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考虑渗流影响的某抽水蓄能电站单薄库岸边坡稳定性研究

2024-09-12 3 上传者：管理员

摘要：针对某抽水蓄能电站上水库单薄库岸边坡稳定问题，结合工程资料及坝址区地质情况，对左岸单薄库岸边坡的稳定性采用有限单元法和刚体极限平衡法进行计算分析，研究了布置防渗帷幕前后渗流场的变化和对边坡稳定性的影响。结果表明：水库在蓄水运行的情况下，布置防渗帷幕后，库岸边坡的安全稳定系数均有一定程度提升，刚体极限平衡法提升了0.031,有限单元法提升了0.033,故在单薄库岸边坡上游侧进行帷幕灌浆是十分必要的。

关键词：
单薄库岸边坡
强度折减法
抽水蓄能电站
渗流—应力耦合
渗透稳定性
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随着“碳达峰、碳中和”目标的提出，中国可再生能源发展步入规模化、市场化的新阶段，新型电力系统的构建迫在眉睫。抽水蓄能电站作为消纳清洁能源、保障电网安全稳定运行的有效手段，逐渐成为电力系统的重要组成部分[1]。

随着抽水蓄能电站上水库蓄水运行后，破坏了库岸边坡原有的自然平衡条件，引起边坡形状及稳定性的变化，导致库岸边坡失稳等问题出现。而库岸边坡失稳的原因是多方面的，首先是库岸自身的岩土性质及地质构造条件，这是库岸失稳的内在因素；其次是地下水诱发库岸边坡失稳的外在因素。通常自然边坡在长期地质作用下，绝大多数已经趋于稳定，但在水库蓄水运行后导致地下水抬升，库岸边坡的物理力学性质出现恶化，表现为岩土体的抗剪强度降低，原处于或接近极限平衡状态的库岸边坡往往发生失稳破坏。

针对上述问题，诸多学者开展了研究。殷杏元[2]基于刚体极限平衡法和PLAXIS3D有限元软件，以某库岸边坡工程为研究对象进行稳定性计算，结果表明：边坡在天然工况下处于稳定状态，暴雨工况下土体含水率增大，导致边坡变形增大近一倍。黎其才等[3]结合具体工程实例，分别运用了模糊评判和数值模拟分析两种方法对其库岸边坡的稳定性进行了分析评价，结果表明：水库蓄水后考虑了静水压力、动水压力等荷载，库岸边坡存在稳定性问题，需要重点治理。潘燕芳等[4]结合某电站库岸边坡，对开挖过程中的应力—变形特征及稳定性进行计算分析，结果表明，加固后的边坡处于整体稳定状态。

结合上述研究可以看出，水库蓄水后岩体内浸润线抬高，会对库岸边坡产生不可忽略的影响。本文结合某抽水蓄能电站单薄库岸边坡渗控措施研究，采用渗流—应力耦合数值模拟方法和强度折减法对其稳定性进行计算分析，可为类似工程的设计研究提供借鉴。

1、工程概况

某抽水蓄能电站上水库正常蓄水位1 469.00 m, 设计洪水位1 470.00 m, 校核洪水位1 470.26 m, 死水位1 443.00 m。库周地形封闭条件较差，左岸分布有单薄分水岭，左岸山顶高程1 467.00～1 480.00 m, 正常蓄水位1 469.00 m时，分水岭最小厚度仅20 m左右，局部段地面高程低于正常蓄水位(见图1)。

图1某抽水蓄能电站上水库枢纽布置

2、计算原理及方法

2.1 渗流—应力耦合原理

岩土体上下游水位差产生的孔压，改变土体内的应力场分布，使土体产生形变，改变了土体孔隙比、饱和度和渗透系数等特性，造成渗流场变化，二者相互作用，相互影响。

2.1.1 平衡方程

取一个土体的微小单元，若受到的体积力仅是重力，则土体微单元的平衡方程如下：

式中：γsat是饱和土体的重度，kN/m3;σx,σy,σz分别为x,y,z方向上的主应力，kPa。

引入有效应力理论，总应力为孔隙水压力和有效应力之和，即：

{σ}={σ′}+{M}u。 (2)

式中：σ′为有效应力，kPa;u为孔隙水压力，{M}=[1 1 1 0 0 0]T。

式(1)可表示为：

式中：u为对x, y,z三个方向的偏导数即x, y,z方向的渗透力。

平衡方程的矩阵表示形式如下：

式中：{f}为体积力向量。

2.1.2 本构方程

在土体中，应力-应变关系的物理方程表示如下：

{σ′}=[D]{ε}。 (6)

式中：[D]是材料的本构方程矩阵，因为土体材料为弹塑性材料，故[D]为弹塑性矩阵。

2.1.3 几何方程

Biot固结理论中在假定小变形的条件下，几何方程为：

{ε}=-[∂]{w}。 (7)

式中：{w}为位移分量向量。

将式(7)展开为：

2.1.4 连续性方程

对于饱和土体，单位时间土体单位体积中流量等于单位体积土体的压缩量，即：

式中：εv为土体的体积应变；qx,qy,qz分别表示在x,y,z方向上的单位流量。

流量和孔隙水压力关系可表示如下：

式中：kx,ky,kz分别为在x, y,z三个方向上的渗透系数。在实际计算中，通常认为kx=ky=kz,则连续性方程可以表示为：

式中：∇2为拉普拉斯算子。

2.1.5 渗流场和应力场耦合的微分方程

根据平衡方程、有效应力方程、应力-应变方程、几何方程和连续性方程，则可以得到渗流场和应力场的耦合微分方程。

2.2 强度折减法

有限元强度折减法的概念最早是由Zienkiewicz等[5]提出的，目前已被广泛应用于边坡稳定性分析，通过不断降低边坡土体抗剪强度参数c′、φ′,当计算不收敛或位移发生突变时对应的折减系数即为边坡最小安全系数，折减后的土体抗剪强度参数为：

式中：c′、φ′分别为土体提供的强度指标值；ce、φe分别为折减后的强度指标值；Fr为折减系数。

2.3 刚体极限平衡法

刚体极限平衡法以Mohr-Coulomb强度准则为准绳，将岩土体假设成刚性体来研究，不考虑其本身的变形，但会传递力，运用静力以及力矩平衡原理进行研究，以得出滑动面的反力，从而进行计算对应的安全系数。这类方法必须通过许多可能的滑动面的试算求出最小安全系数，使其结果尽量接近真实解。极限平衡分析法是工程实践中应用最早，也是目前使用最普遍的一种定量分析方法。以简化Bishop法为例，计算抗滑稳定安全系数公式如下：

在考虑渗流影响的边坡稳定分析中，相较于有限单元法，刚体极限平衡法仅能考虑水荷载的静力作用，无法考虑岩土体内部渗透力的效果。

3、模型构建

3.1 有限元模型

模型范围包括水库全部建筑物及其影响区域，模型上下游边界分别截取至上游坡脚前700 m、下游坡脚后200 m; 左右岸边界分别截取至左坝肩以左200 m、右坝肩以右100 m; 坝顶高程按实际地形考虑，底高程截至400 m, 至微新及新鲜岩体。有限元模型采用ABAQUS自带的C3D4P单元进行离散，生成有限单元法计算信息。根据工程地质和水文地质资料，将库区岩体按不同岩性分为弱风化层、强风化层和微新岩体。同时考虑计算区域内的实际地形的变化以及分水岭的分布，共剖分网格节点524 227个，单元3 071 645个。上水库三维有限元模型如图2所示，坝体及防渗结构三维有限元模型如图3所示。

图2某抽水蓄能电站上水库三维有限元模型

图3坝体及防渗结构三维有限元模型

3.2 边界条件

有限单元法计算模型中的边界类型包括已知水头边界、出渗边界、不透水边界、水荷载边界和固定约束边界5种。已知水头边界和水荷载边界包括上游水库内正常蓄水位以下的表面节点；出渗边界为下游高于地下水位且与大气接触的表面节点；不透水边界和固定约束边界包括模型四周边界以及模型底部截取边界上的节点。

3.3 计算参数

结合室内试验成果和相关类似工程经验，确定的工程区各材料物理力学参数如表1所列。

表1地基岩层及坝体各料区物理力学参数

4、单薄库岸边坡稳定性分析

该抽水蓄能电站上水库地形封闭条件较差，左岸分布有单薄分水岭，左岸山顶高程为1 467.00～1 480.00 m, 正常蓄水位1 469.00 m时，分水岭最小厚度仅20 m左右，局部段地面高程低于正常蓄水位，且岩体材料泥质粉砂岩具有遇水崩解的可能。为此，针对上水库左岸单薄库岸边坡进行稳定性分析，并采用刚体极限平衡法对单薄库岸边坡典型剖面进行对比计算分析，为渗控措施的布置提供依据。

4.1 有限单元法边坡稳定性分析

4.1.1 渗控措施下渗流场变化

上水库左岸单薄山脊处采用帷幕灌浆防渗方案，故选取左岸单薄山脊最危险段，对其未布置防渗帷幕工况(正常蓄水位)和布置防渗帷幕工况(正常蓄水位)进行渗透稳定分析，各工况下的总水头分布、孔隙水压力分布和饱和度分布如图4～5所示。

图4未布置防渗帷幕工况渗流场分布

图5布置防渗帷幕工况渗流场分布

从图4～5中可以看出，在未布置帷幕的天然工况下，水库达到正常蓄水位1 469.00 m时，地下水随之抬升，导致浸润线以下的岩土体抗剪强度降低，增加失稳风险；在防渗帷幕深入1Lu线以下，可以看出帷幕前的地下水位稍有抬升，防渗帷幕总共削减了约22 m水头，有效降低了防渗帷幕下游浸润线高度，降低了库岸边坡失稳的风险。

4.1.2 单薄库岸边坡稳定性分析

针对左岸单薄山脊最危险段，对其自重工况(无水)、未布置防渗帷幕工况(正常蓄水位)和布置防渗帷幕工况(正常蓄水位)进行边坡稳定性分析，判断在不同工况下，上水库库岸边坡的稳定情况。各工况下的塑性区分布和塑性区最大时竖向位移分布如图6～8所示。

图6自重工况塑性区分布

图7未布置防渗帷幕工况塑性区分布

图8布置防渗帷幕工况塑性区分布

从图6～8中可以看出，在自重工况下，塑性区域最小，且没有贯穿，整体稳定性较好；在未布置防渗帷幕工况下，塑性区完全贯穿且分布区域最大；在布置防渗帷幕工况下，塑性区相较于未布置防渗帷幕工况有所减小。

选取库岸边坡的坡顶作为特征点，以特征点的位移突变作为边坡失稳的判据。边坡失稳导致滑动破坏不仅有水平位移变化，而且也伴随较大垂直位移变化，为真实模拟边坡失稳产生的滑动破坏，综合考虑强度折减系数随总位移的变化，采用位移发生突变时的折减系数作为边坡稳定安全系数。不同工况下库岸边坡折减系数与总位移变化关系如图9所示。

图9不同工况库岸边坡折减系数与总位移变化关

从图9中可以看出，在自重工况下，位移在折减系数1.148处发生突变，对应总位移为0.1 534 m; 在未布置防渗帷幕工况下，位移在折减系数1.007处发生突变，对应总位移为0.1 598 m; 在布置防渗帷幕工况下，位移在折减系数为1.040处发生突变，对应总位移为0.1 576 m。可见在水库没有蓄水的情况下，库岸边坡的稳定安全系数为1.148,当水库蓄水至正常蓄水位1 469.00 m时，库岸边坡的稳定安全系数降低到了1.007,当在上游进行帷幕灌浆至1 Lu线以下，库岸边坡的稳定安全系数提升到了1.040,对应总位移也有所降低。分析其主要原因为：在单薄山脊上游侧进行帷幕灌浆的防渗措施降低了下游地下水位，使其主要分布在微新岩层内，减弱了强弱风化层中渗透力的分布，对于单薄库岸边坡的稳定性具有较为明显的提升。

4.2 刚体极限平衡法边坡稳定性分析

依据规范要求，采用刚体极限平衡法对单薄库岸边坡典型剖面进行对比计算分析，为渗控措施的布置提供依据。不同工况下刚体极限平衡法计算结果如图10～12所示。

根据NB/T 10512—2021《水电工程边坡设计规范》规定，该水库库岸边坡采用刚体极限平衡法计算时，持久工况的最小安全系数为1.25。从图10～12中可以看出，在自重工况下，临界滑面的安全稳定系数为1.307;在未布置防渗帷幕工况下，临界滑面的安全稳定系数为1.274;在布置防渗帷幕工况下，临界滑面的安全稳定系数为1.305。可见采用刚体极限平衡法进行库岸边坡稳定计算时，最危险工况安全稳定系数为1.274,仍满足规范要求。

图10自重工况

图11未布置防渗帷幕工况

图12布置防渗帷幕工况

综上可以看出，刚体极限平衡法获取的边坡安全稳定系数相较于有限单元法略大，主要原因为刚体极限平衡法只考虑了水的压力荷载，没有考虑渗透力的作用以及岩基中地应力场的影响。两种方法在布置防渗帷幕后，库岸边坡的安全稳定系数均有一定程度的提升，刚体极限平衡法提升了0.031,有限单元法提升了0.033,故在上游进行帷幕灌浆是十分有必要的。

5、结论

本文针对某抽水蓄能电站上水库左岸单薄库岸边坡稳定性问题，结合工程资料及坝址区地质情况，对左岸单薄库岸边坡的稳定性采用有限单元法和刚体极限平衡法进行计算分析，研究了布置防渗帷幕前后渗流场的变化和对边坡稳定性的影响。主要结论如下：

(1)刚体极限平衡法获取的边坡安全稳定系数相较于有限单元法略大，主要原因为刚体极限平衡法只考虑了水压力荷载，没有考虑岩土体中渗透力的作用以及岩基中地应力场的影响。

(2)两种方法均表明，水库在蓄水运行的情况下，布置防渗帷幕降低了下游地下水位，使其主要分布在微新岩层内，减弱了渗透力对强弱风化层的影响，库岸边坡的安全稳定系数均有一定程度提升，刚体极限平衡法提升了0.031,有限单元法提升了0.033,故在上游进行帷幕灌浆是十分必要的。

(3)在未布置防渗帷幕工况下，刚体极限平衡法和有限单元法的稳定安全系数分别为1.274和1.007,安全裕度不足。水库蓄水前除必要防渗措施外，还需要在单薄分水岭背水侧设置压重体，利用开挖弃渣料进行填筑，以提高库岸边坡的安全稳定性。

参考文献:

[1]周兴波,周建平,杜效鹄.新时期抽水蓄能电站高质量发展的思考[J].水电与抽水蓄能,2023,9(6):20-24,36.

[2]殷杏元.库区边坡稳定性及滑坡分析[J].水科学与工程技术,2021(4):74-78.

[3]黎其才,李思辰.库岸边坡的稳定性分析评价[J].中国水运(下半月刊),2011,11(2):162-163.

[4]潘燕芳,刘翔,黎满林.大岗山水电站缆机平台左岸边坡稳定分析与评价[J].水电站设计,2011,27(2):35-39.

文章来源:张国琛,姜媛媛,万恩波,等.考虑渗流影响的某抽水蓄能电站单薄库岸边坡稳定性研究[J].水电站设计,2024,40(03):47-52.