劉 斌，佘成學(xué)

(武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430072)

0 引 言

在設(shè)計(jì)階段，合理布置地下洞室軸線能夠有效降低其安全隱患、有利于地下洞室變形穩(wěn)定并降低工程支護(hù)成本。洞軸線最優(yōu)布置方案的確定需要考慮斷層破碎帶的影響[1]。當(dāng)斷層破碎帶直接和洞室相交時(shí)，其交界處應(yīng)力、位移不連續(xù)，洞室易出現(xiàn)大變形和屈服破壞。根據(jù)NB/T 35011-2013《水電站廠房設(shè)計(jì)規(guī)范》，廠房洞軸線應(yīng)盡量與主要結(jié)構(gòu)面呈大交角；對(duì)此，何建華、胡林江等學(xué)者提出，洞軸線與主要結(jié)構(gòu)面夾角一般不應(yīng)小于50°[2-3]。當(dāng)斷層破碎帶和洞室不相交時(shí)，洞室靠近斷層破碎帶的區(qū)域受地質(zhì)弱帶影響，易出現(xiàn)應(yīng)力集中和較大變形，影響調(diào)壓室正常使用，嚴(yán)重時(shí)可能導(dǎo)致洞室圍巖失穩(wěn)，對(duì)工程不利[4-5]。然而，在實(shí)際工程中，受地形條件等限制，往往無法避開斷層破碎帶。在這樣的條件下，如何合理布置地下洞室軸線仍有待進(jìn)一步研究。為此，本文結(jié)合金沙江昌波水電站的調(diào)壓室工程，針對(duì)斷層破碎帶對(duì)地下調(diào)壓室軸線布置的影響展開研究，以此確定在斷層破碎帶影響下，調(diào)壓室軸線與斷層間的最佳交角。

在該研究中，需要選取合理的代表性指標(biāo)進(jìn)行評(píng)價(jià)。葉更強(qiáng)等[1]在設(shè)計(jì)白鶴灘水電站地下廠房軸線位置時(shí)，綜合考慮了洞室變形和穩(wěn)定性指標(biāo)；杜貴正、陳特、劉鵬等在電站廠房軸線設(shè)計(jì)時(shí)，綜合考慮了洞室變形和應(yīng)力指標(biāo)[4-6]。王震洲、何艷麗等在水電站廠房軸線設(shè)計(jì)時(shí)，采用洞室變形、應(yīng)力和屈服指標(biāo)進(jìn)行了分析[7-8]。黃達(dá)、李海輪、聶衛(wèi)平等在設(shè)計(jì)時(shí)，考慮了洞室變形、應(yīng)力和穩(wěn)定性指標(biāo)[9-11]。綜合前人的研究成果，本文采用調(diào)壓室變形、應(yīng)力、屈服和穩(wěn)定性指標(biāo)開展研究分析。

通過基于ABAQUS開挖模擬計(jì)算，本文分析了斷層破碎帶對(duì)圍巖變形、應(yīng)力、屈服及穩(wěn)定性的影響，研究了在不同調(diào)壓室軸線方位布置下，這種影響的變化規(guī)律，并分析討論了調(diào)壓室軸線合理布置方案。

1 調(diào)壓室及工程地質(zhì)概況

金沙江昌波水電站工程等別為Ⅱ等，工程規(guī)模為大(2)型；引水發(fā)電建筑物位于左岸山體中，采用“一洞兩機(jī)”供水方式，4臺(tái)機(jī)組共設(shè)置2個(gè)獨(dú)立調(diào)壓室，其具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示。調(diào)壓室底板高程為2 353.8 m，下部三岔管底部高程為2 337.5 m，調(diào)壓室拱頂高程為2 410 m，閘門室頂部高程為2 440 m；兩調(diào)壓室間距52 m。

圖1 兩調(diào)壓室尺寸及高程(單位：m)Fig.1 Size and elevation of the two surge chambers

該調(diào)壓室廠址區(qū)出露地層主要有三疊系中心絨群上段(T1-2zh2)和二疊系嘎金雪山群下段(Pgj1)，均以變質(zhì)巖為主。三疊系中心絨群上段主要為灰綠色綠泥綠簾角閃片巖、陽起片巖及斜長(zhǎng)石角閃片巖，片理發(fā)育，但片理化程度差異較大，局部呈中厚-厚層狀；該地層主要分布于金沙江左岸及右岸近河床部分，地層總厚超過600 m。二疊系嘎金雪山群下段主要為灰-灰黑色夾少許灰綠色千枚狀板巖、薄層狀石英片巖和綠片巖等；該地層主要分布于金沙江右岸，總厚超過900 m。

調(diào)壓室上覆巖體厚度為150～350 m，圍巖為Ⅱ～Ⅲ類巖體。在調(diào)壓室開挖區(qū)域，存在FC4和FC5兩條斷層破碎帶，兩斷層破碎帶由多個(gè)小破碎帶組成，地表沿小破碎帶有崩塌現(xiàn)象，小破碎帶主要由碎裂巖塊、泥質(zhì)構(gòu)成。斷層破碎帶圍巖為Ⅳ～V類巖體，其中斷層破碎帶FC4總寬10～15 m，F(xiàn)C5總寬15～20 m。廠址區(qū)巖石和斷層破碎帶物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 廠址區(qū)巖層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Mechanical parameters of each layer in the plant site area

2 調(diào)壓室布置方案及有限元模型

2.1 調(diào)壓室軸線布置初擬方案

擬定了3個(gè)調(diào)壓室軸線布置方案，軸線方向分別為N76°E，N86°E和N96°E。在這3個(gè)方案中，調(diào)壓室均布置在斷層破碎帶之間，相應(yīng)位置關(guān)系見圖2。調(diào)壓室和斷層破碎帶的空間位置信息如表2所示。

圖2 調(diào)壓室與斷層破碎帶的位置關(guān)系Fig.2 Positional relationship between surge chambers and fault fracture zones

表2 調(diào)壓室與斷層破碎帶的空間位置信息Tab.2 Spatial location information of surge chambers and fault fracture zones

2.2 有限元模型

該工程調(diào)壓室跨度為25 m，參考以往工程建模[2-5]，調(diào)壓室至本模型上、下游邊界的距離約為150 m，至兩側(cè)邊界的距離約為120 m，至底部邊界距離300 m。針對(duì)3個(gè)軸線布置方案，分別劃分有限元網(wǎng)格。圖3為N86°E軸線布置方案對(duì)應(yīng)的有限元網(wǎng)格。網(wǎng)格均為四面體單元，共有531 348個(gè)單元和90 988個(gè)節(jié)點(diǎn)。模型豎直邊界及底部邊界均采用法向鏈桿約束，頂部自由。

圖3 有限元計(jì)算網(wǎng)格Fig.3 Calculation grid for finite element method

用彈塑性理論模擬巖石的變形破壞，采用Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，如式(1)所示。在π平面中將M-C準(zhǔn)則參數(shù)使用等面積圓逼近換算為D-P準(zhǔn)則[12]，兩準(zhǔn)則的參數(shù)轉(zhuǎn)換關(guān)系如式(2)所示。

(1)

(2)

上式中：I1為應(yīng)力第一不變量；J2為偏應(yīng)力第二不變量；α，k為D-P準(zhǔn)則參數(shù)；φ為巖石內(nèi)摩擦角。

3 斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室影響分析

3.1 初始地應(yīng)力場(chǎng)

工程區(qū)地處青藏高原東部，大地構(gòu)造單元屬松潘—甘孜造山帶與羌塘—昌都陸塊交接的西部碰撞結(jié)合帶，新構(gòu)造運(yùn)動(dòng)單元屬中國(guó)西部強(qiáng)烈隆升區(qū)之三江深切割強(qiáng)隆區(qū)；晚印支運(yùn)動(dòng)以來一直處于隆起狀態(tài)，尤其新構(gòu)造時(shí)期以來表現(xiàn)為大幅度抬升，第四紀(jì)以來抬升幅度在3 800 m以上。由于長(zhǎng)期內(nèi)外動(dòng)力地質(zhì)作用，區(qū)域斷裂和褶皺構(gòu)造格局基本控制了區(qū)內(nèi)主要山脊的總體走向。

調(diào)壓室開挖區(qū)域，初始地應(yīng)力場(chǎng)的最大主壓應(yīng)力方向在N27°E～N32°E。調(diào)壓室位置的測(cè)點(diǎn)位于平硐PDS4中，其測(cè)值如表3所示。限于篇幅，其余測(cè)點(diǎn)未列出。實(shí)測(cè)廠址區(qū)的地應(yīng)力有如下特點(diǎn)：① 地應(yīng)力隨測(cè)點(diǎn)孔深呈明顯增加趨勢(shì)；② 在水平面內(nèi)，水平方向主應(yīng)力明顯大于豎直方向主應(yīng)力，構(gòu)造應(yīng)力明顯。

表3 調(diào)壓室地應(yīng)力測(cè)試成果(PDS4)Tab.3 Ground stress test results of surge chamber (PDS4)

在實(shí)測(cè)地應(yīng)力數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，通過神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法，考慮構(gòu)造作用、自重及河谷剝蝕切割效應(yīng)，對(duì)圖4所示大范圍區(qū)域反演得到整個(gè)廠址區(qū)的初始應(yīng)力場(chǎng)；通過插值，得到調(diào)壓室區(qū)域網(wǎng)格的初始應(yīng)力場(chǎng)，如圖5所示。

圖4 初始地應(yīng)力場(chǎng)反演區(qū)域(尺寸單位：m)Fig.4 Inversion area of initial in-situ stress field

圖5 調(diào)壓室區(qū)域初始應(yīng)力分布云圖Fig.5 Cloud diagram of initial stress distribution in surge chamber area

3.2 斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室圍巖影響分析

3種軸線方案下，該斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室的影響相似。本文僅以調(diào)壓室N86°E軸線布置方案為例，說明其對(duì)調(diào)壓室圍巖的影響情況。

在A情況中，模型包含2條斷層破碎帶；在B情況中，不存在斷層破碎帶。通過A，B兩種情況的比較，可分析斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室變形、應(yīng)力、屈服和穩(wěn)定的影響?？紤]到主要進(jìn)行的是方案比較，所以采用一次開挖方式模擬開挖過程。

3.2.1 圍巖變形、應(yīng)力所受影響

取A，B兩種情況下，調(diào)壓室頂拱及各邊墻的最大合位移量進(jìn)行分析，如圖6所示。

圖6 A，B情況下調(diào)壓室各部位合位移最大值Fig.6 Maximum resultant displacement of each part of the surge chamber under conditions of A and B

對(duì)比圖中A，B情況計(jì)算結(jié)果可知，斷層破碎帶對(duì)1號(hào)調(diào)壓室的下游邊墻變形影響最大。原因是調(diào)壓室屬于長(zhǎng)條形的結(jié)構(gòu)，下游邊墻開挖面積大，地應(yīng)力釋放荷載大，邊墻變形也大；同時(shí)，斷層破碎帶FC4與調(diào)壓室軸線交角較小，F(xiàn)C4傾角幾乎垂直，導(dǎo)致較深部位圍巖對(duì)1號(hào)調(diào)壓室下游邊墻巖體的變形約束大大降低，而使下游邊墻變形大大增加。

取A，B兩種情況下調(diào)壓室位移差值與A情況下位移值的百分比進(jìn)行分析。其他部位中，1號(hào)調(diào)壓室的頂拱、右端墻受影響比較大，但小于5%；其余位置大多小于2.5%，絕大部分小于0.5%，說明斷層破碎帶FC5對(duì)調(diào)壓室各位置變形影響較小。原因：① 調(diào)壓室右端墻的開挖面積相對(duì)較小，其地應(yīng)力釋放總荷載相對(duì)較??；② FC5的變形模量、強(qiáng)度參數(shù)值較大。

最大、最小主應(yīng)力所呈現(xiàn)的規(guī)律與上述變形所受影響規(guī)律相似，限于篇幅，具體結(jié)果未列出。

綜上所述，根據(jù)本工程可分析得出如下結(jié)論。

(1) 斷層破碎帶對(duì)1號(hào)調(diào)壓室下游邊墻的變形影響大，主要原因是其降低了較深部位圍巖對(duì)下游邊墻的變形約束作用；其他部位中，與斷層破碎帶FC4臨近的1號(hào)調(diào)壓室頂拱、右端墻所受影響相對(duì)較大。

(2) 斷層破碎帶FC5位于調(diào)壓室右端墻外，在給定變形模量和強(qiáng)度參數(shù)的條件下，其對(duì)圍巖的變形影響很小。

(3) 建議加強(qiáng)對(duì)1號(hào)調(diào)壓室頂拱、下游邊墻和右端墻的支護(hù)力度，避免洞室出現(xiàn)較大變形而影響正常使用。

3.2.2 圍巖屈服、穩(wěn)定所受影響

圖7為分布差異較大的1號(hào)調(diào)壓室下游邊墻典型截面等效塑性應(yīng)變分布情況。

圖7 1號(hào)調(diào)壓室下游邊墻典型截面屈服區(qū)云圖Fig.7 Cloud chart of yield zone of typical section of No.1 surge chamber

對(duì)比A，B結(jié)果可知：斷層破碎帶導(dǎo)致1號(hào)調(diào)壓室頂拱和下游邊墻屈服區(qū)明顯擴(kuò)大，尤其是頂拱和閘門室相交部位(高低拱過渡帶)屬于薄弱區(qū)域，工程上應(yīng)當(dāng)加強(qiáng)支護(hù)。A，B情況對(duì)應(yīng)的圍巖塑性屈服總體積分別為47.285萬m3和41.512萬m3，屈服體積差異明顯，說明該斷層破碎帶對(duì)圍巖屈服影響明顯。

進(jìn)一步采用強(qiáng)度折減法計(jì)算調(diào)壓室的穩(wěn)定性。參考NB/T 35011-2013《水電站廠房設(shè)計(jì)規(guī)范》，運(yùn)用有限元軟件ABAQUS計(jì)算恰好不收斂時(shí)的強(qiáng)度折減系數(shù)，作為調(diào)壓室整體安全系數(shù)。A，B情況對(duì)應(yīng)的安全系數(shù)分別為2.445和2.475，說明斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室的整體安全度有影響，但不起控制作用。

根據(jù)上述調(diào)壓室N86°E軸線布置方案計(jì)算結(jié)果分析，斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室變形、應(yīng)力、屈服均有較大影響，并一定程度影響整體穩(wěn)定性，不可忽略。

3.3 敏感性計(jì)算分析

上述斷層破碎帶FC5的變形模量和強(qiáng)度參數(shù)值較高，對(duì)調(diào)壓室影響小。以下進(jìn)一步分析其值降低對(duì)調(diào)壓室的影響：在3.2節(jié)所述B情況中，降低斷層破碎帶FC5的變形模量和強(qiáng)度參數(shù)，按斷層破碎帶FC4的變形模量和強(qiáng)度參數(shù)取值進(jìn)行計(jì)算。強(qiáng)度降低前后的具體參數(shù)如表4所示。圖8為破碎帶變形模量和強(qiáng)度參數(shù)值降低前后，調(diào)壓室各部位合位移最大值。

表4 斷層破碎帶FC5強(qiáng)度參數(shù)降低前后參數(shù)值Tab.4 Parameter values before and after reduction of FC5 strength parameter of fault fracture zone

由圖8可知，斷層破碎帶FC5變形模量和強(qiáng)度參數(shù)值降低后，調(diào)壓室右端墻位移差異超過10%，差異較明顯；應(yīng)力計(jì)算結(jié)果所得規(guī)律與此相似。

圖8 斷層破碎帶FC5變模和強(qiáng)度參數(shù)降低前后調(diào)壓室各部位合位移最大值Fig.8 Maximum combined displacement of each part of surge tank before and after FC5 deformation and strength parameter reduction of fault fracture zone

在斷層破碎帶FC5變形模量和強(qiáng)度參數(shù)值降低前后，屈服總體積分別為41.5萬m3和112.9萬m3，即力學(xué)參數(shù)值降低后，屈服體積大大增加，但增加部分主要是斷層破碎帶FC5屈服區(qū)，而調(diào)壓室右端墻圍巖屈服區(qū)只略有增大。降低前后的強(qiáng)度安全系數(shù)分別為2.475和2.455，稍有變化。同樣，對(duì)于斷層破碎帶FC4，若提高其力學(xué)參數(shù)值至破碎帶的力學(xué)參數(shù)值，則1號(hào)調(diào)壓室的下游邊墻變形、應(yīng)力大大下降；屈服總體積明顯減小，整體安全系數(shù)有所提高。

綜上所述，2條斷層破碎帶的力學(xué)參數(shù)值對(duì)調(diào)壓室的影響較大。就斷層破碎帶FC5而言，若力學(xué)參數(shù)值下降到一定程度，其影響不能簡(jiǎn)單忽略。

4 隨調(diào)壓室軸線方位角變化的斷層破碎帶影響分析

由于斷層破碎帶對(duì)該工程調(diào)壓室變形、應(yīng)力、屈服區(qū)及穩(wěn)定性影響明顯，因此，需要研究斷層破碎帶隨調(diào)壓室軸線變化的影響情況。3個(gè)軸線方案下，調(diào)壓室和該斷層的空間位置關(guān)系見表2。分別計(jì)算3個(gè)方案下，A，B兩種情況的結(jié)果，并比較計(jì)算結(jié)果的差異。

因該斷層對(duì)1號(hào)調(diào)壓室的下游邊墻、頂拱及右端墻的變形影響比較突出，因此，選擇1號(hào)調(diào)壓室的下游邊墻、頂拱及右端墻作為代表位置。在A，B兩種情況下，隨軸線方位角變化的代表位置位移變化規(guī)律如圖9所示。

圖9 1號(hào)調(diào)壓室代表位置最大合位移隨軸向變化規(guī)律Fig.9 Variation law of maximum combined displacement of representative position of the No.1 surge chamber with axial direction

圖9中A情況與B情況值的差異代表了斷層破碎帶的影響大小。從兩種線的差異看，各軸線布置方案均受斷層破碎帶的影響。從位移角度看，在下游邊墻、頂拱位置，3個(gè)軸線布置方向的位移差異相似，即該斷層破碎帶影響規(guī)律類似，在右端墻則以N76°E軸線布置差異大，即受斷層破碎帶影響相對(duì)較大。同樣，對(duì)于最大、最小主應(yīng)力，均以N96°E軸線布置差異大。上述結(jié)果說明了N86°E軸線布置在3個(gè)方案中受斷層破碎帶的影響相對(duì)較小。

計(jì)算調(diào)壓室塑性屈服總體積，如表5所示。表中差值數(shù)據(jù)代表了由于斷層破碎帶的存在而導(dǎo)致圍巖屈服區(qū)體積的變化量。由表中結(jié)果可知，調(diào)壓室N86°E軸線布置方案對(duì)應(yīng)的數(shù)值最小，說明其受該斷層破碎帶的影響最小。

表5 三個(gè)軸線方案下調(diào)壓室塑性屈服總體積Tab.5 Total plastic yield volume of pressure reducing chamber under three axis schemes 萬m3

進(jìn)一步采用強(qiáng)度折減法計(jì)算調(diào)壓室的穩(wěn)定性。以有限元軟件ABAQUS計(jì)算恰好不收斂時(shí)的強(qiáng)度折減系數(shù)，作為調(diào)壓室整體安全系數(shù)。N76°E，N86°E和N96°E方案所對(duì)應(yīng)的安全系數(shù)如表6所示，其中差值數(shù)據(jù)中的負(fù)號(hào)表示由于斷層破碎帶的存在，導(dǎo)致調(diào)壓室整體安全度的下降量，表明斷層破碎帶的影響情況。數(shù)據(jù)結(jié)果表明：在N86°E方案中，斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室整體穩(wěn)定性的影響最小。

表6 各軸線方案下調(diào)壓室安全系數(shù)Tab.6 Safety factors of surge chamber in each axis scheme

上述計(jì)算結(jié)果表明：隨調(diào)壓室軸線方位角變化，上述各指標(biāo)并非單調(diào)變化，主要原因是斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室的影響受斷層破碎帶與調(diào)壓室間的夾角及距離這2種因素控制。從表2可以看出，隨調(diào)壓室軸線方位角增大，其與斷層破碎帶FC4的夾角減小，但距離也相應(yīng)變化：夾角減小，對(duì)調(diào)壓室不利；而距離增加，對(duì)調(diào)壓室有利。所以，兩種因素的綜合影響，導(dǎo)致了各指標(biāo)變化的復(fù)雜性。

從位移、應(yīng)力、圍巖屈服、調(diào)壓室穩(wěn)定性來看，上述3個(gè)方案中，N86°E方案受到的影響最小，即單純從斷層破碎帶影響角度看，該方案布置相對(duì)較優(yōu)。此時(shí)，該斷層破碎帶與調(diào)壓室之間的夾角處于中間值，也即受斷層破碎帶影響最小的并非與斷層破碎帶夾角最大的軸線布置方案。

5 結(jié) 論

本文通過有限元ABAQUS數(shù)值模型，對(duì)金沙江昌波水電站調(diào)壓室開展了計(jì)算分析，得到如下結(jié)論。

(1) 斷層破碎帶對(duì)該工程調(diào)壓室的變形、應(yīng)力、屈服及整體穩(wěn)定性影響較大，尤其對(duì)于臨近FC4的1號(hào)調(diào)壓室的頂拱和下游邊墻，以及頂拱和閘門室相交部位(高低拱過渡帶)，屬于薄弱區(qū)域，工程上應(yīng)當(dāng)加強(qiáng)支護(hù)。

(2) 斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室的變形、應(yīng)力、屈服及整體穩(wěn)定性的影響，受其與調(diào)壓室的相對(duì)位置關(guān)系控制；且參數(shù)的敏感性分析結(jié)果表明，力學(xué)參數(shù)對(duì)上述指標(biāo)也有一定影響。

(3) 調(diào)壓室軸線方位角的變化將改變調(diào)壓室與斷層破碎帶間的夾角和距離，斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室變形、應(yīng)力、屈服和穩(wěn)定性的影響相應(yīng)變化，且該影響隨調(diào)壓室軸線方位角的增大呈現(xiàn)非單調(diào)性變化。

(4) 在該工程調(diào)壓室的3種軸線布置方案中，N86°E調(diào)壓室軸線布置方案受斷層破碎帶的影響最小。此時(shí)，斷層破碎帶與調(diào)壓室之間的夾角處于中間值。

本文僅研究了工程中斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室軸線布置的影響問題，至于應(yīng)力場(chǎng)和斷層破碎帶對(duì)調(diào)壓室軸線布置的綜合影響，還有待進(jìn)一步研究分析。