擾動荷載作用下抽水蓄能電站地下廠房圍巖穩定性分析

王 波,王 靈,任永政,馬世紀,田志銀

(華北科技學院 礦山安全學院,北京 東燕郊 065201)

0 引言

豐寧抽水蓄能電站位于河北省承德市豐寧縣內,南距北京市180km,東南距承德市150km。其裝機容量、儲能能力和地下廠房規模均為世界第一,其地下廠房具有大跨度、大空間、高邊墻,高水頭的特點,對地下廠房穩定性要求較高。地質資料顯示,豐寧抽水蓄能電站地下廠房圍巖地質條件復雜,軟弱夾層和不利結構面組合較多。在長期載荷的作用下,這部分巖體容易發生流變,洞室的開挖更加速了這部分巖體的流變,處于流變狀態的巖體對于沖擊擾動非常敏感,電站運營時,機械振動、水流沖擊等擾動現象不可杜絕。因此,各種擾動因素加速了流變進程,使巖體穩定性變差,對電站的安全運營極為不利。

針對上述問題,諸多學者進行了相關研究,高延法[1]等提出巖石強度極限鄰域、巖石流變擾動效應等巖石力學概念,得出巖石處于強度極限鄰域范圍內時,擾動效應具有顯著作用,并建立了擾動作用條件下蠕變不同階段的巖石本構方程;王波[2-4]等利用自主研發的流變擾動效應試驗儀,進行了紅砂巖單、三軸流變擾動壓縮試驗,分析了在不同圍壓下,擾動次數與擾動變形、擾動能量的關系;劉峰[5]對泥頁巖進行單軸分級加載流變擾動試驗,結果表明頁泥巖處于較大應力水平時,在擾動作用下,試件的蠕變曲線較大差異,試件蠕變破壞時間明顯縮短;王偉[6]基于室內石英砂巖的流變試驗結果,建立了一個含全過程損傷積累的流變模型,并用數值模擬驗證了模型的合理性。張恩寶等[7]采用離散元軟件3DEC和GA+PB人工網絡法,對豐寧地下廠房巖石參數進行了反演分析,利用反演得到的力學參數進行地下洞室群開挖前后的數值模擬分析,結果表明地下廠房整體穩定性可以得到保證;Ma K.等[8]利用震監測與數值模擬的研究方法研究了斷層距離效應對荒溝抽水蓄能電站主廠房巖體穩定性的影響,研究表明,當距離較低時,受開挖影響的圍巖體損傷由拱肩向斷層演化,如果強度繼續降低,最終造成V型坍塌,隨著距離的增加,斷層對地下洞室破壞機制和破壞模式的影響減小,地下洞室的安全系數提高;Zhang Qiang等[9]對重慶盤龍抽水蓄能電站地下廠房圍巖進行了現場和室內試驗,以研究完整巖石和巖體的地質特性。結果表明,大型廠房的穩定性可能受軟弱巖(泥巖)層的控制;李仲奎等[10]對錦屏水電站地下廠房巖體流變特性、變形特性的原因做出了解釋,并根據數值模擬結果,對施工順序,支護條件提供了若干對策。左雙英等[11]根據某大型水電站地下廠房洞室群開挖和錨固施工的方法,利用FLAC3D模擬了洞室開挖后洞室圍巖受力和變形的變化,結果表明該水電站洞室群空間布局、開挖順序以及支護錨固等方面均合理,地下廠房洞室穩定性可以保證;Behnia M[12]采用點估計法對Azad抽水蓄能電站洞室穩定性進行統計分析,并根據錨桿錨固力和洞室周圍的塑性區域分布深度提供適當的支護方案;湯顏春等[13]基于Hoek-Brown準則,通過數值計算,研究了巖石單軸抗壓強度、巖石強度指標、第一主應力和第三主應力對錦屏二級電站地下廠房圍巖變形和塑性區發展的影響,研究表明,根據圍巖變形及塑性區發展程度,該水電站圍巖可分為自穩定區域、可控區域和不可控區域,并對三類區域提供了不同的穩定性評判;甘孝清等[14]根據白蓮河抽水蓄能電站地下廠房施工階段圍巖變形和錨索錨固力的監測成果,論證了該地下廠房各檢測值在合理范圍內趨于穩定,地下廠房穩定性可以得到保障;毛浩宇[15]利用微震監測技術和三維離散元相結合的研究方法,得到了白鶴灘水電站地下廠房圍巖宏觀變形規律,并校驗了監測結果與數值模擬結果的準確性;衛洋波[16]根據文登抽水蓄能電站施工期圍巖位移的監測數據,論證了該電站圍巖變形和支護受力均在安全范圍內,認為引起局部變形較大的原因是局部軟弱巖體及洞室開挖損傷所致;馬雨峰[17]、呂鳳英[18]分別對豐寧抽水蓄能電站一期、二期地下廠房施工期圍巖變形進行了監測分析,得出兩期地下廠房變形的規律。以上學者的研究成果具有較強的實用性和推廣性,但關于水流沖擊等擾動荷載對地下洞室圍巖穩定性的研究很少,抽水蓄能電站地下廠房圍巖中的蝕變巖,在長期載荷的作用下容易發生流變,處于流變狀態的蝕變巖在擾動載荷的作用下容易發生變形,使巖體穩定性變差,對電站的安全運營極為不利。

因此,本文首先對豐寧地下廠房圍巖蝕變帶進行分類分析,選取出12條蝕變帶作為主要研究對象,通過進行室內流變擾動效應試驗,得到基本物理參數、擾動敏感閾值和流變參數,利用ABAQUS有限元軟件分析地下廠房位移場、應力場及塑性區分布和廠房12條蝕變帶全過程位移變化。結果表明,在擾動荷載作用下,豐寧抽水蓄能電站地下廠房圍巖位移場、應力場、塑性區都在穩定可控范圍內,12條蝕變帶在擾動載荷的作用下的流變變形呈減速流變的趨勢,12條蝕變帶在100年的擾動作用下的流變變形為5～12mm,不會影響地下廠房的長期穩定性。研究成果對于保障抽水蓄能電站地下廠房安全具有十分重要的意義

1 豐寧抽水蓄能電站地下廠房圍巖蝕變帶分析

根據可研階段地質資料和施工階段勘探平洞揭示,蝕變帶廣泛存在于地下廠房洞室群當中,高壓管道中平段、主變洞頂拱及邊墻、主廠房邊墻以及尾水系統均有出露,在斷層交匯處蝕變更為嚴重。蝕變帶主要表現為形狀、顏色與硬質花崗巖巖體不同,根據其特征初步可分為兩類,一類蝕變帶呈淡綠或暗綠色,片理明顯,觸之有滑膩感,其質地較軟,用指甲便可刮傷之,如圖1(a)所示;另一類巖石的粘聚力低,呈碎屑狀,一些掉塊用手可直接掰開,如圖1(b)所示。根據地質資料對巖體蝕變現象及蝕變帶分布規律的描述,同時綜合所取軟弱圍巖的礦物成分鑒定結果,可判定這兩類蝕變帶主要為綠泥巖蝕變帶和巖體蝕變巖蝕變帶。

圖1 豐寧抽水蓄能電站地下廠蝕變帶現場照片

根據相關地質資料,豐寧抽水蓄能電站地下廠房共有23條蝕變帶,根據蝕變帶體積、蝕變程度以及其所處的空間位置這三個影響蝕變帶巖體受力主要因素,選取12條蝕變帶巖體作為研究對象,用以研究蝕變巖在振動荷載作用下的穩定性。將12條蝕變帶編號為1#蝕變帶～12#蝕變帶,選取蝕變帶地質資料見表1,空間位置如圖2所示。

表1 選取蝕變帶地質資料

2 地下廠房圍巖力學參數測定

2.1 試樣制取

根據地下廠房洞室群的地質資料及現場查勘結果,現場取樣獲得硬質花崗巖、綠泥巖、蝕變巖試樣,取樣位置見表2,為保持試樣的真實狀態,挖出式樣后立即用塑料保鮮膜包裹,在用封口膠帶進行密封,以防止含水率發生變化,試件裝入木箱后用塑料泡沫進行縫隙填充,防止運輸過程損壞。

表2 巖樣及所取位置

將現場所取的綠泥巖、蝕變巖、硬質花崗巖三類巖石,用巖心鉆孔取樣機進行室內巖石取芯,經切割、研磨后最終將其每類巖石制作成高度在50±1mm、直徑在25±1mm的φ25mm×50mm標準試件,如圖3所示,制作完備的試件保鮮膜包裹,待實驗使用。

圖3 部分制作完成的巖石試樣

2.2 地下廠房圍巖基本力學參數測定

為了得到綠泥巖、蝕變巖和硬質花崗巖的基本力學參數以及為擾動載荷作用下巖石單軸流變試驗逐級加載劃分提供理論基礎,首先進行綠泥巖、蝕變巖、花崗巖三類巖石的單軸壓縮試驗,試驗共分三組進行試驗,每組三塊。測得巖石的單軸抗壓強度及軸向和橫向應變,再取其平均值。每組試驗結果平均值見表3。由表3可知,綠泥巖平均單軸抗壓強度值為22.323MPa,蝕變巖平均單軸抗壓強度值為42.630MPa,硬質花崗巖平均單軸抗壓強度值為75.646MPa。其他相關力學參數見表4。

表3 地下廠房巖石單軸壓縮常規試驗數據

表4 圍巖物理力學參數表

通過表3～表4可以看出,綠泥巖及蝕變巖極限強度強度、彈性模量、剪切模量等遠低于花崗巖,且破壞時軸向及橫向應變也大于花崗巖,表明這兩類巖石有強度低、塑性變形大的特點。因此選取綠泥巖及蝕變巖兩類巖石作為重點研究對象,進行擾動載荷作用下流變分析。

2.3 綠泥巖、蝕變巖流變擾動敏感閾值測定

選取形狀、節理、結構相似的綠泥巖及蝕變巖各3塊(編號為L-1、L-2、L-3;S-1、S-2、S-3),利用RRTS-IV型巖石流變擾動效應試驗機,如圖4所示,進行單軸流變巖石流變試驗,軸向載荷采用逐級加載的方式進行,根據測得的綠泥巖平均單軸抗壓強度值22.323MPa,選取5MPa、8MPa、12MPa、16MPa、20MPa五級軸向應力等級進行,蝕變巖單軸抗壓強度值為42.630MPa,選取10MPa、20MPa、30MPa、40MPa四級載荷。為保證逐級加載過程緩慢均勻,加載速率不超過500N/s,每級荷載加時間為14h,每30min記錄一次實驗數據。

圖4 RRTS-IV型巖石流變擾動效應試驗機

另取綠泥巖及蝕變巖各3 塊(編號為L-4、L-5、L-6;S-4、S-5、S-6)進行擾動荷載作用下巖石流變效應試驗。軸向載荷逐級加載方式與單軸流變試驗相同,待每級載荷下的巖石試件充分流變后施加擾動荷載,沖擊砝碼的質量為3kg,沖擊高度為10cm,沖擊方式為沖擊砝碼做自由落體沖向沖擊平臺。每次沖擊完成后,記錄一次讀數,多次沖擊待記錄讀數穩定后停止沖擊,每次沖擊間隔5min,擾動完成后進入下一級荷載的加載,重復上述步驟,直至試件破壞。

由于相同試驗下,各類試件的試驗結果相似,故綠泥巖試件選取L-2、L-5,蝕變巖試件選取S-2、S-5詳細分析。試件L-2、L-5試驗結果見圖5,試件S-2、S-5試驗結果如圖6所示。由圖5、圖6可看出在低軸壓條件下擾動荷載作用對綠泥巖、蝕變巖流變影響效果并不顯著,其流變曲線與無擾動荷載作用流變曲線幾乎重合,隨著軸壓增加,擾動荷載作用對綠泥巖蝕變巖的流變過程影響逐漸擴大,當加載至最后一級軸壓時,L-5、S-5流變曲線斜率逐漸上升,蠕變形式呈加速蠕變發展,破壞時間也早于L-2、S-2的破壞時間。根據S-2、S-5流變曲線擾動效應明顯增強的時刻對應的軸壓,可認為綠泥巖、蝕變巖的流變擾動敏感閾值分別為17MPa、35MPa。

圖5 L-2、L-5試件單軸流變曲線

圖6 S-2、S-5試件單軸流變曲線

2.4 地下廠房流變參數識別

由單軸流變試驗結果可知,當巖石的應力水平大于一定應力狀態時,主要表現為加速流變,而小于這種狀態時,主要表現為衰減流變。鑒于此,引入含脆性元件的Burgers模型,如圖7所示。

圖7 考慮應力狀態影響和巖體結構效應的Burgers黏彈塑性模型

圖7中,GM為Maxwell體的剪切模量,ηM為Maxwell體的勃性系數,GK為Kelvin體的剪切模量,ηK為Kelvin體的勃性系數[19]。考慮應力狀態影響的Burgers黏彈塑性模型方程可以表達為:

(1)

針對綠泥巖、蝕變巖流變試驗成果,采用基于Levenberg-Marquardt(簡稱LM)[19]優化算法的最小二乘法進行地下廠房巖體流變參數擬合。

對于巖石分級加載的流變試驗而言,試樣所受到的總應力可以用下式表示:

(2)

根據Boltzmann疊加原理,t時刻對應的應變εt(X)由下式計算:

(3)

式中,X為流變模型的參數向量;Δσm為第m級荷載的應力增量;J(t-tm)為與有關的流變柔量;tm為第m級荷載開始的時間;N為t時刻分級加載的次數。目標函數有下式計算:

(4)

式中,εexp(t)為流變試驗測試值,tT為試驗總用時。

基于上述給出的這一目標函數,利用LM參數識別算法進行反復的迭代尋優,直到目標函數滿足設定的允許誤差界限,停止計算,獲得參數。基于單軸壓縮流變試驗結果,獲取的綠泥巖、蝕變巖與花崗巖流變參數見表5。

表5 獲得的圍巖流變力學參數

3 邊界條件

3.1 幾何邊界

整體三維模型計算范圍為600m×900m×600m(X×Y×Z),其中X軸為廠房上下游方向,指向下游方向為正;Y軸為主廠房縱軸線,從1#機組中心點指向12#機組中心點為正;Z軸鉛直向上,底部高程為860m,坐標原點位于1#機組中心點。計算模型總共劃分單元數15931253個,節點數為1151236個,如圖8(a)所示;地下廠房洞室群主要為主廠房、主變室、尾閘室、尾水管、排水管與交通洞等有大跨度、大體積的洞室,地下廠房洞室群網格示意圖如圖8(b)所示。

3.2 荷載條件邊界

根據豐寧地下廠房初始地應力反演結果[20],地下廠房初始地應力量值范圍為:主廠房區域第一應力的量值約為13.75～18.98MPa,第二主應力的量值約為8.4～10.29MPa,第三主應力的量值約為6.03～11.35MPa。主廠房區域以房橫向(X向)應力為主,應力約為13.7～17.3MPa;廠房縱向(Y向)應力約為8.8 ～9.7MPa;廠房豎向(Z向)應力約6.4～10.2MPa。

廠房擾動荷載主要源于水流沖擊荷載,震源位置在機組渦輪機處,擾動荷載采用機組發電開機工況尾水管測點振動加速度最大值:橫向1.72m/s2廠房縱向1.90m/s2,豎向1.13m/s2;擾動荷載頻率為65Hz。

4 計算方法及計算步驟

4.1 計算方法

針對不含綠泥巖及蝕變巖的巖層,破壞準則采用具有拉伸截斷的復合Mohr-Coulomb準則,在主應力平面(σ1,σ3)中,其破壞包絡線由M-C破壞準則;針對綠泥巖及蝕變巖等容易發生流變的巖層,采用含脆性元件Burgers流變模型演算其流變過程。

4.2 計算步驟

計算步驟根據洞室主要根據洞室開挖步驟制定,洞室開挖步驟方案如圖9所示,在洞室開挖結束后,施加擾動荷載,以模擬發電機組開機工作時對廠房圍巖的影響,最后一步計算分析步為時間跨度為100年蠕變分析步,用以模擬在擾動荷載作用下地下廠房圍巖流變過程。各計算分析步承接與上一個分析步并依次傳遞到往后的計算分析步中。洞室計算分析步見表6。

表6 地下廠洞室群分析步示意表

圖9 廠房、主變洞、母線洞開挖分期示意圖

5 計算結果

5.1 圍巖位移變形分析

圍巖位移的一般規律表現為:主廠房上游邊墻位移略大于下游邊墻位移,廠房位移較大位置出現在邊墻斷層出露部位、蝕變巖出露部位、上游邊墻中部以及下游邊墻與母線洞交叉位置;主變洞上游邊墻位移小于下游邊墻位移,主變洞較大位移位置出現蝕變巖出露部位、上游邊墻中部以及母線洞與下游邊墻相交位置。

廠房底板上抬位移小于頂拱下沉,頂拱最大豎直位移約為75mm,出現在2#機組0+24樁號Ⅳ類圍巖處,如圖10所示;一期廠房上游邊墻位移值大于二期,一期廠房最大位移約68mm,出現在5#機組0+105樁號高程988.00處;二期廠房最大位移約60mm,出現在0+205樁號高程985處。二期廠房下游邊墻位移值大于一期,二期最大位移約100mm,出現在7#機間0+225樁號高程996～1005m之間。1#副廠房、安裝場、1#、2#、5#、7#機組中心線截面廠房拱頂、上游邊墻和下游邊墻三個關鍵關鍵部位位移隨計算步增量變化見圖11所示,根據圖11所示,各機組所在洞室關鍵部位變形呈逐步收斂的趨勢,且累積位移均小于100mm,滿足水電站地下廠房設計規范[21]要求,地下廠房整體穩定性可以保證。

圖10 2#機組剖面豎直位移圖

圖11 1#副廠房、安裝場、1#、2#、5#、7#機組段廠房頂拱及上、下游邊墻位移隨開挖期變化圖

主廠房開挖完成后,洞室周圍巖總體處于受壓狀態,主壓應力一般在2～28MPa之間,其中最大值38.34MPa出現在交通洞與排水管廊交匯處,如圖12所示,在頂拱及邊墻與底板交匯部位有一定程度的壓應力集中,最大主壓應力達到23MPa。另外,母線洞間巖柱應力較為集中,最大主應力在25MPa以上。

圖12 安裝場橫截面應力云圖

上下游邊墻中部淺表層及下游邊墻與母線洞相交處存在拉應力區,最大拉應力值為0.60MPa。主變室開挖完成后,切向壓應力一般為2～14MPa,在上下游拱座及上游邊墻與母線洞交匯部位有壓應力集中,量值在16MPa,如圖13所示。在長期運行條件下,主廠房和主變洞的圍巖應力場的分布格局基本保持不變。

圖13 下游邊墻應力云圖

5.2 圍巖塑性區分析

洞室開挖后,隨著工作面逐漸下移,工作面已逐漸遠離頂拱,頂拱部位塑性區深度變化不大,基本趨于穩定。邊墻中部塑性區深度較大,廠房和主變洞間的巖柱塑性區連通性強,但基本仍處可控范圍內,洞室群整體穩定性可控。

主廠房頂拱塑性區深度一般為6～12m,局部塑性區最大深度約24m,位于樁號0+220m的頂拱處,如圖14所示;上游邊墻一期塑性區深度大于二期,深度一般為10～23m;主變洞頂拱塑性區深度一般為5～7m,局部塑性區最大深度約22m,位于2#機樁號0+018m受11#蝕變帶分布影響;上下游邊墻塑性區深度一般為6～11m,上游邊墻塑性區圖見圖15,由圖15可知,3#、4#、8#機組主廠房上游邊墻受出線支洞等開挖的影響,深度稍大,達到15m,上游邊墻與廠房間、下游邊墻與出線支洞間的巖柱塑性區基本貫通。第八期開挖完成后塑性區體積約1.65×106m3,占比3.83%,后續分析對頂拱塑性區深度影響不大,頂拱已基本處于穩定狀態。邊墻中下部塑性區深度增加較快,廠房和主變洞間部分巖柱塑性區連通性強,但基本仍處于錨索長度控制范圍內,洞室群整體穩定性是有保證的。

圖14 7#機組橫截面塑性區示意圖

圖15 上游邊墻塑性區示意圖

5.3 擾動荷載作用下蝕變帶巖體長期穩定性分析

1#～12#蝕變帶全過程位移圖如圖16所示,在第10計算步驟時開始施加擾動荷載,在第11計算步驟將分析類型為蠕變分析,蠕變年限設置為100年。由圖16(a)～(c)各蝕變帶在擾動荷載(主要為水流沖擊荷載)下其最終變形量在40～85mm之間,其中2#蝕變帶(廠左0+21～廠左0+107,高程972～1002m)處最終位移最大,其值為84.65mm,5#蝕變帶、6#蝕變帶、7#蝕變帶、12#蝕變帶最終累積位移也大于60mm,各蝕變帶累積位移圖都收斂于最后一個分析步,即在擾動荷載作用下,蝕變帶在100年的下其蠕變變形最終收斂不會發生強度破壞。

圖16 1#～12#蝕變帶全過程位移圖

由圖16(a)～(c)可以看出,當巖體進入到擾動荷載分析步時,沖擊荷載使蝕變帶圍巖產生4～6mm位移增量;當進入至蠕變分析步時,各蝕變帶位移5～12mm增長,即100年的蠕變位移小于10mm,其增長趨勢呈減速蠕變趨勢,說明在沖擊荷載的作用下不會使蝕變帶巖體蠕變過程加劇,可認為豐寧抽水蓄能電站地下廠房軟弱圍巖變形在水流沖擊等沖擊荷載作用下仍可長期穩定保持收斂,蝕變帶不會發生局部穩定性失穩破壞。

6 結論

(1) 蝕變巖、綠泥巖的強度、彈性模量遠小于硬質花崗巖,綠泥巖、蝕變巖的流變擾動敏感域閾值分別為17MPa、35MPa。當軸壓大于流變擾動敏感域閾值時,擾動作用會急劇加快綠泥巖、蝕變巖的流變進程,并使流變呈加速流變的方向發展。

(2) 洞周圍巖總體處于受壓狀態,主壓應力一般在2～38MPa之間。主變室上游邊墻與母線洞相交處存在小范圍拉應力區,最大拉應力值為0.25MPa。在長期運行條件下,主廠房和主變洞的圍巖應力場的分布格局基本保持不變。

(3) 主廠房頂拱塑性區深度一般為6～12m;主變洞頂拱塑性區深度一般為5～7m;上下游邊墻塑性區深度一般為6～11m,邊墻中部塑性區深度較大,廠房和主變洞間巖柱塑性區連通性強,但基本仍處可控范圍內,洞室群整體穩定性可控。

(4) 廠房位移較大位置出現在邊墻斷層出露部位、蝕變巖出露部位以及洞室相交處,各機組所在洞室關鍵部位變形呈逐步收斂的趨勢,且累積位移均小于100mm。沖擊荷載使蝕變帶圍巖產生4～6mm位移增量;擾動荷載作用下各蝕變帶蠕變位移為3～8mm,其增長趨勢呈減速蠕變趨勢,蝕變帶不會發生局部穩定性失穩破壞。