水庫水位變化對臨近橋梁岸坡的影響分析

趙守良 劉 品

(貴州省交通規劃勘察設計研究院股份有限公司 貴陽 550081)

貴州作為我國唯一沒有平原支撐的省份，溝谷縱橫的地形地貌為大中型水庫的建設提供了有利條件，其中不免影響到某些為跨越大型溝谷而修筑的公路橋梁，此時如何保證水庫運行期間岸坡的穩定對橋梁安全至關重要。王浩宇等[1]以三峽庫區某古滑坡為例，研究了庫水位變化作用下滑坡穩定性；仉文崗等[2]采用數值模擬方法對庫區水位下降期間各因素變化對邊坡穩定性系數的影響進行了分析。本文基于以上研究，以某高速公路橋梁岸坡為例，分析了水庫建成運行后對橋梁岸坡穩定性的影響。

1 工程地質概況

1.1 工程概況

擬建水庫位于長江流域烏系三岔河左岸一級支路上，區內總體地勢北高南低，水庫處于山間不對稱“V”字形河谷地帶。水庫周圍山體環繞，兩岸山頂高程1 429～1 623 m，河谷高程1 210～1 250 m，相對高差218～373 m，庫區地形地貌屬于中山溶蝕-侵蝕地貌。該水庫校核洪水位為1 256.18 m，相應的總庫容為2 170萬m3，正常蓄水位1 255.0 m，相應的庫容為2 034萬m3，死水位1 235 m，死庫容494萬m3，調節庫容1 540萬m3，庫容系數0.12，為年調節水庫，工程規模為中型。

擬建水庫區存在一已通車高速公路橋梁，該大橋為分離式橋梁，左幅橋梁全長853.28 m，右幅橋梁全長824.37 m，橋型布置為左幅30 m T梁+8×40 m T梁+66.0 m+3×120 m+66.0 m(連續剛構)/右幅8×40 m T梁+66.0 m+3×120 m+66.0 m(連續剛構)。橋區構造侵蝕、溶蝕、沖蝕作用較強烈，地勢起伏較大。大橋橫跨河流，附近海拔1 212.0～1 430.0 m，相對高差218.0 m，橋軸線地面高程為121 2.0～1 314.0 m之間，相對高差102.0 m，兩橋臺地形較陡、基巖裸露，橋區中部局部有基巖出露。水庫正常蓄水后，該大橋2號～4號和7號～11號墩柱均會淹沒在水庫中，其中11號墩柱靠近河流，淹沒水深最大為29.2 m。庫區橋梁全貌見圖1。

圖1 庫區橋梁全貌

1.2 地質條件

橋區內地層主要由第四系殘坡積層(Qel+dl)粉質黏土、沖洪積層(Qal+pl)卵石土，三疊系下統夜郎組二段(T1y2)灰巖夾泥巖組成。其中粉質黏土層為黃褐色，可塑狀，含5%～10%粒徑為20～40 mm的灰巖碎石，據鉆探揭露厚10～30 m之間，地勢低洼處有分布；卵石土層分布于河流兩岸及河床附近。

場區位于揚子準地臺黔北臺隆遵義斷拱貴陽復雜構造變形區，地處龍井壩斷層西北盤，受斷層影響，橋區地層產狀平緩，巖層間見波狀起伏變化，地層產狀為50°∠6°，巖石節理裂隙發育，地質構造簡單。場區橋梁岸坡大致分為2類：土質岸坡和破碎巖質岸坡。本文著重分析8號、9號墩土質岸坡，工程地質平面見圖2。

圖2 研究區工程地質平面圖

2 水庫蓄水對橋梁岸坡的影響分析

2.1 工程地質模型及計算參數

由圖2可見，此區域整體上處于一個斜坡上，地形走勢是橋梁左側高，右側低，中間以一條貫穿的沖溝分割，局部地面橫坡較陡。結合勘察資料，此區域第四紀粉質黏土覆蓋層較厚，為10～30 m不等, 地質條件較為單一，8號、9號墩臺處為土質岸坡。水庫水位升降對土質岸坡產生的影響主要體現在2個方面：①庫水位上升時，大范圍的岸坡土體在水的浸泡作用下軟化，導致土體抗剪強度大幅度降低，直接影響岸坡穩定；②由于黏性土坡本身滲透較差，在水位降落尤其是驟降過程中，坡內土體浸潤線的下降速度將遠小于坡外水位下降速度。因此，庫水位驟降后，坡體內浸潤面仍處于較高水平，孔隙水壓力也維持在較高狀態，從而影響岸坡穩定性。由于水庫水位波動存在間歇性，土質庫岸一般為漸進性破壞，遵循著沖刷坍滑→松弛變形→牽引蠕變的滑移破壞規律。現選取典型地質剖面1-1′、2-2′結合GEO5巖土軟件進行計算分析，工程地質剖面見圖3。

圖3 工程地質剖面圖(水位高程：m)

根據大量的室內試驗數據，經分析統計并結合地區經驗，采用工程類比手段綜合確定巖土體物理力學參數見表1。

表1 巖土體物理力學參數

2.2 分析工況及安全控制標準

根據場區邊坡的地質條件，結合SL 386-2007 《水利水電工程邊坡設計規范》[3]和JTG D30-2015 《公路路基設計規范》[4]的相關規定：正常運用條件下岸坡處于天然狀態且庫水位處于正常蓄水位和設計洪水位與死水位之間的各種水位及其正常性降落；非正常運用條件下岸坡處于暴雨狀態或庫水位非正常性降落。決定岸坡穩定性計算采用以下4種工況。工況1：正常工況，岸坡自重+正常蓄水位(1 255 m)；工況2：正常工況，岸坡自重+最低泄洪水位(1 235 m)。工況3：非正常工況，岸坡自重+水位驟降至死水位；工況4：非正常工況，岸坡自重+正常蓄水位+暴雨。

GB 50330-2013 《建筑邊坡工程技術規范》[5]中規定，邊坡穩定性狀態分為穩定、基本穩定、欠穩定和不穩定4種狀態，可根據邊坡穩定性系數按表2確定。

表2 邊坡穩定性狀態劃分

本文著重討論庫岸邊坡對高速公路橋梁的影響，故以JTG D30-2015《公路路基設計規范》的相關規定為準，并考慮到邊坡工作條件和邊坡破壞后對大橋的危害極重，故安全系數取規范高值，并結合類似工程經驗綜合確定該大橋岸坡穩定性安全系數控制標準：正常工況Fst= 1.30、非正常工況Fst=1.20。即當岸坡計算結果大于此安全系數時，表明岸坡處于穩定狀態，反之，則參照表2進行岸坡穩定性狀態劃分。

2.3 分析方法

土質岸坡穩定性采用JTG D30-2015 《公路路基設計規范》推薦的極限平衡簡化Bishop法計算，并同時采用有限元強度折減法作為對比分析。

結合2.1節水位波動對土質岸坡的影響分析，對于工況3(庫水位驟降工況)，做如下簡化：①庫水位驟降為一瞬時狀態，不考慮時間效應；②計算區域主要為黏性土坡，其本身滲透系數很小，屬于微弱透水層。在庫水位驟降狀態下，土坡內的水來不及排出，土體飽和且未形成穩定滲流，水壓作用簡化為瞬態靜孔隙水壓考慮。由此得出庫水位驟降條件下的極限平衡計算式。

u0=γwh0

式中：Fs為安全系數；ci′為第i計算條塊滑面有效黏聚力，Pa；φi′為第i計算條塊有效內摩擦角，(°)；bi為第i計算條塊滑面寬度，m；θi為第i計算條塊滑面傾角，(°)；Wi為第i計算條塊單位寬度自重，kN/m；u0為條塊滑弧面上的孔隙水壓力，其中：h0分為2種情況計算：①庫水位驟降前初始水位在地面線以上，驟降后水位線在地面以下，此時驟降后的水壓高度采用計算點P1到地表的距離h0代替,如圖4中剖面①；②初始水位線與驟降后水位線一樣，都在地表以上，此時h0為計算點P2到驟降后的水位高度，如圖4中剖面②。

圖4 水位驟降簡化計算

針對滲透性較差的黏性土坡，在水位驟降這種瞬時特定條件下，該計算方法通過合理的假設，即坡體內的孔隙水壓力和浸潤線不隨坡外水位的驟降而變化，短暫忽略坡體內滲流場對邊坡穩定性的影響，極大地簡化了計算步驟。

2.4 極限平衡簡化Bishop法計算結果

采用采用簡化Bishop法自動搜索不同工況下的岸坡滑移面，并計算安全系數。限于文章篇幅，僅將不利工況3：岸坡自重+水位驟降至死水位條件下的計算結果示意見圖5。各工況下的詳細計算結果見表3。

根據表3計算結果，水庫正常運行后，1-1′剖面在不同計算工況下的穩定性系數均不滿足正常工況1.30、非正常工況1.20的安全控制標準，整體處于不穩定～基本穩定狀態，水位驟降工況最為不利，穩定系數僅為0.59，表明此時岸坡已失穩。2-2′剖面在工況1、4條件下的穩定性系數滿足正常工況1.30、非正常工況1.20的安全控制標準，最不利工況與1-1′剖面相同，為水位驟降工況，此時穩定系數為0.70，表明岸坡已失穩。

圖5 水位驟降工況下計算結果

表3 不同工況下的岸坡穩定性計算結果

2.5 有限元數值模擬計算結果

上節的計算結果清晰表明水庫蓄水運行后，對橋梁岸坡穩定性影響最大的為水位驟降工況，此條件下橋梁岸坡已處于失穩狀態，穩定性系數最低，滑坡推力最大，支擋防護設計應以此工況計算結果為依據。另外，《水庫滑坡與防治技術》[6]中介紹，通過對不同工況下(包括水庫蓄水前、蓄水過程中及水位驟降條件下)岸坡穩定性計算，得出最不利工況為水位驟降過程，此時滑坡體整體處于不穩定或臨界穩定狀態。與本文計算結論相一致。

為給橋梁岸坡的支擋防護設計提供一定的參考，同時驗證上述極限平衡法計算結果，選取最不利工況-水位驟降工況，采用有限元強度折減法進行模擬計算。

有限元強度折減法的基本原理是將土的抗剪強度參數c、tanφ同時除以一個折減系數F，得到強度折減參數c′、φ′，并以此開展有限元計算，通過動態調整折減系數迭代分析，最后土體達到臨界失穩狀態的折減系數即為邊坡安全系數。

1-1′剖面有限元模型網格節點8 878個，劃分單元格5 080個；2-2′剖面有限元模型網格節點9 375個，劃分單元格5 398個。模型邊界條件：坡內外初始水位齊平，模型底部和水位以上為零流量邊界。模型底面設置為全約束條件，側面施加側向位移約束。計算結果采用等效塑性應變結合模型位移矢量來表征，以此可清晰分辨滑面位置，并得出穩定性系數。計算結果見圖6。

圖6 水位驟降工況下數值模擬結果

將岸坡穩定性有限元數值模擬結果與極限平衡簡化Bishop法計算結果匯總于表4，對比分析得出以下結論：①水位驟降工況下，2種計算方法不同剖面的穩定性系數均小于1，表明橋梁岸坡已失穩。②對于1-1′剖面，不同計算方法的穩定性系數一致，均為0.59。有限元模擬顯示滑體成圓弧狀于橋梁樁基承臺處剪出。③對于2-2′剖面，極限平衡法和有限元強度折減法計算的穩定性系數分別為0.70、0.75，兩者差值0.05，基本一致。滑面形態與剪出位置與1-1′剖面類似。綜上分析可得，在水位驟降工況下，橋梁岸坡穩定性系數遠小于安全控制標準1.20，在水庫蓄水前需進行支擋防護。

表4 極限平衡簡化Bishop法和有限元強度折減法計算結果對比分析

4 結論

1) 通過現場地質調查、鉆探資料，結合地形地貌及巖土體性質初步判斷水庫蓄水運行后橋梁岸坡會發生牽引式圓弧滑動破壞。將庫水位驟降視為瞬時發生，忽略時間效應，結合黏性土的微弱透水特性，將土骨架與孔隙流體整體分析，提出簡易的極限平衡計算方法。

2) 運用極限平衡簡化Bishop法對不同工況下的橋梁岸坡穩定性進行分析計算，結果表明最不利工況為庫水位驟降至死水位工況，此工況下1-1′、2-2′剖面的穩定性系數分別為0.59、0.70，均小于1，表明此時橋梁岸坡已失穩。

3) 采用有限元數值模擬方法對庫水位驟降工況進行分析計算，結果1-1′、2-2′剖面的穩定性系數分別為0.59、0.75，與極限平衡簡化Bishop法計算結果基本一致，表明計算結果真實可靠。