(1)介绍了刚体极限平衡法得出岩质边坡在锚杆喷射混凝土加固后的安全系数计 算公式。
(2)介绍了有限元法分析锚喷加固的基本理论以及单元类型选择和参数的选取。
由于预应力锚杆的作用，滑体的变形减小，加固区岩土体的c、妒值有所提高。具体的 量化标准尚无定论，还有待进～步研究。本文仅采用了一种经验公式进行计算。 (3)用有限元法及极限平衡斜条分法对同一算例进行稳定分析。斜条分法计算时
只对指定的滑动面(见2．5．2章节)进行计算，有限元法计算时采用强度储备法，并以位 移的急剧变化作为失稳判据。有限元法计算稳定系数为1．05，斜条分法计算稳定系数为 1．0220。两种方法得出的结果相差2．7％。
(4)与第2章中末加固前的边坡稳定计算结果比较，无论是加固前(有限元法计算 稳定系数为0．95，斜条分法计算稳定系数为0．9368)还是加固后(有限元法计算稳定系 数为1．05，斜条分法计算稳定系数为1．0220)，这两种方法计算出的结果都相当接近， 极限平衡法计算出来的稳定系数略小于有限元计算的结果。河海大学硕上论文 第5章工程实例 5．1概述
5．1．1基本情况
小湾水电站位于云南西部大理白族自治州的风庆县及南涧县境内的澜沧江中游河
段上，系澜沧江中下游河段规划八个梯级电站中的第二级，也是中、下游河段的龙头水 库和巨型电站，是以发电为主兼有其它综合利用效益的水力枢纽。
小湾水电站总装机容量为4200MW，正常蓄水位高程V1240m，最大库容151．32亿立 方米。枢纽建筑物主要包括混凝土抛物线型双曲拱坝、坝身泄洪表、中、底孔、坝后水 垫塘和二道坝、左岸泄洪洞、右岸地下厂房和引水发电系统。
枢纽区河道流向总体由北向南，并略呈向西凸出的弧形。由于下游漫湾水库回水， 使枢纽区水流平缓，水深加大。河谷呈“V”型，两岸岸坡陡峻。
本文主要针对小湾水电站坝前堆积体高边坡进行稳定性及锚杆喷射混凝土加固处
理研究。饮水沟堆积体是枢纽区规模最大而又紧邻坝基的堆积体，其上游侧为饮水沟(断 层F7冲沟)，下游侧为龙潭干沟。堆积体总体积约400×10“m，正常蓄水位(高程1240m) 以下部分的堆积体约为40x 104m3。组成物质主要为块石和特大孤石夹碎石质土或碎石
层，透水性较强。堆积体与基岩面的接触带普遍分布有厚0．15m～8．05m不等的坡积层， 堆积体的下伏基岩在顺河方向和横河方向均呈波形或阶梯型，顺河剖面上两侧陡峻，中 间总体平缓，局部凹凸起伏。
坝基的开挖将触及堆积体，其稳定程度对工程施工和水工建筑物的安全运行关系重 大，因此需对其稳定性进行计算分析，为其加固处理措施提供依据。
本文选取“堆积体分布地段地质纵剖面图5”来进行加固前后的稳宅性安全系数的 计算。内容包括如下：
l、用极限平衡斜条分法计算锚杆喷射混凝土加固前、后边坡的安全系数； 2、用有限元法计算锚杆喷射混凝土加固前、后坡体的安全系数； 3、将上面计算所得的安全系数进行分析比较，解释其差别的主要原因； 4、对加固方案进行优化；
5、对锚杆喷射混凝土进行敏感性分析。第5章工程实例 5．1．2堆积体及岩体的物理力学参数
依据现有的地质资料和科研试验成果，本文采用的堆积体及岩土物理力学参数如表 5．1所示：
袭5．1堆积体及岩土物理力学参数采用值
变形模量凝聚力天然容重饱和容重
材料类型泊松比中值(。)
(GPa)(MPa)(kN／m3)(kN／m3)
堆积体1．O O．3 O．05 38 20．6 23．5
强风化岩体1．2 O．3 O．10 29 26．O 26．7 弱风化岩体5 0．28 0．81 44．1 26．3 26．7 微、新岩体lO 0．26 1．19 50，l 26．3 26．7
根据本工程实际情况和相关经验，拟采用预应力锚杆、配筋喷射混凝土加固方案：
预应力锚杆设计拉力值为550KN，分三个加固区，每区设置四排，排距、间距均为8m． 水平倾角为5。，孔径130mm。配筋喷射混凝土厚度为lOOmm，采用C30混凝土。钢筋网采
用I级钢筋，直径4mm，间距200册(审4@200)。
特征点4
削血距离(m)0 100 200 300 400 500-600 700 800 900 1000 1】00』200—j30u 剖面方—f可■r—— 一一一——一一
一
一～一一一——一w一
幽5．1工程边坡剖面及特征点布置图河海大学硕士论文
5．2刚体极限平衡法计算
在天然状态下，计算指定滑动面的边坡稳定系数结果为l_2342，见图5．2。
锚喷加固计算时喷射混凝土与边坡岩体视为一个整体，预应力锚杆根据其设计预应 力值当作外荷载处理。当仅设置一个加固区的四根锚杆时，计算所得的稳定系数为
1．2534，见图5．3；设置两个加固区的锚杆时稳定系数为1．2708，见图5．4；按设计要 求加固三个区域的锚杆时边坡稳定系数为1．2870，见图5．5。 图5．2加固前计算结果
图5．3加固一个区域后计算结果第5章工程实例
图5．4加固两个区域后计算结果
蚓5．5按设计要求加㈨=个区域后计算结粜河海大学硕士论文 5．3有限单元法计算
由于研究的侧重点在加固机理和效果，因此在计算荷载上只考虑堆积体、岩体和锚
杆喷射混凝土的自重。为简化计算，将边坡视为非线性平面应变问题处理。整个计算过 程采用ANSYS有限元计算软件。加固方案是对尚未开挖的边坡进行的。以堆积体54剖面 为研究对象，进行平面分析。选取计算范围见图5．1。在全局直角坐标x—Y平面内建模， 向右为X正方向，向上为Y正方向。所有荷载均作用在X-Y平面内，并且其位移也在x—Y平
面内。同时作为平面应变问题，由于z方向尺寸远大于X和Y方向上的尺寸，沿z方向的应
变为零。
边坡岩体采用实体单元(PLANE42)模拟，岩体材料分为堆积体、强风化岩体、弱
风化岩体和微，化、新鲜新岩体。喷射混凝土面层采用梁单元(BEAM3)模拟。预应力 锚杆采用杆单元r’Ⅶ)模拟。 由于只计算臼重，荷势眇乞、，。椭，所厶采用强度储备法计算安全系数，即保持岩±体的重力加速度为常数，通过逐步减小抗剪强度指标值．将C、tanq，值同时除以
数K=1．0，1．05，1．1，1．15．1．2，1．25，??取不同的值，在坡面上近等距选取 点如图5．1所示，计算特征点的位移，并绘制K—u曲线(其中位移u取绝对值)。当 剧变化时，此时的K值即为所求的安全系数F。
天然边坡网格剖分见图5．6，节点总数为7012，单元总数为6836。计算结果见图 图5．13。从图5．87t<平位移云图可以看出，边坡中下部水平位移绝对值较大，边 水平位移绝对值较小；从图5．9垂直位移云图可以看出，边坡从上到下垂直位移 逐渐减小。由图5．10～图5．13中可以看出四个特征点的7r甲位移和垂直位移在K 处变化明显，BlJ JJIl固前边坡的稳定安全系数F；1．25。
边坡加固后网格剖分见图5．7，喷射混凝土及锚杆加固区域网格加密。节点 17659，单元总数为18654，其中实体单元17378个，粱单元412个，秆单元864个 结果见图5．14～图5．22。从图5．14水平位移云图可以看出，边坡中下部水平位移 较大，边坡底部水平位移绝对值较小；从图5．15垂直位移云图可以看出，边坡从 垂直位移绝对值逐渐减小；锚杆所受轴力见图5．16～图5．18所示，从图中可以看 根锚杆所受的摄大拉力值为305kN，满足使用要求。从图5．19～图5，22中可以看 个特征点水平位移和垂直位移在K=I．3处变化明显，即锚喷加固后边坡的安全系第5章工程女例
，-=1．3。
图5．6天然边坡网格剖分图 H5 7加固后嘲格削分图
56河海人学硕士论文
图5．8 K=I时天然边坡水平位移云图(单位：m) 图5．9 K=I时天然边坡垂直位移云图(单位：r11) 57第5章工程实例 25 20 名15 磊10
掣5
0一———————————1———一 1．05
．
1．1．1．25．3．35
K
图5．10加固前特征点1 K-U曲线图图5．11加固前特征点2 K-U曲线图 4n，
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O●—一一．_——卜——b—●——●!：!L一 1 1．05 l l 1．15 1．2 1．25 1．3 1．35
K
图5．12加固前特征点3K-U曲线图图5．13加固前特征点4 K-U曲线图 图5．14 K=I时边坡加同后水平位移云罔(单位：J11、河海大学硕士论文 图5．15 K=I时边坡加固后垂直位移云图(单位：m) 图5．16 K=l／t,]-上部锚杆轴力图(单位：N) 59第5章工程实例
图5．17 K=I时中部锚杆轴力图(单位：N) 图5．18 K=I时下部锚杆轴力图(单位：N) 60河海大学硕士论文 言3025
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图5．21加固后特征点3 K-U曲线图图5．22加固后特征点4 K-U曲线幽 5．4计算结果分析
斜条分法计算得出的安全系数是：加固前为1．2342；加固后为1．2870。有限 算得出的安全系数是：加固前为1．25；加固后为1．3。由汁算结果可以看出，不 固前还是加固后，这两种方法计算出来的安全系数相当接近，刚体极限平衡法计 安全系数较有限元计算出的安全系数略小。
刚体极限平衡法只要求满足静力平衡条件，不考虑变形协调条件和材料的 系，作用在滑移面上的力系只计法向力和剪力，而不考虑弯矩的作用。另外在计 体极限平衡法将预应力锚杆作为脱离体单独进行计算，预应力锚杆对边坡的作用 坡的外荷载进行处理，喷射混凝土面层则仅仅考虑其对岩层的粘结捆绑作用。实 预应力锚杆、喷射混凝土面层和岩层之间是相互制约、相互协调的，它们之问的 用力与他们之间的刚度、弹性模量及预应力锚杆的入岩土体深度密切相关。而有
法将预应力锚杆、喷射混凝土面层和各岩层作为一个整体的协调性计算，充分考 j
一鬻第5章工程实例
力锚杆、喷射混凝土面层与各岩层的作用关系。这些都是刚体极限平衡法计算结果 限单元法计算结果的不同的原因。
由于预应力锚杆的作用，滑体的变形减小，岩土体的c、妒值有所提高。本文通 应力锚杆与加固区岩体的均化，使得加固区岩体的变形模量和凝聚力有所提高。另 由于预应力锚杆的加固所引起的岩体参数的改变，目前这方面的研究还只是一种定性 说法，没有具体量化的结论，本文仅采用了一种经验公式””来处理岩体参数的改变， 此在这方面还有待进一步研究。 5．5加固方案优化
由于《岩土工程勘查规范》(GB 50021—94)对I级边坡的稳定系数最低要求1．3。 虽然该加固方案用有限元法计算出来的安全系数为1．3，但用刚体极限平衡法计算的 全系数为1．2870，而规范对安全系数的要求是以刚体极限平衡法为基础的，因此该加 方案尚未达到接近规范要求，只能认为其接近规范要求。
本文建议对加固方案进行修改：每个加固区各增设一排预应力锚杆，即每个加吲 为五排预应力锚杆(预应力锚杆设计拉力值为550KN)。此时用极限平衡斜条分法程 计算出来的安全系数为1-3013，满足规范要求。 阁5．23加吲方案优化后计剪结果河海大学硕t论文 5．6敏感性分析
(1)锚杆倾角变化对边坡稳定的影n向
由于锚杆喷射混凝土加固边坡时，锚杆支护起主要作用，本文利用刚体极限
针对锚杆倾角进行了敏感性分析。当锚秆间距不变，锚杆倾角改变时，边坡的稳 系数也相应发生变化，见表5．2所示； 表5．2锚杆倾角变化对边坡安全系数影响
l锚杆倾角(。)5 10 15 20
l边坡安全系数1．2870 1．2866 1．2858 1．2846 1．
图5．24边坡安全系数随锚杆倾角变化
从图5．2l可阻看在本工程中，当锚杆倾角为5。时，边坡的稳定系数最高， 杆倾角的增大，边坡稳定安全系数略有下降。这是由于在平面滑动情况下，当锚 取值为妒一d时(妒为滑动面上的内摩擦角，口为滑动面倾角)，Fh预应力锚杆的 所增加的抗滑阻力增量取得最大值。此时，预应力锚轩的锚固效果最佳。 (2)锚杆间距变化对边坡稳定的影响
当锚杆倾角不变，锚杆问距改变时，利用刚体极限平衡法得出的边坡稳定安 如表5．3所示：
表5．3锚杆间距变化对边坡安全系数影响 l锚杆间距(m)8 13 18 2
I边坡安全系数1．2870 l，2870 1．2866 1．2第5章工程实例 彝l·287 垛 啦 悄1．2865 10 15
锚杆间距(m)