三峽大壩運行期深層抗滑穩定研究

摘要：三峽大壩左廠1～5號壩段和右廠24～26號壩段分別位于左右岸山體緩坡地段，壩后式廠房布置形成了臨時坡高67.8 m、永久坡高39 m的高陡邊坡，岸坡壩段深層抗滑穩定一直是三峽工程的重大工程問題之一。在梳理上述岸坡廠房壩段工程地質條件和前期他人研究成果的基礎上，重點分析了運行期大壩及壩基變形、滲壓等監測成果，分析多種工程措施下的運行效果；并基于滲流實測數據，采用剛體極限平衡法、參數反演、非線性有限元法等對大壩深層抗滑穩定進行了復核計算。研究結果表明：三峽大壩岸坡廠房壩段的壩基變形、滲流等監測數據均在設計允許安全范圍內；壩基巖體緩傾角結構面基本處于疏干狀態；基于實測揚壓力，采用剛體極限平衡法和非線性有限元相結合的方法對深層抗滑穩定復核表明壩基是穩定和安全的。工程從2008年試驗性蓄水至今已正常運行16 a，結合最新的大壩監測成果對大壩的深層抗滑穩定進行復核及評價，可為同類重力壩工程建設運行提供參考。

關 鍵 詞：深層抗滑穩定；原型觀測；剛體極限平衡法；三峽大壩

中圖法分類號：TV653

文獻標志碼：ADOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.12.029

0 引 言

坐落在復雜巖基上的重力壩，壩基中的裂隙結構面或軟弱夾層等不良地質缺陷容易成為大壩穩定的風險因素。在中國已建的葛洲壩、三峽、武都、銀盤、向家壩、萬家寨、亭子口，以及在建的扎拉等大中型工程中，都存在著壩基深層抗滑問題^［1］。

隨著壩工技術不斷進步，大壩深層抗滑穩定研究在壩基揚壓力控制^［2-3］、荷載施加^［4-5］、計算方法^［6-7］等方面日趨成熟。常曉林等^［8］采用彈塑性有限元強度儲備系數法，基于工程實例研究了不同結構面上的重力壩深層滑動的失穩機理、破壞模式及極限承載力等，并建議提出配套的安全度評價方法；王剛等^［9］在剛體極限平衡等安全系數法的基礎上提出了基于微粒群算法的重力壩深層多滑面穩定可靠度計算方法；姜小蘭等^［10］采用地質力學模型試驗研究了亭子口表孔壩段的深層抗滑穩定問題，并得到了超載作用下大壩及基礎位移規律、破壞機理、滑動路徑和抗滑安全系數；韋貞景等^［11］采用剛體極限平衡法對大藤峽重力壩的滑面深度進行敏感性分析，并結合計算成果和針對性工程措施評價了壩基深層抗滑穩定性。

面對中國高質量發展新形勢，保障現有水庫大壩安全是實現國家水安全的迫切需要^［12］，水庫大壩定期檢查制度不斷完善，大壩安全運維逐漸成為研究熱點^［13-15］。對于重力壩而言，深層抗滑穩定事關工程施工期和運行期的安全，一直是設計和運行中關注的重點，尤其是在運行過程中揚壓力的劇增而引發的深層抗滑穩定，是應急防洪條件下重力壩安全評估的重點判據之一^［16］。水庫大壩的監測數據是運行期掌握工程運行安全的重要信息，也是定量驗證工程措施有效性及設計裕度的重要參考。因此，結合運行期監測數據對大壩深層抗滑穩定狀態進行分析，對于大壩運行安全評價和深層抗滑穩定設計具有重要的啟示作用。本文以三峽大壩岸坡廠房壩段為例，從變形、滲流、錨固措施等多角度梳理了2008年蓄水至175 m以來的監測數據，重點開展了實測與設計揚壓力下的大壩深層抗滑穩定分析，并結合位移和滲流監測數據對巖體物理力學參數進行反演和非線性有限元分析，旨在揭示運行期三峽大壩深層抗滑穩定狀態，為同類工程深層抗滑設計與科研提供參考。

1 工程概況

三峽工程設有左右岸水電站，位于泄洪壩段兩側，均采用壩后式布置形式，另在右岸壩肩布置地下廠房。其中左廠1～5號壩段和右廠24～26號壩段（以下簡稱岸坡廠房壩段）位于左右岸山體緩坡地段，大壩建基巖為微風化及新鮮的閃云斜長花崗巖，巖體雖堅硬，但壩基緩傾角結構面較為發育，有多條傾向下游偏左岸的長大緩傾角裂隙和少量傾向下游的中傾角裂隙，構成了高陡邊坡沿緩（中）傾角結構面的滑動楔體，對壩基和高陡邊坡穩定十分不利。岸坡廠房段壩基內發育的長大緩傾角結構面與下游高陡臨空面的組合，構成了對大壩抗滑穩定不利的條件，是關系大壩安全的主要工程地質問題之一，歷來是勘察設計與科研工作的重點^［17-19］。

緩傾角結構面是構成大壩抗滑穩定的核心因素，而控制壩基深層滑動的主要是長大緩傾角結構面（長度大于10 m）。岸坡廠房壩段長大緩傾角結構面的分布和結構具有以下特征：① 空間分布不均勻，左廠1～5號壩段建基面緩傾角裂隙發育程度極不均一，例如左廠3號壩段長大緩傾角結構面平均垂直線密度為0.12條/m，而相鄰的2號、4號分別為0.07條/m；② 均為硬性結構面，以平直稍粗面為主，充填物多為綠簾石及長英質等堅硬物質。

從初步設計到技施階段再到運行階段，針對左廠1～5號壩段的深層抗滑穩定開展了較多研究，而對右廠24～26號壩段的研究相對較少，分析方法以規范中的剛體極限平衡法為主，同時輔以有限元數值分析與地質力學模型試驗。1997年針對左廠1～5號壩段確定性滑移模式和極端滑移模式開展了基于剛體極限平衡法的計算分析，結果表明大壩深層抗滑穩定由基本荷載組合控制，大部分滑移路徑在大壩單獨承載情況下安全系數大于3.0，少部分略低于3.0，但考慮廠壩聯合作用后均大于4.0。針對左廠3號壩段的深層抗滑穩定，其他相關單位基于規范算法得到的結果顯示廠壩聯合作用下安全系數大于3.0，并有相當裕度；利用有限元法分析左廠3號壩段得到的整體強度儲備系數為3.0～3.2，壩基內深層及淺層滑移面的強度儲備系數一般在4.5以上。除規范算法外，基于二維、三維的非線性有限元計算分析結果也得出了左廠1～5號壩段總體穩定的結論。地質力學模型試驗表明，左廠3號單個壩段超載系數為3.5，左廠2～4號壩段的整體超載系數為4.2^［20］。

為做好三峽水庫175 m蓄水準備，2008年針對左廠1～5號壩段開展了135～156 m水位條件下的監測數據分析，結果表明壩體及基礎變形、基礎滲流等測值正常，未出現異常變化，初步推測175 m水位下壩基滑移面上揚壓力仍將遠小于設計值。剛體極限平衡法、參數反演及非線性有限元分析多手段分析結果表明，左廠3號壩段壩體和基巖總體位移不大，大壩及壩基應力分布無明顯改變，長大緩傾角結構面未進入塑性狀態，左廠1～5號壩段的深層抗滑穩定性滿足規范要求^［21］。

2 監測資料分析

三峽工程于2003年6月1日開始初期蓄水運用，依靠大壩和三期施工上游圍堰擋水，2003年6月10日壩前水位達到135 m。2006年6月6日三期上游圍堰破堰進水，大壩全線擋水，10月28日壩前水位達到156 m。2008年9月28日，壩前水位逐步抬高至175 m，進入試驗性蓄水期。在施工期，針對左廠1～5號壩段和右廠24～26號壩段基礎情況及結構特點，在壩體布設了變形、滲流及應力等安全監測設施。本節重點分析岸坡廠房壩段的壩體及基礎變形、基礎滲流、廠壩聯合間接縫變形和錨索測力計監測成果。

2.1 變 形

2.1.1 水平位移

以左廠5號和右廠26號壩段為例，水平位移監測成果分析表明：壩基深部巖體及壩體水平位移主要以向下游位移為主，最大分別為13.6 mm和14.7 mm；橫河向變形較小，基礎部位向左岸位移約在±1.0 mm以內（表1）。

從水平位移過程線（圖1～4）可知，壩體向下游水平位移均主要受庫水位和溫度影響，2008年試驗性蓄水后，左廠1～5號壩頂各測點向下游水平位移年變幅為6.4～11.1 mm，右廠24～26號壩段在6.2～14.7 mm之間，2010年之后不再有趨勢性變化。年變幅差別與測定部位有關，總體上隨測點高程上升而增大。

2.1.2 垂直位移

垂直位移監測成果分析表明：各點沉降量與測點的起測時間、部位有關，并不完全一致，但總體趨勢是沉降量主要發生在施工期和蓄水期。壩體混凝土澆筑過程中沉降量隨澆筑高度升高和時間延長而增大，至2001年12月，壩體灌漿廊道和基礎廊道（高程91～95 m）各點的沉降量約在5～9 mm之間；2003年3～9月水庫蓄水過程中基礎各點沉降量明顯增大，壩體基礎廊道沉降量平均增加了約6～7 mm；2003年9月以后沉降變化均較小。選取壩高相近的左非10號壩段與左廠5號壩段對比，發現二者沉降規律基本一致，壩體沉降正常，詳見圖5。

2.2 滲流監測

左廠1～5號和右廠24～26號壩段建基面高程90 m，壩踵齒槽底高程85 m，壩基設封閉抽排，基礎巖體內設有兩層平行于壩軸線的排水洞。

實測數據分析表明：水庫蓄水后從排水洞觀測的排水孔絕大部分無排水（表2、3），壩基上游主排水孔幕后區均處于疏干狀態，滲壓水位均低于壩基緩傾角結構面。左廠1～5號壩基中部基巖測壓管水位低于排水洞高程51 m（低于建基面約39 m），右廠24～26號壩段壩基上游主排水幕之后的基巖滲壓水位在56 m（上游排水洞處）～37 m（下游排水洞處）之間，壩基中部滲壓水位低于建基面約34 m。

實測左廠1號排水洞仰孔總滲漏量約在2.5 L/min以內，基本無水，排水洞（范圍包括左非17號～左廠7號）總滲漏約在146 L/min以內，2003年以后總滲漏量逐漸減少，至2021年11月20日已減少為32 L/min。右廠壩基排水洞實測最大滲漏量約為43 L/min，滲漏量亦逐年減少，至2021年12月降至約5 L/min。

2.3 接縫變形

左廠3號壩段鋼管段廠壩間接縫處布設了測縫計和位錯計，用以觀測接縫開度變化和鉛直向相對錯動位移。監測結果表明，左廠3號壩段廠壩接縫處開度主要隨溫度變化，開度年變幅約在2.5 mm左右。鉛直向的相對錯動位移在1 mm以內。右廠24號壩段廠壩間最大縫寬0.1 mm，且廠壩分縫處接觸灌漿區兩側大壩和廠房混凝土的溫度已在20 ℃以下，處于穩定狀態。

2.4 錨索錨固力

左廠1～5號和右廠25～26號壩段在下游面臨空邊坡均采取了有粘結預應力錨索加固措施。5臺錨索測力計實測結果表明，實測鎖定損失率在3.8%～9.9%之間，平均鎖定損失率6.2%；終測時鎖定損失率在2.1%～22.5%之間。從目前完好的測力計測值過程線看，1999年邊坡支護后錨固力測值基本穩定。

右廠25～26號壩段壩基錨索實測鎖定損失率在3.6%～5.6%之間，平均鎖定損失率4.5%；終測時的鎖定后損失率在1.2%～5.6%之間，平均鎖定后損失率為3.0%。從目前完好的測力計測值過程線看，2003年邊坡支護后錨固力測值也已基本穩定。

3 基于監測成果的深層抗滑穩定計算分析

3.1 基于實測揚壓力的剛體極限平衡法成果

3.1.1 實測與設計揚壓力對比分析

根據運行期（175 m水位）大壩安全監測成果，選取左廠1～5號壩段及右廠24～26號壩段具有代表性的控制滑移模式，從揚壓力系數及滑面總揚壓力兩方面對實測和設計揚壓力進行對比分析。對比結果如表4和圖6～7所示，可得到如下結論：① 實測上游帷幕幕后揚壓力系數和下游帷幕揚壓力系數遠低于設計揚壓力系數；② 排水洞的疏干降壓作用明顯，上下游排水洞之間的揚壓力水位遠低于深層滑移面，且幾乎不隨上游水位變化；③ 各典型滑移面上的實測總揚壓力值遠低于設計值。

3.1.2 深層抗滑穩定計算分析

為檢驗岸坡廠房壩段的實際運行性狀和安全狀態，基于實測揚壓力采用剛體極限平衡法對壩段深層抗滑穩定進行復核，并與設計揚壓力成果進行對比。計算采用規范規定的“等K法”，計算控制工況為基本荷載組合（上游水位175 m），對應的控制標準按規定采用K′_c≥3.0。

本次計算取單個壩段作為計算對象，不計壩段間兩側基巖的側向作用力。考慮到左廠1～5號壩段與右廠24～26號壩段基巖巖性與風化狀況、結構面類型與性狀類似，在計算分析時結構面與巖體的物理力學參數統一取相同的值。計算的巖橋及結構面參數仍采用原設計參數，不考慮巖體疏干影響。參數取值如下：結構面f′=0.7，c′=0.2 MPa；巖橋f′=1.7，c′=2.0 MPa，巖橋短小緩傾角面按照連通率11.5%計入結構面進行加權平均^［13］。

計算得到岸坡壩段在典型滑移模式下的安全系數見表5。按照抗剪斷強度公式，采用原設計揚壓力計算，左廠3號在“高程85-ABCFHI”和“高程106.6-ABCFI”2條滑移路徑下，大壩單獨承載不滿足K′_c≥3.0的要求；在考慮壩后廠房的抗滑作用后，廠壩聯合作用下安全系數均有較大提高，且滿足K′_c≥3.0的要求。左廠2～5號壩段在大壩單獨承載和廠壩聯合作用下，最不利滑移路徑分別為左廠3號的“高程85-ABE”和“高程106.6-ABCFI”，安全系數分別為3.10和4.06；而右廠24～26號壩段在大壩單獨承載和廠壩聯合作用下最不利滑移路徑分別為右廠26號的“高程79-EFGI”和右廠25號的“高程85-ABCD”，安全系數分別為3.30和4.53。

采用運行期175 m水位下的大壩實測揚壓力計算，左廠2～5號壩段相應的控制壩段和滑移路徑不變，兩種承載方式下最小安全系數分別為3.17和4.20；右廠24～26號壩段兩種承載方式下最不利滑移路徑均變為右廠25號的“高程85-ABCD”，安全系數分別為3.46和4.67。

在前期設計階段，假定廠房與大壩、廠房與基巖的接縫是密實的，并作為深層抗滑穩定計算中抗力傳遞的計算前提。2.3和2.4節中廠壩接縫和錨索錨固力分析表明廠壩間接縫密實，廠壩聯合受力是有保障的，也為廠壩聯合作用這一計算模式提供了合理性驗證。

綜合以上計算分析結果可知，各個壩段典型滑移模式在設計和實測揚壓力下的深層穩定安全系數滿足K′_c≥3.0要求；在運行期（175 m水位）運行時，大壩深層抗滑穩定安全系數均較原設計安全系數略有增加。

3.2 參數反演和非線性有限元變形與穩定分析成果

水庫蓄水前，由于壩基的地質條件、滲流場分布特征以及巖體力學參數等難以確定，關于壩基變形與穩定性的分析成果可能與實際情況有一定偏差。大壩運行后，根據水庫蓄水后壩體和基巖內的滲壓、變形監測數據，可對壩基滲流場及巖體力學參數進行反演分析?；诜囱莘治鼋Y果，再對大壩后續蓄水及長期運行后的變形與穩定性作進一步的分析和預測，可提高壩基穩定性分析成果的精度與可靠性。

左廠3號和右廠26號壩段結構布置具有代表性，裂隙連通率最高，因此選取以上2個壩段進行參數反演和非線性有限元法變形與穩定分析。

3.2.1 參數反演

采用正演反分析法對壩基巖體滲流和力學參數進行反演分析，建立數值模型作為反演分析中的正分析模型。結合左廠3號和右廠26號壩段地質剖面圖對深層滑移路徑進行概化，建立相應的二維平面數值分析模型，如圖8所示（右廠26號壩段規律與左廠3號壩段相似，本節插圖均以左廠3號壩段為例）。

影響壩基巖體滲流場的最主要因素為壩基巖體、帷幕、排水洞等，故本文將壩基巖體和帷幕的滲透系數作為反演對象。通過調整基巖滲透系數和排水洞抽排水量，使庫水位從145 m蓄水至175 m后，壩基滲流場自由水面逼近基巖測壓管實測數據，從而實現對滲流場的反演。本次研究主要基于監測特征位移對巖體力學參數進行反演分析：選擇對壩基變形和抗滑穩定影響相對較大的巖體變形模量（E）和結構面強度參數（c、φ）作為位移場的反演對象，選取145 m水位上抬至175 m水位時段水壓作用下大壩及壩基不同高程的水平增量位移為特征位移，反演得到的各項參數見表6。

3.2.2 應力變形分析

基于左廠3號和右廠26號壩段反演得到的壩基巖體物理力學參數，采用二維彈塑性滲流-應力耦合分析，模擬上游水位在145～175 m之間波動時大壩運行情況。

計算表明：庫水位從145 m上升至175 m時，左廠3號和右廠26號壩段的壩體位移增量均較小，主要體現在水平位移上，兩個壩段壩頂最大水平增量位移分別約10 mm和8 mm；庫水位從175 m降低至145 m時，大壩位移增量也不大，最大水平增量位移分別約-9 mm和-7 mm。庫水位從145 m升至175 m后，兩壩段的壩體及壩基應力分布無明顯改變，長大緩傾角結構面未進入塑性狀態，壩基滲流場浸潤面均略有抬升。

表7分別給出了2個壩段典型長大緩傾角結構面特征點主應力、剪應力以及對應的抗剪強度。結果表明：水位從145 m上升至175 m時，結構面上特征點雙向受壓，剪應力和抗剪強度均有所增加，但剪應力明顯小于抗剪強度，特征點仍處彈性狀態；壩基巖體有少量塑性應變，但是應變量值非常小，在10^-5量級，沿深部長大緩傾角結構面未出現塑性應變。這說明在正常蓄水位工況下壩基穩定性良好。

3.2.3 基于強度折減法的壩基深層抗滑穩定分析

基于以上二維彈塑性滲流-應力耦合模型，采用強度折減法對壩基的破壞過程進行模擬，即通過不斷降低巖體、長大緩傾結構面、巖橋的抗剪斷強度參數來研究壩基漸進失穩過程。

目前，有限元強度折減法的失穩判據主要有：① 特征點位移出現加速突變性增長；② 塑性區或者塑性應變貫通；③ 計算不收斂等^［22］。本次研究采用綜合臨界失穩狀態作為壩基失穩判據，即在滿足計算收斂的前提下，判斷是否出現了位移突變或塑性區貫通的情況。左廠3號壩段在強度儲備系數F=3.0～3.5時，壩基結構面及巖橋最大等效塑性應變在10^-2量級以下，此時位移值有所增長但增幅較小；當F=3.6時最大等效塑性應變出現突變，達到0.22，貫通性塑性滑移通道形成。在F=4.3之前，右廠26號壩段上游建基面、結構面、巖橋、廠房建基面最大等效塑性應變在10^-3量級；F=4.4時，最大等效塑性應變進入10^-2量級，此時位移量值有所增長但增幅較??；在F=4.5～4.6時，最大等效塑性應變雖仍保持在10^-2量級，但位移量值表現出加速增長，形成貫通性滑移通道；F=4.7～4.9時，貫通性塑性滑移通道的最大等效塑性應變出現加速增長，最終達到0.42。

綜合分析位移變化規律和壩基巖體塑性破壞的漸進過程，可以認為左廠3號和右廠26號壩段在蓄水至175 m高程后，壩基強度儲備安全系數分別為3.5和4.4。

4 結 論

（1）三峽水庫運行期左廠1～5號壩段和右廠24～26號壩段安全監測成果分析表明：對岸坡廠房壩段采取的工程措施是有效的，達到了預期效果；壩基變形、滲流等監測數據均在設計允許安全范圍內，壩基是穩定的；實測壩基基巖緩傾角結構面基本處于疏干狀態，相對于原設計條件更有利于壩基的深層抗滑穩定。

（2）采用剛體極限平衡法復核結果表明，大壩深層抗滑穩定安全系數比原設計均有所提高；若考慮巖體疏干對參數提升的影響，安全系數可能進一步提高。

（3）采用參數反演和非線性有限元法相結合對左廠3號和右廠26號兩個典型壩段進行變形與穩定分析，反演得到的巖體物理力學參數與前期地質勘探成果較為吻合；基于反演參數對左右廠岸坡壩段145 m→175 m→145 m水位漲消過程模擬分析表明，庫水位漲消過程中，壩體位移明顯增加，基巖位移增加不多。采用強度折減法計算得到2個壩段的壩基強度儲備安全系數分別為3.5和4.4，大壩深層抗滑穩定具有較大的安全裕度。

綜上所述，運行期（175m水位）左廠1～5號壩段和右廠24～26號壩段深層抗滑穩定滿足規范要求，采取壩踵設齒槽、橫縫設置鍵槽及灌漿、壩基增設排水洞、加強帷幕灌漿及固結灌漿等綜合工程措施后，大壩基礎是穩定和安全的。鑒于岸坡廠房壩段的深層抗滑穩定性對工程安全運行影響重大，運行期應持續關注其壩基變形、滲流、滲壓等監測及其資料分析，及時掌握大壩運行情況，發現異常及時研究處理。

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（編輯：胡旭東）

Research on deep anti-sliding stability of Three Gorges Project Dam during operation

CHEN Xing^1，2，GENG Jun^3，4，ZHANG Longhai^3，4，WANG Changgang^3，4，MEI Xiaolong^3，4

（1.Changjiang Survey，Planning，Design and Research，Wuhan 430010，China； 2.National Dam Safety Research Center，Wuhan 430010，China； 3.Hubei Key Laboratory of Operation Safety of High Dam and Large Reservoir，Yichang 443100，China； 4.River Basin Complex Administration Center，China Three Gorges Corporation，Yichang 443100，China）

Abstract： The left powerhouse No.1～5 sections and the right powerhouse No.24～26 sections of the Three Gorges Dam are located on the gentle slopes of both banks sides.The layout of the powerhouse behind the dam forms a steep slope with a temporary slope height of 67.8m and a permanent slope height of 39 m.The deep anti-sliding stability of the bank slope dam section has always been one of the major engineering technical issues of the Three Gorges Project.On the basis of reviewing the geological conditions and previous research results of the bank slope powerhouse dam section，we analyzed the monitoring results of dam and foundation deformation，seepage pressure，etc.during operation，and elaborated the operational effects under various engineering measures.Based on the seepage monitoring data，the rigid body limit equilibrium method，parameter inversion，and nonlinear finite element method were used to recheck the deep anti-sliding stability of the dam sections.Research analysis showed that the monitoring data of dam foundation deformation and seepage were within the designed allowable safety range.The inclined structural planes of the dam foundation rock mass were basically in a drained state.Based on the measured uplift pressure，the rigid limit equilibrium method and nonlinear finite element method were used for deep anti-sliding stability review，which indicated that the dam foundation was stable and safe.The project has been operating normally for 16 years since the trial water storage in 2008 to a water level of 175m.Combining the latest dam monitoring results to review and evaluate the deep anti-sliding stability of the dam is beneficial for providing reference for similar engineering constructions.

Key words： deep anti-sliding stability；prototype observation；rigid body limit equilibrium method；Three Gorges Dam