陽江抽水蓄能電站高壓隧洞滲流場及滲透穩定性研究

劉普勝，陳鍇錕，李博勇，李俊清，馮 城

(1. 廣東省水利電力勘測設計研究院有限公司，廣東 廣州 510635；2. 武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，湖北 武漢 430072；3. 武漢大學 水工巖石力學教育部重點實驗室，湖北 武漢 430072)

抽水蓄能電站作為保障電力系統安全穩定運行的特殊電源及最環保、能量轉換效率最高、最具經濟性大規模開發的儲能設施，其開發建設被列入了水電發展“十三五”規劃的十大重點任務之一[1]。目前，我國抽水蓄能電站建設已進入全面發力階段，以滿足我國的電力需求[2]。

隨著我國抽水蓄能電站的興建，作為水工建筑物引水系統重要組成部分的壓力隧洞。正向“洞線長、洞徑大、埋藏深”的方向發展[3]，同時隧洞圍巖和岔管區承受較高的壓力水頭，如天荒坪抽水蓄能電站壓力隧洞承受最大靜水頭為680 m，動水頭超過800 m[4]；惠州抽水蓄能電站和寶泉抽水蓄能電站承受靜水頭均超過600 m[5-6]。目前高水頭大直徑壓力隧洞采用的襯砌型式主要有鋼板襯砌和鋼筋混凝土襯砌兩種。與鋼板襯砌壓力隧洞相比，鋼筋混凝土襯砌壓力隧洞能充分發揮圍巖承載力，具有投資少、施工方便、工程量小等優勢，有明顯的技術經濟性，其缺點是混凝土襯砌在高水頭作用下往往難以避免地產生開裂，多座抽水蓄能電站鋼筋混凝土壓力隧洞在充水后都發生了不同程度的內水外滲現象[7-10]，導致水量損失的同時還有滲透失穩的風險。盡管采用透水襯砌設計已成為當今水工隧洞設計的主流理念[11]，但高水頭鋼筋混凝土壓力隧洞的滲漏和滲透失穩風險需要得到足夠重視。

陽江抽水蓄能電站總裝機規模2400 MW，壓力隧洞采用鋼筋混凝土襯砌，靜水頭高達799 m，最大動水壓力1108 m，遠高于國內已建和在建的其他蓄能電站，在國際上也處于前列。本文擬對本工程超高水頭情況下采用混凝土襯砌的安全性以及防滲排水系統的有效性進行評估復核，運用有限元計算方法，對運行期高壓隧洞區域內水外滲進行精細模擬，重點研究了高壓隧洞區的滲流場特征、內水外滲量、水力劈裂風險以及滲透穩定性，并進行了參數敏感性分析。

1 滲流分析理論

根據達西定律和水流連續性方程，穩定滲流控制微分方程為：

(1)

式中，h—水頭；kij—滲透張量。

式(1)需滿足如下邊界條件：

水頭邊界條件：

(2)

流量邊界條件：

(3)

式中，qn—流量邊界Γq上的已知流量；nj—邊界上的單位外法線向量。

出滲面邊界條件：

(4)

式中，Γs—潛在出滲邊界。

自由面邊界條件：

h=z，qn=0(on Γf)

(5)

式中，Γf—自由面邊界。

針對三維滲流計算分析問題，有限元數值分析方法得到了廣泛應用[12]。為了對上述穩定滲流問題進行有限元計算，陳益峰等[13]提出自適應的罰Heaviside函數對Signorini型變分不等式方法進行了改進，并結合排水子結構方法提出含復雜滲控結構的滲流分析SVA方法[14]。其中，變分不等式法用于確定滲流出滲點和自由面的位置，克服出滲點的奇異性；自適應罰Heaviside函數則用于消除數值不穩定性和網格依賴性；排水子結構法用于模擬數量龐大，結構精細的排水孔幕的滲流行為，簡化有限元建模。該方法在一系列工程的滲流分析中得到應用，解決了諸多難題。

2 計算模型與計算條件

2.1 有限元模型

根據陽江抽水蓄能電站工程地質和水文地質資料以及樞紐布置方案，建立了反映地質條件、引水輸水系統、地下廠房和防滲排水系統的精細三維有限元模型。有限元模型上游側邊界位于上水庫外圍，整個計算模型上下游邊界相距約4000 m，東西側邊界由高壓岔管為起點向東西兩側各延伸約750 m，模型底部高程為-300 m。模型采用六面體等參單元和部分退化的四面體單元剖分，共包括單元207.5萬個，節點64.4萬個，模擬的防滲帷幕面積約62384.9 m2，排水孔894根。三維有限元模型及網格劃分如圖1所示，模型整體如圖1(a)所示，高壓隧洞、鋼支管以及防滲排水系統如圖1(b)所示，關鍵斷層如圖1(c)所示。

圖1 三維有限元模型及網格劃分

2.2 邊界條件

計算所取邊界條件如下：

(1)上下游庫水淹沒區取定水頭邊界，水位分別為上下庫正常蓄水位773.7 m和103.7 m；東西兩側(平行于引水發電系統)邊界條件由初始滲流場反演結果獲得。

(2)運行工況下，引水高壓隧洞混凝土襯砌部分取定水頭邊界，水頭為上游水位773.7 m；引水鋼支管為鋼板襯砌，因此取為隔水邊界。

(3)底部邊界取隔水邊界，模型上表面除庫水淹沒區之外區域，各洞室內壁、廊道內壁以及排水孔幕內壁均設為Signorini潛在溢出邊界。

2.3 計算參數

表1 各材料滲透系數 單位：cm/s

3 滲流場和滲透穩定分析

3.1 水頭分布特征

高壓隧洞縱剖面等水頭線分布如圖2所示。從圖2中可以看出，高壓隧洞區域滲流自由面在防滲帷幕、岔管排水孔作用下顯著下降，在廠房排水結構的作用下進一步下降。地下廠房大部分位于地下水位以下，但其水頭值均在零值附近，滲透壓力很小。以上現象皆表明各廊道及排水孔排水降壓效果顯著。從圖2中還可以看出，高壓隧洞洞周水頭從洞內邊緣向外依次降低，隧洞周圍水頭等值線分布密集，離隧洞較遠處水頭線較為稀疏，表明隧洞內的高壓水向圍巖中滲透，并且在洞周襯砌和固結灌漿的作用下，滲透壓力迅速下降。

圖2 高壓隧洞縱剖面等水頭線分布圖(單位：m)

為了更直觀精細地看到襯砌和固結灌漿的效果，各剖面高壓隧洞周圍的壓力水頭分布細部圖如圖3所示。從圖3中可以看出，高壓隧洞內約800 m靜水頭經過襯砌后減小22～44m，經過6m固結灌漿之后水頭減小156～178 m。另外，斷層及其影響帶滲透性強，在不做處理的情況下，是高壓隧洞內水外滲的優勢通道。而圖3中水頭線在斷層處明顯向內凹，說明在距離隧洞相同距離處，斷層水壓力值削減更快，表明斷層處襯砌和固結灌漿截斷了內水通過斷層外滲的通道，起到了顯著的防滲作用；同時，在斷層穿越高壓隧洞部位，水壓力的削減主要通過灌漿圈實現，反映了在采用混凝土襯砌時固結灌漿的重要性。

圖3 高壓隧洞周圍壓力水頭分布細部圖

3.2 滲漏量分析

各廊道洞室的滲流量見表2(負值代表流出，正值代表流入)，其中高壓隧洞下平段滲流量為17.17 L/s，說明在襯砌和固結灌漿的作用下，隧洞的內水外滲得到有效控制；廠房洞室的滲流量僅為2.91L/s，說明在岔管和廠房周圍排水設施聯合作用下，廠房洞室無較大滲漏問題。

表2 各廊道洞室滲漏量 單位：L/s

3.3 圍巖水力劈裂風險性校核

目前國內水工高壓隧洞設計的主要依據是最小覆蓋層準則和最小主應力準則。最小覆蓋層準則的原理是保證隧洞上覆巖體重量不小于洞內水壓力；最小主應力準則的原理是要求不襯砌高壓隧洞沿線任一點的圍巖最小主應力σ3大于該點洞內靜水壓力，并有1.2～1.3倍的安全系數[15]。

根據SL279—2016《水工隧洞設計規范》[16]，最小覆蓋層準則公式為：

(6)

式中，CRM—巖體最小覆蓋深度，m；hs—洞內靜水壓力水頭，m；γw—水的重度，N/m3；γR—巖體重度，N/m3；α—河谷岸邊邊坡傾角，(°)，α>60°時取α=60°；F—經驗系數，一般取1.30～1.50。在正常運行工況下，高壓隧洞的靜水壓力水頭為799 m，水的重度為10 kN/m3，巖體重度取27 kN/m3，α取30°，F取1.3，計算可得巖體最小覆蓋深度為444.22m。高壓岔管埋深505～530 m，而高壓隧洞埋深則更大，表明高壓隧洞和岔管滿足最小覆蓋厚度準則。

可研階段對高壓隧洞附近鉆孔進行了現場地應力測試，測試成果見表3。測量結果表明，高壓隧洞區初始應力場最小主應力水平在8.86～14.21MPa之間。由于高壓隧洞區最小主應力大于最大內水壓力8 MPa，滿足初始應力場最小主應力準則。

表3 高壓隧洞附近鉆孔地應力測試成果表

考慮到斷層處應力相比圍巖水平較低，同時考慮一定的安全裕度，為防止發生水力劈裂，本文選取最小主應力的最小值8.86MPa做一定的折減，將高壓隧洞周圍裂隙巖體最小主應力折減20%，關鍵斷層折減30%，繪制高壓隧洞圍巖最小主應力與水壓力差值的云圖，其中最小主應力與水壓力差值小于零(即有可能發生水力劈裂)的區域如圖4所示。由圖4可見，考慮地應力折減，隧洞岔管圍巖可能發生水力劈裂的范圍很小，在豎直方向上(縱剖面)可能劈裂的最大范圍為離洞周2.6～5.3m，在水平方向上(平切面)可能劈裂的最大范圍為離洞周3.8～5.9 m。固結灌漿的入巖深度為6m，說明即使考慮測得最小主應力的最小值并進行折減，可能發生水力劈裂的范圍仍在圍巖灌漿圈以內，在固結灌漿保證施工質量、漿液填充了主要裂隙的前提下，發生水力劈裂的可能性不大。斷層處可能發生水力劈裂的范圍比周圍巖體大，應利用水泥灌漿及化學灌漿對隧洞關鍵斷層進行處理。

圖4 高壓隧洞和鋼支管水力劈裂可能發生區域圖

3.4 滲透穩定性評價

高壓隧洞和鋼支管滲透坡降數值分布云圖如圖5所示。由圖5可知，由于內水外滲的作用，高壓隧洞滲透坡降數值由內壁向外逐漸降低。高壓隧洞圍巖及襯砌承受滲透坡降均較大，最大坡降出現在混凝土岔管與鋼支管相接的襯砌處，最大值為81。因此在高壓岔管和鋼支管銜接處附近應加強固結灌漿，并確保灌漿質量，防止發生滲透破壞。鋼支管以及離隧洞較遠的部位滲透坡降均很小，滿足滲透穩定性要求。

圖5 高壓隧洞和鋼支管滲透坡降分布云圖

從圖5中還可以看出，高壓隧洞在斷層穿過的部位滲透坡降明顯比周圍巖體大，由于斷層結構軟弱，較易發生滲透破壞，以斷層f751為例開展滲透穩定性分析，圖6為斷層f751中心剖面的滲透坡降矢量圖。由圖6可知，穿過高壓隧洞的斷層f751的滲透坡降矢量沿洞壁向四周發散，最大坡降均出現在高壓隧洞襯砌外圍固結灌漿圈內，最大值為32，若不設灌漿極易發生滲透破壞，再次證明了需要確保斷層處固結灌漿的施工質量，必要時可采用化學灌漿處理。在斷層灌漿圈以外滲透坡降皆小于3.5，滿足滲透穩定性要求。

圖6 斷層f751中心剖面滲透坡降圖

4 敏感性分析

4.1 圍巖與固結灌漿滲透系數敏感性分析

由于巖體滲透系數取值具有一定不確定性，需要對其進行敏感性分析。壓水試驗結果表明高壓隧洞附近圍巖滲透系數在1.35×10-6～9.33×10-6cm/s范圍內，據此制定圍巖與固結灌漿不同滲透系數組合工況見表5，工況一為偏安全工況，工況二為設計工況(即取表1中參數)，工況三是較不利工況。三種工況下高壓隧洞橫剖面壓力水頭隨高程變化如圖7所示。由圖7可知，工況二和工況三壓力水頭差別不大，經過襯砌和固結灌漿后削減約157.8 m，而工況一(偏安全工況)削減186.3m，這說明第4節計算的水頭分布有一定的安全裕度。

表5 不同工況下高壓隧洞區域滲流量和最大坡降對比

圖7 不同工況下高壓隧洞橫剖面壓力水頭隨高程變化圖

三種工況下滲流量和最大坡降值的對比見表6。可以看出高壓隧洞內水外滲量和廊道洞室滲流量對圍巖和固結灌漿滲透系數很敏感，較不利工況相比于設計工況內水外滲量增大了46.1%，廊道洞室滲流量增大了52.0%。相關抽排措施應該要能滿足工況三的要求。

另外，在圍巖和固結灌漿滲透系數增大時，高壓岔管和鋼支管相接灌漿處(鋼支管起點處)的最大滲透坡降也增大，依次為75、81和100；而高壓隧洞斷層(f721和f747)附近灌漿圈內的坡降會減小，依次約為75、54和44。說明圍巖和固結灌漿不同的滲透系數組合將影響不同部位的滲透穩定性，為防止滲透破壞，高壓隧洞和岔管部位各處的固結灌漿都應能承受100左右的滲透坡降。

表4 高壓隧洞圍巖和固結灌漿不同滲透系數組合工況 單位：cm/s

4.2 混凝土襯砌不同開裂程度敏感性分析

鋼筋混凝土襯砌受自身性質、溫度以及高內水壓力等因素的影響，會產生開裂，裂縫的出現會引起鋼筋混凝土襯砌的滲透性能增強，這也是該工程重點關注的問題。為正確反映鋼筋混凝土高壓水道在運行期的滲透特性，需要對鋼筋混凝土襯砌滲透系數進行敏感性分析。本節考慮未開裂(滲透系數1.0×10-7cm/s)、中等開裂(滲透系數1.0×10-6cm/s)和達到限裂設計(滲透系數1.0×10-5cm/s)三種方案。三種工況下高壓隧洞橫剖面壓力水頭隨高程變化如圖8所示，滲流量和最大坡降對比見表6。

表6 襯砌不同開裂工況下高壓隧洞區域滲流量和最大坡降對比

由圖8表6可知，當襯砌未開裂時，高壓隧洞水壓削減極快，約800 m凈水頭經過襯砌后降低400 m左右，內水外滲量僅為4.15L/s，比設計工況(限裂設計)減小75.8%，但是洞周水力坡降很大，最大值為330；襯砌中等開裂工況的襯砌外水壓力介于未開裂工況和限裂設計工況之間，襯砌削減水頭152.6m，內水外滲量僅為12.96L/s，比設計工況(限裂設計)減小24.5%，滲透坡降最大值也高達180。盡管這兩種計算條件下內水外滲能得到更好的控制，但是在如此高的滲透坡降下，混凝土襯砌很容易發生較大程度開裂，高內水壓力由襯砌和圍巖聯合承載，從工程安全的角度考慮，鋼筋混凝土襯砌按照限裂設計是合理的，但是需注意勘察平硐等輔助洞的封堵，以免成為高壓水道內水外滲的排出通道。

圖8 混凝土襯砌不同工況下高壓隧洞橫剖面壓力水頭隨高程變化圖

5 結論

通過對陽江抽水蓄能電站的高壓隧洞內水外滲安全性進行分析復核，得到的主要結論如下：

(1)防滲排水系統排水降壓效果明顯，高壓隧洞襯砌和固結灌漿大幅削減了壓力水頭，截斷了斷層等滲漏通道，有效控制了內水外滲量(17.17 L/s)，圍巖水力劈裂風險性也較低。

(2)鋼支管起點處以及隧洞斷層相交處的固結灌漿圈滲透坡降較大，為防止發生滲透破壞，這些部位固結灌漿需保證能承受100以上的滲透坡降。

本文研究方法可為其他高壓隧洞的防滲設計以及滲透穩定性評價提供參考。不足之處在于將巖體視為等效連續介質，沒有對裂隙網絡滲流進行更精細的模擬。