某水電站引水隧洞進(jìn)口段變形破壞反演分析

陳 陽，馮天駿，黃克戩

（中國電建集團(tuán)成都勘測設(shè)計(jì)研究院有限公司，四川成都 610072）

1 工程概況

某水電站位于四川省境內(nèi)，是流域水電梯級開發(fā)的龍頭水庫，為Ⅲ等中型工程。該電站采用混合式開發(fā)，電站裝機(jī)容量100 MW，水庫正常蓄水位2 370.00 m，相應(yīng)庫容5 622萬m3，調(diào)節(jié)庫容4 915萬m3，具有年調(diào)節(jié)性能。工程區(qū)50年超越概率10%的地震動峰值加速度為0.20 g，地震基本烈度為Ⅶ度。樞紐主要建筑物由混凝土面板堆石壩、泄洪洞、引水隧洞、引水系統(tǒng)、發(fā)電廠房和GIS樓開關(guān)站等組成。

本次研究涉及的引水隧洞布置如圖1所示，根據(jù)地形地質(zhì)條件，進(jìn)水口設(shè)于壩軸線上游約750 m處右岸岸坡上，采用豎井式進(jìn)水口，全長約15 km。引水隧洞進(jìn)口段是放空檢查后查明的破損洞段，主要由進(jìn)水口攔污柵閘室、進(jìn)水口閘門豎井及連接隧洞組成。其主要變形破壞現(xiàn)象分為進(jìn)水口閘門豎井變形和引水隧洞破壞兩方面，一是進(jìn)水口閘門豎井自上而下傾倒大變形，二是閘門豎井后30 m段引水隧洞的開裂破壞。

圖1 引水隧洞與整體樞紐布置示意

2 變形破壞情況

2.1 閘門豎井變形情況

為精確得到豎井變形的準(zhǔn)確數(shù)據(jù)，在豎井平面分別布置1～6號共6個監(jiān)測點(diǎn)位，頂部布置的點(diǎn)位以S開頭，分別為S01到 S06，如圖2所示。在底部對應(yīng)位置布置匹配測點(diǎn)，點(diǎn)位以X開頭，分別為X01到X06。假設(shè)豎井最初狀態(tài)為絕對豎直，通過測點(diǎn)數(shù)據(jù)可以測得在目前變形狀態(tài)下豎井由底至頂?shù)钠骄咀冃瘟?，基本變形監(jiān)測量見表1。通過簡要分析計(jì)算，假定以底部為不動點(diǎn)來測算閘門豎井的水平變形量，規(guī)定頂部減去底部均為正值，X為正，表明向臨空面（河床）位移；Y為正，表明向下游方向位移。結(jié)果顯示：實(shí)測向河床變形位移（X）約為47 cm，向下游（Y）變形位移約17 cm。

圖2 閘門豎井變形測點(diǎn)布置示意

表1 閘門豎井變形監(jiān)測結(jié)果

2.2 引水隧洞變形破壞情況

為得到引水隧洞變形破壞情況，我們委托物探公司對水電站引水隧洞進(jìn)行放空檢測，測試主要采用地質(zhì)雷達(dá)、超聲橫波三維成像、三維激光掃描、超聲回彈綜合法等物探方法。另外，我們采用地質(zhì)雷達(dá)查明混凝土襯砌厚度、質(zhì)量和表層環(huán)向鋼筋分布情況；采用超聲橫波三維成像檢測襯砌混凝土裂縫發(fā)育情況及變形量。

本次物探檢測結(jié)果顯示，在引水隧洞K0+088 m～K0+144 m段洞壁混凝土發(fā)生擠壓變形，并產(chǎn)生多處混凝土開裂裂縫，如圖3所示。開裂及變形破壞最嚴(yán)重的部位集中在閘門豎井后樁號K0+113 m～K0+136 m段的30 m范圍內(nèi)，呈現(xiàn)出至下游段到上游段貫穿頂拱到底板的斜向裂縫，裂縫在水平方向上有明顯錯動；兩側(cè)洞壁向內(nèi)擠壓，襯砌鋼筋向內(nèi)鼓曲，如圖4所示。

圖3 水電站引水隧洞樁號K0+088 m～K0+144 m段邊墻及頂拱混凝土襯砌破壞探測情況

圖4 樁號K0+113 m～K0+136 m邊墻及頂拱裂縫

3 變形分析及邊界條件假設(shè)

3.1 變形分析和荷載假定

3.1.1 閘門豎井變形分析及荷載模式

閘門豎井整體變形趨勢具有顯著表觀特征，其具有明顯的向河床和向下游側(cè)的變形趨勢。閘門豎井在高度約50 m范圍內(nèi)出現(xiàn)至下而上的整體傾斜，其傾斜總水平量約為500 mm，向河床側(cè)位移分量約為470 mm，向下游側(cè)位移分量約為170 mm，表明整體荷載主要沿河床向下推動閘門豎井，兼有向下游側(cè)的推力分量。

閘門豎井四周雖然受土體嵌固，但根據(jù)已檢測到的該部位嵌固土體在水庫蓄水后具有持續(xù)滑動變形，且結(jié)構(gòu)已經(jīng)出現(xiàn)較大傾斜變形，因此可以將其簡化為底部固端的豎向大懸臂結(jié)構(gòu)，如圖5（a）所示。當(dāng)大懸臂結(jié)構(gòu)出現(xiàn)上述變形情況，假設(shè)荷載可能為圖5（b）、圖5（c）或圖5（d）所示的某種情況，其中圖5（b）為頂部集中荷載模式，圖5（c）為沿高度均勻分布的線荷載模式，圖5（d）為沿高度分布不均的線荷載模式。結(jié)合現(xiàn)場引水隧洞出現(xiàn)的較大變形破壞和工程地質(zhì)相關(guān)經(jīng)驗(yàn)，可以斷定在引水隧洞即閘門豎井下部也存在較大荷載作用，因此初步推測假定荷載沿閘門豎井高度均有分布作用，且下部荷載量級較大。在初步分析后，確定閘門豎井的假定荷載隨著埋深增加線性增大，最終得到的閘門豎井荷載假定模式如圖5（e）所示，為沿高度線性變化的均布線荷載。

圖5 閘門豎井受荷模式

3.1.2 引水隧洞變形分析及荷載模式

通過放空后的物探檢測，得到了引水隧洞進(jìn)口段襯砌的變形情況和開裂情況。引水隧洞井口段主要變形破壞表現(xiàn)為襯砌向洞內(nèi)擠壓和襯砌的大面積開裂，呈現(xiàn)出明顯的隧洞剪切破壞，特別集中在K0+113 m～K0+136 m段。種種變形破壞跡象表明，引水隧洞在閘門豎井后的50 m段內(nèi)，洞壁周圍存在很大的擠壓應(yīng)力，推演該部位的荷載模式前，結(jié)合考慮了該部位的地質(zhì)情況。地質(zhì)探測表明在引水隧洞K0+113 m～K0+136 m段破壞最為嚴(yán)重也最為集中，該區(qū)域地質(zhì)存在一個傾倒折斷帶，傾倒折斷帶正好在該部位斜向穿過引水隧洞，且交錯跡線基本和邊墻斜向裂紋相吻合。結(jié)合引水隧道破壞形態(tài)和該部位地質(zhì)構(gòu)造，認(rèn)為巖層在該部位的錯動力是造成引水隧洞破壞的主要原因；結(jié)合閘門豎井變形大方向，確定巖層錯動造成引水隧洞受到的壓力有向河床側(cè)和向下游側(cè)的兩個分量，其中向河床側(cè)分量與洞軸線平行，對引水隧洞剪切變形影響較小，向下游側(cè)的分量與洞軸線垂直，是造成引水隧道剪切變形的主要因素。因此，本分析研究假定引水隧洞在K0+113 m～K0+136 m范圍內(nèi)，受到傾倒折斷帶水平錯動對隧洞的橫向剪切作用，這種剪切作用模擬為一個與水平面成15度角的剪切荷載（見圖6）。

圖6 引水隧洞受荷模式

3.2 邊界條件假定

閘門豎井模型簡化為底部約束的豎向懸臂結(jié)構(gòu)，四周受巖體嵌固，嵌固巖體由于松動或坍塌會對豎井四側(cè)壁產(chǎn)生不均勻壓力作用，有限元分析中將不均勻作用荷載簡化為沿X向（沿河床向）和Y向（沿上下游）的三角形線性均布壓力。引水隧洞假定為河床側(cè)圍巖沿水平向呈15°斜向斷裂，上方巖體向下游推移擠壓洞壁，造成引水隧洞右邊墻向內(nèi)擠壓力；而下方巖體阻礙隧洞被上方巖體推移變形，在另一側(cè)產(chǎn)生阻礙隧洞向下游側(cè)移動的局部均布反力，造成引水隧洞左邊墻向內(nèi)擠壓力，如圖6所示。

4 有限元模型及荷載邊界

4.1 有限元分析及假定

本文采用ANSYS進(jìn)行有限元分析，分析方法采用靜力反演。反演目的在于尋找變形破壞狀態(tài)下的荷載模式［1］，因此無需計(jì)算精確荷載工況下的結(jié)構(gòu)非線性破壞。本文采用線彈性分析模型，借助線彈性分析下的荷載-應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)，判斷其應(yīng)力應(yīng)變集中區(qū)域，對照實(shí)際監(jiān)測情況下的裂縫或位移點(diǎn)是否與之吻合，從而推測該荷載模式下是否可以造成現(xiàn)有的結(jié)構(gòu)破壞，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)荷載模式的反演［2-3］?；谝陨戏治瞿繕?biāo)，有限元模型采用20節(jié)點(diǎn)六面體solid95單元和10節(jié)點(diǎn)四面體solid95退化單元；材料應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系采用雙直線模型，材料彈性模量取C25的彈性模量為：E=2.8×104MPa，泊松比取0.2。

4.2 有限元模型建立及加載

閘門豎井和引水隧洞有限元分析模型整體建立，在施工縫部位利用連接節(jié)點(diǎn)部分耦合，整體有限元模型如圖7和圖8所示。閘門豎井上部和引水隧洞邊墻采用solid95規(guī)則六面體映射網(wǎng)格劃分，其余部位采用solid95四面體單元，引水隧洞和閘門豎井交接部位為保證計(jì)算精度，采用相對較小的網(wǎng)格尺寸劃分。

按照3.1.1小節(jié)所述，閘門豎井外荷載簡化為沿高度線型變化的均布荷載，這里將豎向漸變均布荷載拆分為沿X向（沿河床向）和Y向（沿上下游）的兩個荷載分量，并分別按照不同比例加載，如圖8所示。按照3.1.2小節(jié)所述，引水隧洞在 K0+113 m～K0+136 m范圍內(nèi)受到橫向剪切荷載，劃分出一個與水平面呈15度角的受荷條帶，在該受荷條帶上施加橫向剪切荷載，而另一側(cè)的對應(yīng)面施加約束，模擬巖體對另一側(cè)隧洞襯砌的約束阻礙作用，如圖9和圖10所示。

圖7 閘門豎井有限元模型

圖8 閘門豎井有限元模型荷載模式

圖9 引水隧洞受荷模式

圖10 引水隧洞有限元模型荷載模式

有限元模型及荷載約束施加完畢后，利用N-R法進(jìn)行有限元計(jì)算，得到相應(yīng)的應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果；通過不同模式和荷載大小的大量模型計(jì)算分析，得到與實(shí)際破壞情況相吻合的有限元模型和荷載工況，進(jìn)而得到最終反演分析模型。

5 分析結(jié)果及對比

5.1 閘門豎井變形反演分析結(jié)果

以豎井變形為基準(zhǔn)進(jìn)行反演計(jì)算，得到結(jié)構(gòu)在相應(yīng)荷載工況下與實(shí)際變形量相當(dāng)?shù)氖芎赡Ｊ?。最終反演推算得到，當(dāng)閘門豎井在X向（沿河床指向河床側(cè)）受到漸變均布三角形荷載作用，荷載作用壓力在閘門豎井頂部為0 MPa，底部為1.65 MPa時(shí)，X向最大變形量為445 mm（見圖11），與實(shí)際監(jiān)測梁470 mm較為吻合。當(dāng)閘門豎井在Y向（沿上下游指向下游）受到漸變均布三角形荷載作用，荷載作用壓力在閘門豎井頂部為0 MPa，底部為0.70 MPa時(shí)，Y向最大變形量為136 mm（見圖12），與實(shí)際監(jiān)測量170 mm較為吻合。圖13和圖14分別顯示了有限元分析得到的閘門豎井整體變形模式和實(shí)際監(jiān)測得到的閘門豎井變形模式，有限元分析結(jié)果同實(shí)際監(jiān)測結(jié)果基本一致；且在有限元分析模式下，整體結(jié)構(gòu)處于彈性變形范圍內(nèi)，未達(dá)到材料的非線性破壞階段，這也與現(xiàn)場閘門豎井未監(jiān)測到明顯開裂裂縫的實(shí)際情況相符合。因此，可以推斷假定的荷載模式和荷載大小與實(shí)際較為吻合，可以用于下一步分析使用，并為下一步修復(fù)工作提供依據(jù)。

5.2 引水隧洞反演分析結(jié)果

若假定引水隧洞受到巖體均勻圍壓的情況，分析襯砌應(yīng)力分布，得到襯砌底板與邊墻連接部位應(yīng)力最大且易被破壞，但整體應(yīng)力沿隧洞縱向分布均勻，不會造成圖3和圖4所示的隧洞嚴(yán)重破壞情況。引水隧洞在樁號K0+115 m到K0+135 m范圍內(nèi)出現(xiàn)的沿頂拱到底板的斜裂縫，初步判定在斜裂縫處存在剪切或拉應(yīng)力。按照3.1.2小節(jié)分析所述，經(jīng)過反復(fù)反演，模擬河床側(cè)圍巖沿水平向呈15°斜向斷裂，靠近河床側(cè)巖層錯動擠壓隧洞向下游移動，而遠(yuǎn)離河床側(cè)圍巖阻礙隧洞向下游側(cè)移動，在此假設(shè)下造成的隧洞應(yīng)力應(yīng)變分布模式如圖15所示。應(yīng)力應(yīng)變集中區(qū)域呈現(xiàn)出從頂拱到底板的貫穿型斜向條帶，在此區(qū)域極易出現(xiàn)貫穿型斜向裂縫，與實(shí)際物探結(jié)果比較吻合，如圖16所示。

若假定隧洞在巖層錯動部位承受與豎井底部相同程度的荷載，即X向側(cè)向局部壓力1.65 MPa，Y向側(cè)向局部壓力0.70 MPa，隧洞的應(yīng)力分布如圖17所示。其從頂拱到底板的斜向應(yīng)力集中區(qū)的應(yīng)力在1.3～7.4 MPa之間，按照非桿件體系鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的線彈性應(yīng)力圖形法配筋計(jì)算及驗(yàn)算，襯砌出現(xiàn)破壞，這與實(shí)際情況一致。

圖11 閘門豎井X向變形位移值

圖12 閘門豎井Y向變形位移值

圖13 閘門豎井有限元模型變形分析結(jié)果

圖14 閘門豎井實(shí)際監(jiān)測變形結(jié)果

圖15 引水隧洞有限元模型應(yīng)變分析結(jié)果

圖16 引水隧洞物探裂縫結(jié)果

圖17 引水隧洞有限元模型應(yīng)力分析結(jié)果

6 結(jié) 論

本研究結(jié)合實(shí)際監(jiān)測和物探數(shù)據(jù)，利用有限元數(shù)值方法，對引水隧洞和閘門豎井的變形進(jìn)行了變形-荷載反演分析，得到豎井變形狀態(tài)下的三角形分布荷載和引水隧洞巖層錯動推力荷載模式，并得到與現(xiàn)狀相符的應(yīng)力應(yīng)變分布，主要結(jié)論如下：

（1）閘門豎井發(fā)生較大側(cè)向變形時(shí)，反演分析確定外荷載模式為漸變均布三角形荷載作用，可分為X向（沿河床指向河床側(cè)）和Y向（沿上下游指向下游）兩個荷載分量。

（2）閘門豎井X向（沿河床指向河床側(cè)）所受漸變均布三角形荷載底部作用壓力為1.65 MPa時(shí)，X向最大變形量為445 mm，與實(shí)際監(jiān)測量470 mm較為吻合，兩者相差5%。閘門豎井在Y向（沿上下游指向下游）所受漸變均布三角形荷載底部作用壓力為0.70 MPa時(shí)，Y向最大變形量為136 mm，與實(shí)際監(jiān)測量170 mm較為吻合，兩者相差20%。

（3）初步判斷引水隧洞在樁號K0+115 m～K0+135 m范圍內(nèi)傾倒折斷帶水平錯動是造成隧洞破壞的主要原因；其中向下游側(cè)的分量與洞軸線垂直，是造成引水隧道剪切變形的主要因素。反演分析得到這種剪切作用可模擬為一個與水平面成15度角的剪切荷載，荷載量值與閘門豎井Y向（沿上下游指向下游）底部荷載值0.70 MPa相當(dāng)。

（4）反演分析顯示閘門豎井變形后處于彈性工作范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)未發(fā)生較大塑性破壞；引水隧洞井口段發(fā)生較大塑性變形，有破壞現(xiàn)象；反演分析結(jié)果基本與監(jiān)測和物探結(jié)果相一致。