對該岸坡開展詳細調查和試驗測試的基礎上，對其蓄水作用下的滲流場和穩定性進行了分析，為白鶴灘庫區庫岸斜坡穩定性研究提供有益借鑒。

1 岸坡基本特征

小江特大橋右側斜坡位于金沙江支流小江右岸，斜坡左右兩側及前緣堆積邊界清晰，下游側以沖溝為界，溝谷深切，排水通暢；沖溝右側斜坡順接李開坪子隧道，小江特大橋“主橋墩-隧道進口段”位于該斜坡上。斜坡體正對格巧高速小江特大橋近百米高橋的橋墩，后緣為復建公路S303省道，前緣直抵小江。根據斜坡現今是否有變形，可將此斜坡分為未變形區(Ⅰ區)和變形區(Ⅱ區)，如圖1所示。

圖1 小江右側斜坡工程地質平面圖

圖2 剖面1-1′工程地質剖面圖

2 土體物理力學性質

2.1 雙環滲透試驗

分別在斜坡后緣、中部以及前緣選取3處試驗點，采用雙環入滲法獲取岸坡覆蓋層土體的飽和滲透系數。經數據處理，得到沿斜坡從上到下滲透系數分別為k1=8.28×10-2cm/s、k2=1.38×10-2cm/s 及k3=4.86×10-3cm/s，平均滲透系數k=3.38×10-2cm/s，屬中-強透水性介質。試驗表明，從坡頂到坡腳岸坡滲透性逐漸降低，主要原因是岸坡中后部土體結構松散、密度小(約1.98 g/cm3)；前緣位置堆積層厚度大，形成年代久遠，土體結構緊密，有一定的膠結作用，密度較大(2.2～2.4 g/cm3)。

2.2 土體抗剪強度試驗

在岸坡消落帶附近用中型環刀取原狀土樣(圖3)，進行原狀土和飽和土中型直接剪切試驗。試樣儀器采用浙江華東建設工程有限公司自行設計的中型應力控制式直剪儀(圖4)完成。

圖3 現場取樣

圖4 中型應力控制式直剪儀

試驗操作按照《水利水電工程粗粒土試驗規程》(DL/T 5356—2006)[15]進行，剪切時對4個試樣分別施加100、200、300、400 kPa的法向荷載。根據天然狀態和飽和狀態在不同軸壓下所對應的剪應力峰值強度，得到天然和飽和土體的抗剪強度曲線(圖5)。計算得到土體天然狀態內聚力c為45.74 kPa，內摩擦角φ為39.14°，飽和狀態內聚力c為36.44 kPa，內摩擦角φ為31.70°。

τ為剪應力；σ為正應力

3 庫水升降作用下岸坡穩定性分析

3.1 數值分析模型和參數

選用1-1′剖面為地質原型，在數值分析模型(圖6)中，將卵礫石為設置為一層；角礫、碎石土和塊石設置為一層；砂巖、頁巖、粉砂巖等視為硬質巖，并歸為基巖地層，不考慮因基巖結構面等因素造成的滲流各向異性，將基巖視為不透水邊界。土水特征曲線(soil water characteristic curve，SWCC)根據斜坡的飽和滲透系數大小和土的粒徑級配曲線，利用Fredlund & Xing模型擬合得到。

圖6 斜坡滲流計算模型

穩定性計算方法采用Morgenstern-Price法，同時考慮土體的基質吸力，計算出岸坡在水位變動條件下不同時刻的穩定系數。將SEEP/W模型導入Slope/W模塊中，用自動搜索法確定滑面，土條數采用默認值(30條)，Seep/W把各單元格節點水頭信息傳遞給SLOPE/W，從而實現岸坡動態滲流場與穩定性之間的耦合。相關物理力學參數如表1所示。

表1 物理力學參數

3.2 庫水升降模擬過程

根據白鶴灘水庫庫水設計調節方案，數值模擬中庫水升降過程如圖7所示。庫水上升階段，以天然狀態穩態分析為初始條件，用瞬態分析方法模擬庫水位上升過程中斜坡體的瞬態滲流場(約95 d)，并在水位上升至正常蓄水位825 m后穩定120 d，使坡體得到充分的浸潤。庫水下降階段，以庫水上升階段的瞬態分析結果為初始條件，用瞬態分析方法模擬庫水位下降過程中斜坡體的瞬態滲流場，用時150 d，水位下降至死水位(765 m)后穩定20 d。穩定性系數按前文方案計算。

圖7 數值模擬庫水調節曲線

3.3 庫水上升階段模擬結果分析

圖8為庫水位上升過程中岸坡內部浸潤線變化。庫水位上升時，庫水由坡面滲入到坡體內部，由于存在滲透差異，岸坡的浸潤線上升緩慢，明顯滯后于庫水位的上升速率，地下水水位略低于庫水位，且離坡面越遠高差越大，浸潤線在坡面處向上彎曲，呈“內凹”狀。達到正常蓄水位后，坡面處的浸潤線與庫水位持平，坡體內部浸潤線經過約50 d才達到825 m，滯后性明顯。

圖8 庫水上升過程坡體浸潤線的變化

庫水位上升過程中，圖9為坡體穩定性系數變化。水庫蓄水初期(743～775 m)，庫水位在775 m附近時，岸坡穩定系數Fs出現最小值(Fs=1.119)；隨著庫水位不斷抬高，地下水位線緩慢抬升，對坡體的浮托力和指向坡內的滲透壓力抵消部分下滑力，穩定性系數有所上升。在100 d時庫水達到設計正常蓄水位825 m，由于庫水上升有著滯后性，在兩天后穩定系數達到最大值1.36；之后水庫水位保持在825 m，此時浸潤線不斷上升，土體逐漸趨于飽和，基質吸力逐漸降為零，土體強度不斷降低，邊坡穩定性也隨之降低至1.253。庫水上升過程中，岸坡穩定性系數呈現“降低-增加-穩定”的變化規律，岸坡穩定性相較蓄水前穩定性系數降低14.7%。

圖9 庫水位上升過程坡體穩定性系數變化曲線

3.4 庫水下降階段模擬結果分析

圖10為庫水位下降過程中岸坡內部浸潤線變化圖。在水庫水位迅速降低的過程中，岸坡體內地下水向坡外滲出，補給庫水，但由于基質吸力的影響，坡內地下水位明顯滯后于庫水位下降，導致岸坡內地下水位高，庫水位低，浸潤線呈“外凸”狀。

圖10 庫水上升過程坡體浸潤線的變化

庫水位上升過程中，坡體穩定性系數變化如圖11 所示。水位在220 d時開始下降，由于岸坡滲流的滯后性，浸潤線明顯滯后于水位下降，土體內外形成巨大的水頭差，導致邊坡土體內部的下滑力加大，邊坡的穩定性降低；在360 d時，庫水位降至死水位附近，此時邊坡穩定性系數降低至最小值0.975，發生局部破壞。庫水位穩定在死水位后，坡體浸潤線仍在緩慢下降，土體含水率不斷降低，土體逐漸由飽和態轉變為非飽和態，基質吸力逐漸增大，土體抗剪強度也有所增大，邊坡穩定性系數也隨之增大至1.034。庫水上升過程中，岸坡穩定性系數呈現“降低-增加-穩定”的變化規律，岸坡穩定性相較最高水位時下降了17.5%。

圖11 庫水位上升過程坡體穩定性系數變化曲線

4 結論

(1)庫水位上升或下降時，坡體內地下水位隨庫水位上升或下降，但存在明顯的滯后效應，水位穩定后一段時間后，會達到新的平衡。

(2)庫水位上升階段，岸坡整體穩定性較好，岸坡穩定性系數先降低后增加，并在庫水穩定在最高蓄水位時達到穩定狀態；庫水位下降階段，岸坡穩定性系數先降低后增加，并在庫水位穩定在最低蓄水位時穩定性系數回升。

(3)庫水位上升階段，岸坡受到指向坡內的滲透壓力、容重增加及土體浸泡軟化等共同作用下，岸坡穩定性相比于天然狀態略有降低；庫水位下降階段，土體因受到長時間的浸泡軟化作用，抗剪強度已經降低，而坡體因滲流作用產生的指向坡外的滲透壓力又會增加岸坡的下滑力，降低岸坡的穩定性，使岸坡失穩破壞。