土石坝抗滑稳定分析的安全评价指标

土石坝抗滑稳定分析的安全评价指标

0渗流破坏期坝坡稳定性土石坝是一座承受土壤、沙子和石头压力的防水建筑物。由于水库蓄水形成的上下游水位差,水流必将通过坝体和坝基向下游运动,引起的主要问题是渗透破坏,这也是评价大坝是否安全的控制性指标之一,是大坝渗流安全评价的重要内容。渗流引起土石坝破坏的比例是相当高的。据国内统计,从2391座水库失事分析,由于渗流破坏而造成垮坝的占29%。据其它国家统计,所占比例也很高。如美国对206座土石坝失事分析,由于渗流破坏而造成的占39%,日本占44%,瑞士占40%,西班牙占31%,前苏联占36%。蓄水运用期库水位高的时候则相应下游坝坡浸润线出逸点往往较高,孔隙水压力大,抗滑力减小,常导致下游坝坡滑坡。此外,在水库运用期也会因灌溉、发电用水而连续放水,或因除险加固需要,短期内骤降水位或较快下降水位,引起坝体中浸润线的瞬变,导致坝体内产生很高的孔隙水压力,对上游坝坡的渗透作用力随之加大,即滑动力增大,从而有可能使上游坝坡滑塌。因此,在土石坝安全评价中,必须按碾压土石坝设计规范(SL274-2001)的规定,对水库水位降落期的上游坝坡核算其稳定性。其中,首先要计算库水位下降过程中浸润线的位置变化情况,即计算水位降落时土石坝的不稳定渗流,作为抗滑稳定分析的重要依据。1不稳定流率评价的原则1.1kxhykzz的渗透系数公式库水位降落时土石坝上游坝坡浸润线以及坝体孔隙水压力均随时间而变化,属于不稳定渗流问题。利用能量守恒原理、质量守恒原理和牛顿运动定律,可推导出不稳定渗流控制微分方程∂∂x(kx∂h∂x)+∂∂y(ky∂hy)+∂∂z(kz∂h∂z)=ss∂h∂t(1)∂∂x(kx∂h∂x)+∂∂y(ky∂hy)+∂∂z(kz∂h∂z)=ss∂h∂t(1)式中:h—测压管水头(m);kx,ky,kz—分别为x方向、y方向、z方向的渗透系数;ss—单位贮存量,即在单位水头的变化下,单位截面积的单位高的含水柱体中所释放出来或进入的水量(m3)。当大坝填筑土均质且各向同性时,式(1)变为∂2h∂x2+∂2h∂y2+∂2h∂z2=ssk⋅∂h∂t(2)∂2h∂x2+∂2h∂y2+∂2h∂z2=ssk⋅∂h∂t(2)1.2坝体土渗透系数法严格求解不稳定渗流微分方程(1)或(2)均是困难的,故常采用近似的简化方法进行处理。据研究成果采用数值k/(μv)作为判别均质土坝浸润线是否滞后于库水位下降的判别指标。其中v为库水位下降的速度(m/d);k为坝体土料的渗透系数(m/d);μ为坝体土的给水度,其值取决于土体的性质、密实度以及库水位下降的速度等,一般由试验或据经验确定。当缺乏试验资料时,可按指数函数型经验公式:μ=1.137n(0.0001175)0.607(6+lgk)(3)式中:n—土体的孔隙率;k—渗透系数(cm/s)。或按苏联别申斯基给出如下简单经验公式:μ=0.1177√Κ(4)μ=0.117K−−√7(4)式中:K—渗透系数(m/d)。(3)、(4)式对于砂砾土计算结果很接近,用于粘性土,(4)式较(3)式约大一个数量级。对于一般均质土坝或心墙坝可按如下的规定,分析库水位降落流态是属骤降、缓降,介于骤降与缓降之间的降落,从而确定大坝渗流工况及其相应计算方法。(1)．坝坡稳定分析此时库水位下降过程中坝体浸润线基本保持不变,一直到库水位降到最低的位置以后,浸润线仍保持有总水头的90%左右。为偏安全,可以按照库水位开始下降前稳定渗流的浸润线位置进行上游坝坡稳定分析。此时浸润线的计算与稳定渗流浸润线的计算相同,即该工况下不存在不稳定渗流计算问题。(2)上游坝坡水位下降这种情况下,浸润线随库水位下降而稍有滞后,几乎同步下降,一般仅残留有10%以下的水头,库水位的降落已不致影响坝坡的稳定,可不进行上游坝坡的水位降落稳定计算。此时,浸润线的计算亦与稳定渗流浸润线计算相同,在该工况下也不存在不稳定渗流计算问题。(3)坝坡稳定性分析此时,浸润线的下降介于上述的两种工况之间,对上游坝坡的稳定分析,应按照实际下降不稳定渗流过程来计算浸润线在各时段位置,从而分别验算各时段的上游坝坡稳定性,即只有该渗流工况属不稳定渗流计算问题。2浸流量计算及坝体等主要工程地区认定下面给出均质土坝在库水位介于骤降与缓降即不稳定渗流工况时浸润线的近似算法。以库水位最大降距H终了时的库水位为基面,设库水位从初始位置达最大降距H终了时所需时间为T,则降落过程中任一时刻t的浸润线最高点相应水头h0(t)的经验计算式为(图1):h0(t)Η=1-0.31(tΤ)(kμv)0.25(5)h0(t)H=1−0.31(tT)(kμv)0.25(5)求得浸润线下降过程中最高点位置的h0(t)后,则可应用巴甫洛夫斯基的分段求和法计算出逸点E的高度he(t),即确定浸润线出逸点的位置。从最高点M到出逸点E间坝体段的渗流量为:q(t)k=[Η0+h0(t)]2-he2(t)2[L-m1he(t)](6)q(t)k=[H0+h0(t)]2−he2(t)2[L−m1he(t)](6)由出逸点E到透水坝坡脚C的坡面渗流量为:q(t)k=he(t)-Η0m1[L+lnhe(t)he(t)-Η0](7)q(t)k=he(t)−H0m1[L+lnhe(t)he(t)−H0](7)式中:H0—计算库水位缓降时浸润线的上游水深(m);he(t)—表示t时刻上游坝坡出逸点高度(m);m1—上游坝坡坡率;L—浸润线最高点到上游坝坡脚的水平距离(m)。由式(6)、(7)相等,可求得he(t),然后算出q(t)kq(t)k,再应用式(6)可导出离开最高点的水平距离x处的浸润线高度h(x,t)计算式,即浸润线方程:h(x,t)=√[Η0+h0(t)]2-2x[q(t)k](8)h(x,t)=[H0+h0(t)]2−2x[q(t)k]−−−−−−−−−−−−−−−−−−√(8)工程实例1:七一水库库容1.8亿m3,位于江西省玉山县信江支流金沙溪中游。大坝原设计为粘土心墙坝,竣工后实际渗透系数上游坝壳为1.8×10-5cm/s,心墙体为2.42×10-5cm/s,下游坝壳为6.88×10-5cm/s,实属均质坝。最大坝高50m,坝顶长400m,坝基为页岩与石英砂岩互层,其上有厚3～8m的砂砾石层。坝的上游设筑有截水槽和粘土铺盖防渗。土坝断面如图2所示。为了扩大水库效益,于1970年10月始在大坝右岸开挖发电兼放空隧洞,隧洞直径3.5m,长471.4m。同时,拟利用一个枯水季节对坝的上游坝体培厚加固,为此需放空水库。于是在1972年11月8日对位处库水下的新开掘隧洞进口段实施岩塞爆破。由于进口处事先未安装动水关闭的闸门,对库水位降速失去控制。库水位由1972年11月8日爆破开始时的80.03m至左坝段上游坝坡发生大滑坡的11月19日夜,已降至69.07m,平均降速约为0.96m/d,降幅达10.96m。七一水库上游坝坡滑坡,主要原因是库水位降速太快,上游坝壳渗透系数小,以至瞬时不稳定渗流浸润线太高所至。失事后计入渗透水压力复核,上游坡抗滑稳定安全系数只有0.98。经计算,其不稳定渗流浸润线方程为:h(x)=√734.41-6x(9)h(x)=734.41−6x−−−−−−−−−−√(9)3正确求解“领导结构+nh+k+h.0”的渗流量表心墙土坝不稳定渗流时浸润线顶点的计算与均质土坝的计算基本相似。其主要区别在于心墙体渗透系数较上游坝壳体土料渗透系数小,因而心墙土坝的浸润线可按渗流连续性条件采用分段求和法计算。如图3所示心墙土坝横断面图,首先,据式(5)确定浸润线最高点水头h0。由心墙体浸润线最高点M到心墙体逸出点N间坝体段渗流量与逸出点N到心墙体上游坡脚F间的坡面渗流量相等,即有:(Η0+h0)2-he22(L-m1he)=he-he*m1(1+lnhehe-he*)(10)(H0+h0)2−he22(L−m1he)=he−he∗m1(1+lnhehe−he∗)(10)又注意到浸润线逸出点E至大坝坡脚C的上游坝坡渗流量等于坝体浸润线¯ΜΝEMNE¯¯¯¯¯¯¯¯¯的渗流量,即有:k*(Η0+h*0)22(L*-m*1h*e)+k*(Η0+h0)2-he22(L-m1he)=k*(h*e-Η0)m*1(1+lnhe*he*-Η0(11)式中符号意义见图3。联立求解式(9)、(10)。利用迭代法可求算出he、he*,最后据式(8)可分别求出心墙体与坝壳体浸润线方程。工程实例2:社上水库位于江西省安福县境内泸水河上游,总库容1.707亿m3。一号坝为斜心墙土坝,二号坝为砼砌块石重力坝。2001年6月,为满足枢纽除险加固贯通放空洞及填筑二号坝上游围堰,需放空水库。于是连续放水发电,当库水位从2001年6月27日的171.73m持续下降到10月17日的149.52m时,大坝坝顶出现了一条大致平行于坝轴线方向的纵向张开裂缝,裂缝长106.15m,最大缝宽3cm(图4),平均降速0.198m/d。最大平均降速时段为2001年7月20日库水位170.21m降至10月17日库水位149.52m(T=89d),相应平均降速为0.232m/d。据质检资料,上游坝壳的孔隙比为0.762,渗透系数为3.97×10-4cm/s,斜心墙体的孔隙比为0.763,渗透系数为2.10×10-5cm/s。经计算,一号坝斜心墙体浸润线方程为:h(x)=√448.59-5.21x(12)上游坝壳体浸润线方程为h*(x*)=√286.29-1.08x*(13)社上水库一号坝坝顶裂缝成因是由于坝体填筑质量较差,库水位降速较快诱发上游坝坡失稳所致。经坝坡稳定分析计算,