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九 混凝土面板堆石坝与边坡工程稳定分析 1 综述

岩土工程是一门综合诸多门类的传统学科，具有很强的实践性。近几十年来，

随着经济建设的发展，岩土工程与其他相关学科的交叉、渗透不断加强，其学科

领域涉及能源、交通、水利、土木、矿山、环境、减灾等各个方面。在我国当前

的水利水电开发过程中，也面临一系列岩土工程方面的问题，其中主要包括：土

石材料的工程特性、边坡处理、非饱和土和特殊土性质、深覆盖层地基处理、隧

洞围岩稳定和地质灾害预防、病险水库加固处理等。

土石坝工程的技术研究是具有悠久历史的古老学科，同时也是水利水电工程

中的重要领域。近些年来，随着国家经济的持续快速发展，以及西部大开发战略

的实施，一批高坝大库将在我国的西部拔地而起。而我国的西部地区复杂的地形

条件和地质构造将为这些高坝大库的建设设置重重障碍，工程将面临一系列前所

未有的技术挑战。另外，从我国土石坝工程的发展趋势看，目前，混凝土面板堆

石坝正面临着从200m级坝高向300m级坝高的跨越，而心墙堆石坝则已经开始进

入300∼350m坝高的量级。面对这些挑战，迫切需要在借鉴已建工程和以往研究

的基础上创新研究思路，开拓新的研究领域。

根据中国水利水电科学研究院岩土所的专业领域和学科发展规划方向，跟踪

调研工作的重点集中在水利水电工程中的岩土工程问题和高土石坝工程的筑坝

技术发展方面，调研的主要的学科方向包括：

（1）土石材料的物理、力学特征及工程特性

（2）岩土工程测试技术（室内试验、现场试验、模型试验）

（3）特殊土和非饱和土研究

（4）坝基岩土特性分析与坝基处理技术

（5）边坡工程的分析与处理

（6）地下洞室工程

（7）高面板堆石坝工程

（8）高心墙堆石坝工程

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（9）土石坝抗震技术（分析理论、工程措施）

（10）环境岩土工程

（11）爆炸理论、爆破技术、爆炸防护

（12）地下水运动规律及渗流控制技术

（13）大坝安全管理及风险分析研究

（14）土工合成材料应用

在本次跟踪调研中，将主要涉及2方面的学科内容，第1部分为高土石坝筑坝

技术（主要为混凝土面板堆石坝），第2部分为边坡工程（主要是边坡工程的分析

方法）。

2 调研资料的主要来源

调研资料的主要来源主要包括以下几个方面：

（1）主要国际权威学术刊物

ASCE Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering

Canadian Geotechnical Journal

Geotechnique

International Journal for Numerical and Analytical Methods in

Geomechanics

Geotechnical Testing Journal

Rock Mechanics and Rock Engineering

International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences

Computers and Geotechnics

The International Journal on Hydropower & Dams

Dam Engineering

（2）国际会议论文集

Proceedings of ICOLD congress and symposium

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Proceedings of International Symposium of Dam Engineering

Proceedings of International Symposium of CFRD (II, III)

Proceedings of Physical Modeling in Geotechnical Engineering

Proceedings of ISSMGE

（3）其他

出国访问收集的资料、专家来访的报告、网络。

3 混凝土面板堆石坝

3.1 调研背景概述

混凝土面板堆石坝（CFRD：Concrete Faced Rockfill Dam）是以堆石体为支

承结构、并在其上游表面设置混凝土面板作为防渗结构的一种堆石坝。从1895

年美国建成54m高的Morena坝至今，混凝土面板堆石坝的建设和发展经历了一个

多世纪的发展历程。库克（J．B．Cooke, 1984; 1993）将堆石坝的发展进程划分

为3个阶段：1850∼1940年是以抛填堆石为特征的早期阶段；1940∼1965年为从抛

填堆石到碾压堆石的过渡阶段；1965年以后为推广碾压堆石的现代阶段。1971

年澳大利亚建成高l10m的Cethena面板堆石坝，奠定了现代混凝土面板堆石坝的

技术基础。此后，1980年巴西建成了高160m的Foz do Areia坝；1985年哥伦比亚

建成了高148m的Salvajina坝；巴西的Segredo坝，坝高145m；Xingo坝，坝高140m；

而1993年墨西哥建成的Aguamilpa坝，坝高187m，是当时世界 高的面板堆石坝。

经过多年的发展和技术改进，面板堆石坝的设计和施工方法日趋成熟，在世界范

围内的应用也日益广泛。从目前已建成的坝运行状况来看，绝大多数坝的运行性

状良好，面板堆石坝正逐渐成为一种极富竞争力的土石坝坝型。

进入21世纪以来，国际上相继开工建设了一批坝高200m级的高混凝土面板

堆石坝，并应用了一些新的技术手段，取得一些值得借鉴的经验（Materón, 2005;

Hydropower and Dams, 2004a; Hydropower and Dams, 2004b）。但从已建工程的初

步运行情况看，这些200m级的高坝也出现了一些问题，这些运行中的问题，反

映了高混凝土面板堆石坝的新特征，引起了国际坝工界的普遍重视。目前，中国

面板堆石坝的发展面临着从200m级坝高向300m级坝高的突破，深入研究200m级

高混凝土面板堆石坝的应力、变形特征，反思现有设计理念和施工方法中可能存

在的问题，将为我们实现面板堆石坝从200m向300m的跨越提供有益的借鉴。

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调研资料的主要来源来自于国际坝工专业的学术刊物，包括：《The

International Journal on Hydropower & Dams》、《Dam Engineering》等；国际坝工

学术研讨会论文集，包括：《Proceedings of International Symposium on CFRD, 2000

Beijing》、《中国混凝土面板堆石坝20年》、《Workshop on High Dam Know-how,

2007 Yichang》、《Proceedings of 5th International Symposium on Dam Engineering,

Lisboa, Portugal》等，以及出国考察所收集的资料。

3.2 当前国际高混凝土面板堆石坝建设概况

3.2.1 国际面板堆石坝工程的建设与发展趋势

现代高混凝土面板堆石坝的建设始于澳大利亚的Cethana面板堆石坝，

Cethana面板堆石坝设计和施工中所建立的标准和方法对后期的高混凝土面板堆

石坝的发展产生了重要的影响。表1中列出了30多年来国际上一些重要的混凝土

面板堆石坝工程的简要情况（Hydropower and Dams, 2004b），其中，包含了近些

年来国际上刚刚建成和正在建设的一批200m 级高面板堆石坝工程。

图1所示为自Cethana面板堆石坝建成以来，世界上面板堆石坝的坝高发展趋

势。由图可见，随着面板堆石坝技术的发展和新技术的不断应用，面板堆石坝的

筑坝高度不断提高，尤其是近些年，很多面板堆石坝工程的高度都达到了200m

的量级。

图1 国际上面板堆石坝的坝高发展趋势

建成时间

坝高

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表1 世界上的主要高面板堆石坝（不包含中国） 坝 名 国 家 坝 高（m） 筑坝材料 建成时间

Cethana 澳大利亚 110 石英岩 1971 Alto Anchicaya 哥伦比亚 140 角页岩 1974 Foz do Areia 巴西 160 玄武岩 1980 Salvajina 哥伦比亚 148 砂砾石 1983 Aguamilpa 墨西哥 187 砂砾石／熔结凝灰岩 1993 Santa Juana 智利 113 砾石 1995 Messochora 希腊 150 1996 Itá 巴西 125 玄武岩 1999 Puclaro 智利 83 砾石 2000 Antamina 秘鲁 109 灰岩 2002 Machadinho 巴西 125 玄武岩 2002 Itapebi 巴西 120 片麻岩, 云母 2003 Mohale 莱索托 145 玄武岩 2003 Barra Grande 巴西 185 玄武岩 2006. Campos Novos 巴西 202 玄武岩 2006 Kárahjúkar 冰岛 196 玄武岩 2007 El Cajón 墨西哥 189 熔结凝灰岩 在建 Mazar 厄瓜多尔 187 在建 La Yesca 墨西哥 205 在建 Porce III 哥伦比亚 151 在建 Bakun 马来西亚 205 硬砂岩／页岩 在建

3.2.2 当前国外面板堆石坝工程中采用的一些新技术

现代面板堆石坝的主要特点是采用薄层碾压、滑模施工面板施工技术。随着

面板堆石坝技术的发展，近期的面板堆石坝建设中采用了一些新的技术，归纳起

来，主要有以下几方面：

（1）坝体断面及分区

早期混凝土面板堆石坝的上、下游边坡坡比为 1:1.4，而近期巴西修建的几

座高面板堆石坝，其上、下游坡比均采用了 1:1.3 的坡比（Hydropower and Dams,

2004a; Borges, Teixeira, et al., 2004）。从坝体的运行情况看，坝体稳定并没有出现

特别的问题。由此可见，对于高混凝土面板堆石坝，在筑坝材料强度满足要求的

情况下，堆石体的边坡可以采取较陡的坡比。目前，国内的大部分面板堆石坝工

程仍采用 1:1.4 的边坡坡比，只有少量工程采用了 1:1.3 的坡比。

关于堆石的材料分区，在现代面板堆石坝的设计中，坝体断面的材料分区已

基本趋于标准化。根据 Cooke 和 Sherard 提出的面板堆石坝坝体分区命名规则，

常规的面板堆石坝坝体分区如图 2 所示。图中，坝体中心部位的区域为“死区”。

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在国内的面板堆石坝实践中，一般取“死区”下游侧的边界作为主、次堆石的分界，

但国外的一些工程却倾向于将次堆石的区域扩大至 “死区的上游侧”，以扩大次

堆石区的范围。美国的 Palmi 则根据莱索托 Mohale 工程的施工、运行情况，提

出将主、次堆石的分界线改为倾向上游方向，适当降低次堆石区的顶部高程，次

堆石区顶部位置向下游方向移动的方案，如图 3 中的虚线所示（Palmi, 2007a;

Palmi, 2007b; Palmi, 2007c）。

图2 面板堆石坝的分区

图3 Palmi建议的次堆石分区方案

（2）混凝土面板厚度

传统的混凝土面板堆石坝设计中，面板厚度常采用的计算公式为 T=0.3+αH

(m)，其中，α为厚度变化系数。在中国的面板堆石坝实践中，一般常取α系数为

0.003，而国外的面板堆石坝工程常倾向于采用较薄的面板厚度，一般取α系数为

0.002∼0.003。在巴西 Barra Grande 和 Campos Novos 面板堆石坝的设计中，对库

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水深度大于 120m 范围的面板采用了新的厚度计算公式 T=0.0045H。采用该公式

时，底部面板厚度增大，同时，库水 120m 深度以下部分的面板梯度（H/t）大幅

减小，并保持为一个常值（222），由此，可以提高面板的防渗和安全性能，如图

4 所示（Materón, 2005）。

图4 面板厚度的设计

（3）挤压挡墙施工技术

在巴西 Ita 面板堆石坝的施工中，首次采用了挤压挡墙的施工方法。目前，

这种新的施工技术已经在国外面板堆石坝工程中得到了广泛的应用，如 Itapebi、

Antamina、Mohale、Barra Grande、Barra Grande、Campos Novos、Kárahjúkar、

Bakun 等工程（Materón, 2005）。

相对于传统的面板堆石坝垫层区施工方法，采用挤压式挡墙，可以简化施工

程序，并且利于坝前区的坡面保护。但是，对于在面板与垫层堆石区之间嵌入的

这一层混凝土齿状结构，它必然会对面板与垫层局部区域的应力和变形产生一定

程度的影响。因此，在挤压挡墙的工程实践中，一般均强调挡墙混凝土的预期性

能应具备低弹模、半透水的特性，同时，为满足垫层料碾压施工的需要，挡墙混

凝土又应具备较高的早期强度。从目前国外的工程应用实践中看，挡墙混凝土的

弹性模量一般在 5000∼8000MPa 之间、渗透系数一般为 10-2∼10-3cm/s，3 天强度

一般为 2.0∼4.0MPa。国外工程常用的挤压挡墙混凝土配比如表 2 所示。

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表2 国外工程常用的挤压挡墙混凝土配比 水泥 50 ∼ 75kg 砂 1100kg 骨料 1100 kg 水 125 L

（4）内部趾板技术（Materón, 2005; Materón, 2007）

面板堆石坝的趾板设计主要是保证趾板地基在设计水头下不至于产生冲蚀

破坏，其宽度取决于作用水头和基岩性质。以往的面板堆石坝趾板设计中，一般

采用从趾板参考线向外延伸宽度的做法。而近期国外的面板堆石坝工程中，普遍

采用了内部趾板的设计，即缩短趾板线上游侧的趾板宽度，同时，在趾板参考线

下游侧延伸一段内部的趾板宽度，使外部趾板和内部趾板的总宽度满足渗径的要

求。这一做法来源于 Cooke 建议的 4＋X 趾板设计理念，即外部平趾板主要以满

足趾板灌浆的宽度要求，其渗径长度不够的部分，采用内部趾板的方式补足，这

样的趾板设计、施工方法可以显著地减少坝肩的开挖量。

（5）滑模施工连续趾板（Materón, 2005; Materón, 2007）

为加快趾板的施工速度，近期国外的面板堆石坝工程中采用了整体滑模连续

施工技术。同时，为配合内部趾板的设计，滑模可以组装成使内部趾板和外部趾

板一次浇筑成型。图 5 所示为巴西 Itapebi 面板堆石坝的趾板滑模施工。

图5 Itapebi面板堆石坝的趾板滑模施工

（6）预制防浪墙（Materón, 2005; Materón, 2007）

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常规的面板堆石坝工程一般均采用现浇的方式建造防浪墙， 近，巴西的几

座面板堆石坝工程均采用了预制防浪墙的施工技术。即先在工厂制造防浪墙的预

制件，然后再运至工地拼装。这样的做法可以加快施工进度，缩短工期。国际上

首次采用预制防浪墙设计的工程是巴西的 Machadinho 面板坝，随后的 Barra

Grande 和 Campos Novos 面板坝也采用了这一做法。图 6 为预制防浪墙的现场安

装。

图6 预制防浪墙的现场安装

（7）高趾墙

对于面板堆石坝的趾板设计，经常会因局部地形的问题而使得趾板线的布置

面临较大困难。通过采用修建高趾墙的方法，可以改善局部地形，从而保证趾板

线的顺畅（如图 7）。对于这样的设计，重要的问题是保证趾板的稳定性。巴西

的 Machadinho 面板坝，趾板线上采用了一系列高趾墙， 高处为 20m。工程设

计中，通过采用安装锚杆、设置排水系统等措施，有效地保证了趾板的稳定。

图7 趾板的高趾墙

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3.2.3 近期国外面板堆石坝工程中出现的问题

在近期国外修建的面板堆石坝工程中，施工期和运行期均出现了一些问题，

主要有：面板的脱空、面板的结构性裂缝、岸坡垫层区的斜向裂缝、挤压边墙与

堆石体的分离、蓄水期河床段混凝土面板的挤压破坏等，其中，尤以面板的结构

性裂缝和面板的挤压破坏 为突出。根据目前所掌握的资料，高面板堆石坝面板

挤压破坏的实例主要有：

（1）莱索托莫哈里（Mohale）坝（Paulo, Manoel, et al., 2007; Materón, 2007）

莱索托的莫哈里面板堆石坝，坝高 145m，筑坝堆石料为玄武岩，2003 年建

成，是目前非洲 高的混凝土面板堆石坝。其坝体断面分区如图 8 所示。

图8 Mohale面板堆石坝的坝体断面分区

莫哈里面板堆石坝在建成后的首次蓄水时（2006 年 3 月），河床段面板的上

部沿纵缝位置，混凝土面板出现了挤压破坏，其破损区域一直延伸至防浪墙底。

（如图 9 所示）。

图9 Mohale面板堆石坝的面板挤压破坏

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（2）巴西巴拉格兰德（Barra Grande）坝（Paulo, Manoel, et al., 2007; Materón,

2007）

巴西的巴拉格兰德面板堆石坝，坝高 185m，坝顶长 665m，坝顶高程 647.5m。

其筑坝堆石料为玄武岩，坝体上、下游边坡坡比为 1:1.3。坝体的典型设计断面

如图 10 所示。

图10 Barra Grande面板堆石坝的断面分区

巴拉格兰德面板堆石坝 2005 年 7 月开始蓄水，蓄水初期，大坝运行无异常

现象发生，至 2005 年 9 月，库水位蓄至 628m 高程（相当于 163m 水头）。其间

（8 月底至 9 月初），因连降暴雨，库水位曾在 3 天内猛升 20m。9 月 19 日，当

库水位升至 630.3m 高程时，下游量水堰观测到的渗漏量为 220L/s。9 月 22 日，

在第 19 块和 20 块面板之间的纵缝位置发现面板的挤压破坏。当水头为 171m 时

（相当于正常蓄水位对应水头的 92％），观测到的渗漏量达到 428L/s。通过水上

和水下的观测，面板挤压破坏的范围一直延伸至 554m 高程，到达二期面板的顶

部（如图 11 所示）。

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图11 巴拉格兰德面板堆石坝面板挤压破坏的位置

图12 巴拉格兰德面板堆石坝面板挤压破坏的情况

（3）巴西坎泼斯诺沃斯（Campos Novos）坝（Paulo, Manoel, et al., 2007;

Materón, 2007）

巴西的坎泼斯诺沃斯面板堆石坝，坝高 202m，坝顶长 590m，坝顶高程

685.8m，坝体上、下游边坡坡比为 1:1.3，筑坝堆石料为玄武岩。坝体典型设计

断面如图 13。

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图13 坎泼斯诺沃斯面板堆石坝的断面分区

坎泼斯诺沃斯面板堆石坝建成后的初次蓄水过程中，2005 年 10 月，当库水

位升至水库正常蓄水位对应水头的 92％水头时，沿第 16、17 块面板的纵缝位置

发生了面板的挤压破坏。挤压破坏的位置位于面板顶部，其上缘至 660m 高程（防

浪墙底），下缘延伸至水下，到达 535m 高程（如图 14 所示）。此外，在 656m 高

程（2 期面板与 3 期面板的施工缝位置）还观测到了水平向的面板裂缝。

图14 坎泼斯诺沃斯面板堆石坝面板挤压破坏的位置

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图15 坎泼斯诺沃斯面板堆石坝面板挤压破坏的情况

3.3 本学科发展新动向和值得关注点

自澳大利亚建成 Cethana 面板堆石坝以来，目前，国际上面板堆石坝的发展

进入了一个新的发展阶段。不仅中国的面板堆石坝的建坝高度不断突破，近期，

国外也修建和酝酿修建一批高混凝土面板堆石坝，如墨西哥的 La Parota，坝高

165m，La Yesca，坝高 205m，老挝的 Nam Ngum 2，坝高 180m。（Materón, 2005）

随着面板堆石坝坝高的增加，坝体的应力和变形以及大坝的运行性态将不可

避免地产生一些迥异于百米级坝高的新特性。库克和谢纳德曾经指出：“混凝土

面板堆石坝是未来特高坝的一种适宜的坝型，对于采用常规堆石材料的 300m 高

的面板堆石坝，其运行特性可以根据对已有的面板堆石坝观测数据的适当外推而

进行预测”。就坝高的发展趋势而言，由于混凝土面板堆石坝自身的安全特性和

适应性，上述论断的前半部分无疑是正确的。但是，对于 200m 级甚至 300m 级

坝高的面板堆石坝，其运行特性是不可能简单地通过对已建工程观测数据的适当

外推而进行判断。近些年来，随着国内外一批 200m 级高混凝土面板堆石坝的相

继建成，国内外坝工界对于高混凝土面板堆石坝应力变形特性的认识也不断深

入，在这些工程实践中，既有成功的经验，也发现了一些问题。以前，从坝高

100m 级面板堆石坝的建设中得到的经验是：坝体次堆石区的变形对面板的应力

变形性状影响不大、坝体堆石的填筑可以任意分区并设置坝内施工坡道、堆石的

碾压仅需 10t 振动碾碾压 4 遍、次堆石区铺层厚度可放宽至 2m、混凝土面板的

厚度和配筋可以减少等。从近期国际上 200m 级高混凝土面板堆石坝的建设经验

看，上述的百米级面板堆石坝的设计、施工理念对于 200m 级的高坝都是不正确

的，国外的一些专家（Pinto、Marulanda、Materon、Palmi 等）对此也提出了质

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疑。对于未来的特高混凝土面板堆石坝（坝高 200∼300m），已有的设计准则和一

些百米级面板堆石坝的常规施工方法有必要进行适当的修改与调整，以适应高坝

的情况。

3.3.1 高面板堆石坝的分区设计和面板厚度设计

长期以来，面板堆石坝的分区设计基本上都是沿用 Cethana 等早期面板堆石

坝所确立的断面分区形式，混凝土面板的厚度也是基本采用库克建议的厚度计算

公式。随着面板堆石坝坝高的增加和面板堆石坝筑坝技术的发展，目前，国内外

坝工专家正在探讨改进的面板堆石坝断面分区设计形式，以调整、适应高面板堆

石坝的应力变形特征。对于面板堆石坝而言，堆石的分区设计基本原则应该是为

混凝土面板提供稳定、可靠的支撑，同时，保证在出现渗漏情况下坝体的渗透稳

定。从已建高面板堆石坝工程的运行实践看，对于高坝，次堆石（3C 区）的压

缩变形特性对于面板的应力变形性状有着重要的影响，如何反映这一影响因素，

将是断面分区改进的重点方向。

对于面板厚度的设计，长期以来一直是采用顶部厚度 30cm，从顶部到底部

逐步变厚的形式，即面板厚度 t=0.3+αH (m)，H 为水头值，α为固定系数。国内

的面板堆石坝工程，α系数常取为 0.003。在国外的面板堆石坝工程中，一直倾向

于采用 0.002 的系数，而且，国外专家一直建议减薄面板的厚度，并减少面板的

配筋。从近期几座高混凝土面板堆石坝的实践看，这样的建议对于高坝是不合适

的。 近，由于高混凝土面板堆石河床段面板挤压破坏的出现，也引起了坝工界

对面板厚度设计的讨论。部分工程对于河床段面板采用了加厚的措施，面板顶部

的厚度调整为 0.4m。在面板堆石坝的设计中，面板的厚度按水力比降确定为上

薄下厚的形式，但从面板的工作形状看，面板下部长期处于水下，而面板上部则

暴露于大气中或处于水位变动区，耐久性问题突出，而且，河床段面板的应力为

拉压组合，应力状态相对不利，考虑适当增厚顶部面板的厚度，有着一定的道理。

这一问题有待进一步的深入研究。另外，对于高混凝土面板堆石坝，如何增加混

凝土面板的柔度，使面板能够更好地适应坝体的变形，这也是值得关注的重要问

题。

3.3.2 高面板堆石坝面板的抗挤压破坏措施

针对 近几座高混凝土面板堆石坝所出现的河床段面板上部垂直缝两侧混

凝土发生的挤压破坏问题，国际坝工界给予了高度的重视。2006 年 6 月在西班

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牙巴塞罗那举办的第 22 届国际大坝会议上，Pinto、Palmi 等对此问题进行了论

述。2007 年 2 月在葡萄牙里斯本举办的国际坝工技术研讨会上，Paulo、Freitas

等也对面板挤压破坏的问题进行了分析。2007 年 5 月在宜昌举办的面板堆石坝

国际讨论会上，Materon、Freitas、Palmi、徐泽平等对面板挤压破坏的原因、机

理和应对措施等进行了深入的研讨。

根据目前对面板挤压破坏的认识，防止高面板堆石坝挤压破坏的措施主要包

括两个方面：一是控制坝体堆石的变形，二是提高面板适应变形、抵抗压应力的

能力。对于坝体总体变形的控制，主要是从合理分区、选择堆石材料、改善堆石

压实等方面进行。对于面板适应变形能力和抵抗压应力能力的提高，主要包含以

下几方面的内容（Materón, 2007）：

（1）改进面板压性纵缝的设计，在河床断面板纵缝之间，填入一定厚度的

可变形材料，以吸收沿坝轴向方向的变形，释放河床段面板积聚的应变能。

（2）适当增加河床段面板顶部面板的厚度。

（3）降低压性纵缝铜止水鼻子的高度，铜止水底部的砂浆垫层嵌入挤压边

墙内，减少压性纵缝顶部的 V 形槽的深度或不设 V 形槽。这些措施都是为了增

加面板承压的的接触面积。

（4）在受压区面板侧边布置抗挤压钢筋。

（5）采取措施，降低挤压边墙对混凝土面板的约束。

应该指出的是，对于河床段面板的挤压破坏问题， 早发现的是中国的天生

桥一级面板堆石坝，中国工程师对于挤压破坏的原因的分析和处理措施的应用也

是 早的。上述应对面板挤压破坏的工程措施大部分也曾在天生桥一级面板堆石

坝工程中进行过应用。

图16 冰岛Kárahjúkar面板堆石坝改进的压性纵缝设计

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在未来的高混凝土面板堆石坝设计施工中，如何改善蓄水期面板的受力状

况？如何防止面板发生挤压破坏？这些将是高混凝土面板堆石坝进一步发展所

面临的重要问题，也是今后科研工作所必须关注主要问题之一。

3.3.3 高面板堆石坝的结构裂缝控制

混凝土面板是面板堆石坝的主要防渗控制结构，其受力状态和变形特征是面

板堆石坝设计、施工中的重要问题。面板的结构性裂缝主要表现为坝肩附近平行

于趾板线的斜向裂缝和面板水平向的张拉裂缝。坝肩的斜向裂缝主要是由于坝肩

处堆石的不均匀变形所致，而面板水平向张拉裂缝则主要是由于堆石整体变形所

导致的面板拉应力过大所造成的。图 15 和图 16 所示分别为巴西的 Xingo 面板堆

石坝施工期岸坡垫层区出现的裂缝和巴西 Campos Novos 面板堆石坝蓄水后出现

的面板裂缝和水库水位骤降后出现的坝体失稳破坏（Sobrinho, Xavier, et al.,

2007）。

图15 巴西Xingo面板堆石坝施工期坝肩垫层区的裂缝

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图16 巴西Campos Novos面板堆石坝蓄水期的面板裂缝

在今后的高面板堆石坝筑坝技术研究中，对于面板结构性裂缝产生原因和机

理的深入研究将是一个重要的研究方向。同时，通过深入细致的研究，探讨改进

坝体设计和施工方法的措施，减少面板结构性裂缝的产生，这也是工程所关心的

重点问题。

3.3.4 挤压挡墙约束的消减

挤压挡墙是近些年来面板堆石坝工程中应用较广的施工新技术，但是，目前

国内外坝工界对于挤压挡墙与混凝土面板的相互作用关系尚存疑虑。从挤压挡墙

的结构形式上看，挡墙的上游侧与混凝土面板接触，下游侧则是与垫层料呈阶梯

状接触，其材料界面的接触关系较为复杂。尽管挤压挡墙上下两层之间采用了类

似铰接的连接方式，但是，挡墙对于面板的约束作用仍然是存在的。这种约束作

用的大小与挡墙混凝土的模量，以及河谷和岸坡的地形形状密切相关。

由于 近国际上几座高面板堆石坝出现的面板裂缝问题，消减挤压挡墙约束

作用引起了国内外坝工界的普遍重视，目前的措施主要有喷洒乳化沥青、铺设土

工合成材料、切断挤压挡墙等，其实施效果尚有待工程实践的检验。

3.4 对本学科发展的若干建议

面板堆石坝发展的初期，面板堆石坝的设计和施工主要以参考已建工程的经

验并结合工程师的判断为主，系统性的科研工作不多。近些年来，随着面板堆石

坝技术的发展，巴西、墨西哥、澳大利亚等国分别结合其工程建设的需要，在坝

料试验、变形分析和止水结构等方面展开了一系列科研工作，面板堆石坝的设计

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340

正逐渐从经验判断转向在工程经验的基础上以理论分析和试验研究为指导的阶

段。近些年来，高面板堆石坝的发展方兴未艾，而我国也将要开工兴建 300m 坝

高的高面板堆石坝。为进一步推动高混凝土面板堆石坝的发展，今后，对于高面

板堆石坝筑坝技术的研究，应该着重以下几个方面的研究工作：

（1）高混凝土面板堆石坝堆石体变形控制方法与相关工程措施的研究

在面板堆石坝的设计中，坝体的变形控制是一项 重要的考虑因素，面板的

应力、接缝的位移等，无一不与此密切相关。在高面板堆石坝中，堆石体应达到

尽可能高的变形模量，以保证其在自重和水荷载作用下具有尽可能小的变形。堆

石的变形模量主要取决于堆石母岩的性质、堆石的级配和施工压实的情况。

面板坝堆石体的变形主要包括瞬时变形和长期变形。而无论是瞬时变形，还

是长期变形，都与坝体堆石的压实密度及应力状态和应力水平密切相关，也就是

与坝体的高度有着直接的关系。因此，未来的高混凝土面板堆石坝的设计应以与

变形控制为核心，从堆石材料的选择、坝体断面的分区、施工填筑分期、压实标

准控制、预沉降措施等方面研究控制坝体变形、确保大坝安全的设计方案和施工

措施。

（2）面板堆石坝接缝系统设计与面板应力改善的工程措施

对于面板堆石坝，混凝土面板是挡水防渗的主要防线，面板接缝的止水系统

也是大坝防渗屏障的重要组成部分和薄弱环节。保证接缝系统的安全可靠和混凝

土面板应力的合理分布，是高混凝土面板堆石坝设计中的重要课题。在今后的高

面板堆石坝技术发展中，应研究高效、可靠的新型止水结构方案，根据高面板堆

石坝的变形特点和高水头作用的荷载条件，开发新型止水材料。同时，应探讨通

过合理的分缝措施，研究改善混凝土面板的应力分布，减少面板结构性裂缝的工

程措施。从国内几座 200m 级坝高的面板堆石坝的经验看，改进面板厚度设计方

法（适当加厚）、合理配置面板钢筋（双层布筋）、压性缝适当填充可压缩材料、

合理设置水平缝等都将是改善面板应力分布的有效措施。

（3）堆石材料工程特性及面板堆石坝分析理论的研究

堆石材料工程特性的研究是改进高混凝土面板堆石坝设计的基础，面板堆石

坝的数值分析也是面板堆石坝设计中的重要参考因素。过去的二十年，国内外在

堆石材料工程特性和面板堆石坝分析理论方面都做了大量的研究工作，也取得了

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341

很多的成果。但是，就目前的发展水平而言，试验室室内试验的结果与现场的堆

石材料性质还存在一定的差别，现有的试验手段尚有待进一步的改进。数值计算

分析目前虽然能够定性地给出坝体和面板的应力变形分布规律，但计算结果的数

值尚不能达到定量分析的程度。在今后的研究工作中，应通过室内试验和现场试

验的结合，同时，通过对施工期原型观测资料的反演分析，在室内试验结果与现

场堆石料的工程特性之间建立一定的相关关系，以进一步深入研究堆石材料的工

程特性。另外，在堆石材料的试验研究中，应进一步研究复杂应力路径条件、干

湿循环加载条件下堆石的应力变形特性以及堆石的流变变形特性。在数值计算方

面，则需要通过改进数学模型、开发新的数值模拟方法等措施，以进一步提高计

算分析的可靠性。

（4）高面板堆石坝堆石填筑施工方法及控制标准的研究

面板堆石坝的填筑施工和压实质量控制标准是面板堆石坝变形控制措施具

体实施的重要保证。从近期国外修建的几座高混凝土面板堆石坝的施工情况看，

普遍存在着压实密度控制标准偏低的问题。在面板堆石坝的碾压施工中，堆石碾

压施工时的振动碾重量、堆石铺层厚度、碾压过程中的加水量是决定堆石压实密

度的重要因素，同时，施工过程压实密度的快速检测也是保证堆石压实质量的重

要措施。近期国内修建的高混凝土面板堆石坝工程中普遍应用重型振动碾并开始

引入冲碾压实技术，在压实质量的检测中推广使用了附加质量法。这些新技术的

适用性如何？其应用过程如何进一步改进？以及在高面板堆石坝填筑施工中如

何根据坝体变形控制的要求开发新的填筑施工方法？这些将是今后高面板堆石

坝施工技术研究中的主要课题之一。

4 边坡工程稳定分析

边坡工程是涉及工程地质、岩土力学、水文学、气象学、信息学等学科相互

交叉、相互渗透的一门学科。本次调研报告将主要针对边坡稳定分析方法进行分

析总结。2008 年 6 月在我国西安召开的国际滑坡与工程边坡会议，对于边坡工

程的国际发展动态更为全面的跟踪调研，根据会议所反映的 新研究成果，进行

系统的总结。

4.1 边坡稳定分析方法的国际发展综述

我国是一个地质灾害发生十分频繁、损失极为严重的国家。据初步统计，每

年由地质灾害所带来的经济损失平均在 200 亿~500 亿元之间，地质灾害已成为

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342

制约我国经济及社会可持续发展的一个重大问题。随着我国国民经济的高速发展

和西部开发战略的实施，大中型工程建设项目的日益增多。这些重大工程的建设，

由于规模宏大和施工场地限制，经常需要在复杂地质环境条件下，人为开挖各种

各样的高陡边坡，边坡稳定问题将愈加突出。这些边坡工程的稳定状态事关工程

建设的成败与安全，会对整个工程的可行性、安全性以及经济性起着重要的作用，

并在很大程度上影响工程建设的投资与效益。如何经济、合理地设计边坡工程和

对边坡工程进行稳定性评价，其意义尤为重大。岩土体物理力学参数、稳定分析

方法和稳定判别标准（安全系数、可靠度指标）是边坡稳定分析中的三个主要方

面，它们之间有着必然和内在的联系，由于篇幅的限制，这里只对稳定分析方法

进行评述，关于另外两个方面，可以参阅（Duncan, 1996；陈祖煜, 2003）。

综观国内、国际岩土力学的发展，在边坡稳定分析方法研究方面有以下几个

特点：

（1）开发具有严格理论基础和实用价值的极限平衡和极限分析方法是目前

边坡工程界的主流

极限平衡方法始终是堤坝、天然边坡和其他岩土结构中主要的稳定分析方

法。这一方法起源于经验的背景，后由 Bishop、Janbu、Spencer、Morgstern、Sarma、

陈祖煜等学者作出了一系列的改进，形成了一个满足静力平衡要求，适用于任意

形状滑裂面的较严格的方法。

自从 Chen (1975) 发表了《土的塑性》（Chen,W.F. Limit analysis and soil

plasticity, 1975）一书以来，边坡稳定的极限分析方法的研究得到了长足的发展，

已初步形成了边坡稳定的上限分析方法（Michalowski, 1995；Donald and Chen,

1997; Chen et al., 2001a，b）。这一方法从构造机动许可速度场入手，通过虚功原

理建立功能方程来求解安全系数，避开了传统极限平衡方法为使问题静定可解需

要大量假设的局限性。表 3 给出了各种二维极限平衡法的不同假定（李亮，2005）。

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表3 各种二维极限平衡法的不同假定 极限平衡条分法 多余变量的假定 严格/非严格 作者及时间 瑞典条分法 假定条块间无任何作用力 非严格 Felinius(1936)

简化 Bishop 法 假定条块间只有水平力 非严格 Bishop(1955) 简化 Janbu 法 假定条块间只有水平力 非严格 Janbu(1954) 传递系数法 假定了条间力方向 非严格 潘家铮(1980)

分块极限平衡法 条块间满足极限平衡 非严格 潘家铮(1980) 不平衡推力法 假定了条间力方向 非严格 建筑地基基础设计

规范(1989) Sarma 法 条块间满足极限平衡 非严格 Sarma (1973,1979)

严格 Janbu 法 假定条间力作用位置 严格 Janbu (1973) Spencer 法 假定条块间水平与垂直作用力之

比为常数 严格 Spencer (1967)

Morgenstern-price法

严格 Morgenstern-price (1965)

Leshchinsky & Huang 法

假定条底法向力的分布、大小 严格 Leshchinsky&Huang (1992)

（2）边坡稳定分析的三维方法是边坡稳定分析的必然发展趋势

目前边坡稳定分析，二维极限平衡法是常用的手段，但越来越多的工程实际

问题提出了建立三维边坡稳定分析的要求。因为实际工程中，边坡的破坏体往往

为多种土体的空间组合，破坏面呈现复杂几何形状，破坏体本身所承受的外力也

不对称，严格地说，考虑到边坡的这些空间复杂性，边坡稳定应该进行三维分析，

以便更可靠的评价边坡稳定性。Hovland（1977）假定所有条块间的作用力为零，

将普通条分法推广到三维，可以计算破坏面为任意几何形状的边坡；Chen 和

Chameau（1982）假定垂直滑动方向的条块侧面的条块间作用力的倾角为统一常

数，并假定平行于滑动方向的条块侧面的条块间作用力的倾角等于该侧面底边的

倾角，由垂直滑动方向的条块侧面的条块间作用力的两个方向的力平衡和绕任意

点的总的力矩平衡三个方程得到安全系数，适用于对称破坏面的边坡，但是该方

法对某些情况会出现二维比三维的安全系数值大，说明有些假定是不合理的。

Hungr（1987）推广了 Bishop 简化法，由绕圆心转动的力矩平衡得到安全系数，

适用于对称圆弧破坏面；Lam 和 Fredlund（1993）假定条块间的滑动和垂直滑动

两个方向的作用力的倾角为常数，由沿滑动方向的力平衡和绕旋转轴的力矩平衡

两个方程式得到安全系数，适用于对称旋转破坏的计算公式。陈祖煜等（2001）

将二维 Spencer 法扩展到三维，张均锋（2004, 2005）等对二维 JANBU 法进行了

有益的扩展，可进一步给出坡体各部分的安全系数以及各部分的潜在滑动方向。

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344

陈胜宏（2005）等基于二维不平衡推力法的相关假定，提出了适用于任意形状滑

动面的边坡在复杂荷载作用下的三维安全系数计算方法，即三维剩余推力法。冯

树仁（1999）等忽略条块间的垂直方向剪力，利用垂直方向和滑动方向的力平衡

条件求得安全系数，提出了一种类似三维 JANBU 法的计算方法；李同录（2003）

等假设所有条块界面均处于极限平衡状态，而且与滑动底面具有相同的安全系

数，推导得出了考虑条间作用力和底滑面剪切力方向影响的三维安全系数计算方

法。以上众学者分别基于不同的静力平衡假定，得到了各自不同的三维极限平衡

方法并且以已有考题或者实际工程应用为据证明了各自方法的合理有效性，为三

维极限平衡方法的进一步发展奠定了坚实的基础。表 4 给出了 Duncan(1996)文献

中汇总的各种三维极限平衡法的详细说明。

（3）基于连续介质力学理论的应力应变分析方法日益发展成为解决高边坡

问题的不可或缺的技术手段

由于连续介质力学理论比较成熟，如果从宏观的角度研究岩体的各种力学量的

统计平均值，我们可以将连续介质的概念应用于岩体，采用数值分析方法方便地

分析复杂岩基和高边坡的变形、应力和稳定状态。这类方法包括有限元、边界元、

拉格朗日元法等，它们具有强大的处理复杂几何边界条件和材料非线性特征的能

力。同时，也可模拟有限条数的岩体结构面。由于能严格考虑岩体及结构面的应

力应变特征，这些方法已成为研究高边坡变形问题的主要手段。

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表4 各种三维极限平衡法的详细说明 作 者 方 法 强度参数 边坡/滑动体形状 与二维情况比较

Anagnosti, 1969 扩展 M-P φ,c 无限制/无限制 23 5F.1F = （对一个算例）

Baligh &Azzouz, 1975

扩展圆弧法 0=φ 简单坡/旋转面 23 FF >

Giger &Krizek, 1975

上限理论 φ,c 有角边坡/对数螺旋

型 23 FF >

Giger &Krizek, 1975

上限理论 φ,c 简单荷载边坡/旋转

面 23 FF >

Baligh et al, 1977 扩展圆弧法 0=φ 无限制/无限制 23 FF > Hovland,1977 扩展一般条分法 φ,c 四个实际大堤/旋转

面 对有些情况 23 FF <

Azzouz et al., 1981 扩展瑞典圆弧法 0=φ 无限制/无限制 23 3F.107.1F −= Chen &Chameau,

1982 扩展斯宾塞法和有

限元法 φ,c 无限制 斯宾塞法结果与有限元

结果类似 Chen &Chameau,

1983 扩展斯宾塞法 φ,c 无限制 对有些情况 23 FF <

Azzouz & Baligh, 1983

扩展瑞典圆弧法 0=φ 23 FF >

Dennhardt & Forster, 1985

假定滑动面上剪应

力 φ,c 受荷载边坡/无限制 23 FF >

Leshchinsky et al, 1985

变分法 φ,c 无限制 23 FF >

Ugai, 1985 变分法 0=φ 垂直边坡/圆柱型 23 FF > Leshchinsky &

Baker, 1986 变分法 φ,c 受约束边坡/无限制 23 FF > （ 0c > ）

23 FF > （ 0c = ） Baker &

Leshchinsky, 1987 变分法 φ,c 锥形堆集体/无限制 23 FF >

Cavounidis, 1987 极限平衡法 φ,c 无限制/无限制 23 FF > Hungr, 1987 扩展改进毕肖普 φ,c 无限制/旋转面 23 FF >

Gens et al.,1988 扩展瑞典圆弧法 0=φ 简单坡/旋转面 23 FF > Leshchinsky

&Mullet,1988 变分法 φ,c 垂直边坡/无限制 23 FF >

Ugai, 1988 扩展一般条分法，改

进毕肖普，简布，斯

宾塞法

φ,c 无限制/无限制 23 FF > （除扩展一般条

分法）

Xing, 1988 极限平衡法 φ,c 无限制/椭球型 23 FF > Michalowski, 1989 塑性极限运动定理 φ,c 无限制/无限制 23 FF >

Seed et al, 1990 二维与三维 φ,c Kettleman hills 破坏 23 FF < Leshchinsky &

Hung 变分法 φ,c 无限制/无限制 23 FF >

Duncan（1996）指出边坡的安全系数可以定义为：使边坡刚好达到临界破

坏状态时，对土体的剪切强度进行折减的程度，即定义安全系数是土的实际剪切

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346

强度与临界破坏时折减后剪切强度的比值。Zienkiewice（1975）曾利用这种强度

折减技术进行边坡稳定分析，该技术特别适合用有限元（FEM）以及有限差分

(FDM)等数值计算方法来实现，大体思路是：先利用有限元法或者有限差分法，

考虑土体的非线性应力应变关系，求得边坡内部每一计算点的应力应变以及变

形，通过逐渐降低土体材料的抗剪强度参数，直至边坡达到临界破坏状态，从而

得到边坡的安全系数。在强度折减理论被提出来之后，有限元法在边坡稳定分析

中的应用得到了迅速发展，Ugai（1989，1995）、Matsui（1992）、Griffiths（1999）、

连镇营（2001）、赵尚毅（2002，2003）、张鲁渝（2003）、迟世春（2004）、郑颖

人（2004）、邓建辉（2003，2004）都对强度折减法进行了研究。利用强度折减

技术进行边坡稳定分析与实际的边坡失稳过程较为吻合，即大部分边坡失稳都是

由于土体材料的抗剪强度降低所致。这样不仅可以了解土工结构物随抗剪强度恶

化而呈现出的渐近失稳过程，还可以得到极限状态下边坡的失效形式。随着计算

机技术的发展和数值计算技术的提高，强度折减分析方法正成为边坡稳定分析研

究的新趋势。但是目前该法在如何描述土体临界状态上尚不统一，如何确定濒临

临界状态时土体的本构模型还存在较大困难。

（4）基于非连续介质力学理论的高边坡稳定分析方法已成为边坡稳定分析

评价的有益补充

由于不连续介质力学可以考虑裂隙岩体的不连续性，近年来许多学者致力于

这方面的研究。近期，在非连续介质应力应变分析方面发展了一系列新的方法，

如离散元、界面元、DDA、流形元等，为研究类似岩体这样的非连续介质提供

了很好的手段。

4.2 本学科发展新动向和值得关注点

4.2.1 临界滑动面与 小安全系数的自动搜索

早在 2002 年，国内杨明成和郑颖人就提出了无需假定滑动面的边坡分析方

法。该法基于 优控制性原理，将滑动面划分成具有垂直界面的多个条块，由边

坡的滑入点逐条块地自动搜索临界滑动面；国外 Sarma 在 2006 年也提出了临界

滑动面的自动搜索方法，该法将滑动面划分成具有倾斜界面的条块，在满足静力

平衡条件的同时，还引入了应力容许准则来确定界面以及底面的倾角，在确定临

界滑动面后再计算其相应的安全系数；由于无需假定滑动面的形状，该法具有的

简便性是 大特点，可作为边坡稳定分析的新尝试；但该法同样基于极限平衡理

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论，或多或少的假定同样削弱了其理论基础，加上工程人员仍然习惯使用传统的

极限平衡法，故该法目前在工程中应用甚少。而且文献报道仅限于二维领域，三

维边坡稳定分析中未见相关文献。

4.2.2 GIS技术与传统边坡稳定分析方法的集成化

GIS 在土木工程中应用日趋广泛，其主要功能是提供一种进行空间数据分析

和表现的工具，相应的数据均存储于空间数据库中。具体到三维边坡稳定分析中，

边坡的稳定性往往取决于复杂空间分布的地形、地层、岩土力学参数及地下水等

空间分布的信息，谢谟文等（2004，2006）基于 GIS 栅格数据和 4 种边坡稳定三

维极限平衡模型，开发了一个 GIS 扩展模块 3DSlopeGIS 用于三维边坡的安全系

数计算，大量考题和实例计算表明了该模块的正确性和便利性。GIS 分析方法将

会赋予传统稳定分析方法以极大的便利，在岩土工程领域也会得到更加广泛的应

用。

在滑坡预测方面，由于滑坡的复杂性、随机性以及不确定性，另外目前的滑

坡灾害预报理论研究还存在局限性，大大增加了滑坡预报的难度。李秀珍（2005）

提出了基于 GIS 的滑坡综合预测预报信息系统，该系统以 GIS 为平台，利用智

能决策支持系统的理论和方法将以监测资料为依据的滑坡定量预报与以专家经

验知识为依据的滑坡定性预报有机结合起来，做到了各取所长，优势互补，实现

了滑坡的综合预测。

4.2.3 三维滑动体的模拟新策略－非均匀有理B样条的应用以及临界

滑动体的确定

传统的三维极限平衡方法中，各学者往往在引入不同假定形成各自不同的安

全系数计算方法上下足工夫，三维滑动体的模拟策略方面， 经常采用圆球、椭

球等常规几何来模拟可能的滑动体的底面。Chen Z. Y.等（2001）采用剖面上圆

弧与垂直方向上椭圆形状的综合来模拟三维滑动体，但从一般意义上而言，郑榕

明等（2005）首先采用非均匀有理B样条—NURBS(Non-Uniform Rational B-Spline)

来模拟。NURBS 是计算机辅助设计领域的曲线和曲面的标准描述方式，在工程

中已得到广泛的应用(秦志光，1994)。它把标准的二次曲线和自由曲线统一起来，

克服了贝塞尔、 B 样条方法的不足，同时权因子和非均匀节点矢量使得能够对

曲线(曲面)的形状进行更加有效的控制。其中 Non-Uniform 表示各节点间的距离

是非均匀的，Rational 表示允许对控制点加权，B-Spline 表示样条作为基函数。

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348

NURBS 曲面是非均匀有理 B 样条双参数曲面，它唯一地由节点矢量、控制网格

点、权值确定，它把 2D 空间中的一个区域映射到 3D 空间中的一个曲面。

郑榕明等（2005）提出利用跳动点来产生 NURBS 所需的节点矢量，大大地

缩减了在模拟任意滑动体时的优化设计变量个数，但为了更好地模拟任意滑动

面，优化设计变量个数往往达到 50 多个，其所使用的模拟退火算法往往需要 20

多个小时甚至更长的时间才能搜索到较为合理的结果；有鉴于此，开发能快速找

到 优解的优化方法迫在眉睫。目前迅速发展的智能优化技术与传统局部搜索算

法的优势互补，为有效解决这一难题提供了有力的支持。李亮等（2007）提出的

混合粒子群优化算法已经初步显示出较强的搜索能力，能在 1 到 2 小时以内找到

准 优值，为评价三维边坡稳定性提供了便利。

4.2.4 基于非相关联流动法则的三维极限分析方法

以陈祖煜为带头人的课题组在建立三维边坡稳定极限分析理论和方法方面

开展了系统的研究工作，获得了重大的进展。这一方法突破了极限平衡方法根据

静力平衡求解安全系数的框架，从建立变形协调的位移场入手，应用虚功原理求

解安全系数。在塑性力学上限定理的支持下，形成了一个基本上不包含对未知内

力假定的理论体系严格的方法 (Wang et al, 2002; Wang and Yin, 2001; Chen Z

Y,2004)。由于该法应用虚功原理求解安全系数，不存在繁复的空间力系分析。

近陈祖煜等提出基于非相关联流动法则的极限分析理论。其主要思想是：

首先，按非相关流动法则建立一个真实的速度场。由于这一步骤包含较小的剪胀

角，故避免了考虑相关联流动法则极限分析方法中数值分析的困难的问题。一旦

形成了这一速度场，滑面和界面上的剪力方向即被确定。第二步，再在这一剪力

方向基础上建立一个虚速度场。这一虚速度场是按相关联流动法则建立起来的，

可以通过虚功原理来求解安全系数。求解这一虚速度场包含的是一次线性方程，

不存在数值分析困难的问题。该方法已经在众多实际工程中得到了广泛应用。该

法在构建三维滑动体时仍采用了逐段面进行的方式，即在某段面上为圆弧，各段

面之间用椭圆连接,可尝试利用非均匀有理 B 样条来模拟任意滑动体，并结合三

维极限分析方法来求解其相应的安全系数。

4.2.5 边坡稳定分析的新方法

除采用定量的分析方法以外，还应该发展定性的分析方法来评价边坡的稳定

性，通过工程地质勘察对影响边坡稳定性的主要因素、可能的变形破坏方式以及

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失稳的力学机制进行分析，结合已变形地质体的成因及其演化史，给出被评价边

坡的稳定性状况(黄昌乾，1999)。常用的方法主要有范例推理评价法（刘沐宇，

2002；刘沐宇 2002, 刘沐宇，2005）和专家系统评价法（夏元友，1997）。除采

用确定性的分析方法以外，还应该将边坡体的性质、荷载、地下水、破坏模式、

计算模型等视为不确定量，借鉴结构工程可靠性理论方法用可靠性指标或破坏概

率来评价边坡安全度。与传统的确定性分析方法比较而言，可靠性分析能更好的

反映边坡工程的实际状态，正确合理地解释许多用确定理论无法解释的工程问

题。 后随着新理论、新方法的出现，利用突变理论、系统控制理论、热力学理

论以及反分析方法来评价边坡稳定性也是可行的途径（夏元友，2002；杨学堂，

2004；冯文娟，2005），具体如下：

（1）边坡失稳显然是一种不连续的突变现象，利用突变理论的观点研究边

坡系统有广阔的发展前景（秦四清，2000）。

（2）把边坡及其所处的环境看成一个大系统，从系统的观点出发，综合考

虑各系统之间的相互作用与联系，采用系统控制论、协同学等理论方法对边坡的

失稳机理研究，这也是一个大的发展趋势。

（3）边坡系统是一个开放的系统，它不断与外界环境进行物质和能量的交

换。边坡系统的失稳是一个不可逆的热力学过程，因此从热力学角度研究边坡系

统失稳应该具有重要意义（刘小丽，2002）。

（4）采用反分析方法来研究边坡系统的失稳也是发展的一大趋势。从边坡

系统的变形分析出发，寻求边坡的变形失稳判据并进行稳定性评价，譬如位移反

分析法就是先以实测的位移值为依据，通过反演求出初始的应力与参数，再反过

来应用于工程实践（冯夏庭，1999）。

（5）由于边坡工程的复杂性，边坡稳定性评价不能依赖于单一方法，因此

依赖于计算机技术形成集成式智能评价系统（冯夏庭，2003）是未来发展的一种

趋势。

参考文献 [1] ANCOLD (Australian National Committee on Large Dams). Guidelines on Risk Assessment

[S].2003 [2] Borges, J. M. V., Teixeira, K. L., Foes, P.A., Manhaes, P., Design and Construction of the

Barra Grande Hydro Plant, Issue one, 2004 [3] Chen, Z.Y., Wang, J., Wang, Y.J., Haberfield, C., and Yin, J.-H. “A three dimensional slope

www.iwh.com

350

stability analysis method using the upper bound theorem Part II: numerical approaches, extensions and application”. International Journal of Rock mechanics and Mining Science, 2001a, 38：379-397

[4] Chen, Z.Y., Wang, X.G., Haberfield, C., Yin, J.-H. and Wang, Y.J. “A three-dimensional slope stability analysis method using the upper bound theorem Part I: theory and methods”. International Journal of Rock mechanics and Mining Science, 2001b, 38：369-378.

[5] Chen ZY. A generalized solution for tetrahedral rock wedge stability analysis. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences 2004, 41:613–628

[6] Chen RH, Chameau JL. Three dimensional limit equilibrium analysis of slopes. Geotechnique, 1982, 32(1): 31-40

[7] Cheng YM, Liu HT, Wei WB, and Au SK. Location of critical three-dimensional non-spherical failure surface by NURBS functions and ellipsoid with applications to highway slopes. Computers and Geotechnics 2005;32:387–399

[8] Cooke J. B.， Progress in Rockfill Dams， The 18th Terzaghi Lecture. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 1984 (110)

[9] Cooke J. B.，Rockfill and Rockfill Dams，Invited Lecture，Proceedings of International Symposium on High Earth-rockfill Dams. Beijing，Chinese Society of hydro-electric Engineering （CSHEE），1993 （I）

[10] Cruz, Paulo T., Freitas Jr., Manoel S., Cracks and Flows in Concrete Face Rock Fill Dams (CFRD), Proceedings of Symposium on Dam Engineering, Feb. 2007, Lisbon, Portugal

[11] Duncan, J. M. “State of the art: Limit equilibrium and finite element analysis of slopes”. Journal of Geotechnical engineering. 1996, 122, 7: 577-596

[12] Griffiths D V, Lane P A.Slope stability analysis by finite elements .Geotechnique, 1999, 39(3): 387-403

[13] Hope, I. Reservoir safety in England and Wales - A time of change [J]. ANCOLD Bulletin, 2007, NO 135:17~44

[14] Hovland H J.Three-dimensional slope stability analysis of slope[J]. Journal of Geotechnic Engineering Division, ASCE,1977,103:971-986

[15] Hughes, A. Lessons from 3 incidents in the UK and a question asked: Are we improving at reservoir safety, ANCOLD Bulletin, 2007, NO 135:89~102

[16] Hungr O. An extension of Bishop’s simplified method of slope stability analysis to three-dimensions. Geotechnique, 1987, 37(1): 113-117

[17] Hydropower and Dams. Updates on Some Major CFRD Projects, Hydropower and Dams, Issue three, 2004a

[18] Hydropower and Dams. Progress at Current Major CFRD Projects, Hydropower and Dams, Issue four 2004b

[19] Irem Dikmen, M. Talat Birgonul, and Sedat Hana. Using fuzzy risk assessment to rate cost overrun risk in international construction projects[J]. International Journal of Project Management, 2007, 25(5): 494~505

[20] Lam L, Fredlund D G. A general limit equilibrium model for three-dimensional slope stability analysis[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1993,30:905-919

[21] Liu Yun, Wang Liang, Shen Linfang. Mode of fuzzy AHP synthetic evaluation in the risk for dam safety. Water Sciences and Engineering Technology, 2007, 1, 26~29

www.iwh.com

351

[22] Manoel S. Freitas Jr., Cruz Paulo T., Unpredicted Cracks and Ruptures at Face Slab in CFRDs – Repairing Works and Treatment, Proceedings of Workshop on High Dam Know-how, May, 2007, Yichang

[23] Marques, P., Filho, N. L. Pinto, de S., CFRD Dam Characteristics Learned from Experience, Hydoopower and Dams, Issue one, 2005

[24] Materón, Bayardo，Construction Evolution for the Highest CFRDs，Proceedings of Symposium on Twenty Years for China CFRD Construction, 2005, Yichang

[25] Materón , B., State of Art of Compacted Concrete Face Rockfill Dams, Proceedings of Workshop on High Dam Know-how, May, 2007, Yichang

[26] Matsui T, San K C.Finite element slope stability analysis by shear strength reduction technique.Soils and Foundations,1992,32(1):59-70

[27] Mendez, F., Perez, A., The Behaviour of a Very High CFRD under First Reservoir Filling, Hydropower and Dams, Issue two, 2007

[28] Nachtnebel, H.-P., Faber, R.. Assessment and management of flood risks in Austria [J]. Structure and Infrastructure Engineering, 2007

[29] Obernhuber, P. Dam safety management in Austria [J]. ANCOLD Bulletin, 2007, NO 135:139~146

[30] Palmi Johannesson, Sixtus L. Tohlang, Lessons Learned from the Cracking of Mohale CFRD Slab, Proceedings of Workshop on High Dam Know-how, May, 2007a, Yichang

[31] Palmi Johannesson, Modified Zoning and Compaction Requirements for Future High CFRDs, Proceedings of Workshop on High Dam Know-how, May, 2007b, Yichang

[32] Palmi Johannesson, Slab Performance on a FEW CFRDs and Suggested Improvements in Slab Design - Synopsis version, Proceedings of Workshop on High Dam Know-how, May, 2007c, Yichang

[33] Sarma S K and Tan D. Determination of critical slip surface in slope analysis. Geotechnique,2006,56(8):539-550

[34] Sobrinho, J. Antunes, L. Vieira Xavier, S. Custodio Albertoni, C. Correa, R. Fernandes Pereira, Performance and Concrete Face Repair at Campos Novos, Hydropower and Dams, Issue two, 2007-10-21

[35] Ugai K.A method of calculation of total factor of safety of slopes by elasto-plastic FEM.Soils and Foundations, 1989, 29(2): 190-195

[36] Ugai K, Leshchinsky D.Three-dimensional limit equilibrium and finite element analysis: a comparison of results.Soils and Foundations, 1995, 35(4): 1-7

[37] Wang Y.J. and Yin, J.-H. “Wedge stability analysis considering dilatancy of discontinuities”. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2002, 35: 127-137.

[38] Wang, Y.J. and Yin, J.-H. “The influence of non-associated flow rule on the calculation of the factor of safety of soil slopes”. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 2001, 25: 1351-1359.

[39] Xie Mowen, Esaki Tetsuro,Cai Meifeng. Aa GIS-based method for locating the critical 3D slip surface in a slope.Computers and Geotechnics, 2004, 31: 267-277

[40] Xie Mowen, Esaki Tetsuro,Qiu Cheng, Wang Chunxiang. Geographical information system-based computational implementation and application of spatial three-dimensional slope stability analysis. Computers and Geotechnic, 2006, 33: 260-274

www.iwh.com

352

[41] Zhou Kefa, LI Lei, SHENG Jinbao. Evaluation model of loss of life due to dam breach in China [J]. Journal of Safety and Environment, 2007, 7(3): 145~149

[42] Zienkiewice O C, Humpheson C, Lewis R W.Associated and non-associated viso-plasticity and plasticity in soil mechanics. Geotechnique, 1975, 25(4): 671-689

[43] 陈祖煜. 土质土坡稳定分析-原理.方法.程序. 北京: 中国水利水电出版社, 2003: 1-3 [44] 陈祖煜 , 弥宏亮 , 汪小刚 . 边坡稳定三维分析的极限平衡法 [J]. 岩土工程学

报,2001,23(5):525-529 [45] 陈胜宏 ,万娜 . 边坡稳定分析的三维剩余推力法 [J].武汉大学学报（工学版），

2005,38(3):69-73. [46] 迟世春 ,关立军 . 基于强度折减的拉格朗日差分方法分析土坡稳定性 .岩土工程学

报,2004,26（1）:42-46 [47] 大坝安全管理与病险水库除险加固新技术规范编委会.大坝安全管理与病险水库除险加

固新技术规范.北京:新华出版社,2007.7 [48] 邓建辉,魏进兵,闵弘.基于强度折减概念的滑坡稳定性三维分析方法（Ⅰ）:滑带土抗剪强

度参数反演分析.岩土力学,2003,24（6）：896-900 [49] 邓建辉,张嘉翔,闵弘等.基于强度折减概念的滑坡稳定性三维分析方法（Ⅱ）:加固安全系

数计算. 岩土力学,2004,25（6）:871-875 [50] 李雷,王仁钟,盛金保等.大坝风险评价与风险管理[M].北京:中国水利水电出版社,2006.5. [51] 李亮.智能优化算法在土坡稳定分析中的应用.大连理工大学博士学位论文，2005 [52] 李亮 ,迟世春 ,郑榕明等 .混合粒子群算法搜索土坡危险滑动面 .工业建筑 ,2007,37

（2）:52-57 [53] 李同录,王艳霞,邓宏科.一种改进的三维边坡稳定性分析方法[J].岩土工程学报,2003,25

（5）:611-614 [54] 李秀珍,许强,刘希林.基于 GIS 的滑坡综合预测预报信息系统,工程地质学报,2005，13

（3）:398-403 [55] 冯树仁,丰定祥,葛修润等.边坡稳定性的三维极限平衡分析方法及应用[J].岩土工程学

报,1999,21(6):657-661 [56] 冯文娟 ,李建林 ,杨学堂 .岩土体边坡稳定分析计算方法的研究进展 .黑龙江水专学

报,2005,32（2）:10-13 [57] 冯夏庭,李邵军,张友良等.滑坡的综合集成智能分析与优化设计方法研究.岩石力学与工

程学报,2003,22（10）:1592-1596 [58] 冯夏庭,张治强,杨成祥等.位移反分析的进化神经网络方法研究.岩石力学与工程学

报,1999,18（5）:497-502 [59] 黄昌乾,丁恩保.边坡工程常用稳定性分析方法.水电站设计,1999,15（1）:53-58 [60] 赫健,盛金保,王昭升.小型水库风险管理研究[A]..灾害风险管理与空间信息技术防灾减

灾应用研讨交流会论文集, 2007, 37~43 [61] 连镇营,孔宪京,韩国城.强度折减有限元法研究开挖边坡的稳定性.岩土工程学报,2001,23

（4）:407-411 [62] 刘沐宇,朱瑞赓.基于模糊相似优先的边坡稳定性评价范例推理方法.岩石力学与工程学

报,2002,21（8）:1188-1193 [63] 刘沐宇.基于范例推理的边坡稳定性智能评价方法研究.岩石力学与工程学报，2002，21

（7）：1105-1106 [64] 刘沐宇 ,冯夏庭 .基于神经网络范例推理的边坡稳定性评价方法 .岩土力学 ,2005,26

www.iwh.com

353

（2）:193-197 [65] 刘小丽 ,周德培 .岩土边坡系统稳定性评价初探 .岩石力学与工程学报 ,2002,21

（9）:1378-1382 [66] 秦四清.斜坡失稳的突变模型与混沌机制.岩石力学与工程学报，2000，19（4）：486-492 [67] 秦志光,张凤荔,刘锦德.NURBS 曲面的算法分析及实现[J].电子科技大学学报,1994,23

（4）:411-415 [68] 邵龙潭 ,韩国城 .堆石坝边坡稳定分析的一种方法 .大连理工大学学报 ,1994,34,

（3）:365-369 [69] 邵龙潭,韩国城.水流作用下堆石边坡的稳定分析方法.水利学报,1997,（1）:51-55 [70] 邵龙潭 ,唐洪祥 ,韩国城 .有限元边坡稳定分析方法及其应用 .计算力学学报 ,2001,18

（1）:81-87 [71] 邵龙潭,唐洪祥,孔宪京,韩国城.随机地震作用下土石坝边坡的稳定性分析.水利学报,1999,

（11）:66-71 [72] 索科洛夫斯基.松散介质力学.北京：地质出版社，1956 [73] 夏元友，李梅.边坡稳定性评价方法研究及发展趋势.岩石力学与工程学报，2002，21（7）：

1087-1091 [74] 夏元友,朱瑞赓.边坡稳定性分析专家系统研制.灾害学,1997,12（4）:10-14 [75] 杨明成,郑颖人.基于极限平衡理论的局部 小安全系数法.岩土工程学报,2002,5 [76] 杨学堂,王飞.边坡稳定性评价方法及发展趋势.岩土工程技术,2004,18（2）:103-106 [77] 张均锋 ,丁桦 .边坡稳定性的三维极限平衡分析方法及应用 [J].岩石力学与工程学

报,2005,24(3):365-370 [78] 张均锋 . 三维简化 JANBU 法分析边坡稳定性的扩展 [J]. 岩石力学与工程学

报,2004,23(17)：2876-2881 [79] 张鲁渝,郑颖人,赵尚毅等.有限元强度折减系数法计算土坡稳定安全系数的精度研究.水

利学报,2003,（1）:21-27 [80] 赵尚毅 ,郑颖人 ,时卫民等 .用有限元强度折减法求边坡稳定安全系数 .岩土工程学

报,2002,24（3）:343-346 [81] 赵尚毅,郑颖人,邓卫东.用有限元强度折减法进行节理岩质边坡稳定性分析.岩石力学与

工程学报,2003,22（2）:254-260 [82] 郑颖人,赵尚毅.有限元强度折减法在土坡与岩坡中的应用.岩石力学与工程学报,2004,23

（19）:3381-3388

编写人员：徐泽平、邓刚、李亮、王玉杰