双斜滑动面地基对胶凝砂砾石坝破坏模式的影响研究

丁泽霖，薛江寒，2，王 婧

(1.华北水利水电大学 水利学院，河南 郑州 450046；2.四川大学 水利水电学院，四川 成都 610065)

1 研究背景

近年来，我国先后在福建洪口、云南功果桥、四川飞仙关围堰等临时工程中应用胶凝砂砾石(CSG)筑坝技术；国内第一座高度超过50 m的永久胶凝砂砾石坝(CSG坝)——山西守口堡大坝建成运行，标志着我国CSG筑坝技术上升到了一个新的台阶和水平[1-2]。CSG坝是在面板堆石坝和碾压混凝土重力坝的基础上发展而来的新坝型，其工程建材由胶凝材料、水、河床原状砂砾石或开挖废弃料等通过专用设备拌合后得到，具有坝型断面小、施工速度快、节省用料、便于施工导流、抗震性能好、适应较软弱地基等诸多优点，是拥有发展前景的“绿色坝型”[3-6]。

CSG坝作为重力坝的一种特殊形式，许多学者在重力坝研究的基础上，对CSG坝开展了坝体结构特性研究[7]。相较于重力坝，CSG坝的等腰梯形剖面形式，使其运行中保持全断面受压状态、抵抗变形能力强、坝体结构受强度破坏影响小；同时，CSG坝对坝基的整体作用效果，也与重力坝有较大差距[8]。因此，CSG坝抗滑稳定问题仍需开展大量研究。目前，重力坝抗滑稳定研究已较为成熟，其失稳形式包括：坝体沿建基面的表层滑动、沿岩体表层软弱结构面的浅层滑动以及沿坝基内部缓倾角软弱结构面的深层滑动。随着近代筑坝技术和设计理论的发展，坝体一般很少发生表层滑动和浅层滑动失稳的情况；但由于影响坝体的因素较多，沿坝基内部缓倾角软弱结构面的深层抗滑稳定问题是导致结构失稳的主要原因之一[8-10]。重力坝深层抗滑稳定分析方法有刚体极限平衡法、有限元法、地质力学模型试验法、分项系数法及可靠度分析等，如周泽等[11]通过对重力坝深层抗滑稳定的破坏类型和极限平衡分析法进行探讨，得到了刚体极限平衡的规范计算方法偏于危险，并得到了深层滑动破坏类型为沿滑裂面剪切破坏、抗力体挤压破坏、抗力体隆起破坏三种。丁泽霖等[12]通过开展地质力学模型试验研究，得到了重力坝深层滑动破坏模式为：滑裂面断层内部产生相互贯通的节理裂隙，坝体与地基呈现出向下游滑动失稳的趋势。涂劲等[13]通过对重力坝开展的非线性有限元深层抗滑稳定研究，揭示了由于基岩内部软弱结构面的存在和变形而使地基逐步破坏并导致坝体和地基最终失稳的机理。陈祖煜等[14-15]通过将可靠度分析和单一安全系数方法互补的具体途径应用于分项系数的标定中，用于解决后续重力坝的深层抗滑稳定问题。

上述重力坝抗滑稳定研究方法为解决CSG坝抗滑稳定问题提供了大量基础。为了更好地将双斜滑动面地基对CSG坝破坏模式的影响直观呈现出来[16]，本文分别建立典型均质地基、断裂双斜滑动面地基和发育完全双斜滑动面地基条件下的CSG坝模型，对其开展三维地质力学模型试验和有限元模拟研究[17-20]；通过对比坝体、坝基的变形特征，探讨地基发生剪切破坏、沉降及形成滑移通道等造成的CSG坝深层抗滑稳定问题，获得三种地基形式下模型的破坏超载安全系数，分析不同发育程度的双斜滑动面地基对CSG坝破坏模式的影响。试验结果有助于深入分析不同地基下CSG坝的工程特性差异，对CSG坝后续的发展有重要的理论意义。

2 试验方案

2.1 工程概况试验以位于山西省黑水河上游段的守口堡大坝为对象，其总库容约为980 万m3，工程等级为Ⅳ，坝顶高程为1243.6 m，最大坝高61.6 m。坝址区河谷为U型河谷，地势较为平坦，河谷覆盖层为卵石混合土。同时，坝址区内地质结构完好，主要为一些小型断层及节理裂隙，无明显断距，无碎裂泥质、岩土充填。坝基强风化层厚度为0.90～5.00 m，弱风化层厚度为4.30～8.75 m。坝基覆盖层厚度较小，下伏岩基无软弱夹层和明显的断裂发育，皆不存在深层滑动和浅层滑动问题，可近似看作地质条件较好的均质地基[2]。

然而，地基内常存在两条或者多条互相交错的断层或软弱结构夹层，构成复杂的双斜滑动面。当坝基内部存在不利的缓倾角软弱结构面时，在水荷载持续作用下，坝体可能会连同岩基在软弱结构面产生滑移，这是影响大坝失事的主要因素之一。因此，需要分析双斜滑动面地基对CSG坝的破坏影响。但CSG坝永久工程建造尚少，目前在建造过程中还没有遇到典型双斜滑动面的地质条件。本文在假设的前提下，设计以山西守口堡大坝断面为CSG坝、龙门山褶断带前山构造带的北段为地基条件，以此来模拟CSG坝遇到深层抗滑稳定问题时的超载破坏情况。选取的双斜滑动面地基位于四川省龙门山褶断带前山构造带的北段，处于F5与F7断层之间，区内主要构造线呈NE—SW向展布。坝区内断裂构造发育，褶皱发育次之，形成了以东北向为主的断裂。地基岩体中存在的地质构造缺陷及熔岩地质缺陷是影响坝基抗滑稳定、坝基渗漏与坝基岩体变形的主要工程地质问题。挑选18#、19#段地基，18#地基为发育完全的双斜滑动面地基；19#地基地质条件相对18#地基稍好，为断裂的双斜滑动面地基(后续均用18#坝段代替发育完全的双斜滑动面地基，19#坝段代替断裂的双斜滑动面地基)。18#、19#地基内部存在2条缓倾断层f114、f115，3条陡倾断层10f2、F31、F11，以及5条层间错动带JC6-B、JC7-B、JC60-B、JC2-C、JC21-C[12]。

2.2 相似指标选取地质力学模型试验是以相似理论为基础，将发生在工程结构和地质环境上的表征现象，按相似比尺经缩小(或放大)后在模型上模拟，并将模型中测到的物理量按照相似比尺换算为原型物理量，采用模型试验结果来研究原型的工作性态和稳定安全度，并通过分析研究模型变形分布特性、破坏模式和破坏机理，研究原型发生破坏、失稳的条件从而达到预测及加固的目的[17-18]。

本研究考虑到水工结构模型实验室的场地及模型观测精确度的问题，确定模型试验中的几何比尺为CL=100；一般选取容重比尺为Cγ=1.0，其他物理力学参数的相似比就可根据相似关系式推导得出，地质力学模型试验中物理量的相似常数比见表1。

表1 模型破坏试验中主要物理量相似比

2.3 模型材料模拟地质力学模型试验不仅考虑材料线弹性期间的应力、变形等情况相似，也要保证材料塑性阶段的应力、应变曲线完全相似。此外，还要求模型的强度特性也应与原型相似。在以往研究和预试验基础上，确定了CSG坝体模型的原材料：选用模型砂(河砂)为粗骨料、重晶石粉作为细骨料，精铁粉作为增重剂来保证模型和原型实现容重相似。考虑到CSG材料的强度并不高，选用石膏作为主要胶结材料，水泥作为次要胶结材料。同时对CSG材料开展三轴抗剪试验，在实现物理力学参数(容重、泊松比、弹性模量)相似的基础上，增加了CSG材料的抗剪强度(黏聚力C、摩擦系数f)相似[10]。本次试验时降低了摩擦系数的目标值，增大了模拟材料的黏聚力，最终得到了满足原型坝体抗剪强度要求的相似材料，坝体原型与模型材料力学参数见表2。

表2 CSG坝体物理力学参数对比

根据守口堡大坝的地质条件，将其看作一个整体均质地基。双斜滑动面地基破坏试验坝基材料模拟采用重晶石粉、机油及可熔性高分子材料等为主，制备成大量10 cm×10 cm×7 cm的块体，按照岩体发展的倾角和走向进行堆积。坝基岩体的裂隙以模型块体间的间隔进行模拟，没有考虑裂隙间的连通率，裂隙和岩体间的力学参数采用块体交错摆放实现。断层间加入软料和薄膜模拟相应的力学参数，软料以重晶石粉、机油及可熔性高分子材料等为主，按所要求的力学指标配制相应的混合料备用，再选用不同材质的薄膜(蜡纸、聚四氟乙烯薄膜)配合使用，来模拟抗剪断强度的相似性[19-20]。对厚度大的软弱结构面，采用铺填压实法制模；对厚度较小的软弱结构面，采用敷填法制模。岩体、结构面材料的力学参数如表3所示。

表3 模型岩体、结构面物理力学参数

2.4 试验装置布置均质地基模型试验量测系统分为坝体应变、坝体位移量测系统。其中，在坝体表面靠近坝基和1/3坝高处分别布置5个和3个三花应变片(每个可同时测得水平、竖直及45°斜角三组应变数值)，共计24个测点；在下游侧坝体表面1/3坝高、2/3坝高及坝顶处布置水平、竖直方向的位移监测计，共6个位移测点。监测系统的布置形式见下图1。

图1 均质地基坝段量测布置

双斜滑动面地基地质力学模型试验量测系统分为坝体应变、坝体位移及坝基应变量测系统。其中，18#坝段、19#坝段坝体下游面1/3坝高、2/3坝高及坝顶处布置安装12支位移监测计，在下游易破坏的f114和f115断层的出露处布置4个位移监测计。在18#坝段和19#坝段外侧建基面各布置20个三花应变片，共计40个应变测点。18#、19#坝基内的断层F31、10f2、f114、f115等控制坝基稳定的主要断层结构面上布置有内部应变测点，重点监控其沿结构面倾向的相对变位分布和变化特征。18#、19#坝段模型具体监测布置及地质断面见图2、图3。

图2 18#坝段量测布置

图3 19#坝段量测布置

三种坝段工况皆为满库时的“自重+水压力+淤沙压力”，水压力和淤沙压力用油压千斤顶加载来模拟，实现在上游坝面施加呈线性变化的单位面力，并且采用荷载分布板消除应力集中现象[11]。坝体自重通过与原型材料容重相等来实现。试验采用超载法对坝体进行加载，在加载前先进行简单的预加载，以0.5P0(P0为正常蓄水位下的水荷载+淤沙荷载)加载到千斤顶与坝上游面接触；后利用分级加载的方式以每级0.2P0继续加载，直到坝基与坝体出现失稳的状态或有倾覆趋势产生，停止加载后试验结束。在试验中观测各级荷载下坝体、坝基岩体及各软弱结构面的变形甚至破坏过程。模型监测流程图见图4。

图4 模型监测流程

3 试验结果对比分析

3.1 坝体应变分析模型最终破坏结果如图5所示。由于篇幅限制，仅挑选坝体薄弱部位(坝踵、坝趾)进行分析，分别对均质地基、19#坝段、18#坝段上的CSG坝坝体应变展开对比。规定坝体受拉为正、受压为负。由图6、图7可知：

图5 三坝段模型破坏照片

图6 坝踵应变曲线

图7 坝趾应变曲线

(1)均质地基上CSG坝的坝踵、坝趾处全部受压，且压应变基本处于相对较小的状态。随着超载倍数持续升高，坝踵在Kp=2.2处先发生了一个突变；随后加快了应变增长的速率，应变均保持线性增长。当Kp=6.8时，坝踵处应变再次发生了转折；此刻，数值基本不随超载倍数增长而变化。坝趾处应变增长基本保持同一速率，仅在Kp=6.8处发生了小的转折便不再发生大的变化。表明在超载倍数Kp为2.2和6.8时，坝体的结构状态发生了变化，是判断均质地基下CSG坝破坏的重要突变点。

(2)19#坝段上CSG坝的坝踵、坝趾处产生压应变，应变明显大于均质地基上的CSG坝，说明地基对CSG坝自身结构有很大的影响。当Kp=1.0时，坝踵、坝趾应变开始迅速增大。达到Kp=2.2时，应变出现了跨越式的跳动；随后，坝踵处应变便开始缓慢减小，并在Kp=6.4时发生转折，持续减小至零甚至有受拉趋势；坝趾处增长速度逐渐变缓，当Kp=6.4时，压应变突然减小后恢复，继续加载后应变不发生改变。

(3)18#坝段上CSG坝的坝踵、坝趾先发生很小的压应变，逐渐增大超载倍数Kp后，在Kp=2.0后开始受拉并逐渐增大，根据CSG材料的特性，说明坝踵、坝趾处极易发生受拉破坏。Kp=6.0时，坝体应变出现了拐点，随后坝踵的应变值开始在区间内上下浮动，表现出震荡的趋势；坝趾处的拉应变值逐渐增大，并一直持续到超载过程结束。

结合上述描述分析，不同坝段上坝体应变首次发生突变的超载倍数相同，说明此时地基还未发生破坏、滑动，并未对坝体的结构状态造成影响。随着超载倍数增加，根据双斜滑动面地基的发育程度的不同，18#坝段上的坝体应变最先发生突变，均质地基上的坝体应变最后发生突变。位于18#坝段上的CSG坝，由于受到水压力顺时针力矩的影响，坝踵发生拉应变；坝体同时受到了10f2和f114断层形成滑移通道的影响，导致地基不均匀沉降及坝趾处产生拉应变；由于CSG材料的抗拉强度不高，坝踵、坝趾极易发生拉裂破坏，坝体甚至可能有块体脱离的风险。19#坝段由于双斜滑动面断层发育不完全，地质条件相对较好；坝趾处岩体有较强的整体性，其受到水压力持续发生压应变；坝踵处受到10f2和f115断层的挤压破坏影响也发生压应变；压应力均不会导致坝体结构发生破坏。

3.2 坝体位移分析分别对三种坝段形式上CSG坝的水平向、竖直向位移进行分析，规定顺河向位移为正，竖直向上位移为正，位移计标号对应监测设施布置图。由图8、图9可知：

图8 坝体水平向位移

图9 坝体竖直向位移

(1)均质地基、19#地基、18#地基上的CSG坝总体均向下游滑动，均质地基模型随坝体高程的增加，坝体水平向位移逐渐增大；18#、19#坝段模型随坝体高程的增加，坝体水平向位移逐渐减小。在Kp=0～1.6期间，位移值基本不发生变化。在Kp=1.8时，水平向、竖直向位移幅度明显增大。

(2)在均质地基上，CSG坝的位移值均较19#、18#坝段小；在Kp=6.8时，竖直、水平向的位移曲线均出现了明显拐点，位移值增长趋势开始显著变缓。竖直向坝中和坝底两侧点与坝顶测点的位移方向相反，表明坝体除了发生水平向的滑动，还受到了向下游的倾覆力矩作用，坝体有以坝趾为基点发生顺时针翻转倾覆的趋势。

(3)在18#地基上，当Kp=6.0时，f114断层露出面处(1#、2#)测点的竖直、水平向的位移曲线均出现突变点；其2#测点的竖直向位移趋势较小，表明结构面f114和f115的相互滑移错动主要集中于f115结构面。坝体的竖直、水平向位移均没有明显拐点，增长速率在Kp=6.0时发生了轻微改变。完整发育的双斜滑动面地基形成的滑移通道造成CSG坝在18#坝段的竖向位移大于19#坝段，导致坝体斜向下游倾覆；坝顶的水平向位移较坝中、坝底小，形成坝踵沉降、坝趾抬升的逆向翻转趋势。

(4)在19#地基上，CSG坝的水平向位移大于均质地基和18#地基；当Kp=6.2～6.4时，水平向位移出现了较微弱的拐点，这是受到软弱结构面的影响，断层材料有较好的延展性。19#地基坝体的竖直向位移曲线也在Kp=6.2～6.4出现了突变，随后便以较大的速率持续增长，直至超载过程结束；竖向位移值介于18#地基和均质地基之间，位移曲线的变化趋势与18#地基相似，说明坝体竖向位移受双斜滑动面地基影响较大。

图10 18#坝段坝基应变

从图11可以看出：19#地基中的应变变化趋势与18#地基相似，但都相较18#地基略小。在Kp=6.4时，断层的应变值达到最大后开始突变减小，破坏超载安全系数较18#地基略有增大。19#地基中f114、f115断层的应变要明显大于其他断层，说明其发生了严重的剪切破坏。仅从应变数据分析，当双斜滑动面地基未发育完全时，f114断层是地基中最易发生破坏的断层，f115次之。由于10f2断层与加载方向相同且未构成大的滑移通道，10f2断层产生的应变最小。

图11 19#坝段坝基应变

3.4 模型破坏过程及表征分析模型破坏过程及表征主要通过内外部测点数据和现场模型观测记录综合确定，均质地基坝段、19#坝段、18#坝段模型破坏过程图如图12(图中红色线段代表裂缝)。

图12 模型破坏过程

三坝段模型破坏过程对比归纳见表4。

表4 CSG坝模型超载破坏过程

3.5 模型破坏模式分析与重力坝深层滑动破坏相比，重力坝可类似看作悬臂梁，由于其三角形剖面受到水平向的水推力，重力坝与坝基呈现出向下游滑动；同时，坝体受到顺时针弯矩的影响，坝踵、坝趾处极易出现拉剪、压剪破坏，坝体产生顺时针翻转的趋势[10]。CSG坝体由于受到自身较大的重力和指向地基的水压力，对地基的挤压破坏严重，随着双斜滑动面地基形成的滑移通道会产生坝踵下沉、坝趾抬升的逆时针翻转破坏；CSG坝较大的断面形式能抵御弯矩的作用，导致其结构破坏受拉应力的影响较小，更多受滑动破坏的影响；并且由于水压力作用在梯形断面上，其竖直向分力引起坝体抗滑力增大，使CSG坝的破坏超载安全度较重力坝显著增加，坝体的稳定性有很大的提升。

均质地基CSG坝的破坏模式为坝体沿坝基面产生贯通裂缝，并伴有以坝趾为基点的向上游翻转式倾覆破坏趋势。对于19#、18#坝段双斜滑动面地基模型，坝体沿建基面贯通裂缝的滑动并不成为其主要的破坏模式，坝基中结构面受到的挤压破坏严重影响着CSG坝的试验结果。由于19#坝段地基未发育完全，f114和f115断层未连接到地基表面，岩体整体性依然起到结构支撑的作用，地基条件相对较好，其仅形成F31和10f2的滑裂面，断层f115的挤压破坏较为严重，坝体主要形成向下游剪切滑动破坏的趋势，坝踵沉降、坝趾抬升趋势较18#坝段小。18#坝段地基在超载的过程中被压坏，形成以断层F31和10f2的滑裂面、断层f114和f115的滑裂面为基础的滑移通道，导致CSG坝体跟随滑移通道滑动，产生明显的坝踵下沉、坝趾上抬的倾覆破坏。CSG坝的地基适应能力相对较强，坝体超载破坏后的整体性较好，结构自身没有发生大的剪切破坏。

综合上述分析，CSG坝受到双斜滑动面地基发育完整程度的影响后，破坏模式由坝体沿坝基面产生的贯通滑动裂缝破坏，逐渐发展为跟随地基中双斜滑动面形成的滑移通道滑动，形成坝踵下降、坝趾抬升的滑动翻转破坏；各模型的破坏超载安全系数随着地基的发育降低，其破坏模式与地基的整体性有很大的关系；坝基结构面的抗滑稳定性决定着CSG坝的稳定性，严重影响着工程安全性。

3.6 有限元破坏对比分析为多方面验证坝体的双斜面滑移通道对CSG坝破坏模式的影响及模型的超载安全度，采用三维非线性有限元法[21-23]对模型进行补充计算。计算采用Ansys Workbench 19.0软件进行，并根据守口堡CSG坝各项尺寸参数，对18#、19#地基适当简化后进行有限元建模。计算采用的是弹塑性材料模型[24]，屈服准则采用D-P准则[25]。有限元计算参数与原型参数相同，坝体、坝基及结构面参数见表2和表3，结构面与岩体的摩擦系数为0.37。计算采用与模型相同的超载法，计算工况为正常运行工况，上游水头同样取正常蓄水位水头为57 m，下游水头按0 m计算，根据地质力学模型试验得出模型的超载破坏安全系数进行超载计算。有限元计算结果塑性分布见图13。

图13 模型塑性区分布

由图13可以看到：在Kp=6.8时，均质地基上CSG坝已经与地基产生贯通裂缝，整体结构处于即将发生滑动破坏的状态。19#坝段在Kp=6.4时，坝基破坏的滑移通道主要是10f2与f114断层形成的，在f115断层形成的滑裂面对坝体影响较小。但由于两结构面没有出露，坝趾与该区域的地基受到严重的拉剪破坏。18#坝段在Kp=6.0时，18#坝段的F31、10f2断层形成斜向下游的滑裂面，f114、f115断层形成斜向上游的滑裂面，10f2、f114和f115断层形成明显的滑移通道；在10f2断层末端也有明显的挤压破坏情况，并逐渐与f114、f115连通形成大范围塑性区，说明该范围内的岩体遭到了严重破坏；坝体结构并没有发生塑性破坏。

有限元模拟选取了影响模型破坏的主要断层，整体裂缝的发展、破坏的趋势和地质力学模型试验基本相同，相互验证了双斜滑动面地基对CSG坝破坏模式影响的结果。

3.7 模型加固方案及验证为了反向验证地基各断面对其破坏程度的影响，采用混凝土加固的方式对模型地基进行处理。在3.4节中，下游面的滑移通道主要集中于f115断层，分别将18#坝段中的危险断层F31、10f2、f115加固，有限元模型通过Ansys有限元软件改变断层中的材料特性及接触属性。三种加固方案模型的最终破坏图见图14。

图14 加固模型破坏

(1)方案一：仅加固F31断层后，如图14(a)。坝体受到超载水压力后仍呈现出随滑移区的滑动破坏；f115和f114断层产生较大的塑性破坏区，10f2断层末端有明显的挤压破坏，模型由于滑动破坏已经失去了承载能力。

(2)方案二：加固10f2和f115断层后，如图14(b)。双斜滑动面地基形成的滑移通道已经完全固结，地基完整性有了大幅度增加。但是，由于F31断层未开展加固工作，模型的极端破坏情况导致地基F31断层受拉开裂，其严重影响着工程运行。模型的沉降和坝趾抬升已经有了明显的好转，f114断层和f115断层仅受到严重挤压破坏，未形成滑移通道；坝体结构的受力条件得到了极大改善，塑性破坏区明显减小。

(3)方案三：加固F31、10f2、f115断层，如图14(c)。坝体的破坏模式受到双斜滑动面地基影响较小，在坝踵和上游面地基出现的拉剪塑性变形区明显减小；坝体结构出现坝趾下沉、坝踵抬升的旋转趋势，f114、f115断层仅在坝趾处受到挤压破坏，且与10f2断层连接处的塑性区强度也相对降低，地基的整体性得到很大提升，均不对工程运行造成重大影响。持续进行水压力超载，在Kp=6.8～7.0时有限元计算结果不收敛，到达了模型整体的超载破坏安全系数，相比之前有了明显的提升。

综上分析，在加固10f2、f115断层后，坝体、坝基的塑性区及变形强度明显减小，坝体滑移、沉降得到了很大的改善，表明10f2和f115断层形成的滑移通道是造成CSG坝破坏的主要影响因素；但由于F31断层位于接近坝踵的位置，在水压力的作用下模型有了明显的拉裂破坏，虽坝体没有较大的变位及塑性区，但仍影响着工程运行。因此，10f2和f115断层为工程破坏的主要影响因素，F31为次要影响因素；在实际工程设计中，坝址选取首先应尽量避免可能形成滑动面的危险断层，未形成滑移通道的断层对坝体结构的影响相对较小。

4 结论

本文对均质地基、断裂的双斜滑动面地基、发育完全的双斜滑动面地基开展CSG坝地质力学模型试验，综合坝体、坝基及断层的破坏特征探究双斜滑动面地基对CSG坝破坏模式的影响，并采用有限元法对模型试验结果、模型加固进行验证，可以得到以下结论：

(1)三坝段模型的破坏模式为：①均质地基模型以发生坝体与坝基面贯通裂缝为主要破坏模式，并产生以坝趾为基点出现顺时针翻转趋势。②19#坝段CSG坝主要发生向下游的剪切滑动破坏，地基形成F31和10f2的滑裂面，断层f115的挤压破坏较为严重。③18#坝段地基产生F31和10f2断层的滑裂面、f114和f115断层的滑裂面，并形成较大的深层滑移通道，坝体跟随滑移通道滑动情况明显；f114和f115断层在坝踵出露处剪切破坏情况严重，CSG坝坝踵下沉、坝趾上抬的旋转破坏趋势较明显。

(2)CSG坝受到双斜滑动面地基影响后，破坏模式由坝体沿坝基面产生的贯通滑动裂缝破坏，逐渐发展为跟随地基中双斜滑动面形成的滑移通道滑动，形成坝踵下降、坝趾抬升的滑动翻转破坏；各模型的破坏超载安全系数随着地基的发育改变，其破坏模式与地基的整体性有很大的关系；坝基结构面的抗滑稳定性决定着CSG坝的稳定性，严重影响着工程的安全性；在后续工程设计中，坝址选取首先应尽量避免可能形成滑动面的危险断层。