葉巴灘地下廠房布置方案選擇與圍巖穩(wěn)定分析

鄭進(jìn)修，何建華，張建海，廖成剛，高克靜，楊 錦，羅 滔

(1.四川大學(xué) 水利水電學(xué)院 水力學(xué)及山區(qū)河流開發(fā)與保護(hù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610065； 2.中國水電顧問集團(tuán) 成都勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，四川 成都 610072； 3.西京學(xué)院，陜西 西安710199)

葉巴灘水電站位于四川白玉縣與西藏貢覺縣境內(nèi)的金沙江干流上，壩址區(qū)位于金沙江上游峽谷地區(qū)，河谷狹窄，岸坡高陡，地下廠房洞室群布置于壩軸線下游約230 m的右岸山體內(nèi)，廠區(qū)斷層發(fā)育，主要有NE、NEE、NW、EW三組方向，最發(fā)育的是NE—NEE、EW方向。表1為PD8等平洞揭示的主要斷層[1-2]。

表1 廠區(qū)主要斷層

廠區(qū)內(nèi)片幫、高地應(yīng)力現(xiàn)象明顯，圖1為平洞洞壁的片幫現(xiàn)象。地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果表明，水平埋深小于200 m時(shí)σ1小于20 MPa，水平埋深200 m以里的地應(yīng)力介于22.34 MPa～37.57 MPa，屬高偏極高應(yīng)力區(qū)，最大主應(yīng)力方向較穩(wěn)定，介于250.6°～305.7°之間，平均280.5°，與河流呈大角度夾角。

圖1平洞片幫現(xiàn)象

針對(duì)地質(zhì)結(jié)構(gòu)面和高地應(yīng)力的限制，提出了圓筒式尾調(diào)室和長(zhǎng)廊式尾調(diào)室兩種方案。長(zhǎng)廊式尾調(diào)室方案：尾調(diào)室與主廠房、主變室縱軸平行，尾調(diào)室中心線距機(jī)組中心線約139 m，總長(zhǎng)155.00 m，寬25.0 m,高度87.1 m；圓筒式尾調(diào)室方案：尾水調(diào)壓室分為1#和2#圓形調(diào)壓室，直徑達(dá)到52 m，高101 m，規(guī)模巨大。兩種方案廠房長(zhǎng)度均為250.90 m，其中主機(jī)間長(zhǎng)160.50 m，安裝間長(zhǎng)61.20 m，副廠房長(zhǎng)29.20 m；廠房吊車梁以下開挖跨度27.40 m，吊車梁以上開挖跨度約30.00 m，最大開挖高度71.54 m；主變室長(zhǎng)176.00 m，開挖跨度19.40 m，開挖高度26.85 m。為了規(guī)避f97的影響，圓筒式的主廠房比長(zhǎng)廊式方案主廠房向上游偏移了30 m[1,3]。

本次研究運(yùn)用三維有限元方法對(duì)兩種方案進(jìn)行對(duì)比分析，研究?jī)煞N方案開挖后的應(yīng)力、應(yīng)變和塑性區(qū)發(fā)展程度，進(jìn)而給出推薦的廠房布置方案。

1 三維有限元分析

本文計(jì)算分析軟件采用四川大學(xué)張建海教授開發(fā)的數(shù)值分析軟NASGEWIN(計(jì)算機(jī)軟件著作權(quán)登記號(hào)：2009SR027603)。NASGEWIN先后應(yīng)用于二灘、錦屏一級(jí)、溪洛渡、瀑布溝、兩河口、猴子巖等國家重點(diǎn)工程并取得了良好的應(yīng)用效果。

1.1 計(jì)算模型

對(duì)葉巴灘地下廠房右岸山體，兩個(gè)布置方案的計(jì)算范圍相同，X方向由上游主廠房指向尾調(diào)室，截取長(zhǎng)度共450 m；Y方向由1#機(jī)組指向6#機(jī)組，截取長(zhǎng)度共510.9 m；鉛直向Z底部由2 600.0 m高程取至山頂。

三維建模時(shí)考慮了斷層的實(shí)際厚度、產(chǎn)狀變化、尖滅等特征，嚴(yán)格模擬巖層界面、地形、斷層等地質(zhì)特征，模型還充分反映了斜坡地形地質(zhì)條件對(duì)地下工程的影響，盡可能的反映工程實(shí)際情況。巖體和斷層均采用三維8節(jié)點(diǎn)6面體等參實(shí)體元及其退化單元模擬，模型剖分網(wǎng)格單元約30萬個(gè)。圖2為兩種方案三大洞室三維模型和幾條主要斷層。由圖2可見，圓筒式方案下，斷層F2與1#機(jī)組安裝間拱頂處相割，而長(zhǎng)廊式方案下，斷層F2與1#機(jī)組安裝間底部相割；斷層F4呈大交角與主廠房軸線相交；斷層f9和f85都以較小交角與主變室相切；斷層f97處于尾調(diào)室下游側(cè)。

1.2 巖體物理力學(xué)參數(shù)

葉巴灘地下廠房三大洞室均采用了系統(tǒng)錨桿、錨索支護(hù)[4-5]。在確定支護(hù)后圍巖參數(shù)時(shí)，本次研究?jī)H考慮錨索對(duì)圍巖參數(shù)的提升作用，系統(tǒng)錨桿對(duì)圍巖的加固作用作為安全儲(chǔ)備。錨索加固對(duì)巖體施加了沿錨固方向的正壓力，這相當(dāng)于加大了圍巖的側(cè)向圍壓，從而使原本近似處于單向應(yīng)力狀態(tài)的開挖面附近巖體重新處于三向應(yīng)力狀態(tài)，從而提高了圍巖的強(qiáng)度。如圖3所示，洞壁臨空面上一點(diǎn)處于單向受壓狀態(tài)，即σ1>0，σ3=0，對(duì)應(yīng)于圖中摩爾圓O，而施加預(yù)應(yīng)力后，洞壁圍壓增大，將摩爾圓半徑減小，從而導(dǎo)致應(yīng)力切線點(diǎn)由A下降至A′，對(duì)應(yīng)與剪應(yīng)力τ軸產(chǎn)生截距差值ΔC。該截距即為錨索提供的圍巖黏聚力增量ΔCP。

圖2葉巴灘地下廠房三維網(wǎng)格圖

圖3預(yù)應(yīng)力錨桿(錨索)加固機(jī)理受力圖

假設(shè)加固前后巖體摩擦系數(shù)f=tanφ不變，則由圖3可推知，施加預(yù)應(yīng)力N(kN)，間排距為a×b(m)時(shí)，巖體黏聚力可增加：

(1)

群錨效應(yīng)系數(shù)η=2.0～5.0,本次研究取為3.5。式中φ為加錨前圍巖的內(nèi)摩擦角。取葉巴灘錨索間排距為4×4 m，錨固2500 kN/2000 kN，取圍巖為Ⅲ1類，則φ=47.2°，按公式(1)計(jì)算可得洞周錨索加固范圍內(nèi)Ⅲ1類圍巖黏聚力增加0.63 MPa，斷層凝聚力提高0.398 MPa。同時(shí)，平均洞壁反壓0.14 MPa。表2為支護(hù)前和支護(hù)后的圍巖物理力學(xué)參數(shù)[6-9]。

1.3 研究方案及約束條件

(1) 三維計(jì)算研究方案

① 依據(jù)實(shí)測(cè)地應(yīng)力，對(duì)廠區(qū)三維地應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行回歸計(jì)算。

② 對(duì)兩種布置方案，整個(gè)洞室群分11級(jí)開挖，考慮支護(hù)效果進(jìn)行分析計(jì)算。

(2) 本次計(jì)算約束條件按以下方式施加： 地基部分，在所截取的研究范圍，除山坡坡面采用自由邊界外，其他邊界均采用法向鏈桿約束。

表2 圍巖物理力學(xué)參數(shù)

2 計(jì)算成果分析及討論

2.1 地應(yīng)力回歸

根據(jù)實(shí)測(cè)地應(yīng)力值，通過多元線性回歸的方法對(duì)初始地應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行回歸擬合。兩種方案的地應(yīng)力回歸復(fù)相關(guān)系數(shù)分別達(dá)到0.923和0.943，地應(yīng)力回歸效果良好。

圖4為兩種方案4#機(jī)組中心剖面擬合地應(yīng)力σ1等值線圖。由圖4可見，兩種方案主廠房區(qū)域擬合應(yīng)力σ1都在21 MPa～30 MPa間，主變室區(qū)域兩種方案擬合應(yīng)力σ1都在24 MPa～27 MPa間，尾調(diào)室區(qū)域σ1都大于27 MPa。分析可知兩種方案開挖區(qū)地應(yīng)力條件大致相同。

2.2 三維計(jì)算結(jié)果討論

在地應(yīng)力回歸的基礎(chǔ)之上，嚴(yán)格模擬開挖過程，計(jì)算兩種洞室布置方案加固狀態(tài)下的圍巖變形、應(yīng)力和塑性區(qū)分布，選取3#和4#機(jī)組中心面為特征斷面開展對(duì)比分析[10-14]。

圖5為兩種方案4#機(jī)組剖面11級(jí)開挖后洞周變位輪廓圖。由圖5可知，圓筒式方案主廠房最大變形位于上游邊墻中部，最大值為58.91 mm，而長(zhǎng)廊式方案主廠房最大變形位于上游邊墻中下部，最大值為59.96 mm；主變室區(qū)域，整體上長(zhǎng)廊式尾調(diào)室方案變形較大，且長(zhǎng)廊式方案下游邊墻向開挖邊界以外變形；尾調(diào)室區(qū)域，長(zhǎng)廊式方案變形明顯較大，最大變形區(qū)域位于上游邊墻中部，變形量為114.64 mm，圓筒式方案最大變形位于上游邊墻中部，變形量為54.61 mm。從機(jī)組斷面變位輪廓的對(duì)比可知：兩種方案三大洞室上游邊墻變位明顯大于下游邊墻；兩種方案主廠房和主變室變位最大值基本相當(dāng)，且整體變形量都在同一個(gè)量級(jí)，但是長(zhǎng)廊式方案尾調(diào)室變形明顯大于圓筒式方案。

圖4 兩種布置方案4#機(jī)組中心剖面擬合地應(yīng)力σ1(MPa)等值線圖

圖5兩種方案4#機(jī)組第11級(jí)開挖洞周變位(mm)輪廓圖

圖6為兩種布置方案4#機(jī)組剖面第11級(jí)開挖應(yīng)力σ1等值線圖。由圖6可知，圓筒式方案開挖完成后，主廠房區(qū)域σ1在18 MPa～28 MPa之間,在主廠房上游側(cè)拱頂出現(xiàn)了應(yīng)力集中；主變室區(qū)域，在靠上游側(cè)拱頂和靠下游側(cè)底板都出現(xiàn)了應(yīng)力集中，最大應(yīng)力值為38 MPa；尾調(diào)室區(qū)域開挖邊界附近應(yīng)力值較大，在32 MPa～44 MPa之間，并且在靠上游側(cè)拱頂和下游側(cè)邊墻存在較大區(qū)域的應(yīng)力集中。長(zhǎng)廊式方案開挖完成后，主廠房區(qū)域σ1在18 MPa～32 MPa之間，在主廠房靠上游側(cè)拱頂出現(xiàn)了應(yīng)力集中；主變室區(qū)域受斷層f85的切割影響在靠上游側(cè)拱頂和靠下游側(cè)底板都出現(xiàn)了應(yīng)力集中，最大應(yīng)力值為38 MPa；尾調(diào)室區(qū)域σ1在18 MPa～42 MPa之間，且在靠上游側(cè)拱頂出現(xiàn)了應(yīng)力集中區(qū)域。對(duì)比可知，開挖完成后長(zhǎng)廊式方案洞周應(yīng)力σ1較圓筒式方案小，應(yīng)力集中區(qū)域也少于圓筒式方案。

圖7為兩種布置方案開挖完成后3#機(jī)組剖面塑性破壞區(qū)發(fā)展深度。由圖7可知，圓筒式方案下，拱頂塑性破壞區(qū)發(fā)展深度約為9.51 m；母線洞頂部塑性破壞區(qū)發(fā)展深度約為9.06 m；主變室拱頂處塑性破壞區(qū)深度約為5.21 m。長(zhǎng)廊式方案下，主廠房處受斷層F4和f90的影響在拱頂處產(chǎn)生了較大區(qū)域的塑性破壞區(qū)，深度約為10.51 m；母線洞頂部塑性破壞區(qū)發(fā)展深度約為4.05 m；主變室拱頂也存在深度約為8.69 m的塑性破壞區(qū)；受斷層f85影響尾調(diào)室底部塑性破壞區(qū)發(fā)展深度約為14.04 m，其余部位塑性破壞區(qū)深度較淺。

圖6 兩種布置方案4#機(jī)組第11級(jí)開挖應(yīng)力σ1(MPa)等值線圖

圖7 11級(jí)開挖后兩種方案3#機(jī)組剖面塑性破壞區(qū)發(fā)展深度

圖8為兩種布置方案開挖完成后4#機(jī)組剖面塑性破壞區(qū)發(fā)展深度。由圖8可知，圓筒式方案下，主廠房上游側(cè)拱頂塑性破壞區(qū)已發(fā)展到斷層F4處，深度約為18.7 m；受斷層f9切割的影響主變室拱頂處塑性破壞區(qū)深度較大，約為10.07 m；其余部位塑性破壞區(qū)深度較淺，破壞單元較少。長(zhǎng)廊式方案下塑性破壞區(qū)發(fā)展深度明顯較淺，只在主變室上游邊墻側(cè)、尾水洞區(qū)域有較大的塑性破壞區(qū)。由于長(zhǎng)廊式尾調(diào)室方案主廠房向下游側(cè)偏移了30 m，從而減小了斷層F4的影響，并且使得受斷層f9和斷層f85影響所產(chǎn)生的塑性破壞區(qū)要小于圓筒式尾調(diào)室方案。

圖9為兩種布置方案3#、4#機(jī)組段單寬塑性體積對(duì)比。由圖9可知，3#機(jī)組段第5級(jí)開挖前長(zhǎng)廊式方案單寬塑性體積較大，從第5級(jí)開挖到開挖結(jié)束都是圓筒式方案單寬塑性體積較大，但兩種方案單寬塑性體積差值都在0.25×103m3以內(nèi)；兩種方案單寬塑性體積隨開挖的變化規(guī)律相似，在第5級(jí)開挖時(shí)單寬塑性體積達(dá)到最大值隨后有所回彈并趨于平穩(wěn)。4#機(jī)組段單寬塑性體積圓筒式方案遠(yuǎn)大于長(zhǎng)廊式方案，兩種方案前3級(jí)開挖單寬塑性體積隨開挖級(jí)增長(zhǎng)的趨勢(shì)相似，圓筒式方案單寬塑性體積增長(zhǎng)更快；第3級(jí)開挖后長(zhǎng)廊式尾調(diào)室方案單寬塑性體積趨于平穩(wěn)，而圓筒式尾調(diào)室方案單寬塑性體積仍然以一定的速率增加。

圖8 11級(jí)開挖后兩種方案4#機(jī)組剖面塑性破壞區(qū)發(fā)展深度

圖9兩種布置方案各級(jí)開挖3#、4#機(jī)組段單寬塑性體積比較

3 結(jié) 論

由于葉巴灘地下廠房處于高地應(yīng)力復(fù)雜地質(zhì)結(jié)構(gòu)面區(qū)域，本次研究針對(duì)圓筒式尾調(diào)室方案和長(zhǎng)廊式尾調(diào)室方案進(jìn)行了對(duì)比分析，綜合以上成果可知：

(1) 地應(yīng)力回歸分析表明，兩種方案開挖區(qū)擬合應(yīng)力σ1相差不大，開挖區(qū)擬合應(yīng)力σ1都在21 MPa～27 MPa之間。

(2) 兩種方案主廠房和主變室變位最大值基本相當(dāng)，且整體變形量都在同一個(gè)量級(jí)，但是長(zhǎng)廊式方案尾調(diào)室變形明顯大于圓筒式方案；兩種方案上游邊墻變位明顯大于下游邊墻。

(3) 開挖完成后，三大洞室偏壓現(xiàn)象顯著，在洞室頂拱左上部出現(xiàn)明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象。長(zhǎng)廊式方案的尾調(diào)室洞周應(yīng)力σ1較小，且尾調(diào)室洞周應(yīng)力集中區(qū)域也較圓筒式尾調(diào)室方案小。

(4) 塑性破壞區(qū)深度受斷層影響，斷層F4、f9和f85對(duì)圓筒式方案更不利，在主廠房拱頂和主變室拱頂均產(chǎn)生了較深的塑性破壞區(qū)深度，圓筒式方案3#、4#機(jī)組段單寬塑性體積也大于長(zhǎng)廊式尾調(diào)室方案。

綜合分析圍巖應(yīng)力、應(yīng)變、塑性破壞區(qū)等因素，發(fā)現(xiàn)兩種方案開挖完成后主廠房、主變室洞周變位大致相當(dāng)，但長(zhǎng)廊式尾調(diào)室方案洞周應(yīng)力狀態(tài)更佳，且塑性破壞區(qū)發(fā)展程度明顯小于圓筒式尾調(diào)室方案，建議選擇長(zhǎng)廊式尾調(diào)室方案。