含滑床軟弱帶的水中填土壩抗震加固措施研究

摘要：

發生過壩面滑坡的早期土壩，壩坡內存在相對軟弱層，為解決含滑床軟弱帶的水中填土壩抗震問題，以某水中填土壩為例，通過數值計算對比分析了不同壩坡加固措施的抗震穩定效果。結果表明：由于震時受到地震動孔壓的影響，滑床軟弱帶有效應力降低，部分穿過軟弱帶的滑弧不滿足抗滑穩定要求。通過對比振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合方案以及岸拋拋石壓重與水泥攪拌樁組合方案，發現兩種加固方案均能有效降低動孔壓，提高抗液化能力，但后者對提高含軟弱帶的壩坡穩定效果不佳，主要原因在于部分區域拋石量集中、滑床軟弱帶地震慣性力增大，最終不利于壩坡穩定；而前者能明顯降低壩體動孔壓，減小液化范圍，提高滑床軟弱帶的密實度和強度，可以達到較好的抗滑效果。

關 鍵 詞：

水中填土壩； 抗震加固； 軟弱帶； 動力分析； 地震動孔壓

中圖法分類號： TV641

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2023.03.022

0 引 言

受到施工工藝和施工條件的影響，一些早期修建的土壩密實度較低，在地震作用下易產生液化破壞，如1969年山東省渤海灣地震時，王屋、冶源和黃山3座水庫的上游砂殼發生了滑坡。因此，為防止密實度低、易發生液化破壞的土壩發生地震破壞，需采取合適的抗震加固措施。目前，針對壩坡抗震穩定及抗液化的加固措施主要包括置換法、振沖法和壓重法等3類［1-2］。如密云水庫潮河土壩［3］采用水下部分拋石壓坡、水上保護層部分置換的抗震加固措施，以達到提高壩體抗液化能力以及壩坡安全系數的目的；山東省興旺莊水庫土壩［4］采用水下部分壓重和水上部分振沖相結合的加固措施，來提高大壩砂土抗液化能力及抗震穩定性，同時也說明了振沖法可用于加固土壩松散斜坡。此后，盧曉鵬等［5-6］結合云南省下口壩水庫除險加固工程，對振沖碎石樁加固效果進行論述，發現振沖碎石樁同時具備抗滑樁、排水砂和墊層3方面作用。米占寬等［7］對比分析了混凝土連續墻、振沖碎石樁和拋石壓重3種常用抗震措施在強震作用下的加固效果，結果表明3種抗震措施對加固區域范圍內的壩體均具有一定的抗液化效果。岑威鈞等［8］考慮地震動孔壓影響，利用動孔壓試驗曲線，對土壩進行了非線性有效應力動力分析，發現采用堆石壓坡抗震措施能有效減小大壩的液化度和可能液化范圍，明顯提高壩坡抗震的動力穩定性。此外，趙軼［9］通過試驗證實了高置換率的水泥攪拌樁能提高非液化土部分所占比例，從而降低液化對建筑物的危害，同時也能提高土的強度。以上研究大多是針對土壩的抗震加固措施方法和效果進行系統分析，而對于早期發生過壩面滑坡、壩坡內存在滑床軟弱帶的“病險壩”抗震加固研究還相對較少。因此，本文結合具體工程，采用岸拋拋石壓重與水泥攪拌樁組合的方案、振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合的方案對前述“病險壩”進行抗震加固措施研究。

本文以建于20世紀60年代的某水中填土壩為例進行論證分析。該土壩壩身土體密實度較低，在施工期及運行期曾發生過兩起滑坡事故，在運行期發生大壩上游坡滑坡事故后曾采用砂礫料與石渣進行壩坡加固，但滑床附近形成的軟弱帶未能消除，如圖 1所示。圖 1中滑床軟弱帶位于上游壩坡面，深度大約12～14 m。經加固后，水庫運行至今未再發生滑坡。依照2016年實施的GB 18306-2015《中國地震動參數區劃圖》，場地地震動峰值加速度由0.1g提高到0.2g，相應基本地震烈度為Ⅷ度，為此需要開展抗震復核，并進行相應抗震加固措施計算分析。

1 抗震穩定計算方法

1.1 動力本構模型

為研究地震作用下含滑床軟弱帶“病險壩”的動力穩定性，以及不同加固措施的加固效果，首先需開展土壩動力分析。為更好地反映土壩動力特性，采用等效線性模型進行土石壩動力分析［10-11］。其中動剪模量與阻尼比特性試驗是動力反應分析的基本依據之一，它包括最大動剪模量Gmax與平均有效主應力σ′0的關系，動剪模量比G/Gmax、阻尼比λd與動剪應變幅γ的關系，這些關系反映了在動荷載作用下土石材料的應力應變關系，一般采用迭代計算。剪切模量G、阻尼比λd可以表示為

G=Gmax1+γ/γr（1）

λd=λd，max1-G/Gmax（2）

式中：γr為參考剪應變。最大動剪切模量Gmax可以表示為

Gmax=CPa1-nσ′0n（3）

式中：C，n為試驗參數；Pa為大氣壓力。

1.2 動孔壓計算

動孔壓參考前人［12-14］提出的近似計算方法，由飽和固結不排水條件下的往返加荷三軸試驗獲得不同振動次數N、不同固結比Kc下動孔壓比ud/σ′0與動剪應力比τ/σ′0的關系曲線。對于整個地震歷時，某一時刻的振動次數N和固結比Kc近似為

N=Neq×tst（4）

Kc=σ3/σ1（5）

式中：Neq為等效振動次數，此處Ⅷ度地震對應30次；ts為地震過程累計歷時；t為整個地震總歷時。最終，動孔壓ud依據動孔壓比ud/σ′0與動剪應力比τ/σ′0的關系曲線插值計算。

1.3 動力穩定計算

事先假定一系列滑弧面，采用圓弧滑動法求解壩坡穩定安全系數，這里給出考慮地震動孔壓影響下剛體極限平衡原理計算壩坡穩定安全系數的有限元計算公式［15-16］：

K=ic′d，ili+iσn，i+σnd，i-ud，itanφ′d，iiτi+τd，ili（6）

式中：c′d，i，φ′d，i為第i個單元的有效應力抗剪強度指標；（σn，i+σnd，i-ud，i）為第i個單元滑弧中點法向靜應力、法向動應力及動孔壓的代數和；（τi+τd，i）為第i個單元滑弧中點靜、動剪應力之和；li為第i個單元的滑弧長。

此處以高度S、長度L、深度d作為滑弧定位（見圖2）參數。滑弧搜索方法為：首先假定滑弧端點范圍為S′～S″，將S′～S″均分，即可得到不同的S值（S1，S2，S3，…）；然后在不同的S值下假定不同的滑弧長度L（L1，L2，L3，…）；最后在給定的高度S和長度L下，假定不同的深度d（d1，d2，d3，…），將穿過壩體內部的滑弧（高度S、長度L、深度d）作為后續穩定計算的有效滑弧定位參數，若假定參數的滑弧與壩坡線無交點或只有一個交點時，視為無效滑弧，不參與計算。

動力穩定計算具體步驟如下：

（1） 通過靜力計算，求解靜應力場。

（2） 根據靜應力場計算結果，設定一個初始阻尼比和剪切模量，計算每個單元經歷的最大剪切應變。根據試驗求得的剪切模量比、阻尼比與剪應變之間的關系曲線確定新的剪切模量和阻尼比，再根據新的剪切模量和阻尼比進行計算，整個過程重復幾次，直至材料性質不再發生變化，一般迭代4～5次即可滿足誤差標準。

（3） 用最后一次迭代得到的剪切模量和阻尼比作為材料參數計算動應力場，同時依據試驗求得的動剪應力比τ/σ′0與動孔壓比ud/σ′0的關系曲線求解壩體動孔壓。

（4） 根據靜應力場、動應力場、動孔壓計算結果，采用圓弧滑動法求解穩定安全系數。

2 計算參數及模型

分析計算時，為減少篇幅，這里僅以正常蓄水位穩定滲流工況為例開展分析。首先進行流固耦合靜力計算，獲取壩體靜應力場，然后施加地震作用，依據動剪模量比G/Gmax、阻尼比λd與動剪應變幅γ的關系進行迭代計算，依據動孔壓比ud/σ′0與動剪應力比τ/σ′0的關系來反映壩體液化度。計算參數見表1～2，計算所采用的關系曲線見圖3～4。

此處加固分析時，振沖碎石樁與水泥攪拌樁均采用矩形布置形式，加固范圍內的壩體采用等效模型。最大動剪切模量Gmax、等效抗剪強度按照樁與土體各自體積比例進行加權計算，主要計算公式如下。

樁與土體體積比為

πr2D2－πr2=K1K2（7）

等效最大動剪切模量max的確定公式為

max=K1Gmax，s+K2Gmax，p（8）

等效抗剪強度的確定公式為

=K1cp+K2cs（9）

tan=K1tanφp+K2tanφs（10）

K1+K2=1（11）

上述式中：r為樁半徑；D為樁間距；Gmax，s、Gmax，p分別為加固區域土體和單樁的最大剪切模量；φs和cs為土體的摩擦角和黏聚力，根據相應土層確定；φp和cp為樁的摩擦角和黏聚力；和為加固區域等效后的摩擦角和黏聚力。

截取壩體主體結構及上游120 m范圍進行分析。加固前模型整體網格如圖5所示，整個計算模型共2 319個單元，4 900個節點。坐標系取x軸指向下游方向，z軸指向壩高方向。模擬地震時，約束模型底部3個方向自由度，依據圖6所示土石壩工程的場地水平向地震波施加地震慣性力，豎直向地震慣性力取水平向的2/3。

3 加固前壩坡穩定復核

由于地震烈度的提高和滑床軟弱帶的存在，需開展壩坡穩定復核。采用前文所述滑弧搜索方法，先假定滑弧高度S為20，60，100，140 m，然后在不同的滑弧高度S下假定滑弧長度L為30，60，90，120，150 m，最后假定滑弧深度d為4，7，10，13，16，19 m，當假定的滑弧與上游壩坡面相交時，對其依次進行滑弧編號，如圖7所示（圖中未標明單位）。

經加固前壩坡穩定復核可知，動孔壓是影響地震時壩坡穩定安全系數的重要因素，同一滑弧在考慮地震動孔壓時，抗滑穩定安全系數明顯小于不考慮地震動孔壓的情況。不考慮動孔壓時，所有滑弧均處于穩定狀態；而一旦考慮動孔壓，則有多個滑弧的最小安全系數小于1，約占計算滑弧的25%，尤其是當滑弧穿過壩體內部滑床軟弱帶時，安全系數明顯小于1，主要原因是滑床軟弱帶強度較低，受動孔壓影響，有效應力快速下降，致使壩坡失穩，失穩滑弧如圖8所示，故需采取必要的加固措施。

4 加固措施研究

4.1 加固方案

因滑床軟弱帶處于高程796～825 m、上游壩坡下深度12～14 m左右，故此處基于拋石壓重、振沖碎石樁和水泥攪拌樁3種常用土壩壩坡加固措施，擬定了兩種加固方案：

方案一，高程825 m以下拋石壓重，高程825 m以上水泥攪拌樁加固，如圖 9所示；

方案二，高程821～825 m采用振沖碎石樁，高程825 m以上水泥攪拌樁加固，振沖碎石樁深度要求穿過滑床軟弱帶，如圖 10所示。

由于船拋拋石壓重不僅施工復雜，而且成本較高，考慮到工程經濟性，此處采用岸拋拋石壓重的方式；同時為滿足水庫允許最低供水水位818 m，需將振沖碎石樁加固范圍限制在818 m以上。

4.2 加固效果對比分析

4.2.1 動孔壓分布與液化分析

圖11和圖12分別為加固前、后壩內動孔壓分布圖和液化區域分布圖，此處以Ishibashi等［17］通過試驗得到的孔壓比0.9作為液化判別標準。經加固前后壩內動孔壓分布與液化區域的對比分析，發現兩種加固方案均能明顯降低壩體的動孔壓，降低壩體液化度，減小液化區域，且振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合方案（方案二）的加固效果較好。

4.2.2 大壩動力響應分析

圖13對比了不同加固方案對壩頂的加速度響應和水平向動位移的影響。由圖13（a）可知，壩頂加速度放大效應明顯，最大的加速度出現在大壩頂部，加固前壩頂峰值為0.51g，約為輸入地震峰值加速度0.20g的2.55倍；方案一加固后壩頂加速度峰值為0.47g，約為輸入地震峰值的2.35倍，壩頂加速度響應減少了7.8%；方案二加固后壩頂加速度峰值為0.46g，約為輸入地震峰值的2.3倍，壩頂加速度響應減少了11.5%。兩種加固方案均能在一定程度上削減壩頂加速度峰值，且方案二效果相對較好。由圖13（b）可知：加固前壩頂水平向動位移峰值約為91 mm；方案一加固后壩頂水平向動位移峰值約81 mm，相比于加固前減少了11%；方案二加固后壩頂水平向動位移峰值約79 mm，相比于加固前減少了13.2%。兩種加固方案均能在一定程度上削減壩頂水平向動位移，且方案二效果相對較好。

4.2.3 壩坡穩定分析

因地震動孔壓是影響壩坡穩定安全系數的重要因素，考慮地震動孔壓的安全系數明顯小于不考慮地震動孔壓的安全系數，故壩坡穩定分析以考慮地震動孔壓為分析重點。圖14對比了不同加固方案對壩坡整體安全性的影響，可以看到，方案一在正常蓄水位穩定滲流工況下，有多數滑弧出現穩定安全系數顯著小于1的情況，故加固不滿足要求；而方案二僅在較低高程處有極少數滑弧安全系數略小于1，是因為最低水位以下部分無法進行振沖碎石樁加固，使得穿過該區域的淺層滑弧瞬時不滿足要求（失穩持續時間約0.02 s，安全系數時程曲線見圖15）。但總體來說，方案二加固效果更好，優勢更為明顯。

高程825 m以下，由于方案一的岸拋拋石壓重加固方案施工要求高且施工質量難以得到保證，若拋石壓重范圍不合理，反而會導致滑床軟弱帶部分區域下滑力增加，壩坡穩定性降低；相反方案二的振沖碎石樁加固方案中，軟弱帶經過振沖加密，使得潛在的危險區域得到解決，雖然水下部分未處理，但總體效果優于拋石壓重方案。

5 結 論

對壩坡內存在滑床軟弱帶的土石壩進行動力穩定分析后，得到以下主要結論：

（1） 動孔壓是影響壩坡穩定性的重要因素，考慮動孔壓的抗滑安全系數明顯小于不考慮動孔壓的抗滑安全系數，故穩定分析時不能忽略動孔壓的影響。

（2） 當壩坡穩定性不滿足要求時，兩種加固方案均能降低壩體動孔壓和液化度，且振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合加固方案加固效果較好。

（3） 拋石壓重和水泥攪拌樁組合的加固方案對提高滑床軟弱帶穩定的效果不明顯，同時受到岸拋拋石施工質量的影響，若拋石范圍不合理，地震作用下，下滑力增大反而對滑床軟弱帶附近壩坡穩定性不利；振沖碎石樁與水泥攪拌樁組合加固方案能明顯降低壩體動孔壓，提高滑床軟弱帶的密實度和強度，具有較好的加固效果。

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（編輯：胡旭東）

Study on seismic reinforcement measures for sluicing-siltation earth dams with sliding bed weak zone

ZHAO Xiaodong，WANG Jian，LIU Jingwen

（College of Water Conservancy and Hydropower Engineering，Hohai University，Nanjing 210098，China）

Abstract：

Some earth dams built in the early stage have experienced dam surface landslide，and there is a relatively weak layer in the dam slopes.To address the seismic problems of earth dam with sliding bed weak zones，taking a sluicing-siltation earth dam as an example to analyze the seismic and stability effects of different reinforcement measurements based on numerical calculation.Results indicate that due to the influence of seismic pore pressure during the earthquake，the effective stress of the weak zone of the sliding bed was reduced，and some of the sliding arcs passing through the weak zone do not meet the requirements of anti-sliding stability.By comparing the combination scheme of vibro-replacement gravel pile-cement mixing pile，and the combination scheme of bank riprap weight-cement mixing pile，it is found that both the two reinforcement schemes can effectively reduce the dynamic pore pressure and improve the anti-liquefaction ability，but the latter has poor effect on improving stability of dam slope with weak zone.The main reason is that the amounts of riprap in some areas are concentrated，and the seismic inertia force of weak zone in sliding bed is increased，which is not conducive to the dam slope stability.The former scheme can significantly reduce the dynamic pore pressure of the dam，reduce the liquefaction range，improve the compactness and strength of the weak zone，thus achieving better anti-sliding effect.

Key words：

sluicing-siltation earth dam；seismic reinforcement；weak zone；dynamic analysis；seismic pore pressure