贊比亞下凱富峽水電站大型調壓井圍巖支護參數優化研究

劉有全，張利平，靳俊杰，石廣斌

(1.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，西安 710065；2.中國電建集團水電工程十一局有限公司，鄭州 450001;3.陜西省巖土與地下空間工程重點實驗室，西安 710048)

0 前 言

水電站調壓井在水電站引水發電系統中起著舉足輕重的作用。近年來，隨著國內外水電資源的開發，大直徑異形調壓井結構的應用也越來越多，影響圍巖穩定性的因素愈加多樣復雜，主要表現在巖性物理力學特性、巖體結構面、初始地應力、地下水等。因此，需要采用彈塑性有限元和關鍵塊體理論研究圍巖在支護情況下的整體與局部穩定情況[1-6]。調壓井開挖過程三維彈塑性有限元計算分析可以得出調壓開挖過程圍巖塑性區和變形分布特征，該特征可為圍巖系統支護參數確定提供科學依據。關鍵塊體理論可計算出在噴錨系統支護下塊體穩定安全系數，可為系統錨桿入巖深度和間排距、錨桿直徑以及噴混凝土厚度的調整，提供一定量化依據。

贊比亞下凱富峽水電站調壓井為露天開敞式，開挖深度為133.5 m，最大開挖直徑為50.8 m，局部懸壁開挖深度為7.3 m，規模位于國內外同類工程前列。在調壓井開挖過程中，圍巖穩定和施工安全問題比較突出，因此維護圍巖穩定是一個至關重要的安全、技術問題。本文通過規范法和工程類比法，擬定大型調壓井圍巖系統支護參數，應用三維彈塑性有限元和關鍵塊體理論對圍巖系統支護錨桿長度進行優化分析，并結合類似工程比較，提出圍巖支護優化措施，為工程設計提供支撐。

1 工程概況

1.1 工程地質基本條件

本工程調壓井位于山梁部位，主要巖性為雜巖系石英長石云母片麻巖和黑云母片麻巖。調壓井高程570.00 m以上井壁穩定性差，為Ⅳ類圍巖；高程506.00～570.00 m段井壁穩定性一般，圍巖為Ⅲ類；斷層破碎帶及裂隙密集帶段為Ⅳ類圍巖。地下水排泄條件較好，調壓井整體位于地下水位以上。

調壓井段巖體中裂隙主要分為3組，第①組產狀為NW276°～300°SW∠53°～69°，裂隙一般寬0.2～0.3 cm，充填巖粉，鈣膜，局部為石英脈，地表裂隙張開，無充填，膠結一般，該組傾角陡，對調壓井井壁穩定不利；第②組產狀為NE35°～73°SE∠60°～80°，寬0.1～0.3 cm，充填巖片、巖屑，面平直較光滑，傾角陡，對調壓井井壁穩定不利；第③組為片麻理面裂隙，產狀為NE50°～85°NW∠15°～25°，充填巖屑，局部充填石英脈，膠結一般，面平直稍粗糙。調壓井圍巖的物理力學參數見表1。

表1 調壓井圍巖物理力學參數表

1.2 調壓井結構布置

贊比亞下凱富峽水電站為混合式電站，工程主要任務是發電。該電站引水系統主要建筑物包括進水口、引水隧洞、調壓井和壓力管道。引水系統總長約5.2 km，引水隧洞襯砌后內直徑為11.4 m，在距離引水隧洞進口約4.5 km處設置調壓井。井內連接有7條岔洞，分別為1條引水隧洞、1條調壓井交通洞、5條發電洞，調壓井下游設置事故閘室，調壓井開挖斷面為半圓形+扇形，最大開挖直徑為50.8 m，最大開挖跨度62.4 m，開挖深度為133.5 m，尤其是閘室頂拱部位徑向擴挖7.3 m，形成一內、外弧長分別為64.4 m和81.5 m的倒懸。調壓井布置見圖1。

圖1 調壓井結構布置 單位：m

2 圍巖系統錨桿支護參數優化

2.1 調壓井系統錨桿支護參數優化過程

本工程調壓井系統錨桿支護參數優化分析采用三維彈塑性有限元和關鍵塊體理論相結合的方法，具體過程如圖2。

圖2 錨桿長度優化流程

2.2 支護措施初步擬定

巖體豎井工程圍巖支護措施主要是素噴混凝土(掛網)+錨桿，局部錨索。國內現行GB 50086-2015《巖土錨桿與噴射混凝土支護工程技術規范》關于系統噴錨支護參數的豎井最大直徑為15 m；DL/T 5195-2004《水工隧洞設計規范》的最大直徑為30 m，Ⅲ類圍巖最大直徑只有20 m，Ⅳ類圍巖最大直徑只有15 m。對于開敞式豎井井口均用長錨桿和1 m厚鋼筋混凝土襯砌鎖口。參考類似工程見表2，調壓井邊墻系統錨桿長度L與調壓井直徑D的比值為0.08～0.32，平均為0.15；與調壓井開挖高度H比值為0.04～0.14，平均為0.09。以此初步擬定本工程調壓井圍巖系統支護措施見表 2，系統錨桿長度L與調壓井直徑D的比值為0.18～0.25，與調壓井開挖高度H比值為0.07。

表2 國內部分大型調壓井圍巖支護參數

2.3 三維有限元模型

根據調壓井開挖體形和高度，開挖施工過程模擬分6個階段，即第1階段：開挖調壓井豎井高程615.00～600.00 m；第2階段：開挖調壓井豎井高程600.00～564.00 m；第3階段：開挖調壓井豎井高程564.00～537.00 m；第4階段：開挖調壓井豎井高程537.00～513.00 m；第5階段：開挖調壓井豎井高程513.00～597.00 m；第6階段：開挖調壓井豎井高程497.00～481.50 m，調壓井三維有限元模型如圖3所示。模型采用直角坐標系，X軸代表順水流方向，指向下游為正；Y軸代表垂直水流方向，左岸為正；Z軸代表豎直方向，指向上為正。錨桿用桿單元模擬，圍巖用Solid單元模擬。模型底部為固端約束，四周側面為法向約束，頂面為自由面。計算分析采用的軟件為MIDAS NX。

圖3 調壓井三維有限元模型

巖體初始地應力按自重應力場考慮。Ⅲ類圍巖摩擦系數f′=1.0，黏聚力c′=1.0 MPa，變形模量E0=8.0 GPa。Ⅳ類圍巖摩擦系數f′=0.70，黏聚力c′=0.3 MPa，變形模量E0=3.0 GPa。巖體采用屈服準則為摩爾-庫倫準則。

按照圖2系統錨桿支護參數優化流程，先后2次調整系統錨桿長度并進行相應的計算。3種噴錨支護方案中錨桿直徑均為32.0mm，間排距2.0 m×2.0 m(水平向×豎直向)矩形布置，錨桿長度如下：

(1)方案a:系統錨桿長度L=9.0 m。

(2)方案b:高程513.00 m以上的錨桿長度L= 6.0 m/9.0 m；高程481.50～513.00 m的系統錨桿長度L= 9.0 m。

(3)方案c:高程513.00 m以上的系統錨桿長度L=4.5 m/6.0 m；高程481.50～513.00 m的系統錨桿長度L=9.0 m。

2.4 三維有限元計算結果及分析

(1)圍巖塑性區

3種噴錨支護方案對圍巖塑性區深度和范圍分布影響很小，最大深度影響率為8.0%。調壓井開挖結束后，圍巖塑性區主要出現在高程513.00 m以下，高程513.00～495.40 m井筒圍巖塑性區最大深度為6.0 m；調壓井底部高程481.50～495.40 m且靠近流道上游圍巖，因受兩邊開挖的影響，塑性區深度較大；圖4是方案3塑性區分布示意圖，在靠近流道上游塑性區的最大深度為13.5 m(見圖4(b))；豎井與發電洞交叉口圍巖處于塑性狀態，圍巖塑性區的最大深度為5.0 m。高程513.00 m以上，圍巖塑性區分布的范圍很小，最大深度為5.6 m。高程513.00 m以下的部分塑性區深度大于錨桿入巖長度，但90%錨桿長度穿過圍巖塑性區，所有錨桿長度均大于塑性區深度的70%；高程513.00 m以上的錨桿入巖長度基本穿過塑性區深度。

圖4 調壓井開挖圍巖塑性區分布

(2)圍巖變形

3種噴錨支護方案圍巖水平變形較小，差異性也較小，差值約0.5 mm。拿方案3來說，調壓井開挖結束引起的最大水平變形為8.1 mm，是豎井開挖洞徑36.0 m的0.023%。調壓井每個階段開挖最大水平變形增加幅度較小，如圖5所示，增幅為0.1～2.9 mm，上下游方向增幅要大于垂直水流方向。上下游方向水平變形大于垂直水流方向的水平變形，變形最大值位于下部，這與下部地應力較高有關，也是第6階段開挖變形增幅最大原因之一；另外一個原因是高程513.00 m下游存在長度7.3 m的倒懸。

圖5 每一階段開挖后最大水平變形

(3)錨桿應力

98%錨桿的拉應力在250 MPa以下，錨桿最大拉應力出現在流道開挖交叉口處，3種方案高程513.00 m以上部位錨桿軸向應力最大值分別為49.5、56.0、60 MPa；高程513.00 m以下部位錨桿軸向應力最大值分別為332.3、384.9、384.9 MPa，小于錨桿屈服強度450 MPa。

2.5 塊體穩定分析

圖6～8為塊體分布與系統錨桿長度對比關系示意圖。塊體特征見表3～5。計算分析結果如下：

圖6 高程615.00～513.00 m的塊體分布及支護圖

圖7 高程513.00～495.00 m楔形體分布及支護圖

圖8 高程495.00～481.50 m的塊體分布及支護圖

表3 高程 615.00～513.00 m塊體特征

表4 高程513.00～495.00 m塊體特征

表5 高程495.00～481.50 m塊體特征

(1)在圍巖中延伸深度較大的塊體，自然狀態下即不考慮支護，安全系數大于1.5。

(2)在噴錨系統支護下，井壁上所有塊體體安全系數大于1.5，說明一期支護措施滿足要求。

(3)在施工開挖過程中，如果一期系統支護措施不及時或不支護，由于開挖卸荷，巖體松弛影響，巖體結構面凝聚會大幅度降低，甚至降到0，當c′=0時，部分塊體的安全系數小于1.0，因此，若不及時施加一期系統支護措施，圍巖就會發生漸進性的剝落或塌落破壞，拖延時間過長，甚至會導致較大的塌方。

2.6 支護措施優化結果

根據施工力學過程三維有限元模擬計算和塊體穩定分析，并結合類似工程類比，提出的支護措施為：高程513.00 m以上布置系統錨桿，直徑為32 mm，長度為6.0 m/4.5 m，間排距為2.0m×2.0m(水平×豎直)矩形布置；高程481.50～513.00 m布置系統錨桿，直徑為32 mm，長度為9.0 m，間排距為2.0 m×2.0 m(水平×豎直)矩形布置；掛?6 @200 ×200網,噴混凝土C25，厚度為10 cm。優化后系統錨桿長度L與調壓井開挖深度H之比為0.033～0.037。考慮高程513.00 m處局部懸空穩定需要，在高程513.00 m高程倒懸體以上布置5排直徑為32 mm，長度為12.0 m，間距為1.0 m×1.0 m(水平×豎直)的長錨桿。

3 現場支護效果

根據調壓井開挖體形及開挖高度，分別在井口以下20 m(高程596.00 m)及閘室倒懸體上部2.3 m(高程516.00 m)處布置多點位移計、錨桿應力計等。

錨桿應力與圍巖變形監測值相對較大區域與三維有限元計算結果規律基本一致，均發生在開挖交叉處，錨桿應力監測最大值為70.6 MPa，對應該部位三維有限元計算錨桿應力為120.0 MPa。事故閘室倒懸處圍巖監測變形最大值為1.53 mm，比計算值小6.57 mm，監測值偏小的主要原因可以歸結為以下3個方面:一是計算得到的變形是豎井整個開挖全過程變形完整的積累，不存在時間滯后效應，而多點位移計監測到的變形通常具有很大的滯后效應，對于本工程來說，埋在高程516.00 m的多點位移計基本測不到高程516.00 m 以上開挖卸荷引起的圍巖變形，測到的主要是5階段和6階段的開挖變形即高程516.00～481.50 m段巖體開挖所引起的變形。根據圖5可得出該階段開挖所引起的總變形約為3.9 mm，該變形值比該處實際測到的最大變形值大2.37 mm；二是巖體是一種非常不均勻介質，難以給出準確的物理力學特性指標；三是巖體初始地應力分布和量值也存在不準確性。

4 結 論

(1)通過規范計算和工程類比，初步擬定大型調壓井圍巖系統支護參數，并用三維有限元計算分析，結果表明不同錨桿長度對圍巖塑性區、變形影響很小。

(2)基于圍巖塑性區分布和塊體穩定計算結果，結合類似工程類比，提出了安全可靠、技術經濟合理的圍巖系統錨桿支護參數，優化后的圍巖系統錨桿長度L與調壓井開挖深度H之比最小值為0.033。

(3)由現場圍巖變形和錨桿應力監測數據分析，三維有限元計算結果與現場監測值分布和大小具有較好的一致性；調壓開挖過程中，沒有因支護強度不夠而發生局部塌方，說明圍巖整體穩定滿足要求，由此技術方法優化確定的圍巖系統支護措施是可靠的。