抗滑稳定计算范文
抗滑稳定计算范文（精选7篇）
抗滑稳定计算 第1篇
某水电站枢纽工程建筑物由挡水建筑物、溢流表孔、冲沙底孔、电站取水口等组成。挡水建筑物为碾压混凝土重力坝, 溢流坝段最大坝高80m。依据《水电枢纽工程等级划分及设计安全标准》 (DL5180-2003) 规定, 工程等别为Ⅲ等, 工程规模为中型;枢纽主要建筑物为3级, 大坝安全级别为II级。对于重力坝的深层抗滑稳定性, 目前在国内外一般均按平面刚体极限平衡计算, 其安全系数多按定值法取值, 并与相应采用的方法、参数相配套, 且根据工程实践经验, 不断做相应的调整[1,2]。
1 重力坝深层抗滑稳定计算的二维刚体法原理
令抗力为Q, 其与BD面法线的夹角为θ, BD面与水平面的夹角为90°, 令块体ABD和块体BCD同时处于极限平衡状态, 分别核算AB、BC面上的抗滑稳定安全系数K1、K2, 考虑块体ABD的稳定:
考虑块体BCD的稳定:
式中:∑P、∑W———作用于块体ABD上的总水平、总垂直力;
G1、G2———分别位岩体ABD、BCD重量的垂直作用;
f1′、f2′———分别为AB、BC滑动面的摩擦系数;
c1′、c2′———分别为AB、BC滑动面的凝聚力;
U1、U2、U3———分别为AB、BC、BD面上的扬压力;
α、β———分别为滑动面AB、BC与水平面的夹角;
A1、A2———分别为滑动面AB、BC的长度;
Q、θ———分别为BD面上的抗力与水平面的夹角。
然后令K1=K2, 解出抗力Q, 再将其回带, 即可求出整个滑移体的抗滑稳定安全系数, 通过迭代法求解。
2 计算结果分析
计算工况采用正常蓄水位的基本组合, 上游水位900.00m, 下游水位845.00m。计算荷载包括大坝及滑动面以上岩体自重、上下游水压力、扬压力, 排水幕处渗透压力折减系数α=0.25。参数取抗剪断和抗剪指标参数, 采用等安全系数法分别取9个典型危险组合滑面进行计算:
(1) 第一组取向下游倾斜的单滑面, 由坝踵滑入, 从冲坑底部滑出。
(2) 第二组取双滑面, 由坝踵滑入向下, 至下游护袒中间折向冲坑强风化和微风化的交界线。
(3) 第三组取双滑面, 由坝踵滑入向下, 至下游护袒首端折向冲坑强风化和微风化的交界线。
(4) 第四组取双滑面, 由坝踵滑入向下, 至下游护袒首端折向冲坑强风化层的顶端。
(5) 第五组取双滑面, 由坝踵滑入向下, 至下游护袒末端折向冲坑强风化和微风化的交界线。
(6) 第六组取双滑面, 由坝踵滑入垂直向下, 再折向冲坑强风化和微风化的交界线。
(7) 第七组取双滑面, 由坝踵滑入垂直向下, 再折向冲坑微风化和弱风化的交界线。
(8) 第八组取双滑面, 由坝踵滑入向下, 至下游坝体和护袒接逢处折向冲坑强风化和微风化的交界线。
(9) 第九组取双滑面, 由坝踵滑入垂直向下, 再折向冲坑强风化层顶端。
在正常蓄水位工况下, 所取9个典型滑面在抗剪断指标参数下计算, 安全系数均满足要求, 第四组滑面的安全系数最小, K=5.88;在抗剪指标参数下, 只有第四组安全系数K′=1.17>1.05, 其余的滑面组合安全系数均大于1.3。在抗剪指标参数下, 存在四组危险滑面, 即第1、4、8、9组滑面, 安全系数分别为1.67、1.17、1.61和1.71。第四组组合滑面的安全系数最小, 由于滑面通过下游的强风化层, 并且两个滑面的倾角都比较危险, 导致安全系数明显降低。
在校核洪水位工况下, 所取9个典型滑面在抗剪断指标参数下计算, 安全系数均满足要求, 第四组滑面的安全系数最小, K=5.56;在抗剪指标参数下, 存在四组危险滑面, 即第1、4、8、9组滑面, 安全系数分别为1.46、1.42、1.38和1.47。
3 结语
采用刚体法对表孔溢流坝段的坝基深层抗滑稳定安全系数进行了计算, 结果表明坝基深层抗滑稳定具有足够的安全度。正常蓄水位和校核洪水位工况, 所选取的9个滑面组合的抗剪断安全系数都大于规范要求值3.0, 其中滑面5的安全系数最大, 为9.51, 第四组滑面的安全系数最小, 为5.56;抗剪安全系数都大于规范值1.05, 其中滑面6的安全系数最大, 为2.94, 第四组滑面的安全系数最小, 为1.17, 第四组滑面最危险。
参考文献
[1]林继镛.水工建筑物.4版[M].北京:中国水利水电出版社, 2009.
重力坝抗滑稳定预警研究 第2篇
关于抗滑稳定计算, 混凝土重力坝设计规范 (DL5108-1999) (下面统称规范) 以分项系数极限状态设计式取代了单一安全系数法, 没有明确的量化指标, 且对于坝基缓倾软弱结构面为多滑面时, 未明确规定多滑面计算方法。因此为了能够对坝基抗滑稳定实时预警分析, 该文在规范的基础上探讨定量的预警指标, 并针对实际工程, 推导出了分项系数多滑面计算公式。基于.NET Framework 4.0和C#, 将研究成果运用到抗滑稳定预警分析中, 研制了抗滑稳定监测预警分析系统。
1 抗滑稳定预警理论研究
重力坝抗滑稳定的预警分析机制主要是通过连接自动化数据采集系统实时调用上下游水位监测值和埋设在坝踵、坝址的应力计监测值计算建基面、坝址、坝踵、深层滑动面的安全度, 将安全度与预警指标比较, 超过预警指标及时预警。规范中关于建基面、坝址、坝踵、双斜深层滑动面的计算都作了明确规定, 不再赘述。但是规范中采用分项系数极限状态设计方法, 通过比较不等式来评价建筑物的安全度, 无明确量化指标[4], 这给实现预警分析带来诸多不便。而且对于坝基缓倾软弱结构面为多滑面时, 规范中并未明确规定多滑面的计算方法, 若将多滑面简化为双斜面计算将不能反映实际的深层滑移[5], 计算结果易出现偏离。因此, 下面就抗滑稳定预警指标和多滑面计算方法进行探讨。
1.1 抗滑稳定预警指标
对于表层失稳, 依据规范, 建基面和坝址按承载能力极限状态设计表达式进行稳定性分析计算, 坝踵要求垂直应力不出现拉应力, 规范规定的设计表达式:
式中:符号意义参考规范文献[6]。
对于深层失稳, 使用极限状态表达式 (1) 进行稳定性分析, 以分项系数极限状态表达式替代传统的单一安全系数设计法。双斜面的作用效应函数和结构抗力函数为:
结合上诉两种失稳模式的计算理论, 将作用效应和抗力效应对建基面、坝址及深层滑动面的影响量化, 令的比值为坝基抗滑稳定安全度, 为无量纲量, 即:
式中:为作用效应;为抗力效应。
考虑了作用效应和抗力效应的影响, 作用效应和抗力效应包含了所有有效荷载的作用, 因此将作为坝基抗滑稳定的安全度是合理的。由确定抗滑稳定预警指标为1.0, 若建基面和坝址不安全, 预警提示红灯;若建基面和坝址安全, 预警提示绿灯。
1.2 分项系数多滑面计算方法
现行多滑面抗滑稳定计算理论以美国军工师团颁发的《重力坝设计导则EM-110-2200》的计算理论为基础进行推导, 该计算公式复杂, 采用试算迭代法求解, 计算量大, 常出现计算结果不收敛的情况, 实际工程中使用较少。因此在规范双斜面计算式的基础上, 将作用力和抗力投影到滑动面上, 推导对多滑面计算公式, 并根据工程应用进行简化。
多滑面抗滑稳定受力示意图如图1所示, 根据错动带和岩层分布将滑裂面分为n块, 将上部坝体自重、水重和上下游水压力、泥沙压力转化为作用在滑裂体表面的竖向应力σ和水平切应力τ, 由参考文献[7]可知:
式中:X为距离坝踵的水平长度;σyu、σyd为坝趾、坝踵应力, kPa;B为坝基面宽度;∑P为作用于坝段上全部水平力的总和, kN;n、m分别为上、下游坝坡坡率;Pu、Pd分别为上、下游水平压力。
第i块滑移体滑裂面AB的作用效应函数:
抗力效应函数:
式中:i表示第i个滑块;Ai为滑块i至坝踵的水平作用面积;Ui为滑块i扬压力;wi为滑块i自重;Qi为滑块i与滑块i+1之间推力;αi为滑块i与滑块i+1 之间错动面倾角;βi为第i滑裂面倾角;fi、ci为第i滑面抗剪断摩擦系数和凝聚力。
上述公式的推导与传统刚体极限平衡法核算抗滑稳定的思路是一致的, 以等安全度的思想进一步推导, 即第i滑裂面上有:
实际工程中, 错动面倾角αi较难确定, 根据工程经验通常取αi=90°, 对该公式进行简化。令即:
移项:
累加消元可得:
由图1可知Q0=Qn=0, 令ε1=ε2==εn=ε得到改进后的多滑面抗滑稳定计算公式为:
式 (18) 即为分项系数多滑面计算式。坝基整体安全度为:
由于每一个滑块的Pi和qi都是独立的, 适用于编制程序计算, 然后采用二分法求解式 (18) 即可获得整体安全度K珡。该公式形式简洁, 计算方便, 且考虑了多滑面的作用, 能够反映实际的深层滑移情况。因此对于坝基深层滑动面为多滑面时, 采用式 (18) 计算整体安全度。
2 软件研制
基于.NET Framework 4.0和C#程序开发平台, 以规范中抗滑稳定计算理论和分项系数多滑面计算式为原理, 研制重力坝抗滑稳定预警分析软件。将预警阈值设置为1.0, 针对不同工程, 预警阈值可以根据实际情况进行适当调整, 例如下游护坦有压重, 可以将阈值设置的稍大一些, 坝基多滑面贯穿率较高, 可设置的稍小一些, 抗滑稳定预警分析系统的工作流程如图2所示。监测数据采集包括:上下游库水位、坝基扬压力测点监测值、坝踵、坝址应力。计算参数:建基面和深层滑动面抗剪参数f′、c′, 深层滑动面位置坐标, 建基面高程, 上下游坝坡坡率, 扬压力折剪系数 (帷幕排水管、辅助排水管) , 淤沙高程, 淤沙密度, 内摩擦角, 风速, 吹程, 下游护坦长、高。图3所示为某工程监测预警分析界面。
3 工程实例
某重力坝工程为一等大 (一) 型工程, 坝基地质条件复杂, 坝基玄武岩内缓倾结构面较发育, 计算采用正常工况, 上游水位1 330.00m, 下游水位1 203.70m。图4所示为地勘给出的该工程13号坝段的一组滑移通道。地勘确定 Ⅱ 类岩体f′=1.35、c′=1.875MPa, Ⅲ类岩体f′=1.175、c′=1.4MPa。表1所示为预警分析软件和某设计院计算不同滑移通道的安全度该设计院计算方法采用单一安全系数法计算, 安全系数需大于3.0, 预警分析软件采用分项系数多滑面计算法, 需大于1.0, 从表1可知, 两种计算方法结果一致。由于分项系数法采用可靠度理论确定基本变量的分项系数, 考虑了不同荷载、材料的统计特征, 利用了变量的标准差 (二阶矩) 信息, 较单一安全系数法利用变量的均值 (一阶矩) 信息更为先进[8]。
由于安全度只能反映当日的安全状况, 不能掌握坝基安全状况的变化趋势, 软件可以全程实时采集监测数据分析计算, 绘制安全度历时过程线, 直观反映安全状况的变化趋势。由软件绘制蓄水期库水位过程线, 从2012-02-09 高程1 252.93 m至2012-03-31高程1 318.04m (见图5) , 由库水位计算滑移通道一的安全度绘制的历时过程线如图6所示。由图6可知, 随着库水位的逐渐上升, 逐渐降低, 但始终未超过预警指标值1.0, 总体变化趋势逐渐趋于稳定, 证明该蓄水期坝基安全状况良好。但2012-02-09-2012-02-13安全度降低幅度较大, 应结合其他监测数据查找原因。
4结语
该文针对重力坝安全监测预警系统关于坝基抗滑稳定监测预警存在的不足, 在混凝土重力坝设计规范 (DL5108-1999) 的基础上进行探讨, 得出以下结论。
(1) 以分项系数极限状态设计表达式确定了抗滑稳定预警指标为1.0, 弥补了抗滑稳定预警机制在指标设置存在的缺陷。
(2) 以双滑面深层抗滑稳定计算式推导了分项系数多滑面计算式, 利用等安全度的思想对公式进行简化。工程实例验证, 采用推导的计算公式计算深层滑动面安全度与传统单一安全系数法计算结论一致。
(3) 将预警指标和分项系数多滑面计算式运用到预警分析中, 研制了重力坝抗滑稳定预警分析软件, 通过实时采集监测数据分析计算, 建立了预警反馈机制。工程实例表明, 该预警分析软件能够实时反馈坝基抗滑稳定安全度, 超过预警指标及时预警, 而且可以绘制安全度历时过程线, 直观掌握坝基安全度变化情况。
参考文献
[1]周泽, 周峰.重力坝深层抗滑稳定计算探讨[J].岩土力学, 2008, 29 (6) :1 719-1 722.
[2]涂晓霞.大坝安全风险分析及预警指标研究[D].南京:河海大学水利水电工程学院, 2006.
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[4]陈祖煜, 陈立宏.对重力坝设计规范中双斜面抗滑稳定分析公式的讨论意见[J].水力发电学报, 2002, (2) :101-102.
[5]彭文明.多滑动面深层抗滑稳定求解方法探讨[J].水电站设计, 2009, 25 (1) :1-3.
[6]DL5108-1999, 混凝土重力坝设计规范[S].
[7]林继镛.水工建筑物[M].4版.北京:中国水利水电出版社, 1986:55-58.
重力坝地基抗滑稳定性分析 第3篇
1.1 结构特征
重力坝基本形状呈三角形, 上游面铅直或稍倾向上游, 坝底与基岩固结, 建成挡水后, 依靠自重维持稳定, 故称重力坝。在平面上, 坝轴线 (坝顶上游边缘线) 一般为直线, 有时为避开不利的地形地质条件或枢纽布置等原因, 也可为折线或曲率不大的拱向上游的曲线[1]。沿坝轴线坝体用横缝分成若干独立坝段, 每一坝段为固结于地基上的悬臂梁。筑坝材料为混凝土或浆砌石, 抗冲能力强。因此, 重力坝可做成非溢流的, 也可做成溢流和坝身设有泄水孔的。
1.2 工作特点
(1) 由于筑坝材料强度高, 耐久性好, 抵御洪水漫顶、渗漏、冲刷、地震破坏的能力强, 因而失事率低, 工作安全性可靠。
(2) 对地质、地形条件适应性强。由于坝底压应力不高, 对地质条件要求较低, 一般建于基岩上, 当坝高不大时, 甚至可以修建于土基上;从地形上看, 任何形状的河谷都可建重力坝。
(3) 由于重力坝可做成溢流的, 也可在坝内设置泄水孔, 故一般不需要另设溢洪道或泄水隧洞, 枢纽布置紧凑。工程分2期施工, 可利用坝体导流, 不需另设隧洞。
(4) 结构作用明确。由于横缝将重力坝分成若干坝段, 各坝段独立工作, 结构作用明确, 空间结构可化简为平面问题分析, 应力分析和稳定计算都较简单。
(5) 施工方便。坝体为大体积混凝土, 可采用机械化施工, 放样、立模和混凝土浇捣都较简单。
(6) 由于坝体剖面尺寸往往由稳定和坝体拉应力强度施工条件控制而做得较大, 材料用量多, 坝内压应力较低, 材料强度不能充分发挥。且坝底面积大, 因而扬压力也较大, 对稳定不利。
(7) 因坝体的体积较大, 施工期间混凝土温度收缩应力较大, 为防止发生温度裂缝, 施工时需适当控制对混凝土的温度。
2 重力坝的抗滑稳定分析
2.1 沿坝基面的抗滑稳定分析
常用的抗滑稳定安全系数计算公式有2种, 即抗剪断强度公式和抗剪强度公式[2]。抗剪强度:认为坝体与坝基岩体间的结合面是一个接触面而非胶结面, 面上的抗滑力由摩擦力产生, 滑动面以上坝体的全部荷载对滑动面的切向分量是导致坝体失稳的滑动力。抗剪断强度:认为坝体混凝土与基岩之间是接触良好的胶结面, 仅当胶结面处材料发生剪切、断裂、屈服等形式破坏时, 才可形成滑动通道, 导致坝体滑动失稳。因此, 胶结面上的抗滑力由抗剪断摩擦力和凝聚力共同构成。早期重力坝3.0的允许安全系数是建立在节理岩体的抗剪断强度指标基础上的。这一指标中包含了极大的凝聚力, 滑面一定不是由100%连通的结构面构成的。如果将抗剪断 (剪摩) 公式应用到层面、软弱夹层、断层这一类连通率为100%的结构面上, 聚力较低的结构面, 仍然按3.0的允许安全系数要求, 就可能导致在复核深层抗滑稳定时遇到困难。
2.2 坝基内深层抗滑稳定分析
当坝基内存在可能导致沿基础岩体内部滑动的不利软弱结构面时, 就需研究大坝的深层抗滑稳定问题。根据软弱结构面空间展布性状不同, 重力坝深层滑动可分为多种类型, 其中2种最常见的类型为单斜剪切滑动破坏与双斜剪切滑动破坏[3]。
2.2.1 重力坝深层抗滑稳定的特点。
(1) 大坝滑动通道具有特定性和多元性。坝基内有软弱结构面时, 因其抗剪 (断) 强度比基岩低, 这就构成了大坝沿该软弱结构面滑动的特定通道。由于软弱结构面通常是多层或多条组合, 所以滑裂通道具有多元性。 (2) 坝体连同坝基部分岩体同时滑动。重力坝通常是沿建基面滑动, 即滑动发生在2种介质的分界面上, 滑动体是人工均质弹性体。有深层抗滑稳定问题的坝, 则是坝体连同坝基部分岩体同时沿坝基内软弱结构面滑动, 滑动体由混凝土和岩体2种材料组成。 (3) 对下游尾岩抗力体的依赖性。当坝基内有软弱结构面时, 在水平荷载作用下重力坝连同其下部的基岩不能维持自身的稳定, 即自身稳定安全系数小于1.0, 此时坝体只有依靠下游尾岩抗力体的支撑才能满足其对稳定性的要求。 (4) 深层抗滑稳定安全度判据的多元性。如前所述, 坝体滑动时将带动滑裂面以上的岩体同时滑动, 很多情况下这一滑动体只有依靠下游尾岩抗力体的支撑才能维持稳定。这种稳定平衡系统是由5部分构成:混凝土坝体;随坝体而动的基岩;软弱结构面;软弱结构面下部的基岩;下游尾岩抗力体。这就决定了重力坝深层抗滑稳定安全度不能用单一的安全系数来衡量, 而应该用安全系数及坝体、坝基、尾岩等的应力、位移等综合指标进行判定[4]。
2.2.2 深层抗滑稳定的计算方法。
目前, 国内研究深层抗滑稳定安全度的方法有刚体极限平衡法、非线性有限单元法和地质力学模型试验法[5]。前2种方法较为常用, 地质力学模型试验法一般用在特别重要的工程上。 (1) 刚体极限平衡法。刚体极限平衡法是根据确定的边界条件, 将滑动体与阻滑体视为刚体, 研究达到临界失稳状态时的平衡条件, 从而估算其安全度。除单斜滑动外, 双斜滑动等较复杂的情况一般都要做若干假定才能进行计算。由于假定不同, 刚体极限平衡法一般可分为剩余推力法、被动抗力法和等安全系数法3种。其共同点是求取第一滑裂面与第二滑裂面上的安全系数。前2种方法, 第一滑裂面与第二滑裂面上的安全系数不等, 第3种方法是通过试算, 得到2个滑裂面上相等的安全系数。第3种方法安全系数的概念比较清楚, 其应用比前2种方法广泛。实际上, 在许多情况下第一滑裂面与第二滑裂面的岩性差别很大, 其物理力学性质相对悬殊, 两滑裂面上的变形并不相容, 故实际安全度并不相等, 用“等安全系数”去表征, 并不能反映两滑裂面真实的安全储备。 (2) 非线性有限单元法。利用非线性有限单元法分析坝体及坝基的应力和变位, 以此判断大坝安全度。计算时通常将坝体及基岩离散为普通单元, 软弱夹层则必须用非线性单元处理。计算中施加实际荷载, 可得到坝体、坝基的应力和变位, 各点的局部安全系数。然后降低滑裂通道的材料强度或同时加大荷载, 直至大坝失稳, 得到此时大坝及地基的应力、变位及最终的安全系数。
2.2.3 使用刚体极限平衡法时安全度的判据。
(1) 安全系数的定义。对安全系数的定义及影响因素, 中国水科院的马力教授等在《重力坝深层抗滑稳定计算的几个问题》中作了深入的分析, 指出结构的安全系数可取为:K=KfKp或K=KfKpKa。式中, Kf为材料强度安全储备系数, 是安全系数中的主要组成部分;Kp为上游推力的超载系数;Ka为考虑扬压力的超载系数。为简化计算, 在深层抗滑假定计算时常假定K=Kf。我国工程实践中, 当用抗剪公式计算时, 安全系数取值是借用土石坝和水闸的数据:基本情况安全系数不小于1.3, 非常情况安全系数不大于1.1。当用抗剪断公式计算时:基本情况安全系数大于3.0, 非常情况安全系数大于2.5。 (2) 尾岩水平正应力。由于深层抗滑稳定的破坏类型有3种, 仅用安全系数这一个指标不能完全反映客观情况。为弥补上述不足, 用坝趾处垂直断面上作用于尾岩的水平正应力值衡量安全度是完全必要的。由于用抗剪断公式计算时, 安全系数为2.5~3.0以上, 而坝基软弱结构面的抗剪断强度指标相对较低, 特别是C′较小, 将摩擦系数降低60%~70%来计算剩余推力显得过于保守。因此, 建议应用抗剪公式计算水平正应力σx, 即将坝基软弱结构面摩擦系数f降低10%~23%, 求此时对应的剩余推力R, 再计算水平正应力σx。有条件时, σx的大小应通过抗力体试验确定, 但对于大多数工程, 目前只能通过工程类比和尾岩岩性与其结构等综合研究确定[6]。
2.2.4 使用非线性有限单元法计算时安全度的判据。
非线性有限单元法计算所得安全系数、坝体及坝基的应力、位移值, 是判断大坝稳定安全度的重要依据。由于各工程的复杂性和有限单元法计算程序的差异性, 目前尚无对坝体及坝基应力、位移值等评判的统一量化标准。以下一些部位或典型点上的值可做稳定安全度的辅助判据: (1) 坝基帷幕区及尾岩抗力体不应有拉力区, 应有一定的压应力, 目的是防止帷幕被拉坏或尾岩抗力体发生隆起破坏。 (2) 坝趾区的压应力不超过基岩 (含尾岩) 的设计允许值, 防止基岩及尾岩挤压破坏。 (3) 滑裂通道的屈服单元不能连续贯通。即滑裂通道的破裂比η=通道屈服单元投影长度/滑裂通道所有单元投影长度, 一般不超过60%。安全系数达到要求值, 以此控制滑裂面不因剪切而破坏。 (4) 上游帷幕处软弱结构面水平错位不大于1.0 mm。以此保证帷幕的有效性。 (5) 坝趾处水平位移值一般控制在5~7 mm以内, 最大应小于10 mm。
摘要：该文阐述了重力坝的结构特征和工作特点, 着重分析了坝体沿坝基面及坝基内深层软弱结构面或岸坡坝段等的抗滑稳定安全度, 对研究重力坝地基稳定性有十分重要的意义。
关键词：重力坝,地基,抗滑稳定分析
参考文献
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[5]吴媚玲, 姚耀武.重力坝的应力、稳定与可靠性[M].北京:中国科学技术出版社, 1990.
建筑边坡稳定性及抗滑桩加固探析 第4篇
天然存在的土质边坡一旦失稳，将引起不良后果，其后果通常是灾难性的。由于工程活动出现的填土新边坡，发生事故的几率更高，其祸害更大。崩塌、塌方、滑坡及泥石流等，都是因为边坡处理不当或边坡自然失稳而造成的严重地质灾害，经常摧毁村镇和大批农田，阻塞水道和陆路交通，历史上这样血的教训不胜枚举。
在工程设计中，边坡是否安全合理，必须通过边坡的稳定性分析来进行检验。目前分析边坡稳定性的方法较多，但大多数理论都是基于极限平衡原理，认为边坡之所以失稳，是由于坡体在自重应力的作用下，达到了极限平衡状态。当边坡达到极限平衡状态时，坡体内某一点的剪应力将与土体的抗剪强度相平衡，这一点称之为极限平衡点。当所有的极限平衡点，连通成一个面时，则形成一个连续的滑动面，边坡便出现稳定极限破坏。边坡出现稳定性破坏后，其滑动面可通过地质勘探手段来确定滑动面的形态。
进行边坡稳定性分析时，通常假定边坡的纵向尺寸远大于横向尺寸，所以可按平面问题来考虑坡体的受力条件。在进行具体分析时，对于已经出现稳定性破坏的边坡，可按勘探确定的滑动面，逐点进行抗剪强度验算。对于目前还属于稳定的边坡，为验算其安全度，或验算其在工程活动后的稳定状态，一般是先根据经验假定一个可能的滑动面进行验算。现行的边坡验算，常假定滑动面为平面、圆柱面、对数螺旋曲面及折面等多种形式。边坡的稳定性分析是一个比较复杂的问题，目前还没有一个万能的分析计算模式可用分析计算各种边坡的稳定性，因此只能在一定的理论指导下，对边坡的现状进行仔细的调查研究和认真的分析，结合已有的经验，确定计算模型，选择切合现场实际的理论，测试出切合实际的参数，从而进行分析计算。
对边坡的稳定性分析，精心测试有关分析计算参数是至关重要的。因为参数在分析计算中是一组比较敏感的数据，例如土的内摩擦角和粘聚力，这些参数略有变动，便会较大地影响边坡的安全度和可靠度的计算结果。如果参数选择不正确，再严密的理论也是枉然。边坡的计算参数必须进行现场原位测试，且必须直接在滑动面上进行，才不至于出现较大的误差。现场测试装置和试验方法的设计，必须符合所选用的计算理论，不然将引起很大的偏差。
2 抗滑桩的破坏形式及加固方法
抗滑桩一般应当设置在滑坡前缘抗滑段滑体较薄处，以便充分利用抗滑段的抗滑力，减小作用在桩上的滑坡推力，减小桩的截面和埋深，降低工程造价，并应垂直滑坡的主滑方向成排布设。而对于大型滑坡，当一排桩的抗滑力不足以平衡滑坡推力时，可布设两排或三排桩。只有在少数情况下因治理滑坡的特殊需要才把桩布设在主滑段或牵引段。
抗滑桩的破坏形式有以下几种：
1)抗滑桩的间距过大、滑体含水量高呈流塑状态，滑体土从桩间流出;
2)抗滑桩的抗剪能力不足，桩身在滑动面处被剪断;
3)抗滑桩的抗弯能力不足，在最大弯距处被拉断;
4)抗滑桩的埋深不足，锚固力不够，桩被推倒;
5)抗滑桩桩前滑面以下岩土软弱抗力不足产生较大塑性变形，使桩的变形过大而超过允许范围;
6)抗滑桩高出滑面的高度不足或桩位选择不合理，桩虽然有足够强度，但滑坡从桩顶以上剪出(即所谓“越顶”)。
关于流塑状粘性土滑体从两桩间流出的问题，有的学者曾提出用桩侧壁与土的摩擦阻力和土体的抗剪强度比较以确定桩间距大小。我们认为对这类滑坡首先应考虑采用排水措施(如支撑盲沟)疏干滑体提高其抗剪强度，然后再设桩支档，两者同时应用较好。
对一般滑坡，桩间距取决于两桩间土体能形成的破坏拱的大小，其主要作用力是滑坡推力，而不是重力。拱的大小取决于桩间岩土体的强度。实用上取桩中一中间距为桩径的2～5倍，小直径的钻孔桩间距取2～3m，土质滑坡中的挖孔桩间距取5～6m，较完整的岩质滑坡可以取7～8m。当然桩间距的大小还与单桩承受的推力大小有关，有时因单桩受的滑坡推力过大，也可适当缩小桩间距。当桩间距过小时，桩的计算宽度和桩前滑床的抗力将受到限制。
只要滑坡推力计算接近滑坡的实际情况，并预测到滑坡可能扩大的范围、多层滑面滑动的可能，留有一定的安全储备，桩被剪断和受弯而拉断的情况是较少发生的。但桩的埋深不足和桩前滑床抗力不足而引起桩身倾斜过大甚至倾倒的情况曾发生多次，因此设桩之前对桩锚固段地基详细勘察和评价是十分重要的。
因抗滑桩的高度不足使滑坡从桩顶滑出的事故时有发生，所以在支档工程中，不论是抗滑挡土墙、抗滑桩，还是抗滑反压土堤，支档工程的高度都不能任意假定，而必须通过“越顶检算”，即滑坡因前部增加支档而从支档工程顶部滑出的可能检算，而目前工程设计中，常常遗漏此项工作。它实际上是形成了新的滑面，最好的办法是采用有限元强度折减法自动寻找新滑面。只有当新滑面的稳定系数大于或等于设计安全系数时，才表明桩高是满足要求的，否则应调整桩顶高程。当桩顶已位于地面时，应调整桩位。
3 抗滑桩加固中的关键技术
1)滑坡推力及分布图式。滑坡推力是作用在抗滑桩上的主要外力，其大小通过推力来计算决定。国内采用的传递系数法，其作用方向平行于桩以上的一段滑动面;其分布图式一般是从滑动面到桩顶范围按矩形分布，规范也做这样的规定，这是比较安全的。但实际上不同类型的滑坡体岩土和结构，推力分布不一定都是矩形，国内外曾有三角形、抛物线型和梯形分布的讨论，但由于实测资料太少，还未形成统一的意见，目前设计上以采用矩形分布较合适。
2)桩前抗力大小和分布。所谓“桩前抗力”是指桩前滑体对桩的作用力。由于滑动面的存在，桩前滑体难以形成连续的弹性抗力，一般采用剩余抗滑力(桩在抗滑段时)和被动土压力二者中的较小值，当用剩余抗滑力时其分布图式为矩形，当用被动土压力时为三角形。当桩前滑体有可能滑走时则不能考虑桩前抗力。
3)抗滑桩是将滑动面以下锚固段作弹性地基梁计算的，将滑动面以上的作用力转移到滑动面上。所以，地基的弹性抗力系数K或其随深度变化的比例系数M，以及桩侧地基的侧向承载能力的选取都是重要的设计参数。由于实测资料有限，目前还主要是参照桥梁和隧道设计手册中的一些参数选用。
摘要：边坡与滑坡是一种常见的地质灾害, 例如造成交通中断、河道堵塞、水库失事、建筑物坍塌、厂矿掩埋等事故, 从而造成生命及财产的重大损失。因而边坡的稳定性问题得到了高度重视。
关键词：边坡,稳定性,抗滑桩
参考文献
[1]郑颖人, 陈祖煌等.边坡与滑坡工程治理[M].北京:人民交通出版社, 2007.
抗滑稳定计算 第5篇
1 采取斜面开挖方式的侧向抗滑稳定计算
沿左岸坝体建基面共选取631.00、641.00、651.00、661.00、671.00、681.00m六个坝段进行侧向抗滑稳定计算。
1.1 抗剪断参数的选取
计算所采用的抗剪断指标, 为坝基原位抗剪试验的地质建议值, 斜坡f=1.0, C=0.95MPa。
1.2 计算方法及公式
采用刚体极限平衡法的抗剪断强度公式:
以上公式的受力简图如图1。
1.3 计算结果
左岸各坝段的抗滑稳定计算结果见表1。
计算结果显示:建基面较低的坝段, 由于作用水头较大, 要保证其侧向抗滑稳, 就必须将坝基面开挖成倾角4.6~31.0°的缓坡, 而左岸天然边坡为50~60°, 局部为80°, 这将会大大增加左岸坝基的开挖量和坝体的填筑量。因此, 采取斜坡开挖方式是不合理的, 而应采取台阶开挖方式;对于建基面高程在680.00m以上的两岸台地坝段, 可以采取开挖坡度30~45°的斜坡开挖方式。
2 采取折面开挖方式的侧向抗滑稳定计算
2.1 计算坝段的选取
计算选取左岸17#~26#八个坝段, 坝段最大高差为13.3m, 右岸38#、39#二个坝段, 坝段最大高差为15.0m, 坝段的分缝间距为15~22.5m。
注:坝体扬压力系数α=0.35。
2.2 建基面的抗剪断参数
(1) 由于按“等K值法”计算的坝段, 存在一个假设的分界面, 为了使计算更具合理性, 计算中计入了分界面上的抗剪强度。
(2) 由于本计算研究的是坝段侧向抗滑问题, 因此, 在计入分界面抗剪断参数时, 应以侧滑力T≥0为原则, 即f的有效利用值为0.8, c的有效利用值为0.0217MPa。平台f=1.0, C=0.95MPa, 斜坡f=1.0, C=0.95MPa。
2.3 计算方法及公式
斜坡坝块:
平台坝块:
以上公式的计算简图如图2。
2.4 计算结果 (见表2)
计算结果显示:由于采用台阶开挖方式, 减小了岸坡坝段倾向河床的侧向下滑力, 保证了坝段的抗滑稳定。
3 结语
由于本工程左岸天然边坡较陡50~60°, 局部为80°, 采取斜坡开挖方式将会大大增加坝基的开挖量和坝体的填筑量。因此, 采取台阶开挖方式则是合理的选择。对于建基面高程在680.00m以上的两岸台地坝段, 可以采取开挖坡度30~45°的斜坡开挖方式。为了提高岸坡坝段的抗滑稳定性, 除了采用台阶开挖方式外, 还应采取以下措施:
注:坝体扬压力系数α=0.35。
(1) 加强坝体混凝土与基岩的紧密结合, 做好固结灌浆及接触灌浆, 以提高建基面的抗剪断指标f、c值。
(2) 做好坝基防渗帷幕和排水, 降低坝基的扬压力。
(3) 从岸坡高处到低处, 应逐渐减少坝段的开挖高差。
摘要：本文以某工程为例, 主要介绍了岸坡坝段不同开挖方式的侧向抗滑稳定计算, 以提高坝基侧向抗滑稳定性。
关键词：岸坡坝段,三向荷载作用,斜面开挖,折面开挖,灌浆
参考文献
[1]陈胜宏, 等.水工建筑物.北京:中国水利水电出版社, 2004.
[2]SL319-2005混凝土重力坝设计规范.中华人民共和国水利行业标准, 2005.
观音岩重力坝深层抗滑稳定分析 第6篇
抗滑稳定是重力坝设计中的一个关键性问题, 它关系到整个大坝的安全, 所以必须给予充分的重视。根据观音岩坝基的实际地质条件, 本文采用强度储备安全系数法模拟1～18号坝段的坝体-坝基系统的渐进破坏过程, 研究坝体-坝基系统的应力变形发展状态以及可能失稳模式, 得到坝体-坝基系统强度储备安全系数;并结合《混凝土重力坝设计规范》 (DL5108-1999) [1]关于深浅层抗滑稳定的极限承载能力判别标准, 对坝体坝-基系统的深浅层抗滑稳定进行评判, 综合评价大坝深浅层抗滑稳定安全度。
1 工程概况
观音岩水电站位于云南省丽江地区华坪县 (左岸) 与四川省攀枝花市 (右岸) 的界河塘坝河口附近。电站采用混合坝坝型 (碾压混凝土重力坝结合右岸心墙堆石坝) 。坝顶高程1 139 m, 最大坝高159 m。电站正常蓄水位1 134 m, 装机规模为3 000 MW。
坝段出露的地层主要为侏罗系中、下统, 中统蛇店组 (J2s) 为工程区的主要地层;此外还有上第三系和第四系地层分布。坝址处基岩主要为砾岩、砂岩、粉砂岩和泥质粉砂岩, 岩石软硬相间, 均一性较差;坝基岩体中分布着软弱夹层及溶蚀条带。如图1所示, 为18号坝段坝基地质构造分布图。这些因素对观音岩大坝的深层抗滑稳定有不利影响。
2 计算模型
根据坝体的实际体型, 采取合理的简化方式, 对左岸1～18号坝段及坝基建立有限元模型, 范围分别为坝上游侧 (自坝踵向上游) 6倍坝高, 下游侧 (自坝趾向下游) 2倍坝高, 建基面以下1.5倍坝高。地基的计算域外边界均采用法向约束。
整个有限元网格以8节点的六面体单元为主, 辅之以4结点的四面体单元。其中有限元模型共有76 624个结点, 67 260个单元, 有限元网格如图2和图3。
材料本构关系采用理想弹塑性模型, 屈服准则采用符合关联流动准则的摩尔库仑准则[2]。本文采用强度储备安全系数法研究了观音岩重力坝深层渐进失稳全过程[4]。
本文采用现有河谷形状的基岩在自重作用下产生的应力作为初始地应力, 考虑到正常工况下, 坝体大部分区域处于弹性状态, 坝体的施工过程对变形和应力影响较小, 因此近似认为坝体一次浇筑建成, 蓄水则分5步完成。
3 材料参数及作用荷载
计算中采用的主要材料参数如表1。其中左岸溶蚀条带按V类岩体质量取值。
计算的荷载组合为正常工况, 基本荷载组合为:上游正常蓄水位水压+下游相应尾水水压+坝体自重+上游淤砂压力+坝基面扬压力。上游正常蓄水位1 134.00 m, 下游相应水位1 022.88 m, 淤砂高程1 082.00 m, 淤砂浮容重9.5 kN/m3, 淤砂内摩擦角24°。
4 成果分析
4.1 有限元法
利用基于有限元理论的强度储备安全系数法对坝体-坝基系统的渐进破坏过程进行模拟, 采用等比例降强方法[5,6]。
选取18号典型坝段分析, 图4为18号坝段在不同强度储备安全系数下的等效塑性应变图。从渐进破坏过程可知, 当材料强度开始降低时, 溶蚀条带在地基较深处出现塑性屈服, 并迅速向上扩展;坝踵区域出现拉剪破坏。随着材料强度的进一步降低, 坝趾出现压剪破坏区, 坝踵的塑性破坏区继续加大。溶蚀条带的塑性破坏区由深层底部沿着层面向上部扩展, 建基面上的屈服区也由坝踵和坝趾向中间扩大。最后溶蚀条带与坝体下J2s1-3、J2s2-1和J2s2-2岩体的组合构成深层不利的滑动面, 此时整个系统基本上已经达到其极限承载力, 系统的极限承载能力由溶蚀条带的强度控制。
表2为有限元计算得到的正常工况下1～18号坝段的强度储备安全系数。由表4可知:1～18号坝段的单个坝段最小强度储备安全系数为2.3, 整个坝体坝基系统的强度储备安全系数在2.3～3.3之间。
4.2 刚体极限平衡法
在《混凝土重力坝设计规范》建议的双滑面典型滑动模式的基础上, 结合有限元强度储备安全系数法, 依据塑性屈服区贯通判据, 获得坝基的渐进破坏过程及可能失稳模式, 确定各个坝段典型的双滑面滑动模式, 并采用刚体极限平衡法对大坝的深层抗滑稳定进行复核计算[7,8]。图4为根据18号坝段的渐进破坏过程及失稳模式揭示出的对应滑动模式。
根据《混凝土重力坝设计规范》规定的极限承载能力验算式为:
令
如XK≥1.0则满足抗滑稳定要求。
本文采用式 (1) 校核大坝深层抗滑稳定。典型的深层双滑面滑动模式的抗力和作用函数应按照下面的表达式计算[10]:
偏于安全考虑, 滑动体和抗力体分界面上的内力Q与水平方向的夹角Φ取为0。核算结果见表3, 由表3可知:计算得到的XK值在1.02～5.81之间, 满足规范要求。
5 结 语
(1) 有限元渐进破坏过程计算结果表明, 单个坝段的最小
强度储备安全系数为2.3, 整个坝体坝基系统的强度储备安全系数在2.3～3.3之间。
(2) 结合有限元强度储备安全系数法, 依据塑性屈服区贯通判据, 获得坝基的渐进破坏过程及可能失稳模式, 确定各个坝段典型的双滑面滑动模式, 并按照规范中极限承载能力核算重力坝的深层抗滑稳定性, 计算结果表明, 各坝段的深层抗滑稳定安全系数均大于1.0, 满足规范要求。
摘要：采用基于非线性有限元理论的强度储备安全系数法, 对观音岩重力坝坝基的深层抗滑稳定进行了研究。通过塑性屈服区的发展过程, 得到坝基的渐进破坏过程、可能的失稳模式以及强度储备安全系数, 并根据《混凝土重力坝设计规范》 (DL5108-1999) 采用基于分项系数的刚体极限平衡法对坝基抗滑稳定进行了核算, 各坝段的深层抗滑稳定安全系数均大于1.0, 满足规范要求;结果表明大坝坝基深层抗滑稳定是有保证的。
关键词：强度储备安全系数法,刚体极限平衡法,深层抗滑稳定,观音岩水电站
参考文献
[1]DL5108-1999, 混凝土重力坝设计规范[S].
[2]朱伯芳.有限单元法原理与应用[M].北京:中国水利水电出版社, 1998.
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[6]常晓林, 陆述远, 赖国伟.碾压混凝土坝稳定临界准则公式及设计安全系数研究[J].水利学报, 1998, (5) .
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[8]常晓林, 赖国伟, 陆述远.碾压混凝土坝的稳定临界准则[J].武汉水利电力大学学报, 1996, 29 (6) :11-15.
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抗滑稳定计算 第7篇
我国现行电力行业标准DL 5108-1999 《混凝土重力坝设计规范》[1]对于重力坝的双斜面抗滑稳定,仅建立滑动体ABD的极限状态方程,将作用效应与抗力函数均转化为水平方向,存在不合理之处[2,3]。由于作用、抗力及滑动本身具有矢量性,应分别沿两个滑动面建立极限状态方程[3,4,5]。我国现行水利行业标准SL 319-2005 《混凝土重力坝设计规范》[6]对于重力坝的双斜面抗滑稳定,采用等安全系数法,认为双斜面对应的块体ABD、BCD的抗滑稳定安全系数应相等,但其抗滑稳定可靠指标是否相等尚无定论;且抗滑稳定安全系数满足要求时,块体ABD、BCD的抗滑稳定可靠指标是否也满足要求,以及块体ABD、BCD的抗滑稳定可靠指标之间的关系,均有待于进一步研究。对于重力坝双斜面深层抗滑稳定分析,安全系数设计法与概率极限状态设计法之间的关系也是值得探讨的问题。
本文利用一次二阶矩法(JC法),基于等安全系数法(等K法)分别计算了重力坝双斜面深层抗滑稳定中滑动体ABD、抗力体BCD的抗滑稳定可靠指标,并采用等效线性化计算了双斜面深层抗滑稳定的体系可靠指标;通过计算各基本变量对滑动体ABD、抗力体BCD抗滑稳定可靠指标及体系可靠指标的敏感系数,分析了抗剪断强度参数对抗滑稳定可靠指标的影响;随后赋予安全系数广义的含义,利用K-1.0=0的概念建立极限状态方程,采用蒙特卡罗法计算双斜面深层抗滑稳定的体系可靠指标,并与通过JC法和等效线性化计算的体系可靠指标进行了对比,探讨了传统的安全系数设计法与可靠度分析法之间的联系。
1重力坝深层抗滑稳定的体系可靠度分析
1.1 极限状态方程
重力坝双斜滑动面受力示意图及符号意义见文献[1]附录F,本文假定滑动面的抗剪断强度参数f′1、f′2、c′1、c′2,大坝混凝土容重γ1,岩体容重γ2及扬压力系数a′为基本随机变量,其中f′1、f′2、γ1、γ2、a′服从正态分布,c′1、c′2服从对数正态分布,且相互独立。
根据块体ABD和BCD的平衡条件,分别建立沿滑动面AB和BC的极限状态方程,其中,抗力Q采用等安全系数法[7]求解。
块体ABD的极限状态方程:
块体BCD的极限状态方程:
1.2 体系可靠指标的计算步骤
采用刚体极限平衡法分析重力坝双斜面深层抗滑稳定时,坝基的滑动体系为静定结构[4],沿任一滑动面滑移失稳都将导致结构破坏,故可视为串联体系。串联体系失效概率的计算就是失效事件并集概率的计算[8,9]。
采用JC法分析块体ABD和块体BCD的可靠度,得到各自的可靠指标、验算点和敏感系数。将Z1、Z2在验算点的标准正态空间线性化,得到其等效线性化功能函数如下:
式中:α1i、α2i为原功能函数Z1、Z2的敏感系数;β1、β2为块体ABD和BCD的可靠指标。
等效线性化功能函数的相关系数为:
双斜面抗滑稳定的体系可靠指标为:
其中:
双斜面抗滑稳定体系的敏感系数为:
2基于安全系数设计法的重力坝深层抗滑稳定的体系可靠度分析
在坝基、边坡及建筑物的抗滑稳定分析中,对于静不定和非线性问题,文献[2]认为,在严格的力学意义上,一般无法将抗力和作用效应截然分开,无法将极限状态方程表示为抗力R减去作用S的形式。另一方面,很多情况下,安全系数K也不是R/S这样简单的形式,而需要复杂的计算分析。
因此,对安全系数K赋予广义的含义K=F(x1,x2,,xn),K可通过刚体极限平衡法、非线性有限元法等求解,同时,为研究安全系数设计法与可靠度理论之间的内在联系,基于安全系数设计法建立如下的深层抗滑稳定极限状态方程:
式中:安全系数K通过等安全系数法得到[7]。
根据蒙特卡罗算法,其失效函数为:
3工程算例
3.1 工程概况
弄另水电站水库总库容2.32亿m3,电站装机容量180 MW,为(Ⅱ)型Ⅱ等工程。拦河坝址位于梁河县勐养乡弄另村以东5 km的龙游干流,坝型为碾压混凝土重力坝,为二级建筑物,相应的结构安全级别为II级。非溢流坝段7号坝段重力坝剖面尺寸如图1所示。
该坝段建基面高程为936.50 m,坝顶高程为964.50 m,坝顶宽度8.0 m,根据地质资料,主滑动面AB和辅助滑动面BC与水平面的夹角分别为α=22°,β=28°,混凝土容重24 kN/m3,基岩容重为26 kN/m3。计算工况采用正常蓄水位的基本组合,考虑大坝及岩体自重、上下游水压力、扬压力、浪压力、泥沙压力;可靠指标计算的允许误差取0.001,基本随机变量统计特征参考相关文献[11,12],见表1。
3.2 可靠指标的计算结果与分析
基于等安全系数法,计算深层抗滑稳定的安全系数,有关计算参数根据表1中随机变量的0.2分位值作为标准值;利用JC法和等效线性化计算块体ABD、BCD的抗滑稳定可靠指标以及体系的可靠指标,同时,基于安全系数设计法利用蒙特卡罗法计算深层抗滑稳定的体系可靠指标,有关随机变量的统计特征见表1。抗滑稳定安全系数和可靠指标的计算结果见表2。表2中,φ为抗力方向角,K为抗滑稳定安全系数,β1、β2分别为块体ABD、BCD的抗滑稳定可靠指标,β为采用JC法和等效线性化计算的深层抗滑稳定的体系可靠指标,βK为采用蒙特卡罗法计算的深层抗滑稳定的体系可靠指标,比值为不同抗力方向角的可靠指标与抗力方向角为0°时的可靠指标的比值。
由表2可以看出:
(1)随着抗力方向角的增大,等K法求得的抗滑稳定安全系数相应增加,且增加的幅度较大;基于等K法,由JC法和等效线性化求得的块体的抗滑稳定可靠指标及体系可靠指标的变化规律为:块体ABD的抗滑稳定可靠指标减小,而块体BCD的抗滑稳定可靠指标增大,其增减幅度分别在15%和10%以内;体系可靠指标亦有变化,但变化幅度较小,约在5%以内。由此可见,抗力方向角的取值对抗滑稳定的安全系数及可靠指标均存在影响,工程设计时应结合工程实际情况慎重选取抗力方向角的取值。
(2)抗力方向角为0°时,块体BCD的抗滑稳定可靠指标为3.110 6,体系可靠指标为3.099 6,均小于目标可靠指标3.7,但块体ABD的抗滑稳定可靠指标为3.968 8,大于目标可靠指标3.7。可见,基于等安全系数法求得的两个块体的抗滑稳定可靠指标并不相等,与文献[4,5]的计算结果一致,说明双斜面滑动基于等安全系数法求解时,两个块体的抗滑稳定安全系数相等,并不意味着两个块体的抗滑稳定可靠指标也相等。即使块体ABD和块体BCD的抗滑稳定可靠指标相等,由于滑动的矢量性[2,13],也应该赋予不同的含义,或者求解体系可靠指标。
(3)基于安全系数设计法,采用蒙特卡罗法计算得到的体系可靠指标小于目标可靠指标3.7,基于JC法和等效线性化求得的体系可靠指标亦小于3.7,计算结果基本一致。
(4)基于等安全系数法,计算得到的安全系数均大于3.0,但采用两种方法计算得到的体系可靠指标均小于目标可靠指标3.7。究其原因,主要是由于安全系数设计法忽略了不同参数对重力坝深层抗滑稳定的影响,减弱了不利因素对重力坝深层抗滑稳定影响的程度。因此,一个粗略的安全系数不能真实、准确地反映重力坝深层抗滑稳定的安全度水平,建议引入分项系数。
3.3 随机变量的敏感性分析
JC法中的敏感系数αi实际上反映了各基本变量的不定性对结构可靠度影响的权重,为安全起见,抗力方向角均取为0°。以下计算各基本变量对β1、β2、β的敏感系数,见表3。
由表3可以看出:
(1) 对于块体ABD,f′1、c′1由于是AB滑动面的抗剪断参数,f′1、c′1为β1的最敏感因子,而f′2、c′2对β1的影响则很小;同时,对于块体BCD,f′2、c′2为β2的最敏感因子;在本工程算例中由于AB为主滑动面,f′1、c′1对β2有一定的影响。
(2) 对于双斜面抗滑稳定体系而言,f′1、c′1、f′2、c′2为体系的敏感因子,其中c′1、c′2由于变异系数最大,其敏感系数最大。γ1、γ2、a′对β1、β2、β的敏感系数均较小,可忽略不计。总体而言,各滑动面的抗剪断参数为对应滑动面可靠指标的最敏感因子,其中变异系数最大的抗剪断参数为体系可靠指标的最敏感因子。
(3) 通过可靠度理论中的敏感性分析,可以得到影响深层抗滑稳定的最敏感因子,在重力坝深层抗滑稳定中,如采用概率极限状态设计法和分项系数设计表达式,不同变量对重力坝深层抗滑稳定的安全度的影响程度可通过不同的分项系数得以体现。如果采用单一安全系数设计法,在重力坝深层抗滑稳定分析中就难以体现各种因素的影响程度。换言之,如采用单一安全系数设计法,应设法解决不同参数对深层抗滑稳定的不同影响程度的问题,才有可能保证计算结果达到应有的精度要求,建议引入分项系数,采用广义的安全系数K=F(γ0,γG,γQ,γm,,x1,x2,,xn)的概念进行深层抗滑稳定分析和设计,以弥补单一安全系数设计法存在的不足之处。
4结语
(1)基于等安全系数法的重力坝双斜面深层抗滑稳定可靠度分析结果表明,滑动体ABD、抗力体BCD虽然安全系数相等,但可靠指标并不相等。重力坝双斜面深层抗滑稳定可靠度应为体系可靠度问题。采用概率极限状态设计法时,应分别建立两个块体的极限状态方程,分别分析两个块体的抗滑稳定可靠度及其体系可靠度,两个块体的体系可靠度可按串联体系进行求解。我国现行规范DL 5108-1999仅分析块体ABD在水平方向的抗滑稳定尚不够完善,今后修订时宜作适当修改。
(2)抗力方向角的取值对抗滑稳定的安全系数及可靠指标均存在较大的影响,工程设计时应结合工程实际情况慎重选取。
(3)各滑动面的抗剪断参数为对应滑动面抗滑稳定可靠指标的最敏感因子,对另一滑动面而言,其敏感性大幅度降低。其中变异系数较大的抗剪断参数为体系的最敏感因子。
(4)基于安全系数设计法,利用K-1.0=0建立极限状态方程,通过蒙特卡罗法计算得到的体系可靠指标与JC法和等效线性计算的体系可靠指标大致相当,且均小于目标可靠指标3.7。
(5)SL 319-2005 《混凝土重力坝设计规范》对于重力坝的双斜面抗滑稳定,采用单一安全系数设计法,可考虑在安全系数设计法中引入可靠度理论,弥补安全系数设计法的不足。在设计上采用等安全系数法时,建议引入若干分项系数,采用广义的安全系数K=F(γ0,γG,γQ,γm,,x1,x2,,xn),以考虑不同参数对抗滑稳定安全度的影响程度。
摘要：对于重力坝双斜面深层抗滑稳定,采用一次二阶矩法和等效线性化计算了滑动体、抗力体及体系的抗滑稳定可靠指标;赋予安全系数广义的含义,采用蒙特卡罗法计算重力坝双斜面深层抗滑稳定的体系可靠指标,并与一次二阶矩法和等效线性化计算的体系可靠指标作了比较,探讨了可靠度分析法与安全系数设计法之间的联系。结果表明,安全系数设计法中,一个粗略的安全系数不能真实、准确地反映重力坝深层抗滑稳定的安全度水平,建议结合可靠度分析法和安全系数设计法,在安全系数设计法中引入分项系数,采用广义的安全系数,可供重力坝设计规范修订时参考。
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