紫坪铺大坝地震加速度计算及地震后永久变形分析

紫坪铺大坝地震加速度计算及地震后永久变形分析

中国最富有的水资源丰富的地区是中亚-地中海地震带之一。大量板岩坝位于世界两个地震带之一，基本烈度高于的强震区，其中紫坪铺等大型水库高达100米，因此，板岩坝的地震研究成为水库工程的热点。然而,在“5·12”汶川地震以前,尚无百米以上的现代碾压面板堆石坝经历达到或超过其设防标准的强震考验,对面板坝抗震性能的研究只能基于室内试验资料,研究成果的合理性和可靠性都无法得到原型验证,工程师们对面板堆石坝的抗震性能仍存疑虑。2008年5月12日发生在四川省汶川县境内的里氏8.0级强烈地震,使紫坪铺大坝经受了远高于其设计水平的Ⅸ~Ⅹ度强烈浅源近震考验,将面板坝的震例由80m级提高到150m级,为面板坝的抗震研究提供了大量的宝贵资料。为此,作者在反演堆石料静力参数的基础上,结合永久变形等震害资料,对紫坪铺面板坝进行动力有限元反演与复核分析,讨论现有抗震理论与方法的合理性。考虑到土石坝筑坝堆石料力学性质复杂,其本构模型参数和现场量测位移等信息之间具有极强的非线性映射关系,是具有多目标、多参数的复杂系统的全局优化问题。反演分析时,利用基于全局搜索的遗传算法基础上,同时可较好地解决早熟和漫游现象的免疫遗传算法(ImmuneGeneticAlgorithm,IGA)。1堆石体e-b模型参数的反演分析堆石体静力计算采用邓肯E-B本构模型。参考大坝监测仪器的布置,模拟大坝实际填筑过程,有限元计算网格剖分如图1所示,共剖分总单元数9635个,总结点数为12015个。利用施工与运行期大坝变形监测资料,采用免疫遗传算法反演堆石体E-B模型的5个参数X1={K,n,Rf,Kb,m},其余计算参数直接引用设计阶段的室内试验成果。进行堆石体E-B模型参数的反演分析时,将室内试验参数分别增大和减小20%作为反演计算的搜索范围;同时,为减小施工干扰与堆石流变对计算结果的影响,取2004年8月8日至2005年6月26日时段的实测沉降增量。反演计算结果见表1。沉降增量实测值与采用反演参数计算值的对比见图2,可见两者基本吻合(图上标注为计算值,单位:cm)。2阿迪斯波前的动态反应分析2.1基岩加速度时程汶川地震发生在位于青藏高原块体和四川盆地块体交界处的龙门山逆冲断裂带上,震源机制复杂。紫坪铺水利枢纽位于震中的东南翼,处于发震断层的下盘,距震中约17km,距发震断层地表破裂带约为8km。由于没有坝址基岩的实测加速度记录,选择距离最近的茂县地办地震台(051MXT)测得的基岩加速度时程(数据由国家强震动台网中心提供)作为参照对象,地震测站与坝址的相对位置见图3,参考于海英等给出的衰减关系,考虑上下盘效应,推求坝址基岩峰值加速度,得到EW、NS、UD方向加速度峰值分别为0.52g、0.46g、0.43g;然后将基岩加速度记录(051MXT)采用比例法推求坝址基岩输入加速度曲线见图4。2.2堆石坝体颗粒级配试验室内大型动三轴试验资料表明:在复杂的高应力条件下,试验粗粒料的动应力-应变关系具有硬化特性,采用基于幂函数型动应力-应变关系模型的动剪模量与相应的阻尼比计算公式:Geq=Gmax(1+k2γ¯d)n1(1)Geq=Gmax(1+k2γ¯d)n1(1)λeq=λmax(1−k3k3+(1+k2γ¯d)2n1)(2)λeq=λmax(1-k3k3+(1+k2γ¯d)2n1)(2)式中,Gmax=k1⋅Pa⋅(σm′Pa)nGM,γ¯d=λd⋅(σm′Pa)nGM−1Gmax=k1⋅Ρa⋅(σm′Ρa)nGΜ,γ¯d=λd⋅(σm′Ρa)nGΜ-1,其中,Pa为大气压力,σm′为平均有效主应力,k1、k2、k3、nGM、n1为试验参数。堆石动剪模量、阻尼等性质主要决定于材料的密实程度及母岩性质。表2为紫坪铺、吉林台、猴子岩、卡基娃等工程堆石坝体的设计填筑指标,图5为其对应的颗粒级配曲线。表2中各工程的设计填筑指标比较接近,拟根据其堆石料的室内动力试验资料,类比确定初步动力参数,并结合察汗乌苏、喜撰山等工程的现场试验资料进行复核调整。2.2.1原位剪切波试验检验根据上述工程的试验资料与西特等人的研究成果,初步选取紫坪铺主、次堆石料nGM为0.5,k1分别为4200和3980,其最大阻尼比λmax分别取为0.12和0.15。考虑到室内三轴试验结果与现场原级配堆石料的动力参数可能存在差异,利用现场原位剪切波试验进行检验。图6为收集到的几个工程的现场试验资料,其中弗里西亚为土坝,喜撰山为心墙堆石坝,关门山为面板堆石坝,察汗乌苏为河床覆盖层的原位试验值,现场原位剪切波试验对应的动剪应变一般在10-6左右,大坝地震反应计算时以初始时刻的动剪模量换算成剪切波速与距坝顶高度的关系见图6,可见根据室内试验结果计算堆石体动剪模量反算的剪切波速比现场试验测量值偏小,只有当k1取约1.5倍室内试验值时,两者才基本接近。故动力计算时堆石料的k1分别调整为6300和5970。2.2.2加速度响应分析通过室内大型动力三轴试验得到上述工程堆石料动模剪量和阻尼比的衰减关系示于图7,其表现出的衰减规律是一致的,参照图中曲线初步选取主、次堆石动模剪量随动剪应变的衰减曲线控制参数k2、n1值分别为350和0.50,阻尼衰减曲线控制参数k3取12.0。图8为河床坝段坝顶测点计算地震加速度反应与实测值的傅立叶谱与反应谱曲线。对于计算地震反应加速度而言,动剪模量的衰减指数n1对其频谱特性影响较大,n1越小,其不同周期的加速度分量明显放大的范围越大。图8中可见,当衰减指数取0.5~1.0倍n1时,计算地震反应加速度与测点实测地震加速度频谱特性较为接近,若假定堆石料的阻尼~动剪模量的关系不变,则大坝现场堆石料的动剪模量随动剪应变的衰减程度小于室内试验得到的结果,动剪模量的衰减指数近似取0.8n1,即0.4。2.3计算永久性变形的模型和参数的反演2.3.1试验参数考虑固结围压的影响,残余体积应变cvr与剪切应变cdr与动剪应力的关系,可分别用式表示为:Δεvp=c1⋅lge⋅(σm′Pa)1−nGM⋅(τdσm´)c2⋅ΔNN+1(3)Δεvp=c1⋅lge⋅(σm′Ρa)1-nGΜ⋅(τdσm´)c2⋅ΔΝΝ+1(3)Δεγp=c3⋅lge⋅(σm′Pa)1−nGM⋅(τdσm´)c4⋅SnGM⋅ΔNN+1(4)Δεγp=c3⋅lge⋅(σm′Ρa)1-nGΜ⋅(τdσm´)c4⋅SnGΜ⋅ΔΝΝ+1(4)式中,S为静应力水平(当前应力与破坏应力之比),c1、c2、c3、c4为试验参数。2.3.2“紫坪铺大坝”分质反演与评价采用Lee建议的规则剪应力幅值等于不规则剪应力的最大幅值的65%,结合垫层料动强度试验资料和紫坪铺垫层单元计算的动剪应力时程,利用累积破损思想,求得等效振次为64次。利用在“5·12”汶川地震中大坝堆石体内部变形监测资料,采用免疫遗传算法反演堆石体永久变形计算模型的参数X2={c1,c2,c3,c4},反演计算初选值及计算结果见表3。坝体内部变形主监测断面(DAM0+251)沉降增量实测值(2008年5月12日至2008年5月19日)与采用反演参数的计算值对比见图9,两者基本吻合(图上标注为实测值,单位:cm)。由表3可见,反演得到的永久变形参数与试验参数较为接近,紫坪铺大坝震后永久变形较大的主要原因,一是“5·12”汶川地震强度与持时均较大,其等效振次达到64次,远大于Seed建议的30次;二是震中距较小,坝基铅直向地震加速度极值与水平向较为接近,远大于规范建议的2/3倍,使得大坝沿自重方向的地震惯性力较大,堆石的颗粒破碎也可能更为明显,堆石体趋向于振动密实,这也将导致大坝可能产生更大的永久变形;另外“5·12”汶川地震主震后发生的若干次震级较大的余震,客观上也使得堆石体永久变形有所增加。根据图9(b)所示大坝震后计算网格的变形可见,堆石体震后主要表现为体缩特征,但位于上游坝面的挡水面板由于自身刚度较大,与垫层变形难以协调,在坝顶附近出现脱空现象,导致面板顶部成为悬臂结构而产生较大的弯剪作用;且在大坝845.00m高程即Ⅱ、Ⅲ期混凝土面板间的水平施工缝存在结构弱面,发生了剪切破坏,出现最大达17cm的明显错台(参见图9(c)),这也说明混凝土面板的错台是由于堆石体永久变形引起的次生破坏。2.4面影响及滑块滑弧稳定性由于地震惯性力为瞬时作用的循环荷载,虽然坝坡潜在滑块的抗滑安全系数在短时间内小于1.0,但是当加速度减小或反向时,其抗滑安全系数又将大于1.0。这样一系列数值大、时间短的惯性力的全面影响将是坝坡的累积塑性滑移,需通过计算坝坡在地震中发生的永久滑移量,来评价其抗震稳定性。由于上游面水压力作用和地震反应的鞭梢效应,面板坝坝坡的潜在最危险滑弧一般位于下游坡的坝顶附近。利用地震过程中静、动应力叠加结果,计算地震过程中潜在滑块不同安全系数出现的频次绘于图10(a),可以看出,滑弧的最小安全系数Fs在107个计算时步内小于1.0。选取Fs小于1.0出现次数较高的典型滑弧如图10(b),采用Newmark方法地震过程中的滑移量如图10(d)所示,可见其地震过程中最大滑移量为14.2cm,主要集中在第30s~60s时间段。3大坝的主要震害分析1)室内动三轴试验成果和大坝震后体积收缩的变形特点都表明筑坝堆石料在地震过程中具有振动硬化特性;且现场原级配堆石体的最大动剪模量高于室内试验值,其动剪模量随动应变的衰减程度也有所降低;表明面板坝具有优良的抗震性能。2)大坝震后永久变形相对较大,与主震历时长、等效振次高,以及较小的震中距使得坝址基岩垂直向加速度反应偏大密切相关。3)堆石体震缩产生的永久变形导致混凝土面板的顶部出现脱空现象,同时Ⅱ、Ⅲ期混凝土面板之间水平施工缝