478土质边坡穗定分析一原理·方法·程序 表13.14三峡坝体单独抗滑稳定安全系数F 1-1下游坡外水位420m QABCDE 175m 1-2下游排水失效 2791g31u H=62m 下游无坡外水位 2.793 1下游坡外水位420m 2.703 175m 2-2下游排水失效 QABCGHI H=62m2-3下游无坡外水位 下游均为校核水位 1.767 J段k=35.9% 3427g33-1 1下游坡外水 位420 k=68.75% 223 k=80% 1.811g3 k=100% g336 175m 下游排水失k=359% 3324g331lu 3-2 效 k=68.75% 2.147 g33-4u k=100% 1.028g33-6u k=35.9% 3235g3-m .921g332m 3-3下游坡外无k=5 g33-3m g33-4m k=80% 1.708 k=100% g33-6m 上下游均为校核水位k=6875% KABCGHI H=175,H=62,排水有效,坡 1外无水 注k为连通率。 (3)核算滑面 KABCGH情况4,安全系数为2.779。从计算成果中发现,由于滑面KA 过渡到AB出现巨大转折,导致所获得的土条间作用力出现大范围拉力区,应视为不能接受 的解。 以上分析表明,在大坝单独挡水时,3坝段的抗滑稳定安全系数尚嫌不足。 13.4.5坝体和厂房联合抗滑稳定分析 厂坝联合抗剪计算成果汇总于表13.15 本工况相应上游设计水位175m,下游62m。厂坝联合抗滑时校核了两种可能的情况, 即沿厂房与基础接触面和沿深层滑动并在下游某点逸出的工况。对沿深层滑动工况,如按本 次核算设定的k=50%确定厂基下岩体的抗剪强度,则程序的自动搜索功能最终还是收敛到 了沿厂房与基岩接触面的这一条滑面上,故认定厂坝联合作用控制的滑面仍是厂房和基岩的 接触面。 分析计算成果得知,对指定滑面 QABCGH沿厂房与基础接触面滑动的使用接触面强 度指标安全系数为4284(工况5-1),采用50%连通率的岩体指标相应安全系数4018(工 况5-2),均大于要求的安全系数,而深层滑动的安全系数为4737(工况5-3),更不是控制 工况
478 土质边坡稳定分析 原理 ⋅ 方法 ⋅ 程序 表 13. 14 三峡坝体单独抗滑稳定安全系数 F 滑 面 工况 F 文件 1−1 下游坡外水位42.0m 2.879 g31 QABCDE 1−2 下游排水失效 2.791 g31-u H上 = 175m H下 =62m 1−3 下游无坡外水位 2.793 g31-m 2−1 下游坡外水位42.0m 2.703 g32 2−2 下游排水失效 2.620 g32-u H上 = 175m H下 =62m 2−3 下游无坡外水位 2.539 g32-m QABCGHI 2−4 上 下游均为校核水位 1.767 g32-x JI段k=35.9% 3.427 g33-1 k=45% 3.091 g33-2 k=58% 2.615 g33-3 k=68.75% 2.223 g33-4 k=80% 1.811 g33-5 3−1 下游坡外水 位42.0m k=100% 1.080 g33-6 k=35.9% 3.324 g33-1u 3−2 k=68.75% 2.147 g33-4u 下游排水失 效 k=100% 1.028 g33-6u k=35.9% 3.235 g33-1m k=45% 2.921 g33-2m k=58% 2.470 g33-3m k=68.75% 2.098 g33-4m k=80% 1.708 g33-5m H上 = 175m H下 =62m 3−3 下游坡外无 水 k=100% 1.015 g33-6m JI 3−4 上下游均为校核水位 k=68.75% 2.238 g33-4x KABCGHI H上 =175 H下 =62 排水有效 坡 外无水 2.779 g34-m 注 k 为连通率 (3) 核算滑面 KABCGHI 情况 4 安全系数为 2.779 从计算成果中发现 由于滑面 KA 过渡到 AB 出现巨大转折 导致所获得的土条间作用力出现大范围拉力区 应视为不能接受 的解 以上分析表明 在大坝单独挡水时 3 坝段的抗滑稳定安全系数尚嫌不足 13. 4. 5 坝体和厂房联合抗滑稳定分析 厂坝联合抗剪计算成果汇总于表 13.15 本工况相应上游设计水位 175m 下游 62m 厂坝联合抗滑时校核了两种可能的情况 即沿厂房与基础接触面和沿深层滑动并在下游某点逸出的工况 对沿深层滑动工况 如按本 次核算设定的 k = 50 确定厂基下岩体的抗剪强度 则程序的自动搜索功能最终还是收敛到 了沿厂房与基岩接触面的这一条滑面上 故认定厂坝联合作用控制的滑面仍是厂房和基岩的 接触面 分析计算成果得知 对指定滑面 QABCGHI 沿厂房与基础接触面滑动的使用接触面强 度指标安全系数为 4.284 工况 5−1 采用 50 连通率的岩体指标相应安全系数 4.018 工 况 5−2 均大于要求的安全系数 而深层滑动的安全系数为 4.737 工况 5−3 更不是控制 工况
第13章工程業例479 107175 406080100120140(m) 140(m) (b) 3000 140(m 图13.6坝体单独抗滑沿 QABCGH滑面内力分布 (a)情况1-1计算简图:(b)底滑面上法向应力G和剪应力r分布;(c)条间力x和法向力E的分布 从整个受力体系分析来看,厂坝沿肛路线更易滑出。在复核这一情况时,采用了J的 连通率为35.9%(设计提供),6875%(中国水利水电科学研究院成果)和100%(极端情 况)进行分析,成果参见表13.5。可见,除k=100%情况下安全系数低于3,其它工况的 安全系数均大于3 对设计指定的滑裂面TUY以及TVY(情况7-1和7-2),由于反翅段太陡,采用严格 满足力和力矩平衡要求的方法得不到收敛解,采用仅考虑力的平衡的方法(陆军工程师团 法),假定土条侧向力倾角为20°,分别得到安全系数4337和4224 同时,还校核了抽排失效情况(工况6-4和6-5),安全系数无实质性的减小。 图13.7示部分工况计算图形
第 13 章 工程案例 479 图 13. 6 坝体单独抗滑沿 QABCGHI 滑面内力分布 (a) 情况 1−1 计算简图 (b) 底滑面上法向应力σ 和剪应力τ 分布 (c) 条间力 X 和法向力 E 的分布 从整个受力体系分析来看 厂坝沿 JI 路线更易滑出 在复核这一情况时 采用了 JI 的 连通率为 35.9 设计提供 68.75 中国水利水电科学研究院成果 和 100 极端情 况 进行分析 成果参见表 13.15 可见 除 k = 100 情况下安全系数低于 3 其它工况的 安全系数均大于 3 对设计指定的滑裂面 TUY 以及 TVY 情况 7−1 和 7−2 由于反翅段太陡 采用严格 满足力和力矩平衡要求的方法得不到收敛解 采用仅考虑力的平衡的方法 陆军工程师团 法 假定土条侧向力倾角为 20° 分别得到安全系数 4.337 和 4.224 同时 还校核了抽排失效情况 工况 6−4 和 6−5 安全系数无实质性的减小 图 13.7 示部分工况计算图形
480土质边坡穗定分析一原理·方法·程序 表13.15坝体与厂房联合抗滑稳定安全系数F 滑面工况 滑出位置 采用的参数 厂房与厂基接 触面,工况5-1 同表1 4284g32Lc QABCG H下=62m 人厂房基础下滑厂基、下游地基及 出,工况5-2 4.018 g32L1 上、下游 H的延长段 排水有效 从厂房下游基础取k=50% 滑出,工况5-3 C=lIMPa, 4.737g32Ln2 f=1. 5MPa 沿厂房与厂基接J段k=35.9% 4650g3L 触面滑出,工况k=68.75% 3528g33Lc2 k=100% 512g33Lc3 从厂房基础下滑k=3596 4406g33L4 出,工况6-2 k=68.75% g33Lf5 k=100% 2.312 g53L1b 一下k=35.9% 5050g3Lf 滑出,工况6-3 3k=6875% 260g3Ln2 k=100% 2993g33L H上=175m 沿厂房与厂基接Ⅱ段k=359% 4652g33Lc4 H下=62m 触面滑出,工况 下游排水失效 k=68.75% 3.51 g33Lcs k=100% H1=1804m沿厂房与厂基接k=359% g33Lc7 压下=83.lm 触面滑出,工况k=6875 3615g33Lc8 上下游排水有效65 k=100% 2.529 g33L9 QABCG H:=175m 深层滑动* HTUY H=62m k=76.9% 只下游排水有效 工况7-1 4.337g33u QABCG H:=175m 深层滑动*, HTVY 只下游排水有效工况7-2 g33s 注1.标*号者为设计规定的计算工况,k为连通率 2.工况7-1和7-2无法获得 Morgenstern- Price法的收敛解,所列安全系数为仅满足力平衡条件的解 13.4.6讨论 由于三峡大坝的重要性,3坝段的抗滑稳定受到普遍的关注。其中一个焦点问题是按照 传统的极限平衡分析方法,其安全系数是否能满足重力坝规范对抗滑稳定的要求。如果大坝 单独抗滑安全系数不能满足要求,厂房与大坝连在一起,在厂坝联合作用的条件下其抗滑稳 定安全系数能否满足要求。 应该说,很早人们就注意到了应用土坡稳定分析中的通用条分法来进行重力坝抗滑稳定 计算的可行性。Hame(1978°中曾介绍过对位于美国宾夕法尼亚洲匹兹堡东北约80km o Hamel, V, Long, S and Farguson, H (1978), Mohony Dam foundation re-evluation, Rock Engineering for oundations and Slopes, ASCE Conference, Vol. 1, pp 217, 244
480 土质边坡稳定分析 原理 ⋅ 方法 ⋅ 程序 表 13. 15 坝体与厂房联合抗滑稳定安全系数 F 滑 面 工况 滑出位置 采用的参数 F 文件 沿厂房与厂基接 触面 工况5−1 同表1* 4.284 g32Lc 从厂房基础下滑 出 工况5−2 QABCG 4.018 g32L1 HI H上 =175m H下 =62m 上 下游 排水有效 从厂房下游基础 滑出 工况5−3 厂基 下游地基及 HI的延长段 取k=50% c=1.1MPa f′=1.5MPa 4.737 g32Lf2 JI段k=35.9% 4.650 g33Lc1 k=68.75% 3.528 g33Lc2 沿厂房与厂基接 触面滑出 工况 6−1 k=100% 2.512 g33Lc3 k=35.9% 4.406 g33Lf4 k=68.75% 3.268 g33Lf5 从厂房基础下滑 出 工况6−2 k=100% 2.312 g33Lf6 k=35.9% 5.050 g33Lf1 k=68.75% 4.260 g33Lf2 从厂房下游基础 滑出 工况6−3 k=100% 2.993 g33Lf3 JI段k=35.9% 4.652 g33Lc4 k=68.75% 3.517 g33Lc5 H上 =175m H下 =62m 下游排水失效 沿厂房与厂基接 触面滑出 工况 6−4 k=100% 2.498 g33Lc6 k=35.9%* 4.815 g33Lc7 k=68.75% 3.615 g33Lc8 JI H上 =180.4m H下 =83.1m 上下游排水有效 沿厂房与厂基接 触面滑出 工况 6−5 k=100% 2.529 g33Lc9 QABCG HTUY H上 =175m H下 =62m 只下游排水有效 深层滑动* 工况7−1 k=76.9% 4.337 g33u QABCG HTVY H上 =175m H下 =62m 只下游排水有效 深层滑动* 工况7−2 k=75.3% 4.224 g33s 注 1. 标*号者为设计规定的计算工况 k 为连通率 2. 工况 7−1 和 7−2 无法获得 Morgenstern−Price 法的收敛解 所列安全系数为仅满足力平衡条件的解 13. 4. 6 讨论 由于三峡大坝的重要性 3 坝段的抗滑稳定受到普遍的关注 其中一个焦点问题是按照 传统的极限平衡分析方法 其安全系数是否能满足重力坝规范对抗滑稳定的要求 如果大坝 单独抗滑安全系数不能满足要求 厂房与大坝连在一起 在厂坝联合作用的条件下其抗滑稳 定安全系数能否满足要求 应该说 很早人们就注意到了应用土坡稳定分析中的通用条分法来进行重力坝抗滑稳定 计算的可行性 Hamel(1978)Ο 中曾介绍过对位于美国宾夕法尼亚洲匹兹堡东北约 80km Ο Hamel, V., Long, S. and Farguson, H. (1978), Mohony Dam foundation re-evluation, Rock Engineering for Foundations and Slopes, ASCE Conference, Vol. 1,pp.217,244
第13章工程業例481 的 Mahoning重力坝进行稳定分析的实例。该坝建于1941年。坝高40m,坝顶长282m。坝 基为厚层砂岩,夹有页岩、粉砂岩和少量炭质夹层。岩层稍有折曲,层面缓倾向下游,倾角 约2°。大坝平面布置见图138 01938(m) 38(m) V62 了62 (d) 02550m V62 e) 2652(m) 026 52(m) 62 又62 图13.7三峡大坝3坝段主要工况计算成果 (a)g3l;(b)g32-u,(c)g33-4;d)g33-4m;(e)g32Ll;()g3Lc2;(g)g33Lf;(h)g33Ln2 匹兹堡地区设计部门认为 Mahoning重力坝原先采用的按传统方法所做的抗滑稳定分析 有一定的缺陷,因此,在1974~1975年期间采用 Morgenstern- Price方法对该坝重新进行抗 滑稳定性的评定。在进行稳定分析时,根据建坝时和当时补充勘探试验资料,选定基岩物理 力学性参数。计算分析中将坝体和坝基进行条分,按作用在条块上的力矩平衡和应力传递原 理,对第10(溢流)、15和18(非溢流)坝段,相应上、下游不同水位情况进行计算,求 得坝底面及其下不同深度基岩的抗滑稳定安全系数。以第10坝段为例,图139给出坝基1/3
第 13 章 工程案例 481 的 Mohoning 重力坝进行稳定分析的实例 该坝建于 1941 年 坝高 40m 坝顶长 282m 坝 基为厚层砂岩 夹有页岩 粉砂岩和少量炭质夹层 岩层稍有折曲 层面缓倾向下游 倾角 约 2° 大坝平面布置见图 13.8 图 13. 7 三峡大坝 3 坝段主要工况计算成果 (a) g31; (b) g32-u; (c) g33-4; (d) g33-4m; (e) g32Lf1; (f) g33Lc2; (g) g33Lf5; (h) g33Lf2 匹兹堡地区设计部门认为 Mohoning 重力坝原先采用的按传统方法所做的抗滑稳定分析 有一定的缺陷 因此 在 1974∼1975 年期间采用 Morgenstern−Price 方法对该坝重新进行抗 滑稳定性的评定 在进行稳定分析时 根据建坝时和当时补充勘探试验资料 选定基岩物理 力学性参数 计算分析中将坝体和坝基进行条分 按作用在条块上的力矩平衡和应力传递原 理 对第 10 溢流 15 和 18 非溢流 坝段 相应上 下游不同水位情况进行计算 求 得坝底面及其下不同深度基岩的抗滑稳定安全系数 以第 10 坝段为例 图 13.9 给出坝基 1/3
482±土质边坡穗定分析—原理方法程序 部分排水情况的坝基抗滑稳定安全的系数。文献作者认为, Morgenstern- Price方法可为重力 坝和其他水工建筑物以岩、土边坡抗滑稳定分析提供有效的工具 TeLsat 1155 溢洪道护坦 比例尺 图13.8 Mooning大坝平面布置图 160 关溢洪道护坦混凝土c=0,∮=30° 关关粉砂岩和岩c=0,=2 I080 1fr=0.305m 71047 10005关关 2101401022680131216 图13.9第10坝段抗滑稳定安全系数图(按溢洪道设计洪水和坝基1/3排水) 参加三峡3坝段稳定复核工作的各单位,相应同样的基础数据,独立地采用“刚体极限 平衡法”进行分析,在一些控制工况得到了不同的安全系数,主要原因在于对条块间侧向力 的倾角的假定采用了不同的处理方法。笔者在本节提出的这套计算结果有别于其它成果的主 要点是使用了通用条分法,也就是在静力平衡基础上增加了一个力矩平衡的要求,因而不必
482 土质边坡稳定分析 原理 ⋅ 方法 ⋅ 程序 部分排水情况的坝基抗滑稳定安全的系数 文献作者认为 Morgenstern−Price 方法可为重力 坝和其他水工建筑物以岩 土边坡抗滑稳定分析提供有效的工具 图 13. 8 Mohoning 大坝平面布置图 图 13. 9 第 10 坝段抗滑稳定安全系数图 按溢洪道设计洪水和坝基 1/3 排水 参加三峡 3 坝段稳定复核工作的各单位 相应同样的基础数据 独立地采用 刚体极限 平衡法 进行分析 在一些控制工况得到了不同的安全系数 主要原因在于对条块间侧向力 的倾角的假定采用了不同的处理方法 笔者在本节提出的这套计算结果有别于其它成果的主 要点是使用了通用条分法 也就是在静力平衡基础上增加了一个力矩平衡的要求 因而不必