eon大坝溃坝原因分析

eon大坝溃坝原因分析

水库坍塌是节水工程中最受破坏的事故之一。特别是大型土石坝坍塌后，大量土壤和石头流入洪水，对水库下游人民的生命和生产安全构成严重威胁。“75·8”洪水期间,河南数十座水库相继崩堤垮坝,受灾人口达1100万,经济损失近百亿。新中国成立以来,国内一些大中型水库土石坝发生溃决,如石漫滩、板桥、桥墩水库,但多数属于遭遇漫顶水位而导致的溃坝,并非结构性破坏导致的失事,且这些大坝建设年代特殊,无规范可循。国内在水库管理和大坝监测方面没有留下完整的坝体溃决资料,这是非常可惜的,相比之下,美国TETON水库大坝的溃坝资料弥足珍贵。虽然事故发生距今已有35a,当年对TETON水库溃坝原因已有论断,但随着岩土力学理论的发展、计算方法的改进,用现在的眼光去审视过去的工程,对将来的工程设计颇有裨益。1基岩节理发达、深基坑开挖TETON水库位于美国爱达荷州佛立蒙郡TETON河谷上,由美国垦务局于1975年建造完成,总容量约3.6亿m3,挡水坝型为碾压式黏土心墙坝,最大坝高为125.58m,坝顶长为944.88m,坝顶宽为10.67m。坝址区峡谷为河水对火山岩长期切割而成,两岸岸坡均为30°左右。基岩为三叠纪流纹岩质凝灰岩,靠近坝轴线处的厚度约为15.24～174.96m。节理呈平卧状倾角较小,这些节理能在坝座内形成多道自由渗水的通道。由于基岩节理发达,两岸边坡在高程1554.48m以上约有21.34m厚的高渗漏性弱岩,因此在大坝心墙范围内河床冲积层开挖截水槽最大深度为30.48m,底宽为9.14m,上下游侧开挖面坡比为1︰2,槽内用坝体心墙土料直接回填。两岸坝座处高程1554.48m以上的表层弱岩部位开挖一条键槽,槽内回填心墙土料,节理及裂隙进行低压灌浆处理,表面开口以高坍落度混凝土充填,并于槽底岩盘内设置帷幕,孔距为3.05m,最深为91.44m。2teson坝噬坝渗流计算根据我国现行《水利水电工程等级划分及洪水标准》(SL252—2000),TETON水库为大(2)型水库,工程等别为Ⅱ等,主要建筑物级别为2级,《碾压式土石坝设计规范》(SL274—2001)要求对其进行渗透稳定、坝坡稳定、应力应变计算。相关计算参数通过汇总TETON坝溃坝原因调查独立专家组、美国内务部TETON坝溃坝审查组递交的《FailureofTetonDam》以及有关TETON坝溃坝报告、论文,比照与TETON坝气候环境、地质条件相似,坝体规模相当的国内已建工程取得。建立有限元模型,该计算断面为坝体最大设计断面,为了提高计算精度和收敛性,划分的网格类型除了坝坡面网格为平面三角形外均采用平面四边形网格,并对网格的长宽比予以控制,使其不出现畸形网格。2.1坝体渗透稳定情况渗流计算参数见表1,根据现有资料进行二维渗流有限元计算。工况一:库水位达到电站死水位(1729.8m)时,大坝的渗透稳定情况;工况二:库水位达到正常蓄水位(1773.3m)时,大坝的渗透稳定情况;工况三:库水位达到校核洪水位(1774.8m)时,大坝的渗透稳定情况。计算结果:TETON坝体最大水力梯度为2.65,出现在校核洪水位时,黏土心墙与帷幕接触区域附近;帷幕中心处最大水力梯度为4.15,出现在高程为1610m位置;反滤层及反滤层与黏土心墙接触区域附近的最大水力梯度均未大于0.4。以上数值均在规范的允许范围之内。2.2坝体应力分析根据《碾压式土石坝设计规范》(SL274—2001),应力、应变计算宜采用非线性弹性(邓肯—张模型)应力应变关系进行分析;有限元计算应按照施工填筑和蓄水过程,模拟坝体分期加载的条件。计算工况为竣工期和遭遇校核洪水位期,竣工期计算分21步堆载,模拟施工过程,在对坝体进行堆填之前,先对坝址区地应力条件进行计算分析,将结果作为初始条件载入。校核洪水位期计算分18步加载,最后将校核洪水位期的渗流计算所得的孔隙压力调入,一并予以考虑。计算结果显示,坝顶沉降量为-0.335m,与坝高的比值小于1%。此外,坝体应力计算等值线图显示,无论是竣工期坝体总应力还是校核洪水位时的坝体有效应力均没有出现拉应力状况。从应力应变的角度来看,TETON坝材料力学性质分区设计是合理的。2.3坝型地下坝坡抗滑稳定计算结果TETON坝为厚黏土心墙坝,根据《碾压式土石坝设计规范》(SL274—2001),采用计及条块间作用力的简化毕肖普法,选取大坝最大断面进行计算。坝体各部分材料抗滑稳定计算参数见表2,结合现有材料对TETON坝上下游坝坡进行稳定计算时,根据《碾压式土石坝设计规范》(SL274—2001)规定的两种设计条件、7种工况选取以下5种工况进行计算:工况一,校核洪水位期,背水坡稳定计算;工况二,水库放空期,迎水坡稳定计算;工况三,水库放空期,背水坡稳定计算;工况四,死水位期,迎水坡稳定计算;工况五,死水位期,背水坡稳定计算。TETON坝坝坡抗滑稳定计算结果汇总见表3,可以看出TETON坝在正常和非正常运用条件下坝坡的安全系数最小值分别出现在遭遇校核洪水位期的背水坡面(K=1.691)和水库放空期的背水坡面(K=1.692),其值均大于《碾压式土石坝设计规范》(SL274—2001)分别对正常使用工况界限安全系数1.50和非正常运用工况界限安全系数1.30。因此,从坝坡稳定的角度来看,TETON坝上游坡面选择3.5︰1和2.5︰1、下游坡面选择3︰1和2︰1时,设计坝坡比是合适的,坝坡不存在失稳隐患。3渗流方程的确定—TETON坝溃坝原因分析采用常规的计算方法对TETON坝进行分析计算,从结果看是安全的,事实上TETON坝于1976年6月5日发生溃坝事件,见图1,这与基于规范的计算分析结果相悖。结合现场地质情况,仔细地对通过计算所得键槽与帷幕接触区域的水力梯度值作进一步分析,就不难窥见TETON坝溃坝的原因。溃坝后裸露的帷幕及坝址区基岩面貌见图2,图2反映了坝址区的基岩面貌,岩层特性决定了帷幕的可靠度以及键槽的安全性甚是堪忧。坝址区地基在计算中不能简单地用渗透系数这样统一的渗透性指标来概括,但由于计算方法的局限性和基岩节理的随机性限制,目前还难以对大规模岩石裂隙水力特性进行分析和研究,因此只能结合基岩的强透水特性对坝体的薄弱区域进行分析和研究,以求在设计上有所改进来适应地质条件。规范建议的渗流计算方法前提是基岩透水性均匀,但基岩中的闭合节理因水库蓄水而受压开张,必然导致键槽与帷幕交接处附近的黏土区域里水力梯度大幅增加,而该区域里的水力梯度的不均匀性会产生撕裂效应,使得黏土和基岩的接触区域内出现渗透通道。渗流计算结果显示,随着渗透通道从黏土与帷幕接触处同时向上下游延伸,反滤层最大水力梯度从小于0.5的初始值上升到3附近。在对TETON坝体进行三维渗流分析时发现TETON坝的帷幕布置也存在不合理的地方,特别是右侧坝座高程1586.48m以上岩盘开口裂缝均未作适当处理,而是直接将心墙材料填在开口裂缝上。帷幕左上角和右上角均存在流速过大区域,从水力梯度的统计结果来看,该区域的水力梯度最大达到了8.65,在这种水力条件下,坝座很容易发生接触破坏。4teon坝坝体结构及坝体内部渗流方程的方法从二维模型渗流、应力应变、边坡稳定的鉴定结果看,TETON坝的坝型和筑坝材料设计是合理的。TETON坝址区地基,理论上在计算中不能简单地用渗透系数这样统一的渗透性指标来概括,但由于计算方法的局限性和基岩节理的随机性限制,目前还难以对大规模岩石裂隙水力特性进行分析和研究,因此只能结