高壩消力池與水墊塘傷損的機理及防護

高壩消力池與水墊塘傷損的機理及防護

風景秀麗的畫廊、消力池和水墊池地板的損壞通常被報道，一些項目經常受到破壞。雖然不同項目的破壞原因、范圍和影響不同，但根據一些損失項目的調查數據，大部分項目的基礎損壞都屬于板塊的暴露部分，而部分項目屬于空蝕破壞（通常位于消力池腳趾和消能板后面的區(qū)域），以及水流中的雜質、磨損、磨損和損壞。與空蝕和磨損破壞相比，消力池底部的暴露時間短，范圍大，容易被泥沙和底部撕裂。近年來，人們高度重視這種破壞模式的原因和防護。板塊暴露失暗機結構復雜，影響因素多。例如，（1）板塊厚度或底部支撐結構不足，很難保持板塊的穩(wěn)定性并導致損失。（2）如果板塊底部排水不良、失敗或未排水，則很容易將板塊底部的揚量壓力（滲透壓力和浮托力）過大，例如，（3）板塊間接縫合帶、防止水、失敗或止水，導致板塊內的動力運動，并將板塊倒置。一般來說，如果板塊內的國際收支平衡體系非常好，則國際收支平衡體系的設計基于楊壓力，因此，重量超過數百噸的板塊應立即崛起。采用規(guī)范的設計標準時，板的動脈壓是主要原因，不要考慮板塊穩(wěn)定性的設計標準是錯誤的，尤其是在高流量的頭體建筑中，應考慮動脈壓的作用。本文主要通過對一些失事工程的分析和基于模型試驗成果,重點闡明消力池中脈動壓力的分布特征、脈動上舉力的產生機理、如何導致板塊的揭底破壞以及怎樣進行防護設計等目前的一些熱點問題,以企為板塊的防護與設計提供科學依據.1國內外一些工程的主斷面和死胡同分析1.1板塊下排水管道設計孟加拉國的Karnafuli工程是一座土壩,壩高41.2m,1961年建成.其溢洪道寬227m,進口為寬頂堰,下接1∶2.5的陡槽,并與長61.7m、寬227m和深3m的消力池相銜接,設計洪水流量18000m3/s,陡槽板塊和消力池混凝土底板塊厚0.46～1.5m,并用鋼筋與板塊下的砂巖錨定,板塊下排水管道的出口布置于陡槽末端分流齒處.該溢洪道1961年7月開始運行,最大泄流量達3480m3/s(約設計流量的20%),同年8月13日在泄流中發(fā)現破壞跡象.8月20日關閘停水,檢查發(fā)現,陡槽末端破壞區(qū)域約180m寬、23m長.模型試驗表明,板塊的失事并非由滲透壓力和揚壓力引起,也非由水流中雜物沖擊所至,而是由于水躍中大尺度紊流脈動壓力引起.水流脈動壓力通過排水口進入板塊下表面縫隙層中,使作用于板塊上下表面瞬時壓力差可達到很大的值,足以將板塊拔起.1.2混凝土底板塊沖突墨西哥的馬爾巴索壩渲泄正常洪水的溢洪道,其進口為寬頂堰,下接陡槽并與長100m、寬50m和深26m的消力池相銜接,最大水頭118m,設計洪水流量3500m3/s,校核洪水流量6000m3/s,如有必要并在安全條件下最大泄量可達11000m3/s.消力池混凝土底板塊長12m、寬12m、厚2m,并以12根?32mm的鋼筋錨定,各塊之間的伸縮縫用瀝青仔細充填,陡槽末端布置有排水孔.該溢洪道自1967年開始運行,至1969年泄量從未超過2500m3/s.根據潛水員檢查,發(fā)現有幾處充填的瀝青被沖走,少數底板有些輕微剝蝕.1970年曾連續(xù)兩周渲泄流量3000m3/s,事后檢查發(fā)現消力池底板有較大破壞,破壞范圍達46%,在陡槽的尾部中央,一些板塊被完全沖走,錨筋被剪斷或被拉斷,重達720噸的整個底板塊被沖到消力池出口下游.是什么使整塊底板被水流拔出并沖到下游?經現場檢查和模型試驗,排除了由上下游差產生的浮力、受水流強烈沖擊以及施工不良等項的可能性.最后認為板塊失事的主要原因是由水躍中大尺度紊流脈動引起的,由作用于板塊表底面上脈動壓力差產生的上舉力造成.1.3底板沖毀事故劉家峽溢洪道,采用陡槽加挑流鼻坎消能,水平長度872m,挑流鼻坎半徑50m,鼻坎挑角20°.1969年10月泄洪42天,左、中孔全開,泄量2240m3/s(為設計流量的58.4%),底板發(fā)生突然沖毀事故.事后發(fā)現,在樁號250m～590m一端范圍內有三處底板被水流掀起沖走,板下基巖(變質巖與紅砂巖交替帶)被沖成深坑,最深處達13m,中間一塊底板被整塊掀起,翻轉180°后反壓在下游底板上.事后分析表明,底板塊破壞的主要原因是底板塊橫向接縫處下游面板有一升坎錯臺,或板塊間接縫止水、板塊底部排水、基礎處理不良,導致脈動壓力鉆入板塊底面縫隙層中,造成板塊失穩(wěn).1.4右消力池計算結果五強溪水電站位于湖南省沅水上,系沅水干流和湖南省最大的一座水電站,具有發(fā)電、防洪和航運等效益.整個樞紐建筑物由河床左側溢流壩、右岸壩后式廠房和左岸三級船閘組成,壩頂長度719.7m,最大壩高85.83m,壩頂高程117.5m,正常蓄水位108.0m,設計水位(P=0.1%)111.62m,下泄總流量約44000m3/s,校核水位(P=0.01%)114.7m,下泄總流量約54000m3/s.電站裝機容量120萬kW(5臺機組).由于沅水峰高量大,且五強溪水庫對洪水的調蓄能力有限,下泄流量大,泄洪時上下游水位差約40m,水流Froude數為3～4,采用“寬尾墩-消力池”和“寬尾墩-底孔挑流-消力池”新型聯合泄洪消能方案.壩下消力池被中孔泄槽分隔為左、右消力池,池底高程42.0m,池尾設雷伯克坎,高、低坎頂高程分別為51.0m、46.0m,尾坎平均高度6.5m,坎后接坡度1/10、長50m并傾向上游的混凝土海漫.對于右消力池,池寬72.0m,底板厚度4m,板塊的橫向寬度16m,縱向長度不等(=15.133～18.6m),平均長度為16.124m.消力池底板下的基巖由前震旦紀板溪群砂巖、石英巖、板巖和千枚狀板巖組成,底板下錨筋直徑36mm,錨入基巖深度6.3m,每根錨筋的抗拉強度T=180kN,錨筋間距1.5m,每個板塊下共布設121根錨筋.該工程屬一等工程,1983年初設報告審查通過,1991年11月一期工程截流,1994年11月5日下閘蓄水,泄洪底孔向下游供水至發(fā)電,1996年6月4臺機組投入運行,1996年底第5臺機組投產完建.1996年7月沅水發(fā)生了歷史上特大洪水,洪水過程為復峰,五強溪壩址出現了2次4000m3/s的洪峰,3次超過30000m3/s的洪峰.工程在尚未完建的情況下,經受了巨大的考驗,發(fā)揮了巨大的作用.在這次抗洪搶險中,為了保護下游桃源、常德及洞庭湖等經濟發(fā)達地區(qū)人民的生命財產安全,嚴格控制下泄流量不超過26400m3/s,使庫水位被迫抬高113.26m,超出正常蓄水位5.26m,接近5000年一遇洪水庫水位,壩下游水位67.5m(5000年一遇下游水位77.88m),再加上工程尚未完建,泄洪設施不能全部投入正常運行,閘門調度受到種種條件的限制,無法按照設計提出的要求,做到均勻、同步、對稱開啟運行,致使消力池較長時間處于一種十分惡劣的水流運行狀態(tài).洪水過后,經查明右消力池(寬尾墩-消力池),部分底板塊被水流掀起沖走,基巖沖坑深度超過30m,威脅大壩的安全,必須進行處理.事故分析表明,板塊失事的主要原因是在閘孔非常開啟運行下,造成消力池內出現極不穩(wěn)定的遠驅式水躍,高速水流沖擊、紊動劇烈,底板上紊流脈動壓力加劇,使脈動壓力傳入板塊下的縫隙層中,在板塊上形成強大的脈動上舉力,從而引起板塊揭底破壞.脈動壓力在板塊下縫隙層中傳播,可導致板塊揭底破壞.同樣,脈動壓力在沖坑基巖縫隙中傳播,將會使基巖沿裂隙或節(jié)理面發(fā)生水力斷裂,引起基巖解體,形成大的沖坑水墊.如,贊比亞的Kariba拱壩下游水墊塘沖坑深度達85m,10年內被沖走的基巖體積達3×105m3;巴基斯坦的Tarbela工程,主溢洪道為陡槽挑流鼻坎坎消能,下游沖坑區(qū)最大沖深超過70m,而且尚未達到極限沖刷深度.2消力池中動脈壓的基本特征2.1時均速度場的表現眾所周知,水流中不同尺度的紊動渦體是脈動壓力的產生者.為了說明這一點,作者由不可壓縮N—S方程得到的脈動壓強Poisson方程Δ2p′=-ρ[2?ˉui?xj?u′j?xi+?2?xi?xj(u′iu′j-ˉu′iu′j)](1)出發(fā),通過引入紊動渦量→ω′=Δ×→u′,將式(1)改寫成為:Δ2p′=-2ρ?ˉui?xj?u′j?xi+ρ2(ω′kω′k-ˉω′kω′k)-ρv(ε′-ε)(2)其中,p′為脈動壓強;u′j為脈動速度;xj為坐標;ˉuj為時均速度;v為水的運動粘性系數;ε′和ε分別為紊動耗散率.即ε′=v?u′i?xj?u′i?xjε=vˉ?u′i?xj?u′i?xj在式(2)中,等號右邊第一項反映了時均速度與脈動速度之間的相互作用,時均速度場的變形首先通過這一項使脈動壓力發(fā)生了變化,稱為快速反應項,因時均速度梯度反映了時均切應力項,故也被稱為紊動剪切項;第二項是由紊動渦體引起的,此項的主要貢獻者是那些渦量較為集中的低頻大尺度紊動渦體,與載能渦的特征密切相關,是脈動壓力低頻分量的主要貢獻者;第三項是由耗散尺度渦引起的,是脈動壓力高頻分量的主要貢獻者.如果僅考慮那些對底板塊失穩(wěn)破壞起主要作用的低頻、大振幅脈動壓力分量,則可寫成為:Δ2p′≈-2ρ?ˉui?xj?u′j?xi+ρ2(ω′kω′k-ˉω′kω′k)(3)由此說明,脈動壓力低頻、大振幅分量的主要貢獻者是由時均速度場畸變引起的快速反應項和由大尺度紊動渦體引起的脈動速度場自身作用的非線性項.2.2來流回流roCp=√ˉp′2/12ρv21(4)式中,v1為躍首斷面處的平均流速.對于自由水躍,Akbari等給出的Cp沿程分布如圖1所示.顯然,對于給定的躍首斷面處邊界層發(fā)展,Cp=f(xh1,Fr1),其中x是由水躍首部起算的距離,h1為躍首斷面處的平均水深,Fr1為水躍起始Froude數,Fr1=v1√gh1.在來流Froude數為5.2～11.47之間,最大的Cp值位于躍首1/3水躍長度區(qū),這與Rouse等給出的最大強度區(qū)是吻合的,且Cpmax值為0.03～0.055;當存在尾檻和消力墩時,Cpmax值有所增大,可達到0.083～0.085.對于淹沒水躍,文獻等給出的實驗結果如圖2所示,顯然淹沒水躍的Cpmax值一般比自由水躍的Cpmax值小,但其Cp峰值的范圍比自由水躍區(qū)的大且隨尾水的增加而向下游發(fā)展,這可能是因尾水增大后限制了剪切層區(qū)的發(fā)展所至.3動脈壓力波在裂縫層的傳播、動脈上升的原因以及板塊失穩(wěn)的作用3.1維瞬變流模型脈動壓力通過板塊接縫處進入板塊底面縫隙層中迅速并傳播開來是產生脈動上舉力和造成板塊揭底破壞的重要原因,這一事實早被人們所認識.然而,對于諸如脈動壓力波在板塊底面縫隙中是如何傳播的?怎樣才能在板塊上產生脈動上舉力?如何預報可能出現的最大上舉力?等等,這些問題是在近幾年才獲得較有說服力的答案.早期一些學者認為上舉力的產生是由板塊表、底面上的壓力波相位不同引起的;另一些認為是由板塊表、底面流速不同、脈動壓力波幅值和相位不同引起的;而F.Harung等認為脈動壓力波在縫隙中的傳播類似于水壓機原理等.近年來,Fiorotto和Rinaldo根據縫隙中脈動壓力變化劇烈和瞬變的特征,把縫內脈動壓力過程看作為壓力波動過程或水力瞬變過程,運用一維瞬變流模型定性分析了板塊上脈動上舉力的特征;作者等進一步基于一維和二維瞬變流模型,詳細地分析了單個板塊縫隙層中脈動壓力的傳播機理,揭示了板塊上脈動上舉力的成因,并導出了可能最大脈動上舉力的預報公式.特別是基于瞬變流理論,作者提出板塊上脈動上舉力的產生,決非是個相位差的問題,也非水壓機原理,而是由于板塊表、底兩側脈動壓力波傳播速度不同造成的,現說明如下.將實際板塊下的縫隙視為一縫面層,作者等利用二維瞬變流模型,理論分析和數值模擬了脈動壓力在縫面層中的傳播特性.如圖3所示,設板塊在x和y方向的尺度為Lx和Ly,在任一瞬時縫面層內脈動壓力水頭為h(=p′/γ),沿x和y方向的流速分別為ux和uy,則二維瞬變流模型為:?ux?t+ux?ux?x+uy?ux?y+g?h?x=0(5)?uy?t+ux?uy?x+uy?uy?y+g?h?y=0(6)?h?t+ux?h?x+uy?h?y+a2g(?ux?x+?uy?y)=0(7)根據縫面層內脈動壓力的瞬變特征,方程(5～7)可簡化為下列典型的波動方程.即?2h?t2=a2(?2h?x2+?2h?y2)(8)如取Lx=14m,Ly=10m,f=5Hz,a=1000m/s,利用顯式有限差分格式分別對兩種定解問題數值模擬了板塊底部中點和脈動壓力p′m過程,如圖4所示.圖中p′s表示入口端脈動壓力;p′e表示出口端脈動壓力。由該圖可見,板塊底部中點脈動壓力變化過程是一個劇烈的波動過程,在本例中底部脈動壓力的主頻率為fb≈a/(2Lx)=35.7Hz,圖中的小峰是由橫向壓力波的傳播引起的.與入口端脈動壓力的頻率相比,底部脈動壓力的頻率fb約為入口端脈動壓力頻率f(=5Hz)的7倍.說明板塊下縫隙中脈動壓力的變化是相當劇烈的,其與入口端脈動壓力的關系既不是簡單的相位差問題,也非類似水壓機的傳播特性,而是一個復雜的、劇烈變化的壓力波動過程.3.2最大脈動上舉力的預報公式由于脈動壓力在板塊下縫隙層中的傳播速度很大,一般波速C=102-103m/s,故對于通常尺度的板塊(10m左右),板塊入口端脈動壓力波幾乎是瞬時地傳遞到板塊底部縫隙層四周.但對于板塊上表面上的脈動壓力波,由于水流的運動不受縫隙的約束,則脈動壓力波的傳遞速度應與水流的特征速度(或為載能渦的運移速度)同量級(Vc<10m/s),其數值上比縫隙內脈動壓力波傳播速度至少小一個量級以上.這樣,因板塊表、底面上的脈動壓力波傳播速度不同,在傳播過程中就會存在時間滯后效應.所以在某一瞬時,板塊表、底面上的脈動壓力波完全有可能是兩個幾乎互不相關、獨立的波形,可能會出現一個最大一個最小的壓力波,這就會在板塊上形成強大的脈動上舉力,由此提出的可能最大脈動上舉力的預報公式為:Amax=3σp1+αp2(LSL)2(9)其中,Amax為作用于底板塊單位面積的最大脈動上舉力,具有壓強的量綱(N/m2);σp為板塊接縫入口處脈動壓強的均方根值;LS為臨底渦體的積分尺度;L為板塊的尺度;αp為脈動壓強系數,實驗表明αp≈1.08.當LS>>L時,式(9)可簡化為:Amax≈3σp(10)式(9)和(10)已得到試驗資料的證實.對于水墊塘中的淹沒沖擊射流,作者給出Amax一個經驗公式為:Amaxγ=(4.01sin2β+8.85)φ2Ηq2gΗ131+αp2(LSL)2(11)其中,φ為射流速系數,φ≈0.75～0.95;H為上下游水位差;q為射流入水單寬流量;g為重力加速度;H1為下游水墊深度.3.3板塊出穴結構業(yè)已知道,消力池中板塊的失穩(wěn)破壞過程主要經歷三個階段.即(1)板塊間的伸縮接縫部分或全部止水破壞.造成的主要原因有:水流的沖擊與來流挾帶砂石顆粒和雜物的磨損碰撞作用;脈動壓力長期、反復地對止水片的交變作用等.(2)高脈動壓力波通過板塊止水破壞的接縫處鉆入板塊底面接縫層中,并沿縫隙層迅速傳播開來,導致板塊上不斷地受到劇烈、強大的脈動上舉力作用.在長期作用下,板塊底面縫隙層不斷地被擴張和貫通,最終導致板塊和基巖分割開來,錨筋與基巖松動失去作用;(3)與基巖脫離的板塊,在水流脈動上舉力作用下,其失穩(wěn)出穴過程是一個變幅變頻的隨機振動過程,一般板塊在座穴在振動的時間較長,而真正拔出的時間較短,如圖5所示為作者給出的某一板塊的典型起運過程.試驗表明,板塊的起動過程特征與板塊所受的脈動上舉力特征密切相關,一般板塊的起動過程主要由高頻小振幅的振動和低頻大振幅的振動組成.文獻利用隨機振動理論系統(tǒng)地研究了板塊的起動過程.板塊的出穴方式主要有垂直拔出和翻轉出穴兩種.為了說明不同頻率分量的脈動上舉力在板塊起動過程中的作用,作者導出的板塊在座穴內振動過程的控制方程為(如圖6所示)d2xdt2+αdxdt=ξ(t)(12)其中,x(t)為板塊在t時刻的上拔位移;α為板塊振動的阻尼系數;ξ(t)為單位質量板塊上的脈動上舉力(已扣除重力).考慮到脈動上舉力ξ(t)的隨機性,該式實際上是一個二階線性常系數隨機微分方程.現假設α是常數,在0-Δt時段對式(12)積分兩次,得板塊的位移為:x(Δt)=∫0Δtdτ∫0τξ(η)e-α(ζ-η)dη(13)上式說明,板塊能否被拔出座穴,不僅僅決定于脈動上舉力的振幅(實際上基于脈動上舉力振幅的靜力平衡條件只是板塊出穴的必要條件,而非充分的),還決定于脈動上舉力分量在板塊上持續(xù)的時間長短.顯然,對同一振幅的脈動上舉力分量,在板塊上持續(xù)時間長的對板塊上拔位移的貢獻大,板塊被拔出的可能性就大;反之,持續(xù)時間短的對板塊位移的貢獻也小,板塊被拔出的可能性也小.由此說明,促使板塊出穴的主要動力是脈動上舉力或脈動壓力的低頻、大振幅分量.而那些作用時間短的高頻大振幅的脈沖荷載,對板塊間止水的破壞、破塊與座穴的分割、錨筋的松動等起控制作用.4工程方法和防護措施4.1配合比及一般配合性正常運行工況下,中央壓力消力池底板塊的穩(wěn)定性設計,主要是確定底板塊的穩(wěn)定性厚度和板塊與基巖之間的錨筋配置.以往的設計方法不考慮板塊上的脈動荷載,而是參照已建類似工程和基巖的地質條件,確定出底板塊的厚度d(一般不超過3.0～5.0m,但不小于1.0m),然后由滲透壓力或揚壓力配置板塊下的錨筋.顯然,這種不考慮脈動荷載的設計方法,只適用脈動荷載小的小型工程,而對于中、高水頭工程,在底板塊上脈動荷載作用較強或起主控作用時,這種設計方法是不合適的,在設計中必須計入脈動荷載.根據“溢洪道設計規(guī)范”SDJ341-89,消力池底板的穩(wěn)定性設計可由最不利運行工況下板塊的受力分析給出.一般底板的設計至少應考慮兩種不利工況:消力池正常運行工況和消力池檢修放空工況.以下說明在正常運行工況下,計入脈動荷載的設計準則.(1)透平錨錨筋在消力池正常運行工況下,假定消力池底板止水未破壞,但排水失效.此時,在板塊上的作用力有:板塊的自重,板塊和基巖的錨筋力,板塊下的揚壓力,底板上表面的動水荷載(包括時均+脈動).由板塊受力分析可得板塊的穩(wěn)定性條件為:(Ρ-Ρmax′)+G+FR-Fu≥0(14)式中,P和P′max分別為板塊上表面的時均壓力和脈動壓力,P-P′max為板塊上表面的瞬時壓力;G為板塊的重力;FR為板塊和基巖的錨筋力;Fu為板塊下的揚壓力(=FS+Fb).將式(14)寫成規(guī)范形式為:Κf=G+Ρ+FRFu+Ρmax′=G+Ρ+FRFS+Fb+Ρmax′(15)式中:安全系數Kf,對于設計工況取1.2,校核工況取1.0.FS為滲透壓力,Fb為浮托力.對于塊上的脈動壓力,一般假定脈動壓力符合正態(tài)概率分布,并考慮到面脈動壓力的均化作用,按下式計算.Ρmax′=3ξσpA(16)式中:σp為脈動壓力均方根值,可由模型試驗或有關經驗公式給出估算;ξ為點面脈動壓力之間的轉換系數(<1.0),由試驗確定,一般位于0.3～0.7之間;A為板塊的底面積.在基巖上利用錨筋加固板塊,目的是防止板塊上拔(僅要求抗拉,不需要承壓,毋需用樁加固),要求基巖必須是完整、堅硬、裂隙發(fā)育不良的.如必要時也可先對基巖進行固結灌漿處理.對于基巖破碎、節(jié)理發(fā)育的情況,則不能采用錨筋.設錨筋的長度為Lm,錨筋的直徑為ds,錨筋的間距(縱橫向)為b,每塊底板下錨筋的根數為n(n=A/b2),基巖的容重為γr,由不使巖石破壞而浮起的條件可得每根錨筋的抗拉強度為:Τ=(γr-γ)Lcb2(17)其中,γC=24kN/m3,γr=27kN/m3,Lc為錨筋的計算長度.錨筋實際長度為:Lm=Lc+30ds(錨入長度30ds)(18)錨筋直徑為:ds=4ΤΚmπRS=4(γr-γ)Lcb2ΚmπRS(19)式中:RS為錨筋的設計強度(Ⅰ級鋼,2.4×108Pa);Km為錨筋有效系數(=1.5-2.0),考慮在鉆孔時可能發(fā)生偏心及孔內砂漿收縮對錨固強度的影響等.檢驗錨筋是否被拔出的計算公式如下.不使錨筋拔出砂漿的計算式為:τ=ΚmΤπdSLC≤τs(20)式中:τS為水泥砂漿與鋼筋之間的粘著應力,一般取(6～8)×105Pa.不使錨筋孔周圍的砂漿與巖石間的接觸面破壞的計算式為:τ=ΚmΤπdCLC≤τC(20a)式中:dC=2dS,為鉆孔直徑;τC為砂漿與巖石間的粘著應力,一般取(2～4)×105Pa.一般采用錨筋為?19～?25,錨筋間距b=1～2m,長度Lm=2～3m.對于上拔力很大的情況,錨筋可采用?30以上的,長度可達Lm=5～6m,或更長.(2)受水害板塊的穩(wěn)定性分析由于消力池板塊的失事多數是由于板塊間止水破壞,脈動壓力通過接縫處進入板塊底面縫隙層中引起板塊上作用著強大的脈動上舉力,導致板塊揭底破壞.故止水完好作為計算條件就不合適了,而是如同排水一樣作為安全儲備用之.在這種情況下,可假定消力池底板止水破壞,排水失效.此時,板塊的受力主要有:板塊的重力G,板塊下錨筋的拉力FR,板塊下的滲透壓力FS(由于止水破壞,無浮托力),由板塊表、底面上時均壓力引起的壓差近似用靜水浮力FSb(=γAd)表示,由脈動壓力在板塊底面縫隙層中傳播引起的最大脈動上舉力為F′max(=AmaxA).根據受力分析,得板塊的穩(wěn)定性條件為:G+FR-FS-FSb-Fmax′≥0(21)引入安全系數Kf(可取1.0～1.1),寫成規(guī)范形式為:Κf=G+FRFS+FSb+Fmax′=G+FRFS+FSb+AmaxA(22)4.2水平止水、水平止水工程上,為了防止消力池底板揭底破壞,采取“堵、錨、排”的工程措施是十分必要的,以確保底板塊的安全與穩(wěn)定.歸納起來,具