密集緩傾軟弱夾層影響下的壩基失穩破壞模式研究

羅常煒，劉 然，陳 媛，劉子安，2，陳建葉，楊寶全，董建華，譚 春

（1. 四川大學 水力學與山區河流開發保護國家重點實驗室 水利水電學院，四川 成都 610065；2. 長江生態環保集團有限公司，湖北 武漢 430014； 3. 中水東北勘測設計研究有限責任公司科學研究院，吉林 長春 130000）

0 引 言

近年來我國在巖基和砂礫石地基上修建了一大批閘壩，這些工程大多具有上下游水位差大、閘室結構尺寸大以及壩基地質條件復雜等特點，閘壩與壩基的穩定問題非常突出［1］。其中壩基巖體中的斷層和軟弱夾層是影響閘壩安全穩定的重要因素。當壩基中軟弱夾層發育密集且夾層產狀緩傾向下游時，在上游水推力的作用下，壩與地基巖體易沿著緩傾結構面發生整體滑移失穩；斷層破碎帶力學強度低會帶來較大的壩基變形，從而顯著降低地基巖體的承載力及穩定性［3］。軟弱夾層與斷層共同作用使得壩基失穩破壞模式和穩定安全問題變得更加復雜，因此急需開展關于含軟弱夾層和斷層地基條件下的閘壩安全穩定問題研究。

目前國內外已有眾多學者開展了關于斷層或軟弱夾層對壩體穩定性影響的研究。劉世煌等［6］對大壩排水孔口析出物情況進行研究，發現壩基軟弱夾層已出現軟化、泥化現象，軟弱夾層錯動將對壩體穩定性產生嚴重影響。任杰等［8］分別采用極限平衡法與數值模擬法分析了軟弱夾層作用下的某壩基穩定性，研究表明在軟弱夾層影響下該水利工程存在深層抗滑穩定問題。劉蒙娜等［9］利用ANSYS 數值軟件模擬了貫穿壩段發育的斷層對壩體穩定性的影響，結果表明這些斷層會對壩體應力變形及穩定性產生顯著影響。本文研究的廣西大藤峽水利樞紐工程，壩基中發育有密集緩傾軟弱夾層和斷層等多種不利地質構造，壩基抗滑穩定問題十分嚴峻。高成玉等［10］針對大藤峽水電樞紐壩基區鉆探出的軟弱夾層，對其性狀和特征進行分析得到其自身結構松散、抗剪強度低等特點，對壩基穩定十分不利。劉錄君等［11］對大藤峽壩基軟弱夾層的分布及其物理力學性質進行調查，發現壩基軟弱夾層的產狀與巖層層面一致，且強度較低，對壩基抗滑穩定影響較大。大藤峽水利工程建成蓄水后，壩基中這些沿巖層發育的密集緩傾軟弱夾層在水推力作用下是否會形成剪切滑移面，使壩基產生深層滑動失穩？壩基的失穩機理和破壞模式是什么？當斷層與軟弱夾層共同作用時，對閘壩的變形和工作性態及壩基的變形穩定性又將產生什么不利影響？這些關鍵問題還需結合工程實際地質條件開展進一步研究。

本文針對大藤峽密集緩傾軟弱夾層的復雜地質條件，以其泄水閘28 號和30 號典型壩段為例，采用地質力學模型試驗和數值模擬兩種方法，重點研究密集緩傾軟弱夾層和貫穿性大斷層對壩基失穩破壞模式的影響。研究中采用降強與超載相結合的綜合法進行整體穩定安全性評價，通過研究揭示復雜地質條件下壩基破壞模式和工程薄弱部位，為壩基加固處理提供科學依據。

1 大藤峽工程地質特征

大藤峽水利樞紐工程壩址位于珠江流域黔江河段大藤峽出口處，是黔江梯級規劃電站中最后一級。工程正常蓄水位61.0 m，總庫容34.79 億m3，電站裝機容量1 600 MW，防洪起調水位和死水位47.6 m，防洪庫容15 億m3。大藤峽泄水閘位于23～33 號壩段，其中28 號和30 號典型壩段的地質剖面圖如圖1所示。由圖1可知壩基中發育有大量軟弱夾層，厚度較薄，產狀與巖層產狀基本一致，緩傾向下游，呈現出明顯的密集緩傾特征。

圖1 大藤峽典型壩段地質剖面圖Fig.1 Geological profile of typical dam section in Datengxia

壩基巖層為泥盆系下統郁江階下段（D1y1-1層～D1y1-3層）、那高嶺組（D1n13-1層～D1n13-3層、D1n12層、D1n11-7層），巖性以泥質粉砂巖、泥質細砂巖、泥巖和灰巖為主。巖層產狀：走向N10°～20°E，傾向SE，傾角20°～22°，巖層主要力學參數見表1。斷層F216 是一條規模較大的斷層，穿過30 號壩段，其上盤巖層為D1n13-3層，厚度約0.5～1 m，下盤為D1n13-2層。斷層走向N60°～80°W，傾向SW，傾角78°～84°，斷層帶寬小于1 m，斷層影響帶寬度大于4.4 m，結構面主要力學參數如表2所示。

表1 壩基巖層主要物理力學參數表Tab.1 Main physical and mechanical parameters of dam foundation rock

表2 壩基軟弱結構面主要力學參數Tab.2 Main mechanical parameters of soft structural surface of dam foundation

由圖1與表1、表2可知，壩基軟弱夾層沿巖層緩傾向下游，呈現出數量多、密度大且抗剪強度參數低的特點。下游壩趾處斷夾層發育、巖體單薄，壩基承載力和抗變形能力較差，在上游水推力作用下，壩基巖體極有可能沿巖層面或緩傾軟弱夾層向下游發生剪切滑移，導致閘與地基發生整體失穩破壞。貫穿壩段發育的斷層F216 進一步加劇了對壩基巖體變形和整體穩定的不利影響。在密集緩傾軟弱夾層和斷層的影響下，壩基的失穩模式和巖體破壞形式將出現許多不確定問題，失穩模式是淺層滑動還是深層滑動；巖體如沿軟弱夾層產生滑動失穩，形成的滑移路徑還需明確；壩基巖體可能出現拉裂、剪切與擠壓屈服等多種破壞形式。為了明確大藤峽泄水閘壩基的破壞模式，揭示其工程薄弱環節，以進一步采取有效的處理措施確保工程安全性，需結合密集緩傾結構面對壩基穩定性影響的問題，對28號、30號兩個典型閘壩段的壩基破壞模式和整體穩定性開展深入研究。

2 研究方案

對28 號、30 號兩個典型壩段分別采用地質力學模型試驗和有限元數值計算兩種方法開展壩基破壞模式研究，并采用降強與超載相結合的綜合法進行整體穩定性評價，28號壩段的模型全貌和30號壩段的網格模型分別見圖2、圖3。

圖2 28號壩段地質力學模型全貌Fig.2 General picture of geomechanical model of 28# dam section

圖3 30號壩段數值模型網格圖Fig.3 Grid diagram of numerical model of 30# dam section

在28號壩段的模型試驗中主要模擬了閘室、壩基中的各類巖層和對壩基穩定不利的6 條軟弱夾層R9、R14、R17、R18、R19、R20，同時還模擬了巖層傾向、節理裂隙及其連通率。在30號壩段的有限元模型中除了模擬閘室和壩基巖層之外，同時模擬了R14、R17、R18、R19、R20、R21、R22、R23等8條軟弱夾層和斷層F216。兩個壩段的模型均模擬了上游水荷載及自重荷載作用，在試驗與計算中首先以0.2P0（P0為正常工況下的水荷載）為步長逐步加載至一倍正常荷載；考慮軟弱結構面在滲水作用下的力學弱化效應及其對壩基穩定性的影響，在正常荷載作用下對夾層及斷層的抗剪斷強度降低了10%；然后保持壩基降強后的狀態，以0.2～0.3P0的加載步長對上游水壓力進行超載，直至閘壩與地基出現整體失穩破壞趨勢。通過對軟弱結構面的降強以及上游水壓力的超載，獲得壩與地基在各階段的變位特征、破壞過程與破壞形態，揭示密集緩傾夾層和斷層影響下的壩基破壞失穩模式，并采用失穩破壞時的降強倍數與超載倍數的乘積作為綜合法安全系數KSC=K'SK'P，評價閘壩與地基的整體穩定性［12］。

2.1 28號壩段研究方案

根據大藤峽工程特征與研究任務要求，確定28號壩段地質力學模型的幾何相似常數CL= 100。模型尺寸為2.15 m×0.303 m×1.26 m（縱向×橫向×高度），具體模擬結構及模型范圍見圖4。模型材料根據相似條件要求，由原型材料的物理力學參數得到模型參數值，采用以重晶石粉為主，石膏或液體石蠟油等為添加劑配制的模型相似材料。模型測試主要包括閘室與壩基的應變和變位，壩基的變位測點重點布置在軟弱夾層兩側，測點布置情況如圖4所示。

圖4 28號壩段模型模擬范圍及測點布置圖（單位：m）Fig.4 Simulation range of 28# dam Section model and layout of measuring points

2.2 30號壩段研究方案

30號壩段巖體材料選用彈塑性本構模型，即在達到屈服強度前材料表現為彈性，超過屈服強度后逐漸表現為塑性，其屈服準則采用Drucker-Prager 準則。根據壩基模擬地質構造的需求，該壩段有限元計算模型的模擬范圍為256 m×30.3 m×126 m（縱向×橫向×高度）（圖5）。計算模型中閘室、底板及護坦混凝土采用solid65 單元模擬；壩基巖體、斷層和軟弱夾層采用solid45 單元模擬；接觸單元采用contact174，用以模擬軟弱夾層表面；目標單元采用target170 單元，模擬與軟弱夾層接觸的巖體表面；有限元模型的單元劃分網格見圖3，共計建立了126 372單元。

圖5 30號壩段模型模擬范圍及測點布置（單位：m）Fig.5 Simulation range and measuring point arrangement of dam Section 30#

計算約束條件為：壩基上游、下游邊界施加順河向約束，左、右閘墩側面施加橫河向約束，底面施加固定約束。閘墩、底板、下游護坦采用混凝土材料參數，壩基巖體、斷層及軟弱夾層各項力學參數詳見表1、2。為了便于分析壩與地基的變形受力特征，30 號壩段的測點主要布置在壩基面巖體、緩傾夾層與斷層結構面附近，測點布置情況見圖5。

3 大藤峽28 號壩段壩基穩定分析及破壞模式研究

通過對28號壩段的綜合法模型試驗，主要獲得了閘室與壩基巖體和緩傾夾層的變位應變特征、壩基破壞形態和破壞過程，通過試驗結果分析可得到壩與地基的整體穩定安全系數，揭示出緩傾夾層影響下的壩基破壞失穩模式。

3.1 閘室變位與應變特征

閘室變位曲線見圖6，閘室總體發生向下游的順河向變位和豎直向的沉降變位，僅在上游壩踵區出現上抬變位，其中順河向變位大于豎直向變位，頂部變位大于下部變位，上游變位大于下游變位。在超載倍數KP=3.0 之前，各測點變位穩步增長，增幅較小；在KP≥3.0～3.6之后，位移值的變化幅度明顯增大，逐漸出現失穩趨勢。

圖6 閘室測點變位δ～KP曲線Fig.6 δ～KPcurve of measuring point change in lock chamber

閘室應變曲線見圖7，閘室應變總體受壓，上游壩踵附近局部受拉。在正常工況下應變值較小，在降強階段應變曲線發生較大波動，說明壩基附近軟弱夾層的強度弱化對閘室受力狀態有明顯影響；在超載階段應變隨超載系數的增加而逐漸增大，在KP=3.0～3.2時各測點應變值較大，應變曲線有一些波動，壩踵區域受拉的特征更加明顯；在KP＞5.0 后應變曲線發生較大波動，測試數值出現不穩定現象，閘壩逐漸出現失穩趨勢。

圖7 閘室測點水平應變με～KP曲線Fig.7 Curve of horizontal strain με～KP at measuring points in lock chamber

3.2 壩基軟弱夾層變位特征

軟弱夾層附近測點變位見圖8，其中圖8（a）、（b）為上游壩踵附近夾層變位曲線，圖8（c）、（d）為下游壩趾附近夾層變位曲線。由圖可知，壩基總體發生向下游的順河向變位和豎直向下的沉降變位，豎直向變位大于順河向變位，壩趾區變位大于壩踵區變位，壩基淺層變位大于深部變位，淺層基巖沿夾層面有一定錯動變位，其中夾層R14、R17、R18、R19 在壩基面出露處附近變位值相對較大。壩基變位值隨超載倍數的增長逐步增長，在KP=2.0～2.8 時，靠近壩踵的測點出現數值不大的反向變位，如34、35 和37 號測點，表明壩踵區巖體受拉發生了輕微的上抬變位。在KP=3.0～3.6時，壩趾區測點變位值總體較大，特別是豎直向沉降變位，如R17、R18 出露處附近測點63、65 號的沉降變位已經達到-28～-34 mm［見圖8（c）］。

圖8 軟弱夾層附近測點變位δ～KP曲線Fig.8 δ～KP curve of measuring point variation near soft interlayer

3.3 壩基破壞模式分析

壩基破壞形態如圖9 所示，壩基巖體破壞主要發生在淺層區域。上游壩踵區沿著夾層面、巖層以及節理發生開裂，形成一個大三角形的破壞區。下游壩趾區軟弱夾層R17與R19之間的巖體發生擠壓破壞，裂縫沿夾層面及節理開裂延伸，形成階梯狀破壞區。根據模型破壞失穩過程，在KP=1.8 時，壩踵區在軟弱夾層R9 與R14 之間首先出現細微拉裂縫，當KP=2.0～2.4時，壩趾區在D1n13-3巖層中出現了沿軟弱夾層R17的壓剪破壞，當KP=3.0～3.6時，閘室與壩基變位值較大，上游壩踵裂縫增加并擴展，出現拉裂破壞，下游壩趾裂縫相互交匯、擠壓破壞較嚴重，壩基呈現出整體失穩趨勢。綜合分析試驗結果，整體穩定綜合法安全系數KSC=K'SK'P=1.1×（3.0～3.6）＝3.3～4.0。

圖9 28號壩段壩基最終破壞形態Fig.9 Final failure pattern of foundation of 28# dam section

28號壩段的地質力學模型試驗結果表明，在密集緩傾軟弱夾層影響下，壩基破壞模式為淺層基巖的擠壓屈服破壞。破壞區主要發生在上游壩踵區與下游壩趾區，其中上游壩踵區破壞巖體有局部拉裂破壞，在下游緩傾夾層發育較密集的壩趾區，巖體擠壓屈服破壞較嚴重，但上下游破壞區未完全貫通。巖體沿軟弱夾層有錯動變位，但相對變位值不大、錯動變位不明顯，緩傾夾層沒有形成滑移通道，壩與地基整體沒有沿緩傾夾層發生深層滑動失穩，但建基面附近基巖的完整性與承載力需進行加固提高，以進一步改善閘室與壩基的受力特性和工作性態。

4 大藤峽30 號壩段壩基穩定分析及破壞模式研究

根據有限元計算結果，30號壩段閘室變位特征與發展變化規律與28 號壩段相似，僅在數值上有所差異。但在斷層影響下，壩基變位情況和受力特性會產生差異，故本節重點對30 號壩段壩基的軟弱結構面變位、應力分布規律等進行分析。

4.1 壩基應力分布特征

由圖10 主應力等值線圖可知，大藤峽30 號壩段壩與壩基應力分布規律整體上以受壓為主，壓應力大小范圍為0～41.23 MPa，軟弱夾層和斷層對壩基應力分布有明顯影響。在壩踵處及其附近夾層R22 出露處出現局部拉應力，拉應力大小范圍為0.404～42.04 MPa，隨超載系數增加，壩踵處拉應力區沿夾層R22 出露處往下游延伸。由于巖體與軟弱夾層、斷層力學參數差異較大，在夾層附近、斷層F216 兩側影響帶及壩基出露處附近壓應力較大，出現明顯應力集中現象。

圖10 第一、三主應力等值線圖（KP=1.0）Fig.10 Contour maps of the first and third principal stresses（Kp=1.0）

4.2 壩基結構面變位特征

軟弱夾層附近變位關系曲線見圖11，其中圖11（a）、（b）、（c）為下游側與斷層相交的夾層變位曲線，圖11（d）為壩踵附近的夾層變位曲線。由圖可知，壩基總體發生向下游的順河向變位和沉降變位，位于上部的軟弱夾層變位大于下部的軟弱夾層變位，緩傾夾層R19、R22、R23在壩基出露處以及與斷層交接處的變位較大。在KP=3.6 時，壩基變形整體較大，軟弱夾層R19、R23 與斷層交接處41 號與43 號測點豎直向變位達到-15.4～-17.2 mm，壩踵附近夾層R22 上盤巖體變位增長較下盤明顯，上盤76 號測點順河向變位值為18.7 mm，下盤78 號測點順河向變位為5.9 mm，表明壩踵處巖體在R22 夾層兩側出現明顯張拉變位。此外，閘室底板下巖體沿R23 夾層面有一定剪切錯動變位，基巖在水推力作用下有向下游斷層F216 發生滑移、擠壓變形的趨勢。

圖11 壩基軟弱夾層附近各測點δx～KP曲線關系圖Fig.11 δx～KP curves of each measuring point near the weak interlayer of dam foundation

下游壩趾處斷層F216 附近的測點變位見圖12，斷層附近巖體變位隨KP的增長變化較明顯，上游測點變位大于下游測點變位，說明斷層受擠壓發生向下游方向的變位，且豎直向變位比順河向變位大，尤其是在壩基面出露處附近的變位較大，在KP=3.6 時，斷層出露處附近測點95、97 號變位值達到15.7～16.8 mm，明顯大于位于其他部位的測點變位值。

圖12 斷層F216變位δx～KP曲線Fig.12 δx～KP curve of F216 displacement of fault

4.3 壩基破壞模式分析

30 號壩段壩基塑性區分布圖見圖13，由圖可知30 號壩段閘壩與壩基主要在上游壩踵區夾層R22 出露處附近出現開裂塑性區，閘室底板下夾層R23 在建基面起裂后沿層面延伸擴展至與斷層F216 相交，壩趾處斷層F216 在淺層區域出現大面積塑性區，但上下游塑性區并未貫通，其破壞模式為淺層拉剪變形與擠壓屈服的組合型式。當超載至KP=3.8 時，有限元計算不收斂，閘壩與地基整體穩定綜合法安全系數為KSC=K'SK'P=1.1×3.8=4.18。

圖13 30號壩段壩基塑性區分布圖（KP=3.8）Fig.13 Plastic differential Layout of dam foundation for 30# Dam section（Kp=3.8）

綜合兩個典型壩段、不同地質構造影響下的壩基穩定性研究結果可知，大藤峽泄水閘的壩基破壞模式主要是淺層擠壓破壞，僅在壩踵局部區域有拉裂破壞，破壞區主要分布在上游壩踵與下游壩趾處，沒有沿緩傾夾層上下貫通形成深層滑動失穩破壞。

5 結 論

結合大藤峽水利工程28、30 號兩個典型壩段，分別采用地質力學模型試驗和有限元數值計算方法，研究了緩傾密集軟弱夾層影響下的壩基失穩破壞模式，主要獲得了以下結論。

（1）通過模型試驗研究和有限元計算分析，大藤峽泄水閘28 號、30 號壩段的壩基穩定綜合法安全系數分別為KSC=1.1×（3.0～3.6）=3.3～4.0、KSC=1.1×3.8=4.18。

（2）在密集緩傾軟弱夾層的影響下，大藤峽泄水閘的壩基破壞模式為淺層基巖的擠壓屈服破壞，緩傾夾層沒有形成滑移通道，壩與地基整體沒有出現深層滑動失穩破壞。

（3）壩基巖體破壞主要發生在上游壩踵與下游壩趾處，兩個破壞區沒有完全貫通，其中壩踵區出現了局部拉裂破壞，巖體沿緩傾夾層有一定錯動變位，但未發生整體滑移；壩趾區受密集發育的軟弱夾層影響，巖體擠壓屈服破壞較嚴重，斷層F216進一步增大了壩趾區巖體的變形和破壞程度。

（4）壩基破壞形態和破壞機理揭示了在建基面附近出露的軟弱結構面是影響壩基受力特性和變形穩定性的薄弱環節，壩基加固應重點針對壩踵與壩趾附近發育的R14、R17、R18、R19、R22、R23等緩傾夾層以及斷層F216進行處理，同時加強對壩踵區的巖體加固，避免壩踵巖體發生拉裂破壞影響帷幕防滲系統的可靠性。

（5）對泄水閘壩段建基面附近的軟弱夾層可采取開挖回填、固結灌漿等措施進行加固，斷層F216 在出露處進行開挖清除和混凝土置換，并適當加深上游壩踵齒槽深度。