拉哇水電站右岸泄水建筑物進口邊坡體型優化分析

劉 東，王慶祥，位 偉，鄧申緣

（1.中國電建集團中南勘測設計研究院有限公司，長沙410014；2.武漢大學土木建筑工程學院，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，右岸屬西藏昌都市芒康縣竹巴籠鄉，為一等大（1）型工程，裝機容量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、引水發電系統和開關站的樞紐布置方案［1］。

拉哇水電站泄水及引水發電系統均布置于右岸邊坡。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°，見圖1。邊坡工程地質條件復雜，從上至下依次出露大理巖和角閃片巖，巖層產狀與巖坡主要構成反向坡。右岸泄水建筑物施工過程中涉及到高陡邊坡開挖，如果邊坡出現大變形，補充支護難度大，對工期和投資會產生較大影響。

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

近年來，我國西南地區大型水電工程的建設均涉及到高山峽谷區巖質高陡邊坡的開挖，多名學者對高陡巖質邊坡開挖過程中變形及穩定性進行了分析?？軙詵|等［2］采用FLAC3D 軟件對三峽船閘高邊坡開挖過程中的應力變形和穩定進行分析。張顯書等［3］利用有限元軟件ANSYS 對務川縣沙壩水電站廠房后緣巖質高陡邊坡進行了數值模擬，得到了其開挖過程中的應力場及位移場，并基于此對其結構設計進行了優化。張練等［4］依據流固耦合理論，對銀盤水電站左岸壩肩邊坡及壩基巖體進行了數值模擬，研究了壩肩邊坡及壩基巖體不同階段不同工況下的變形、應力、塑性區、孔隙水壓力分布情況。陳星等［5］應用ANSYS 和FLAC3D 對料場邊坡進行了數值分析，研究了4 種不同開挖坡比下邊坡的變形及應力情況，并提出了最優設計方案。馬永鋒等［6］通過建立三維數值模型，分析了邙山高邊坡影響下豎井在開挖及充水各個工況下的結構變形和應力，并根據數值計算結果對豎井結構設計進行了優化。熊峰等［7］采用彈塑性有限差分法對兩河口水電站泄水建筑物進口邊坡進行了分析。得到了開挖卸荷過程中的位移場、應力場和塑性區分布特征，并評價了邊坡的穩定性。李韜等［8］利用UDEC 對白鶴灘水電站左岸壩基邊坡進行了開挖變形分析，并對加固方案進行了校核驗算。裴向軍等［9］通過分析現場監測數據得出斷層及出露裂隙在蓄水后會對水庫邊坡變形產生較大影響。安曉凡等［10］對厄瓜多爾德爾西水電站左岸邊坡進行了數值分析，結果表明開挖坡比對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，開挖邊坡最大高度約220 m，單級坡均為直立開挖。邊坡開挖完成后坡腳的應力集中效應明顯，坡腳巖體在高應力條件下易發生破壞，對泄水建筑物工程的施工和運行安全構成威脅。對此，本文將建立不同部位邊坡數值計算模型，分析邊坡在開挖過程中的變形、塑性區及應力變化情況，特別是邊坡坡腳應力集中對邊坡穩定性的影響。針對邊坡坡腳應力集中效應較大的部位，通過研究不同開挖方案，對開挖后邊坡的坡腳應力集中情況、變形情況進行綜合評價，提出邊坡開挖加固的優化處理措施并對其工程作用效果進行評價。研究成果對于西南高陡邊坡設計與運營具有十分重要的參考價值與指導意義。

1 計算條件與分析方法

1.1 計算模型

由于右岸工程邊坡群開挖，開挖部位多，開挖方量大。受地質條件和開挖體型影響，各部位邊坡變形差異較大。分別選擇進口渠邊坡、溢洪洞進口邊坡以及發電系統進口邊坡典型剖面16-16、6-6 以及D-D 剖面，并建立二維數值計算模型。各剖面平面位置見圖2（a）、右岸泄水建筑物三維示意圖見2（b），相應的各剖面二維數值計算模型如圖3所示。各剖面中重點模擬了地形地貌、地層界限、卸荷風化界限、深卸荷裂隙、開挖面、斷層F318、F331、F109等控制性結構面。

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

1.2 計算荷載及計算參數

右岸邊坡群開挖計算荷載包括巖體初始地應力場、開挖釋放荷載及開關站建筑物荷載等。巖體初始地應力場僅考慮自重作用。根據右岸邊坡巖體質量分級，各類巖體與結構面力學計算參數如表1所示。

表1 巖體和結構面力學參數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模型，大量的試驗和工程實踐已證實，Mohr-Coulomb 強度理論能較好地描述巖土材料的強度特性和破壞行為，但其仍存在高估了巖土介質的抗拉強度，不能準確描述巖土的抗拉性能的問題［11］。比利時核研究中心經過大量試驗，建立了考慮最大拉應力準則的修正Mohr-Coulomb模型。該模型是傳統Mohr-Coulomb 屈服準則與抗拉屈服準則相結合的復合屈服準則。其Mohr-Coulomb 屈服準則和抗拉屈服準則分別為：

式中，F為Mohr-Coulomb 屈服條件；σ1和σ3分別為第一、第三主應力；Nφ為與摩擦角相關的參數；c為黏聚力；φ為摩擦角；ft為抗拉屈服條件；σt為抗拉強度。

2 開挖邊坡數值模擬分析

2.1 變形分析

邊坡開挖完成后，各剖面的變形云圖及位移矢量圖如圖4～6所示。對于進水渠邊坡（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。對于溢洪洞進口邊坡（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。對于引水發電系統進口邊坡（D-D 剖面），由于開挖坡面內軟弱結構面不發育，開挖過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，邊坡開挖完成后，其變形主要受到斷層、深卸荷裂隙等發育規模較大的軟弱結構面控制，沿著各卸荷裂隙向坡外發生變形。

圖4 剖面16-16開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 邊坡塑性區分析

邊坡開挖完成后，各剖面的等效塑性應變分布云圖如圖7所示。對于進水渠邊坡（16-16 剖面），邊坡塑性區主要分布在EL2800 m 以下邊坡內發育的斷層F271、F126、F272 及F121 內。對于溢洪洞進口邊坡（6-6 剖面），邊坡塑性區主要分布在發育的深卸荷裂隙LPD27-1、LPD27-2、LPD27-3中。對于引水發電系統進口邊坡（D-D 剖面），由于該部位無斷層和深卸荷裂隙發育，邊坡巖體主要為III1 類巖體，因此該坡段開挖過程中塑性區擴展范圍較小。

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

總的來說，邊坡塑性變形主要沿開挖坡表、弱卸荷帶、各斷層以及深卸荷裂隙分布，從而導致對應坡段變形較大，這與位移場分析得到的邊坡變形規律是一致的。此外，各剖面邊坡深部未見到塑性區貫通現象，邊坡處于變形穩定狀態。

2.3 邊坡應力分析

為了分析邊坡開挖后的坡腳應力集中情況，對右岸進水渠邊坡16-16剖面、溢洪洞進水口邊坡6-6剖面、電站進水口邊坡D-D 剖面開挖前、后邊坡坡腳部位的第一主應力進行對照分析。不同馬道部位坡腳的壓應力水平，以及坡腳應力集中情況如圖8～10所示。由圖可知，隨邊坡開挖下切，邊坡主壓應力進一步往下轉移，在最后一級開挖邊坡坡腳發生明顯的應力集中現象。由于可知，開挖邊坡坡度越大，特別是直立坡，坡腳發生壓應力集中現象就越顯著。

圖8 進水渠16-16剖面邊坡開挖前、后不同馬道部位坡腳應力水平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 不僅開挖深度高，且單級開挖邊坡均采用直立坡形式進行開挖，在EL 2654 平臺坡腳部位應力集中效應更加明顯。邊坡開挖后，溢洪洞進口邊坡6-6 剖面EL 2654 m 平臺坡腳部位，最大壓應力達到18 MPa，相比開挖前該部位的主壓應力增大了2.1 倍。為了保證坡腳巖體的穩定性，需要采用降低開挖坡比等工程措施來減小該部位的應力集中效應。

3 溢洪洞開挖邊坡坡型優化分析

從邊坡各剖面變形和塑性區分析來看，邊坡開挖完成后期塑性區未發生貫通，開挖后的邊坡變形較小。該高邊坡主要問題在于在溢洪洞進口邊坡采用垂直放坡開挖后，坡腳應力集中現象明顯。為了保證開挖后邊坡坡腳穩定，需要降低坡腳應力集中。因此，對該部位處的直立段邊坡設置不同坡比進行開挖，對照分析坡腳的應力集中程度，提出優化的開挖坡比。

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

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

分析3 個不同坡段邊坡坡腳應力分布情況可知，溢洪洞邊坡（6-6 剖面）開挖完成后坡腳第一主壓應力值最大，達到18 MPa，為天然條件下該部位主壓應力的2 倍。因此選擇溢洪洞邊坡6-6 剖面進行邊坡坡型優化分析，對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力情況，不同開挖坡比見圖11所示。

圖11 右溢6-6斷面不同方案下邊坡開挖體型對比圖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四個測點開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，開挖完成后邊坡各部分變形差異較大。在變形趨勢上，開挖后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，總體趨勢表現為沿著卸荷裂隙向坡外發生變形。

表2 不同坡型條件下6-6剖面典型測點變形量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以下邊坡開挖坡比減小，由于邊坡整體開挖方量增加，2 709 m 以上邊坡最大水平位移逐漸增加。直立邊坡時，邊坡最大水平變形為98.5 mm，采用1∶0.3 坡比開挖時，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力分析

三種開挖方案下的邊坡主應力分布云圖如圖14所示。為了進一步分析開挖前后坡腳第一主應力狀態，列出了2 709 m及2 668 m坡腳兩個測點第一主應力值，如表3所示。

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

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

表3 6-6剖面典型測點開挖前后主壓應力Tab.3 Principal compressive stress before and after excavation at typical sites in 6-6 section

4 結論

拉哇水電站右岸泄水建筑物進口高邊坡開挖完成后存在的坡腳應力集中問題對邊坡穩定性影響較大。通過建立不同部位邊坡數值計算模型，對邊坡開挖后的應力、變形及其穩定性情況進行了分析，比較了不同坡比條件下邊坡坡腳應力集中效應緩解效果及變形情況，得到如下結論：

（1）開挖完成后，邊坡主要受到斷層、深卸荷裂隙等發育規模較大的軟弱結構面控制，即沿著各軟弱結構面向坡外發生變形。邊坡塑性區主要沿著斷層等軟弱結構面分布，但深部未見到塑性區貫通現象，因此邊坡開挖后整體處于變形穩定狀態。

（2）從開挖后邊坡大主應力分布來看，由于泄水建筑物進口邊坡直立開挖邊坡達到220 m，開挖完成后在2 668 m 坡腳處應力集中明顯，其最大主壓應力達到18.1 MPa，較天然邊坡時最大提高了2.1倍，影響了邊坡坡腳巖體的穩定性。

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