基于地質(zhì)和監(jiān)測(cè)資料的地下洞室數(shù)值仿真模型概化分析

聶衛(wèi)平，鄭文棠

(中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán)廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司，廣州 510663)

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基于地質(zhì)和監(jiān)測(cè)資料的地下洞室數(shù)值仿真模型概化分析

聶衛(wèi)平，鄭文棠

(中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán)廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司，廣州 510663)

以某水電站大型調(diào)壓井工程為研究背景，從介質(zhì)類型、初始地應(yīng)力場(chǎng)、主要結(jié)構(gòu)面、地下水等方面進(jìn)行概化分析，建立三維數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行洞室施工模擬，分析了施工過程中圍巖應(yīng)力和位移的變化和分布規(guī)律，將計(jì)算位移與實(shí)測(cè)位移進(jìn)行對(duì)比分析，得出一些有意義的結(jié)論。研究表明，工程區(qū)的計(jì)算本構(gòu)模型和初始地應(yīng)力場(chǎng)均對(duì)圍巖的穩(wěn)定性造成一定的影響；洞室施工期圍巖較穩(wěn)定；該水電站大型調(diào)壓井工程選擇彈塑性本構(gòu)模型并施加構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行施工期數(shù)值模擬計(jì)算，更加接近真實(shí)的工程區(qū)圍巖特性，可為其它相關(guān)工程問題的數(shù)值計(jì)算提供參考。

工程地質(zhì)；概化分析；大型調(diào)壓井；本構(gòu)模型；初始地應(yīng)力場(chǎng)

工程地質(zhì)層組的劃分是地質(zhì)模型概化和巖土體質(zhì)量評(píng)價(jià)的基礎(chǔ)和首要環(huán)節(jié)。通過工程地質(zhì)層組的劃分，可以達(dá)到如下兩個(gè)目的：(1)地質(zhì)模型概化和參數(shù)研究，有助于設(shè)計(jì)師找出主要矛盾，更好地評(píng)價(jià)主要工程地質(zhì)問題；(2)可以更為清晰的反應(yīng)地質(zhì)結(jié)構(gòu)的變化規(guī)律[1]。數(shù)值仿真方法[2-6]可以采用施工前的地質(zhì)調(diào)查資料、設(shè)計(jì)資料和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)資料進(jìn)行模擬，了解工程設(shè)計(jì)的薄弱環(huán)節(jié)，達(dá)到改造設(shè)計(jì)的目的。欲使巖體內(nèi)部響應(yīng)(變形、位移和應(yīng)變)逼近真解，其數(shù)值必須遵循幾何、本構(gòu)、力學(xué)和過程的仿真，這是變形體解答的唯一性定理所決定的[7]。數(shù)值仿真方法是一種近似算法，影響計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性的因素較多，包括地質(zhì)邊界條件的準(zhǔn)確性、地質(zhì)概化模型的合理性、圍巖力學(xué)參數(shù)的準(zhǔn)確性、計(jì)算方法和本構(gòu)模型的合理性、開挖和加固過程的仿真性等等，工程地質(zhì)概化是進(jìn)行洞室施工數(shù)值模擬的基礎(chǔ)，因此，本文基于折減的圍巖力學(xué)參數(shù)、設(shè)計(jì)支護(hù)參數(shù)和設(shè)計(jì)開挖方案，以某水電站大型調(diào)壓井工程為研究背景，首先進(jìn)行工程地質(zhì)概化分析，然后建立地質(zhì)概化模型和三維數(shù)值仿真模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算分析，對(duì)數(shù)值仿真的圍巖應(yīng)力、位移等力學(xué)性質(zhì)進(jìn)行分析，了解工程施工的圍巖穩(wěn)定性狀況，獲得工程區(qū)數(shù)值仿真合理的本構(gòu)模型和初始地應(yīng)力場(chǎng)，為洞室施工其它相關(guān)問題研究提供借鑒和指導(dǎo)。

聶衛(wèi)平,等：基于地質(zhì)和監(jiān)測(cè)資料的地下洞室數(shù)值仿真模型概化分析

1 工程地質(zhì)模型概化

1.1 工程概況

某水電站尾水建筑物結(jié)構(gòu)為三條尾水支洞連接一條尾水隧道，其交叉處連接一個(gè)尾水調(diào)壓井共布置了三個(gè)尾水調(diào)壓井。三個(gè)調(diào)壓井按“一”字形布置，間距為102.0 m。計(jì)算考慮洞室有三個(gè)調(diào)壓井、連通上室、九條尾水支洞、三條尾水隧洞。調(diào)壓井開挖直徑為29.3～34.3 m，凈空高度92.0 m。調(diào)壓井下部為五洞交叉口懸空結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)跨度大，對(duì)其洞室的支護(hù)提出了更高的要求。

1.2 圍巖巖性概化

當(dāng)前巖體變形參數(shù)的取值常按風(fēng)化劃界或以某一大的軟弱層帶或巖性相差很大的界面為界,將不同區(qū)帶巖體視為等值連續(xù)體而取一個(gè)固定不變的綜合變形模量進(jìn)行計(jì)算, 這是目前計(jì)算中地質(zhì)原型概化和參數(shù)取值常用的模式[8]，某水電站調(diào)壓井工程區(qū)以表層均勻風(fēng)化為主，由地表向深處風(fēng)化程度逐漸減弱。將工程區(qū)風(fēng)化程度劃分為全風(fēng)化、強(qiáng)風(fēng)化、弱風(fēng)化上部、弱風(fēng)化下部和微風(fēng)化～新鮮五級(jí)。全風(fēng)化底界水平與垂直深度一般0.00～10.00 m，強(qiáng)風(fēng)化底界約10.00～20.00 m，根據(jù)揭露的風(fēng)化程度信息，全風(fēng)化和強(qiáng)風(fēng)化分界線不明顯，因此將這兩層風(fēng)化巖體歸類為一層—全強(qiáng)風(fēng)化巖體，便于分析。弱風(fēng)化上部(弱上巖體)底界水平深度一般10.00～80.00 m，垂直深度一般10.00～50.00 m；弱風(fēng)化下部(弱下巖體)底界水平深度一般30.00～90.00 m，垂直深度一般30.00～50.00 m；弱下巖體以下為微風(fēng)化巖體和新鮮巖體，簡(jiǎn)稱為微新巖體。

根據(jù)巖性和風(fēng)化程度，將調(diào)壓井工程及圍巖劃分為四種介質(zhì)。全風(fēng)化和強(qiáng)風(fēng)化巖層地質(zhì)界線不明顯，均呈疏松狀態(tài)，為散體結(jié)構(gòu)，作為一種介質(zhì)，即全強(qiáng)風(fēng)化巖體；弱風(fēng)化帶上部比較疏松，含少量完整結(jié)構(gòu)，作為一種介質(zhì)，即弱上巖體；弱風(fēng)化帶下部比較堅(jiān)硬，含少量散體結(jié)構(gòu)，作為一種介質(zhì)，即弱下巖體；微風(fēng)化和新鮮巖體巖體性質(zhì)差別不大，僅沿裂隙有輕微的風(fēng)化，作為一種介質(zhì)，即微新巖體。調(diào)壓井工程洞室布置于微新巖體中，圍巖巖性較好。

1.3 初始地應(yīng)力場(chǎng)概化

將工程施工前就存在于巖體中的地應(yīng)力，稱之為初始應(yīng)力或天然應(yīng)力[9]。根據(jù)該工程區(qū)ZK448和ZK450鉆孔地應(yīng)力監(jiān)測(cè)資料發(fā)現(xiàn)，該區(qū)域垂直向應(yīng)力以自重為主，地應(yīng)力轉(zhuǎn)化至三維有限元計(jì)算模型坐標(biāo)下的應(yīng)力與埋深呈線性關(guān)系，如圖1所示。

圖1 轉(zhuǎn)化到模型坐標(biāo)系下應(yīng)力與埋深關(guān)系Fig. 1 Stress and depth relationship of 3-D finite element simulation model

根據(jù)不同的計(jì)算工況來施加初始地應(yīng)力場(chǎng)，分為只考慮自重應(yīng)力場(chǎng)、自重應(yīng)力和構(gòu)造應(yīng)力聯(lián)合應(yīng)力場(chǎng)?？紤]自重應(yīng)力和構(gòu)造應(yīng)力聯(lián)合應(yīng)力場(chǎng)時(shí)，垂直方向采用自重應(yīng)力，構(gòu)造應(yīng)力根據(jù)實(shí)測(cè)應(yīng)力回歸線性方程模擬，即x向構(gòu)造應(yīng)力與埋深h的關(guān)系為：σx=0.0377h+4.1556，y向構(gòu)造應(yīng)力與埋深h的關(guān)系為：σy=0.0305h+3.4935。

1.4 結(jié)構(gòu)面概化

通過尾水調(diào)壓井地帶的Ⅲ級(jí)斷層有F20、F21、F22，屬于Ⅲ級(jí)結(jié)構(gòu)面的一般性斷層、其余小斷層、擠壓面等Ⅳ級(jí)結(jié)構(gòu)面發(fā)育平均間距約為20 m。調(diào)壓井工程區(qū)主要斷層詳細(xì)情況見表1。

經(jīng)地質(zhì)資料分析，該調(diào)壓井工程區(qū)受F20、F21、F22斷層影響較大，數(shù)值仿真時(shí)地質(zhì)構(gòu)造考慮這三條斷層，斷層厚度、巖性和方位根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行概化。其他結(jié)構(gòu)面因較細(xì)或距離開挖洞室較遠(yuǎn)，對(duì)洞室圍巖穩(wěn)定性影響較小，計(jì)算時(shí)不考慮。

表1 調(diào)壓井工程區(qū)主要斷層詳細(xì)情況表

Tab. 1 Main faults of the surge tank engineering area details

斷層產(chǎn)狀寬度/m跡長(zhǎng)/m等級(jí)F20N20°～30°E，NW∠60°～64°03～04>200ⅢF21N10°～28°W，SW∠72°～82°09>300ⅢF22N0°～22°W，SW∠42°～58°05～12>660Ⅲ

1.5 地下水概化

許多巖土工程事故的分析表明，裂隙巖體滲流場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)耦合作用對(duì)工程安全的重要性不可忽視[10]。根據(jù)本工程的現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查情況統(tǒng)計(jì)，微新巖體干燥或只有少量滲水，滲水量(鉆孔壓水試驗(yàn)求得巖體滲透系數(shù)，再由多布諾沃里斯基公式求得圍巖的滲水量)為0.66～1.00 L·min-1·m-1；弱下巖體有滲水或滴水，滲水量為0.500～ 0.66 L·min-1·m-1；弱上巖體普遍有滲水滴水，滲水量為0.40～0.50 L·min-1·m-1；全強(qiáng)風(fēng)化巖體普遍有滲水滴水，滲水量為0.40～0.50 L·min-1·m-1。

由于調(diào)壓井洞室所處的微新巖體地下滲水較少，洞室施工亦未見圍巖有明顯地下水滲出，因此在數(shù)值計(jì)算時(shí)不考慮地下水對(duì)洞室施工的影響。

2 三維有限元模型和計(jì)算本構(gòu)

2.1 三維有限元模型建立

根據(jù)上述地質(zhì)概化分析，建立工程區(qū)的三維有限元計(jì)算模型。模型范圍：x=-349～-103 m，y=0～450 m，z=501～865 m，共劃分單元184 336個(gè)，節(jié)點(diǎn)38 954個(gè)，采用FLAC3D軟件進(jìn)行模擬采用位移邊界，實(shí)體單元模擬，鋼筋和錨桿采用cable單元模擬。地下洞室布置及斷層有限元計(jì)算模型見圖2，圍巖包括全強(qiáng)風(fēng)化巖體、弱上巖體、弱下巖體、微新巖體，調(diào)壓井地下洞室群處于微新巖體中，為Ⅱ級(jí)圍巖，巖性較好。工程區(qū)三維地質(zhì)模型如圖3。洞室總共分38步開挖。初期支護(hù)參數(shù)的錨桿和錨索采用cable單元模擬，噴混凝土采用shell單元模擬，設(shè)計(jì)初期支護(hù)參數(shù)見表2，初始地應(yīng)力采用側(cè)壓力系數(shù)法施加。

圖2 地下洞室布置及斷層有限元計(jì)算模型Fig. 2 Underground cavern layout and faults finite element computation model

圖3 調(diào)壓井工程區(qū)三維地質(zhì)模型Fig. 3 3D Geological model of surge shaft project area

表2 設(shè)計(jì)初期支護(hù)參數(shù)

Tab. 2 Design primary support parameters

位置部位支護(hù)參數(shù)錨桿預(yù)應(yīng)力錨索噴混凝土井身、頂拱及五岔口頂拱Φ28@2m×2m，L=6mΦ36@2m×2m，L=9m1000kN無粘結(jié)C30，厚度02m井身及五岔口邊墻Φ25@2m×2m，L=45mΦ32@2m×2m，L=9m1000kN無粘結(jié)C20，厚度015m鎖口錨桿預(yù)應(yīng)力：125KNΦ32@1m×1m，L=9mΦ32@2m×2m，L=9m——

表2(續(xù)) 設(shè)計(jì)初期支護(hù)參數(shù)

位置部位支護(hù)參數(shù)錨桿預(yù)應(yīng)力錨索噴混凝土連通上室、尾水支洞、尾水隧洞頂拱及邊墻Φ25@2m×2m，L=45m—C20，厚度015m鎖口預(yù)應(yīng)力：125kNΦ32@15m×1m，L=9m——

2.2 本構(gòu)模型及其參數(shù)

表5 各工況開挖完成后應(yīng)力和位移計(jì)算結(jié)果統(tǒng)計(jì)

Tab. 5 Statistical results of surrounding rock stress and displacement after calculation of each conditions

工況編號(hào)主應(yīng)力范圍/MPa大主應(yīng)力小主應(yīng)力總位移/mm應(yīng)力位移計(jì)算結(jié)果分析GK1-2513～-005-299～126000～874GK2-4241～-246-844～270000～1573GK3-2652～-004-445～083000～1321GK4-3254～-008-975～102000～1720(1)彈塑性模型的拉應(yīng)力值較線彈性明顯要??；初始地應(yīng)力場(chǎng)對(duì)圍巖的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果影響較大；相同本構(gòu)模型下，構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)使得圍巖拉應(yīng)力增大；不同的本構(gòu)模型下，圍巖最大拉應(yīng)力均較小，最大拉應(yīng)力為270MPa，遠(yuǎn)小于微新巖體的抗拉強(qiáng)度，圍巖不會(huì)因?yàn)閼?yīng)力過大而發(fā)生破壞；調(diào)壓井洞室拐角、斷層穿越部位容易出現(xiàn)應(yīng)力集中；(2)初始地應(yīng)力場(chǎng)和本構(gòu)模型對(duì)圍巖變形影響均較大；對(duì)于相同的本構(gòu)模型，施加構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)使得變形增大；彈性本構(gòu)模型開挖造成的位移要比彈塑性??；在不同的本構(gòu)模型下，圍巖變形較小，最大位移1720mm，圍巖較穩(wěn)定；構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)對(duì)圍巖位移分布影響很大；斷層對(duì)位移有影響，斷層附近位移相對(duì)較大。

注：應(yīng)力以拉為正，壓為負(fù)。

由圍巖變形監(jiān)測(cè)資料分析可知，施工過程中調(diào)壓井圍巖未出現(xiàn)流變特征，所以只考慮彈性本構(gòu)和彈塑性本構(gòu)模型對(duì)其進(jìn)行模擬分析。

2.2.1 彈性本構(gòu)模型及其參數(shù)

彈性本構(gòu)模型為各向同性的線彈性本構(gòu)，其主要計(jì)算參數(shù)為彈性模量E，泊松比μ和巖體密度。

2.2.2 彈塑性本構(gòu)模型及其參數(shù)

彈塑性本構(gòu)采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，所需要的參數(shù)包括彈性模量E、泊松比μ、巖體密度、抗拉強(qiáng)度、粘聚力c和內(nèi)摩擦角φ。計(jì)算力學(xué)參數(shù)見表3。

表3 有限元計(jì)算力學(xué)參數(shù)

Tab. 3 Mechanical parameters for finite element calculation

圍巖類別微新巖體弱下巖體弱上巖體全強(qiáng)風(fēng)化巖體斷層摩擦角φ/(°)54465019419934991197粘聚力c/MPa170100030020003彈性模量E/GPa24051000320023060容重/(kN/m-3)26102570245023502000泊松比022024026028033抗拉強(qiáng)度/MPa800650340150028

3 計(jì)算工況

根據(jù)分析目的，擬定四種計(jì)算工況進(jìn)行數(shù)值模擬分析，計(jì)算工況見表4。

表4 數(shù)值模擬計(jì)算工況

Tab. 4 Calculation conditions of numerical simulation

工況編號(hào)本構(gòu)模型工況說明GK1線彈性初始地應(yīng)力只考慮自重應(yīng)力場(chǎng)GK2線彈性初始應(yīng)力場(chǎng)考慮自重和構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)GK3彈塑性初始地應(yīng)力只考慮自重應(yīng)力場(chǎng)GK4彈塑性初始應(yīng)力場(chǎng)考慮自重和構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)

4 計(jì)算成果分析

各個(gè)工況開挖完成后，圍巖應(yīng)力、位移計(jì)算結(jié)果分別見表5。為確定工程區(qū)洞室施工需采用的合理本構(gòu)模型和初始地應(yīng)力場(chǎng)，選取2號(hào)、5號(hào)、8號(hào)尾水支洞三個(gè)收斂斷面(尾支0+098.00、尾支0+102.00、尾支0+090.00)的表面收斂計(jì)BC測(cè)線位移進(jìn)行對(duì)比分析，BC測(cè)線高程為573.25 m，表面收斂計(jì)BC測(cè)線布置如圖4。各個(gè)工況下測(cè)線收斂位移與計(jì)算位移對(duì)比見圖5～圖7。

由測(cè)線位移對(duì)比可知，尾支0+098.00斷面處GK1、GK2、GK3、GK4計(jì)算值相對(duì)監(jiān)測(cè)值變化值分別為15.18%、5.45%、13.14%、3.80%；尾支0+102.00斷面處GK1、GK2、GK3、GK4計(jì)算值相對(duì)監(jiān)測(cè)值變化值分別為15.96%、5.25%、8.99%、2.23%；尾支0+090.00斷面處GK1、GK2、GK3、GK4計(jì)算值相對(duì)監(jiān)測(cè)值變化值分別為21.30%、6.59%、9.86%、3.18%。

圖4 表面收斂計(jì)BC測(cè)線布置Fig. 4 Measuring line BC of surface convergence gauge layout

圖5 尾支0+098.00斷面BC測(cè)線位移對(duì)比Fig. 5 Comparison of measuring line BC displacement of section 0+098.00

圖6 尾支0+102.00斷面BC測(cè)線位移對(duì)比Fig. 6 Comparison of measuring line BC displacement of section 0+102.00

圖7 尾支0+090.00斷面BC測(cè)線位移對(duì)比Fig. 7 Comparison of measuring line BC displacement of section 0+090.00

因此，GK4計(jì)算位移變化過程與監(jiān)測(cè)的位移變化的相關(guān)性最好，該水電站大型調(diào)壓井選擇彈塑性本構(gòu)模型并施加水平構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行施工期數(shù)值模擬計(jì)算，更加接近真實(shí)的工程區(qū)圍巖特性。

5 結(jié)論

結(jié)論如下：

1)洞室施工過程中的最大拉應(yīng)力均小于調(diào)壓井圍巖抗拉強(qiáng)度，調(diào)壓井圍巖不會(huì)因?yàn)閼?yīng)力而發(fā)生破壞。

2)初始地應(yīng)力場(chǎng)對(duì)圍巖的應(yīng)力和變形影響較大；調(diào)壓井洞室拐角、斷層穿越部位容易出現(xiàn)應(yīng)力集中，結(jié)構(gòu)面對(duì)圍巖變形有較大影響；模型本構(gòu)類型對(duì)應(yīng)力位移均有較大影響。

3)圍巖最大變形17.20 mm，說明該水電站大型調(diào)壓井工程圍巖較穩(wěn)定，洞室開挖不會(huì)破壞圍巖的穩(wěn)定性。圍巖與斷層相交處以及斷層附近圍巖較松軟，所以造成變形相對(duì)較大，需要加強(qiáng)監(jiān)測(cè)和支護(hù)。

4)通過計(jì)算位移和監(jiān)測(cè)位移對(duì)比分析，彈塑性本構(gòu)模型并施加構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)更加接近真實(shí)的工程區(qū)圍巖特性，對(duì)其它問題研究的數(shù)值計(jì)算具有重要的參考價(jià)值

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(責(zé)任編輯 隋卿毅)

Numerical Simulation Model of Underground Cavity Generalized Analysis Based on Geological and Monitoring Data

NIE Weiping, ZHENG Wentang

(China Energy Engineering Group Guangdong Electric Power Design Institute Co., Ltd., Guangzhou 510663, China)

With the large-scale surge tank engineering of a certain hydropower station as the research background, generalized analysis of the media type, the initial stress field, the main structure surface and groundwater was carried out; three dimensional numerical calculation model was established to simulate cavern construction; the stress and displacement change distribution of surrounding rock in the construction process were analyzed; some significant conclusions obtained by comparison the calculating displacement with the measured displacement. Studies show that, the calculation constitutive model and the initial stress field can produce certain effect to surrounding rock stability; surrounding rock is relatively stable in the construction process; for the large-scale surge tank engineering of such hydropower station, it is closer to real characteristics of surrounding rock that both the elastic-plastic constitutive model and tectonic stress field are chosen to participate in numerical simulation in the construction process, which has important guiding significance for the numerical calculation of other related engineering problems.

engineering geology; generalized analysis; large-scale surge tank; constitutive model; the initial stress field; numerical simulation calculation

2015-08-11

國(guó)家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(41372275)

聶衛(wèi)平(1982)，男，江西臨川人，高級(jí)工程師,博士，主要從事城市電力隧道設(shè)計(jì)研究(e-mail)nieweiping@gedi.com.cn。

10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2016.04.020

TU45

A

2095-8676(2016)04-0096-06