拉哇水電站右岸泄水建筑物進(jìn)口邊坡體型優(yōu)化分析

劉 東，王慶祥，位 偉，鄧申緣

（1.中國(guó)電建集團(tuán)中南勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，長(zhǎng)沙410014；2.武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，武漢430072）

0 引言

拉哇水電站位于金沙江上游川藏河段，左岸屬四川省甘孜藏族自治州巴塘縣拉哇鄉(xiāng)，右岸屬西藏昌都市芒康縣竹巴籠鄉(xiāng)，為一等大（1）型工程，裝機(jī)容量2 000 MW。水電站樞紐工程采用混凝土面板堆石壩壩型，河床布置大壩、右岸布置泄水建筑物、引水發(fā)電系統(tǒng)和開(kāi)關(guān)站的樞紐布置方案［1］。

拉哇水電站泄水及引水發(fā)電系統(tǒng)均布置于右岸邊坡。如圖1所示，右岸自然邊坡高陡，高程2 850 m以下地形坡度為40°～45°，高程2 850～3 000 m 為基巖陡壁，地形坡度約65°～72°，高程3 000 m 以上地形坡度為35°～43°，見(jiàn)圖1。邊坡工程地質(zhì)條件復(fù)雜，從上至下依次出露大理巖和角閃片巖，巖層產(chǎn)狀與巖坡主要構(gòu)成反向坡。右岸泄水建筑物施工過(guò)程中涉及到高陡邊坡開(kāi)挖，如果邊坡出現(xiàn)大變形，補(bǔ)充支護(hù)難度大，對(duì)工期和投資會(huì)產(chǎn)生較大影響。

圖1 右岸壩址區(qū)自然邊坡Fig.1 Right-bank slope on the dam site

近年來(lái)，我國(guó)西南地區(qū)大型水電工程的建設(shè)均涉及到高山峽谷區(qū)巖質(zhì)高陡邊坡的開(kāi)挖，多名學(xué)者對(duì)高陡巖質(zhì)邊坡開(kāi)挖過(guò)程中變形及穩(wěn)定性進(jìn)行了分析?？軙詵|等［2］采用FLAC3D 軟件對(duì)三峽船閘高邊坡開(kāi)挖過(guò)程中的應(yīng)力變形和穩(wěn)定進(jìn)行分析。張顯書(shū)等［3］利用有限元軟件ANSYS 對(duì)務(wù)川縣沙壩水電站廠房后緣巖質(zhì)高陡邊坡進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了其開(kāi)挖過(guò)程中的應(yīng)力場(chǎng)及位移場(chǎng)，并基于此對(duì)其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行了優(yōu)化。張練等［4］依據(jù)流固耦合理論，對(duì)銀盤水電站左岸壩肩邊坡及壩基巖體進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了壩肩邊坡及壩基巖體不同階段不同工況下的變形、應(yīng)力、塑性區(qū)、孔隙水壓力分布情況。陳星等［5］應(yīng)用ANSYS 和FLAC3D 對(duì)料場(chǎng)邊坡進(jìn)行了數(shù)值分析，研究了4 種不同開(kāi)挖坡比下邊坡的變形及應(yīng)力情況，并提出了最優(yōu)設(shè)計(jì)方案。馬永鋒等［6］通過(guò)建立三維數(shù)值模型，分析了邙山高邊坡影響下豎井在開(kāi)挖及充水各個(gè)工況下的結(jié)構(gòu)變形和應(yīng)力，并根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)豎井結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行了優(yōu)化。熊峰等［7］采用彈塑性有限差分法對(duì)兩河口水電站泄水建筑物進(jìn)口邊坡進(jìn)行了分析。得到了開(kāi)挖卸荷過(guò)程中的位移場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和塑性區(qū)分布特征，并評(píng)價(jià)了邊坡的穩(wěn)定性。李韜等［8］利用UDEC 對(duì)白鶴灘水電站左岸壩基邊坡進(jìn)行了開(kāi)挖變形分析，并對(duì)加固方案進(jìn)行了校核驗(yàn)算。裴向軍等［9］通過(guò)分析現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)得出斷層及出露裂隙在蓄水后會(huì)對(duì)水庫(kù)邊坡變形產(chǎn)生較大影響。安曉凡等［10］對(duì)厄瓜多爾德?tīng)栁魉娬咀蟀哆吰逻M(jìn)行了數(shù)值分析，結(jié)果表明開(kāi)挖坡比對(duì)防止降低傾倒變形的具有重大意義。

拉哇水電站右岸主體建筑物附近的天然邊坡高度超700 m，開(kāi)挖邊坡最大高度約220 m，單級(jí)坡均為直立開(kāi)挖。邊坡開(kāi)挖完成后坡腳的應(yīng)力集中效應(yīng)明顯，坡腳巖體在高應(yīng)力條件下易發(fā)生破壞，對(duì)泄水建筑物工程的施工和運(yùn)行安全構(gòu)成威脅。對(duì)此，本文將建立不同部位邊坡數(shù)值計(jì)算模型，分析邊坡在開(kāi)挖過(guò)程中的變形、塑性區(qū)及應(yīng)力變化情況，特別是邊坡坡腳應(yīng)力集中對(duì)邊坡穩(wěn)定性的影響。針對(duì)邊坡坡腳應(yīng)力集中效應(yīng)較大的部位，通過(guò)研究不同開(kāi)挖方案，對(duì)開(kāi)挖后邊坡的坡腳應(yīng)力集中情況、變形情況進(jìn)行綜合評(píng)價(jià)，提出邊坡開(kāi)挖加固的優(yōu)化處理措施并對(duì)其工程作用效果進(jìn)行評(píng)價(jià)。研究成果對(duì)于西南高陡邊坡設(shè)計(jì)與運(yùn)營(yíng)具有十分重要的參考價(jià)值與指導(dǎo)意義。

1 計(jì)算條件與分析方法

1.1 計(jì)算模型

由于右岸工程邊坡群開(kāi)挖，開(kāi)挖部位多，開(kāi)挖方量大。受地質(zhì)條件和開(kāi)挖體型影響，各部位邊坡變形差異較大。分別選擇進(jìn)口渠邊坡、溢洪洞進(jìn)口邊坡以及發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)口邊坡典型剖面16-16、6-6 以及D-D 剖面，并建立二維數(shù)值計(jì)算模型。各剖面平面位置見(jiàn)圖2（a）、右岸泄水建筑物三維示意圖見(jiàn)2（b），相應(yīng)的各剖面二維數(shù)值計(jì)算模型如圖3所示。各剖面中重點(diǎn)模擬了地形地貌、地層界限、卸荷風(fēng)化界限、深卸荷裂隙、開(kāi)挖面、斷層F318、F331、F109等控制性結(jié)構(gòu)面。

圖2 泄水建筑物平面位置及三維效果圖Fig.2 The plane location and 3D effect drawing of the discharge structure

圖3 各剖面邊坡數(shù)值分析模型Fig.3 Numerical analysis model of slope in each section

1.2 計(jì)算荷載及計(jì)算參數(shù)

右岸邊坡群開(kāi)挖計(jì)算荷載包括巖體初始地應(yīng)力場(chǎng)、開(kāi)挖釋放荷載及開(kāi)關(guān)站建筑物荷載等。巖體初始地應(yīng)力場(chǎng)僅考慮自重作用。根據(jù)右岸邊坡巖體質(zhì)量分級(jí)，各類巖體與結(jié)構(gòu)面力學(xué)計(jì)算參數(shù)如表1所示。

表1 巖體和結(jié)構(gòu)面力學(xué)參數(shù)Tab.1 Mechanical parameters of rock mass and discontinuities

1.3 分析方法

作為一種常用的彈塑性力學(xué)模型，大量的試驗(yàn)和工程實(shí)踐已證實(shí)，Mohr-Coulomb 強(qiáng)度理論能較好地描述巖土材料的強(qiáng)度特性和破壞行為，但其仍存在高估了巖土介質(zhì)的抗拉強(qiáng)度，不能準(zhǔn)確描述巖土的抗拉性能的問(wèn)題［11］。比利時(shí)核研究中心經(jīng)過(guò)大量試驗(yàn)，建立了考慮最大拉應(yīng)力準(zhǔn)則的修正Mohr-Coulomb模型。該模型是傳統(tǒng)Mohr-Coulomb 屈服準(zhǔn)則與抗拉屈服準(zhǔn)則相結(jié)合的復(fù)合屈服準(zhǔn)則。其Mohr-Coulomb 屈服準(zhǔn)則和抗拉屈服準(zhǔn)則分別為：

式中，F(xiàn)為Mohr-Coulomb 屈服條件；σ1和σ3分別為第一、第三主應(yīng)力；Nφ為與摩擦角相關(guān)的參數(shù)；c為黏聚力；φ為摩擦角；ft為抗拉屈服條件；σt為抗拉強(qiáng)度。

2 開(kāi)挖邊坡數(shù)值模擬分析

2.1 變形分析

邊坡開(kāi)挖完成后，各剖面的變形云圖及位移矢量圖如圖4～6所示。對(duì)于進(jìn)水渠邊坡（16-16剖面），邊坡最大橫河向和沉降變形分別為61 mm 和23 mm，位于斷層F271、F126、F272及F121及弱卸荷下限出露坡表處。對(duì)于溢洪洞進(jìn)口邊坡（6-6 剖面），其最大橫河向和沉降變形分別為110 mm、60 mm，位于卸荷裂隙LPD27-1、LPD27-2、LPD27-3在地表的出露處。對(duì)于引水發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)口邊坡（D-D 剖面），由于開(kāi)挖坡面內(nèi)軟弱結(jié)構(gòu)面不發(fā)育，開(kāi)挖過(guò)程中邊坡的變形主要沿EL 2670 m 出露的弱卸荷下限向外變形為主，最大橫河向和沉降變形分別為42 mm和30 mm?？傮w而言，邊坡開(kāi)挖完成后，其變形主要受到斷層、深卸荷裂隙等發(fā)育規(guī)模較大的軟弱結(jié)構(gòu)面控制，沿著各卸荷裂隙向坡外發(fā)生變形。

圖4 剖面16-16開(kāi)挖完成后邊坡變形云圖及矢量圖Fig.4 Nephogram and vector images of slope deformation of section 16-16 after excavation

圖5 剖面6-6開(kāi)挖完成后邊坡變形云圖及矢量圖Fig.5 Nephogram and vector images of slope deformation of section 6-6 after excavation

圖6 剖面D-D開(kāi)挖完成后邊坡變形云圖及矢量圖Fig.6 Nephogram and vector images of slope deformation of section D-D after excavation

2.2 邊坡塑性區(qū)分析

邊坡開(kāi)挖完成后，各剖面的等效塑性應(yīng)變分布云圖如圖7所示。對(duì)于進(jìn)水渠邊坡（16-16 剖面），邊坡塑性區(qū)主要分布在EL2800 m 以下邊坡內(nèi)發(fā)育的斷層F271、F126、F272 及F121 內(nèi)。對(duì)于溢洪洞進(jìn)口邊坡（6-6 剖面），邊坡塑性區(qū)主要分布在發(fā)育的深卸荷裂隙LPD27-1、LPD27-2、LPD27-3中。對(duì)于引水發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)口邊坡（D-D 剖面），由于該部位無(wú)斷層和深卸荷裂隙發(fā)育，邊坡巖體主要為III1 類巖體，因此該坡段開(kāi)挖過(guò)程中塑性區(qū)擴(kuò)展范圍較小。

圖7 邊坡開(kāi)挖完成后各典型剖面塑性區(qū)分布圖Fig.7 Plastic zone distribution of each typical section after excavation

總的來(lái)說(shuō)，邊坡塑性變形主要沿開(kāi)挖坡表、弱卸荷帶、各斷層以及深卸荷裂隙分布，從而導(dǎo)致對(duì)應(yīng)坡段變形較大，這與位移場(chǎng)分析得到的邊坡變形規(guī)律是一致的。此外，各剖面邊坡深部未見(jiàn)到塑性區(qū)貫通現(xiàn)象，邊坡處于變形穩(wěn)定狀態(tài)。

2.3 邊坡應(yīng)力分析

為了分析邊坡開(kāi)挖后的坡腳應(yīng)力集中情況，對(duì)右岸進(jìn)水渠邊坡16-16剖面、溢洪洞進(jìn)水口邊坡6-6剖面、電站進(jìn)水口邊坡D-D 剖面開(kāi)挖前、后邊坡坡腳部位的第一主應(yīng)力進(jìn)行對(duì)照分析。不同馬道部位坡腳的壓應(yīng)力水平，以及坡腳應(yīng)力集中情況如圖8～10所示。由圖可知，隨邊坡開(kāi)挖下切，邊坡主壓應(yīng)力進(jìn)一步往下轉(zhuǎn)移，在最后一級(jí)開(kāi)挖邊坡坡腳發(fā)生明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。由于可知，開(kāi)挖邊坡坡度越大，特別是直立坡，坡腳發(fā)生壓應(yīng)力集中現(xiàn)象就越顯著。

圖8 進(jìn)水渠16-16剖面邊坡開(kāi)挖前、后不同馬道部位坡腳應(yīng)力水平Fig.8 Stress distribution of slope foot at different parts of cat walk before and after excavation of section 16-16

相較于剖面D-D 和剖面16-16，剖面6-6 不僅開(kāi)挖深度高，且單級(jí)開(kāi)挖邊坡均采用直立坡形式進(jìn)行開(kāi)挖，在EL 2654 平臺(tái)坡腳部位應(yīng)力集中效應(yīng)更加明顯。邊坡開(kāi)挖后，溢洪洞進(jìn)口邊坡6-6 剖面EL 2654 m 平臺(tái)坡腳部位，最大壓應(yīng)力達(dá)到18 MPa，相比開(kāi)挖前該部位的主壓應(yīng)力增大了2.1 倍。為了保證坡腳巖體的穩(wěn)定性，需要采用降低開(kāi)挖坡比等工程措施來(lái)減小該部位的應(yīng)力集中效應(yīng)。

3 溢洪洞開(kāi)挖邊坡坡型優(yōu)化分析

從邊坡各剖面變形和塑性區(qū)分析來(lái)看，邊坡開(kāi)挖完成后期塑性區(qū)未發(fā)生貫通，開(kāi)挖后的邊坡變形較小。該高邊坡主要問(wèn)題在于在溢洪洞進(jìn)口邊坡采用垂直放坡開(kāi)挖后，坡腳應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯。為了保證開(kāi)挖后邊坡坡腳穩(wěn)定，需要降低坡腳應(yīng)力集中。因此，對(duì)該部位處的直立段邊坡設(shè)置不同坡比進(jìn)行開(kāi)挖，對(duì)照分析坡腳的應(yīng)力集中程度，提出優(yōu)化的開(kāi)挖坡比。

圖9 溢洪洞進(jìn)口6-6剖面邊坡開(kāi)挖前、后不同馬道部位坡腳應(yīng)力水平Fig.9 Stress distribution of slope foot at different parts of cat walk before and after excavation of section 6-6

圖10 電站進(jìn)水口D-D剖面邊坡開(kāi)挖前、后不同馬道部位坡腳應(yīng)力水平Fig.10 Stress distribution of slope foot at different parts of cat walk before and after excavation of section D-D

分析3 個(gè)不同坡段邊坡坡腳應(yīng)力分布情況可知，溢洪洞邊坡（6-6 剖面）開(kāi)挖完成后坡腳第一主壓應(yīng)力值最大，達(dá)到18 MPa，為天然條件下該部位主壓應(yīng)力的2 倍。因此選擇溢洪洞邊坡6-6 剖面進(jìn)行邊坡坡型優(yōu)化分析，對(duì)比直立坡段按直立坡（方案一）、1∶0.3（方案二）和1∶0.5（方案三）3種放坡條件下的邊坡變形及應(yīng)力情況，不同開(kāi)挖坡比見(jiàn)圖11所示。

圖11 右溢6-6斷面不同方案下邊坡開(kāi)挖體型對(duì)比圖Fig.11 Comparison of slope excavation under different schemes of section 6-6

3.1 不同坡型條件下邊坡變形分析

3 種開(kāi)挖方案下的邊坡水平向變形云圖如圖12所示，位移矢量圖如圖13所示，表2 列出了2 800、2 770、2 740 及2 710 m四個(gè)測(cè)點(diǎn)開(kāi)挖坡表的水平位移量及總位移量。由圖12、13及表2可知，坡體變形受卸荷裂隙的影響，開(kāi)挖完成后邊坡各部分變形差異較大。在變形趨勢(shì)上，開(kāi)挖后2 740 m 高程線處弱卸荷下限出露坡表，邊坡沿弱卸荷線向坡外變形。對(duì)于2 740 m 高程至2 612 m邊坡，坡體變形主要受卸荷裂隙LPD27-2、LPD27-3控制，總體趨勢(shì)表現(xiàn)為沿著卸荷裂隙向坡外發(fā)生變形。

表2 不同坡型條件下6-6剖面典型測(cè)點(diǎn)變形量Tab.2 Displacement at typical sites in 6-6 section under different slope types

圖13 邊坡總位移矢量圖及云圖Fig.13 Vector and nephogram of total displacement of slope

由圖12可知，隨著2 709 m以下邊坡開(kāi)挖坡比減小，由于邊坡整體開(kāi)挖方量增加，2 709 m 以上邊坡最大水平位移逐漸增加。直立邊坡時(shí)，邊坡最大水平變形為98.5 mm，采用1∶0.3 坡比開(kāi)挖時(shí)，最大水平變形為104.3 mm，采用1∶0.5 坡比，最大水平位移為110.2 mm。

圖12 邊坡水平位移分布云圖Fig.12 Nephogram of horizontal displacement distribution of slope

3.2 不同坡型條件下邊坡應(yīng)力分析

三種開(kāi)挖方案下的邊坡主應(yīng)力分布云圖如圖14所示。為了進(jìn)一步分析開(kāi)挖前后坡腳第一主應(yīng)力狀態(tài)，列出了2 709 m及2 668 m坡腳兩個(gè)測(cè)點(diǎn)第一主應(yīng)力值，如表3所示。

由圖14 和表3 可知，隨著開(kāi)挖坡比增加，2 668 m 坡腳處最大主應(yīng)力逐漸減小，2 709 m 壩頂公路處最大主應(yīng)力逐漸增加。相較于方案1，開(kāi)挖方案2 和方案3 這兩種方案下的2 668 m 坡腳及2 709 m 壩頂公路處應(yīng)力集中程度較小，最大主應(yīng)力較天然邊坡時(shí)提高1.4～1.6 倍。從邊坡開(kāi)挖方量上看，采用方案2 開(kāi)挖時(shí)的開(kāi)挖方量比方案3要小，因此方案2要優(yōu)于方案3。

圖14 邊坡主壓應(yīng)力分布云圖Fig.14 Distribution nephogram of principal compressive stress of slope

表3 6-6剖面典型測(cè)點(diǎn)開(kāi)挖前后主壓應(yīng)力Tab.3 Principal compressive stress before and after excavation at typical sites in 6-6 section

4 結(jié)論

拉哇水電站右岸泄水建筑物進(jìn)口高邊坡開(kāi)挖完成后存在的坡腳應(yīng)力集中問(wèn)題對(duì)邊坡穩(wěn)定性影響較大。通過(guò)建立不同部位邊坡數(shù)值計(jì)算模型，對(duì)邊坡開(kāi)挖后的應(yīng)力、變形及其穩(wěn)定性情況進(jìn)行了分析，比較了不同坡比條件下邊坡坡腳應(yīng)力集中效應(yīng)緩解效果及變形情況，得到如下結(jié)論：

（1）開(kāi)挖完成后，邊坡主要受到斷層、深卸荷裂隙等發(fā)育規(guī)模較大的軟弱結(jié)構(gòu)面控制，即沿著各軟弱結(jié)構(gòu)面向坡外發(fā)生變形。邊坡塑性區(qū)主要沿著斷層等軟弱結(jié)構(gòu)面分布，但深部未見(jiàn)到塑性區(qū)貫通現(xiàn)象，因此邊坡開(kāi)挖后整體處于變形穩(wěn)定狀態(tài)。

（2）從開(kāi)挖后邊坡大主應(yīng)力分布來(lái)看，由于泄水建筑物進(jìn)口邊坡直立開(kāi)挖邊坡達(dá)到220 m，開(kāi)挖完成后在2 668 m 坡腳處應(yīng)力集中明顯，其最大主壓應(yīng)力達(dá)到18.1 MPa，較天然邊坡時(shí)最大提高了2.1倍，影響了邊坡坡腳巖體的穩(wěn)定性。

（3）降低開(kāi)挖坡比是緩解坡腳應(yīng)力集中的工程措施之一。通過(guò)分析泄水建筑物2 709 m 以下邊坡在不同開(kāi)挖坡比（直立邊坡、1∶0.3 以及1∶0.5）時(shí)變形及應(yīng)力情況可知，當(dāng)采用采用1∶0.3 坡比開(kāi)挖時(shí)，坡腳應(yīng)力集中效應(yīng)有明顯降低，應(yīng)力集中度從直立坡時(shí)的2.1 降低到1.6。同時(shí)，邊坡變形及開(kāi)挖方量均較直立邊坡時(shí)變化較小，因此建議采用1∶0.3 的坡比開(kāi)挖2 709 m 以下邊坡?！?/p>