猴子巖水電站導流洞堵頭穩定性分析

張 超，肖 明 礫2，張 有 山，程 保 根，王 永 剛

(1.中國電建集團 成都勘測設計研究院有限公司，四川 成都 610072； 2.四川大學 水力學與山區河流開發保護國家重點實驗室，四川 成都 610065)

1 研究背景

高壩水電站導流洞封堵事關水電工程的安全和發電效益，是工程建設成敗的關鍵環節，對導流洞堵頭的穩定性及結構特性進行系統研究具有重要意義。眾多學者和工程師在該領域進行了廣泛且深入的研究。蘇凱等通過引入有限元強度折減法，對導流洞永久堵頭結構的穩定性進行了計算分析[1]。楊靜安等探討了結構體型設計對水工隧洞堵頭穩定性的影響[2]。權峰等采用三維有限元方法對積石峽水電站導流洞永久堵頭進行了穩定分析[3]。董志宏等采用超載安全系數法對構皮灘導流洞堵頭穩定性進行了計算分析與綜合評價[4]。楊陽等基于彈塑性損傷有限元法，探討了考慮堵頭接觸面脫開的導流洞堵頭穩定計算分析方法[5]。汪魁等基于ANSYS軟件平臺，對導流洞永久堵頭的力學效應進行了全面分析，并探討了堵頭結構設計的影響因素[6]。

近年來，部分高壩水電工程施工具備提前發電的條件[7]，相應提出了導流洞快速封堵結構設計方案，堵頭結構和封堵工況等均具有新的特性。但是，水利行業規范《水工隧洞設計規范》(SL279-2016)剛頒布不久[8]，關于導流洞堵頭穩定性計算分析方法并未形成統一的共識。因此，結合高壩水電工程實踐，采用不同的計算分析方法對導流洞快速封堵結構的穩定性進行分析和綜合評價意義重大。

猴子巖水電站[9]為目前世界第二高面板堆石壩工程，最大壩高223.5 m。電站位于四川省甘孜藏族自治州康定縣孔玉鄉，工程開發任務主要為發電。樞紐建筑物主要由攔河壩、兩岸泄洪及放空洞、右岸地下引水發電系統等組成。水庫正常蓄水位1 842.00 m，死水位1 802.00 m，調節庫容3.87億m3，具有季調節性能。電站總裝機容量1 700 MW。2015年4月，業主根據工程實際施工情況，提出“猴子巖水電站2016年汛后導流洞下閘，2016年底首臺機組具備投產發電條件”的建設目標。通過下閘蓄水規劃[9]、導流洞封堵專題[10]等系列研究，經多方案經濟技術比選，最終優選“永臨結合封堵方案”，并計劃安排在2016年10月上中旬下閘第一條導流洞，11月上旬下閘第二條導流洞，水庫開始蓄水。鑒于此，本文針對猴子巖水電站導流洞快速封堵結構設計方案的特點，采用3種計算方法對導流洞堵頭穩定性進行計算分析與綜合評價，旨在為工程提前蓄水發電的順利實施提供理論依據。

2 設計方案和計算方案

2.1 設計方案

猴子巖導流洞采用“永臨結合堵頭方案”。此方案設臨時堵頭，利用臨時堵頭擋導流洞下閘后臨時擋水位1 775.00 m，受永久堵頭第一段澆筑時機的制約，蓄水至1 802.00 m高程時永久堵頭第一段可能僅澆筑至第二層，則臨時堵頭與永久堵頭的第一段已澆筑封堵體，聯合擋初期發電極限死水位1 802.00+5.00 m；永久堵頭單獨承載滿足電站永久運行安全要求。兩條導流洞圍巖條件相同，以控制蓄水時間的2號導流洞為例開展結構穩定性分析研究，其封堵堵頭結構由臨時堵頭和永久堵頭組成，計算工況如表1所示，結構簡圖如圖1所示。

表1 計算工況Tab.1 Calculation conditions

圖1 結構簡圖(單位：cm)Fig.1 Structure diagram

2.2 計算方案

2.2.1計算方法

導流洞堵頭長度采用電力行業規范推薦的分項系數極限狀態設計法[11]進行計算，然后，采用水利行業規范推薦的抗滑穩定安全系數法[8]進行穩定計算復核；最后，采用三維有限元法對結構極限抗滑穩定性進行計算校核，并對結構的應力應變特性進行綜合評價。

2.2.2計算假定

計算基本假定為：① 堵頭混凝土與原襯砌混凝土為各向同性的線彈性材料，圍巖為彈塑性材料。② 圍巖及堵頭內滲透水壓力暫時不計，堵頭下游面無水壓力。

2.2.3計算參數

根據地質力學參數和導流洞結構的混凝土材料分區，對計算模型進行力學參數賦值，堵頭洞段主要為Ⅲ2類圍巖，堵頭材料為C20混凝土，襯砌材料為C25鋼筋混凝土。主要圍巖及結構材料力學參數見表2，接觸面力學參數見表3。

表2 材料力學參數Tab.2 Material mechanical parameters

表3 接觸面力學參數Tab.3 Mechanical parameters of contact surface

考慮封堵期與運行期受庫水位上升的影響，其庫岸山體浸潤線高于導流洞洞頂高程，即襯砌及堵頭混凝土均位于浸潤區內。因此，堵頭自重+揚壓力荷載的綜合作用可簡化為襯砌及堵頭混凝土容重采用浮容重時的自重作用。

各工況界面接觸系數取值如下。

對于工況①，臨時堵頭由于采用連續澆筑工藝，無通水冷卻，無接縫灌漿，故堵頭/襯砌滑動面考慮頂拱脫開，邊墻接觸面積乘以折減系數1/3，底板考慮全接觸；襯砌/圍巖滑動面考慮頂拱脫開，邊墻底板全接觸。

對于工況②，受永久堵頭第一段澆筑時機的制約，蓄水至1 802 m高程時永久堵頭第一段可能僅澆筑至第二層(即厚度6 m)。此時，由臨時堵頭與永久堵頭第一段已澆筑部分聯合擋初期運行工況1 802.00+5.00 m水位。臨時堵頭的堵頭/襯砌滑動面頂拱部位按脫開考慮，邊墻接觸面積乘以折減系數1/3，底板滑動面按全接觸考慮；襯砌/圍巖滑動面考慮頂拱脫開，邊墻底板全接觸。永久堵頭的堵頭/襯砌滑動面頂拱與邊墻部位均按脫開考慮，底板按全接觸考慮；襯砌/圍巖滑動面考慮頂拱脫開，邊墻底板按臨時堵頭及永久堵頭第一段澆筑部分全接觸考慮。

對于工況③、④、⑤，兩段永久堵頭聯合擋水。兩段堵頭的堵頭/襯砌滑動面均考慮頂拱脫開，堵頭/襯砌滑動面邊墻接觸面積乘以折減系數0.25，底板滑動面按全接觸考慮；襯砌/圍巖滑動面考慮頂拱脫開，邊墻底板全接觸。

3 成果及評價

3.1 分項系數極限狀態設計法

采用分項系數極限狀態設計法計算堵頭所需最短長度，計算結果如表4所示。

表4 堵頭長度計算成果Tab.4 The calculation results of plug length

注：S為作用效應函數；R為抗力函數；結構重要性系數γ0=1.1；設計狀況系數為ψ，持久狀況取1.0，偶然狀況取0.85；結構重要系數γd=1.5。

根據計算成果，結合高壩封堵工程的經驗，并考慮一定安全裕度，初擬臨時堵頭長度為20 m，第一段永久堵頭長度20 m，第二段永久堵頭20 m。接著，對結構穩定性進行復核計算。

3.2 抗滑穩定安全系數法

采用抗滑穩定安全系數法計算得到各工況抗滑穩定計算復核成果如表5所示。計算成果表明結構穩定安全系數K均大于3.0，導流洞堵頭設計長度滿足穩定要求。

3.3 三維有限元法

根據上述計算成果，導流洞堵頭永久運行的控制工況為工況③。因此，主要針對工況①、②、③開展結構三維有限元計算分析。

表5 抗滑穩定計算成果Tab.5 The calculation results of anti-sliding stability

3.3.1有限元模型

選取兩條導流洞永久堵頭為研究對象，計算模型范圍鉛直向底部取至1 600 m，頂部延伸至地表，垂直于洞軸線方向長度為300 m，沿洞軸線方向長度為352 m。計算坐標系定義為：X軸為水平垂直于導流洞軸線方向，Y軸為導流洞軸線方向，Z軸鉛直向上。巖土體材料、混凝土材料采用8節點六面體等參單元。導流洞堵頭三維有限元模型網格如圖2所示，整個計算域共剖分單元609 994個，節點603 254個。

圖2 導流洞堵頭三維有限元模型Fig.2 Three dimensional finite element model of diversion tunnel plug

3.3.2極限抗滑穩定分析

采用三維有限元法進行極限抗滑穩定分析時，假定堵頭結構底面與襯砌結構全粘結，頂拱和邊墻部位與襯砌混凝土處于接觸或脫開兩種不同接觸狀態。根據有限元計算結果，提取堵頭/襯砌接觸面和襯砌/圍巖接觸面的法向力和切向力。根據公式復核堵頭的穩定性，其中作用效應函數和抗力函數可表示為

Sz=∑Ti

(1)

Rk=fR∑Ni+CRAR

(2)

式中，∑Ti為接觸面上的切向滑動力之和，kN；∑Ni為接觸面上的法線力之和，kN；fR為接觸面摩擦系數；CR為接觸面凝聚力，kPa；AR為接觸面的有效接觸面積，m2。

通過三維有限元法對3種工況下堵頭的極限抗滑穩定性進行復核計算，結果如表6所示，可以看出各工況下的堵頭/襯砌、襯砌/圍巖滑動面均能滿足極限抗滑穩定規范設計要求。

表6 極限抗滑穩定計算成果Tab.6 Calculation results of ultimate anti-sliding stability

注：結構重要性系數γ0=1.1，設計狀況系數ψ=1.0，結構重要系數γd=1.5。

3.3.3結構應力應變分析

(1) 工況①。 堵頭結構的大主應力均為壓應力狀態，整體上呈現出往下游遞減的規律，極值為3.83 MPa，出現在上游迎水面邊墻與頂拱接觸部位；小主應力從上游迎水面往下游面逐漸由壓應力轉變為拉應力，堵頭下游面出現鼓起效應，基本呈現受拉狀態；堵頭沿洞軸線方向的位移從上游往下游逐漸減小，最大值為0.10 cm，位于上游迎水面頂部。

襯砌結構中大主應力主要為壓應力狀態，分布規律是從上游往下游逐漸減小，其量值遠小于襯砌抗壓強度；小主應力中拉應力區域分布范圍較廣，但總體量值相對較低，其中襯砌拉應力量值基本小于抗拉強度，由于考慮此處襯砌存在拉裂縫，下游面襯砌與圍巖接觸部位局部拉應力相對較大，極值為-1.33 MPa，超過襯砌抗拉強度-1.27 MPa，但是此拉應力集中區域范圍相對較小，考慮襯砌結構中鋼筋能夠承受部分拉應力，此處發生裂縫可能性不大。

(2) 工況②。 由于永久堵頭第一段第一、二層澆筑后，堵頭/襯砌及襯砌/圍巖底面及邊墻部位接觸面積顯著增大，提高了堵頭凝聚力量值，同時永久堵頭第一段第一、二層自重作用也相應提高了摩擦力量值，因此堵頭/襯砌、襯砌/圍巖滑動面均能滿足規范極限抗滑承載能力規范設計要求。

堵頭結構的大主應力均為壓應力狀態，整體上呈現出往下游遞減的規律，極值為3.87 MPa(見圖3，壓正拉負)，出現在上游迎水面邊墻與頂拱接觸部位，臨時堵頭與永久堵頭第一段接觸部位大主應力極值1.04 MPa(見圖4)，出現在永久堵頭第一段第二層頂部中點部位；小主應力從上游迎水面往下游面逐漸由壓應力轉變為拉應力，堵頭下游面出現鼓起效應基本呈現受拉狀態，邊墻與頂拱接觸部位出現小范圍應力集中并迅速向四周衰減；堵頭沿洞軸線方向位移從上游往下游逐漸減小，最大值為0.19 cm，位于上游迎水面頂部。

圖3 堵頭橫剖面大、小主應力(單位：MPa)Fig.3 Major and minor principal stress of plug cross section

襯砌結構中大主應力主要為壓應力狀態，分布規律是從上游往下游逐漸減小，極值為2.54 MPa，遠小于襯砌抗壓強度；小主應力中拉應力區域分布范圍較廣，但總體量值相對較低，其中襯砌拉應力量值基本小于抗拉強度，由于考慮頂拱脫開，邊墻與頂拱接觸部位局部拉應力相對較大，極值為-1.14 MPa，未超過襯砌抗拉強度-1.27 MPa，且拉應力集中區域范圍相對較小，考慮襯砌結構中鋼筋能夠承受部分拉應力，此處發生拉裂可能性不大。

(3) 工況③ 。 堵頭結構的大主應力均為壓應力狀態，整體上呈現出往下游遞減的規律，極值為4.05 MPa，出現在上游迎水面邊墻與頂拱接觸部位；小主應力從上游迎水面往下游面逐漸由壓應力轉變為拉應力，堵頭下游面出現鼓起效應基本呈現受拉狀態，邊墻與頂拱接觸部位出現小范圍的應力集中并迅速向四周衰減；堵頭沿洞軸線方向位移從上游往下游逐漸減小，最大值為0.22 cm，位于上游迎水面頂部。

圖4 堵頭縱剖面大、小主應力(單位：MPa)Fig.4 Major and minor principal stress of plug longitudinal profile

襯砌結構中大主應力主要為壓應力，分布規律從上游往下游逐漸減小，極值為3.61 MPa，遠小于襯砌抗壓強度；小主應力中拉應力區域分布范圍較廣，但總體量值相對較低，其中襯砌拉應力量值基本小于抗拉強度，由于考慮頂拱脫開，邊墻與頂拱接觸部位局部拉應力相對較大，極值為-1.79 MPa，襯砌/圍巖接觸面邊墻與頂拱接觸部位出現小范圍應力集中，極值為-2.28 MPa，并迅速往四周擴散衰減，超過襯砌抗拉強度-1.27 MPa，但是此拉應力集中區域范圍相對較小，考慮襯砌結構中鋼筋能夠承受部分拉應力，此處發生拉裂可能性不大。

4 方案實施情況

猴子巖水電站于2016年9月22日1號導流洞下閘，2016年11月15日2號導流洞下閘；2016年11月1～28日完成臨時堵頭準備及施工，水庫蓄水至1 770.35 m；2016年11月29日至12月15日，完成永久堵頭第一段兩層混凝土澆筑，水庫蓄水至1 802.70m。2017年1月1日首臺機組正式投入發電運行。2017年11月18日，水庫蓄水首次達到1 842.00 m的正常蓄水位高程，順利完成工程重大節點目標。

目前，猴子巖水電站運行正常，充分發揮了防洪及發電等效益。通過專家多次現場檢查及監測，結果表明堵頭接縫變形已趨穩定，滲壓水位都低于同期庫水位，臨時堵頭和永久堵頭溫度實測值已趨于穩定，表明導流洞堵頭處于穩定運行狀態，這也反映了導流洞堵頭結構設計的科學合理性。

5 結 語

對猴子巖導流洞快速封堵堵頭結構的穩定性進行了系統研究。采用分項系數極限狀態設計法計算導流洞堵頭長度，并采用抗滑穩定安全系數法對堵頭穩定性進行計算復核，接著采用三維有限元法對堵頭結構的極限抗滑穩定性及應力應變特性進行了深入分析。經綜合評價，導流洞堵頭結構穩定，為猴子巖水電站導流洞順利下閘封堵提供了技術依據。同時，通過方案的具體實施實現了電站首臺機組提前蓄水發電目標，這也證明了堵頭結構設計的合理性。研究成果可為類似特高壩導流洞堵頭結構穩定性計算分析提供參考。