基于ABAQUS的斷層破碎帶對調壓室軸線布置影響分析

劉 斌，佘成學

(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)

0 引 言

在設計階段，合理布置地下洞室軸線能夠有效降低其安全隱患、有利于地下洞室變形穩定并降低工程支護成本。洞軸線最優布置方案的確定需要考慮斷層破碎帶的影響[1]。當斷層破碎帶直接和洞室相交時，其交界處應力、位移不連續，洞室易出現大變形和屈服破壞。根據NB/T 35011-2013《水電站廠房設計規范》，廠房洞軸線應盡量與主要結構面呈大交角；對此，何建華、胡林江等學者提出，洞軸線與主要結構面夾角一般不應小于50°[2-3]。當斷層破碎帶和洞室不相交時，洞室靠近斷層破碎帶的區域受地質弱帶影響，易出現應力集中和較大變形，影響調壓室正常使用，嚴重時可能導致洞室圍巖失穩，對工程不利[4-5]。然而，在實際工程中，受地形條件等限制，往往無法避開斷層破碎帶。在這樣的條件下，如何合理布置地下洞室軸線仍有待進一步研究。為此，本文結合金沙江昌波水電站的調壓室工程，針對斷層破碎帶對地下調壓室軸線布置的影響展開研究，以此確定在斷層破碎帶影響下，調壓室軸線與斷層間的最佳交角。

在該研究中，需要選取合理的代表性指標進行評價。葉更強等[1]在設計白鶴灘水電站地下廠房軸線位置時，綜合考慮了洞室變形和穩定性指標；杜貴正、陳特、劉鵬等在電站廠房軸線設計時，綜合考慮了洞室變形和應力指標[4-6]。王震洲、何艷麗等在水電站廠房軸線設計時，采用洞室變形、應力和屈服指標進行了分析[7-8]。黃達、李海輪、聶衛平等在設計時，考慮了洞室變形、應力和穩定性指標[9-11]。綜合前人的研究成果，本文采用調壓室變形、應力、屈服和穩定性指標開展研究分析。

通過基于ABAQUS開挖模擬計算，本文分析了斷層破碎帶對圍巖變形、應力、屈服及穩定性的影響，研究了在不同調壓室軸線方位布置下，這種影響的變化規律，并分析討論了調壓室軸線合理布置方案。

1 調壓室及工程地質概況

金沙江昌波水電站工程等別為Ⅱ等，工程規模為大(2)型；引水發電建筑物位于左岸山體中，采用“一洞兩機”供水方式，4臺機組共設置2個獨立調壓室，其具體結構尺寸如圖1所示。調壓室底板高程為2 353.8 m，下部三岔管底部高程為2 337.5 m，調壓室拱頂高程為2 410 m，閘門室頂部高程為2 440 m；兩調壓室間距52 m。

圖1 兩調壓室尺寸及高程(單位：m)Fig.1 Size and elevation of the two surge chambers

該調壓室廠址區出露地層主要有三疊系中心絨群上段(T1-2zh2)和二疊系嘎金雪山群下段(Pgj1)，均以變質巖為主。三疊系中心絨群上段主要為灰綠色綠泥綠簾角閃片巖、陽起片巖及斜長石角閃片巖，片理發育，但片理化程度差異較大，局部呈中厚-厚層狀；該地層主要分布于金沙江左岸及右岸近河床部分，地層總厚超過600 m。二疊系嘎金雪山群下段主要為灰-灰黑色夾少許灰綠色千枚狀板巖、薄層狀石英片巖和綠片巖等；該地層主要分布于金沙江右岸，總厚超過900 m。

調壓室上覆巖體厚度為150～350 m，圍巖為Ⅱ～Ⅲ類巖體。在調壓室開挖區域，存在FC4和FC5兩條斷層破碎帶，兩斷層破碎帶由多個小破碎帶組成，地表沿小破碎帶有崩塌現象，小破碎帶主要由碎裂巖塊、泥質構成。斷層破碎帶圍巖為Ⅳ～V類巖體，其中斷層破碎帶FC4總寬10～15 m，FC5總寬15～20 m。廠址區巖石和斷層破碎帶物理力學參數見表1。

表1 廠址區巖層物理力學參數Tab.1 Mechanical parameters of each layer in the plant site area

2 調壓室布置方案及有限元模型

2.1 調壓室軸線布置初擬方案

擬定了3個調壓室軸線布置方案，軸線方向分別為N76°E，N86°E和N96°E。在這3個方案中，調壓室均布置在斷層破碎帶之間，相應位置關系見圖2。調壓室和斷層破碎帶的空間位置信息如表2所示。

圖2 調壓室與斷層破碎帶的位置關系Fig.2 Positional relationship between surge chambers and fault fracture zones

表2 調壓室與斷層破碎帶的空間位置信息Tab.2 Spatial location information of surge chambers and fault fracture zones

2.2 有限元模型

該工程調壓室跨度為25 m，參考以往工程建模[2-5]，調壓室至本模型上、下游邊界的距離約為150 m，至兩側邊界的距離約為120 m，至底部邊界距離300 m。針對3個軸線布置方案，分別劃分有限元網格。圖3為N86°E軸線布置方案對應的有限元網格。網格均為四面體單元，共有531 348個單元和90 988個節點。模型豎直邊界及底部邊界均采用法向鏈桿約束，頂部自由。

圖3 有限元計算網格Fig.3 Calculation grid for finite element method

用彈塑性理論模擬巖石的變形破壞，采用Drucker-Prager屈服準則，如式(1)所示。在π平面中將M-C準則參數使用等面積圓逼近換算為D-P準則[12]，兩準則的參數轉換關系如式(2)所示。

(1)

(2)

上式中：I1為應力第一不變量；J2為偏應力第二不變量；α，k為D-P準則參數；φ為巖石內摩擦角。

3 斷層破碎帶對調壓室影響分析

3.1 初始地應力場

工程區地處青藏高原東部，大地構造單元屬松潘—甘孜造山帶與羌塘—昌都陸塊交接的西部碰撞結合帶，新構造運動單元屬中國西部強烈隆升區之三江深切割強隆區；晚印支運動以來一直處于隆起狀態，尤其新構造時期以來表現為大幅度抬升，第四紀以來抬升幅度在3 800 m以上。由于長期內外動力地質作用，區域斷裂和褶皺構造格局基本控制了區內主要山脊的總體走向。

調壓室開挖區域，初始地應力場的最大主壓應力方向在N27°E～N32°E。調壓室位置的測點位于平硐PDS4中，其測值如表3所示。限于篇幅，其余測點未列出。實測廠址區的地應力有如下特點：① 地應力隨測點孔深呈明顯增加趨勢；② 在水平面內，水平方向主應力明顯大于豎直方向主應力，構造應力明顯。

表3 調壓室地應力測試成果(PDS4)Tab.3 Ground stress test results of surge chamber (PDS4)

在實測地應力數據的基礎上，通過神經網絡方法，考慮構造作用、自重及河谷剝蝕切割效應，對圖4所示大范圍區域反演得到整個廠址區的初始應力場；通過插值，得到調壓室區域網格的初始應力場，如圖5所示。

圖4 初始地應力場反演區域(尺寸單位：m)Fig.4 Inversion area of initial in-situ stress field

圖5 調壓室區域初始應力分布云圖Fig.5 Cloud diagram of initial stress distribution in surge chamber area

3.2 斷層破碎帶對調壓室圍巖影響分析

3種軸線方案下，該斷層破碎帶對調壓室的影響相似。本文僅以調壓室N86°E軸線布置方案為例，說明其對調壓室圍巖的影響情況。

在A情況中，模型包含2條斷層破碎帶；在B情況中，不存在斷層破碎帶。通過A，B兩種情況的比較，可分析斷層破碎帶對調壓室變形、應力、屈服和穩定的影響。考慮到主要進行的是方案比較，所以采用一次開挖方式模擬開挖過程。

3.2.1 圍巖變形、應力所受影響

取A，B兩種情況下，調壓室頂拱及各邊墻的最大合位移量進行分析，如圖6所示。

圖6 A，B情況下調壓室各部位合位移最大值Fig.6 Maximum resultant displacement of each part of the surge chamber under conditions of A and B

對比圖中A，B情況計算結果可知，斷層破碎帶對1號調壓室的下游邊墻變形影響最大。原因是調壓室屬于長條形的結構，下游邊墻開挖面積大，地應力釋放荷載大，邊墻變形也大；同時，斷層破碎帶FC4與調壓室軸線交角較小，FC4傾角幾乎垂直，導致較深部位圍巖對1號調壓室下游邊墻巖體的變形約束大大降低，而使下游邊墻變形大大增加。

取A，B兩種情況下調壓室位移差值與A情況下位移值的百分比進行分析。其他部位中，1號調壓室的頂拱、右端墻受影響比較大，但小于5%；其余位置大多小于2.5%，絕大部分小于0.5%，說明斷層破碎帶FC5對調壓室各位置變形影響較小。原因：① 調壓室右端墻的開挖面積相對較小，其地應力釋放總荷載相對較小；② FC5的變形模量、強度參數值較大。

最大、最小主應力所呈現的規律與上述變形所受影響規律相似，限于篇幅，具體結果未列出。

綜上所述，根據本工程可分析得出如下結論。

(1) 斷層破碎帶對1號調壓室下游邊墻的變形影響大，主要原因是其降低了較深部位圍巖對下游邊墻的變形約束作用；其他部位中，與斷層破碎帶FC4臨近的1號調壓室頂拱、右端墻所受影響相對較大。

(2) 斷層破碎帶FC5位于調壓室右端墻外，在給定變形模量和強度參數的條件下，其對圍巖的變形影響很小。

(3) 建議加強對1號調壓室頂拱、下游邊墻和右端墻的支護力度，避免洞室出現較大變形而影響正常使用。

3.2.2 圍巖屈服、穩定所受影響

圖7為分布差異較大的1號調壓室下游邊墻典型截面等效塑性應變分布情況。

圖7 1號調壓室下游邊墻典型截面屈服區云圖Fig.7 Cloud chart of yield zone of typical section of No.1 surge chamber

對比A，B結果可知：斷層破碎帶導致1號調壓室頂拱和下游邊墻屈服區明顯擴大，尤其是頂拱和閘門室相交部位(高低拱過渡帶)屬于薄弱區域，工程上應當加強支護。A，B情況對應的圍巖塑性屈服總體積分別為47.285萬m3和41.512萬m3，屈服體積差異明顯，說明該斷層破碎帶對圍巖屈服影響明顯。

進一步采用強度折減法計算調壓室的穩定性。參考NB/T 35011-2013《水電站廠房設計規范》，運用有限元軟件ABAQUS計算恰好不收斂時的強度折減系數，作為調壓室整體安全系數。A，B情況對應的安全系數分別為2.445和2.475，說明斷層破碎帶對調壓室的整體安全度有影響，但不起控制作用。

根據上述調壓室N86°E軸線布置方案計算結果分析，斷層破碎帶對調壓室變形、應力、屈服均有較大影響，并一定程度影響整體穩定性，不可忽略。

3.3 敏感性計算分析

上述斷層破碎帶FC5的變形模量和強度參數值較高，對調壓室影響小。以下進一步分析其值降低對調壓室的影響：在3.2節所述B情況中，降低斷層破碎帶FC5的變形模量和強度參數，按斷層破碎帶FC4的變形模量和強度參數取值進行計算。強度降低前后的具體參數如表4所示。圖8為破碎帶變形模量和強度參數值降低前后，調壓室各部位合位移最大值。

表4 斷層破碎帶FC5強度參數降低前后參數值Tab.4 Parameter values before and after reduction of FC5 strength parameter of fault fracture zone

由圖8可知，斷層破碎帶FC5變形模量和強度參數值降低后，調壓室右端墻位移差異超過10%，差異較明顯；應力計算結果所得規律與此相似。

圖8 斷層破碎帶FC5變模和強度參數降低前后調壓室各部位合位移最大值Fig.8 Maximum combined displacement of each part of surge tank before and after FC5 deformation and strength parameter reduction of fault fracture zone

在斷層破碎帶FC5變形模量和強度參數值降低前后，屈服總體積分別為41.5萬m3和112.9萬m3，即力學參數值降低后，屈服體積大大增加，但增加部分主要是斷層破碎帶FC5屈服區，而調壓室右端墻圍巖屈服區只略有增大。降低前后的強度安全系數分別為2.475和2.455，稍有變化。同樣，對于斷層破碎帶FC4，若提高其力學參數值至破碎帶的力學參數值，則1號調壓室的下游邊墻變形、應力大大下降；屈服總體積明顯減小，整體安全系數有所提高。

綜上所述，2條斷層破碎帶的力學參數值對調壓室的影響較大。就斷層破碎帶FC5而言，若力學參數值下降到一定程度，其影響不能簡單忽略。

4 隨調壓室軸線方位角變化的斷層破碎帶影響分析

由于斷層破碎帶對該工程調壓室變形、應力、屈服區及穩定性影響明顯，因此，需要研究斷層破碎帶隨調壓室軸線變化的影響情況。3個軸線方案下，調壓室和該斷層的空間位置關系見表2。分別計算3個方案下，A，B兩種情況的結果，并比較計算結果的差異。

因該斷層對1號調壓室的下游邊墻、頂拱及右端墻的變形影響比較突出，因此，選擇1號調壓室的下游邊墻、頂拱及右端墻作為代表位置。在A，B兩種情況下，隨軸線方位角變化的代表位置位移變化規律如圖9所示。

圖9 1號調壓室代表位置最大合位移隨軸向變化規律Fig.9 Variation law of maximum combined displacement of representative position of the No.1 surge chamber with axial direction

圖9中A情況與B情況值的差異代表了斷層破碎帶的影響大小。從兩種線的差異看，各軸線布置方案均受斷層破碎帶的影響。從位移角度看，在下游邊墻、頂拱位置，3個軸線布置方向的位移差異相似，即該斷層破碎帶影響規律類似，在右端墻則以N76°E軸線布置差異大，即受斷層破碎帶影響相對較大。同樣，對于最大、最小主應力，均以N96°E軸線布置差異大。上述結果說明了N86°E軸線布置在3個方案中受斷層破碎帶的影響相對較小。

計算調壓室塑性屈服總體積，如表5所示。表中差值數據代表了由于斷層破碎帶的存在而導致圍巖屈服區體積的變化量。由表中結果可知，調壓室N86°E軸線布置方案對應的數值最小，說明其受該斷層破碎帶的影響最小。

表5 三個軸線方案下調壓室塑性屈服總體積Tab.5 Total plastic yield volume of pressure reducing chamber under three axis schemes 萬m3

進一步采用強度折減法計算調壓室的穩定性。以有限元軟件ABAQUS計算恰好不收斂時的強度折減系數，作為調壓室整體安全系數。N76°E，N86°E和N96°E方案所對應的安全系數如表6所示，其中差值數據中的負號表示由于斷層破碎帶的存在，導致調壓室整體安全度的下降量，表明斷層破碎帶的影響情況。數據結果表明：在N86°E方案中，斷層破碎帶對調壓室整體穩定性的影響最小。

表6 各軸線方案下調壓室安全系數Tab.6 Safety factors of surge chamber in each axis scheme

上述計算結果表明：隨調壓室軸線方位角變化，上述各指標并非單調變化，主要原因是斷層破碎帶對調壓室的影響受斷層破碎帶與調壓室間的夾角及距離這2種因素控制。從表2可以看出，隨調壓室軸線方位角增大，其與斷層破碎帶FC4的夾角減小，但距離也相應變化：夾角減小，對調壓室不利；而距離增加，對調壓室有利。所以，兩種因素的綜合影響，導致了各指標變化的復雜性。

從位移、應力、圍巖屈服、調壓室穩定性來看，上述3個方案中，N86°E方案受到的影響最小，即單純從斷層破碎帶影響角度看，該方案布置相對較優。此時，該斷層破碎帶與調壓室之間的夾角處于中間值，也即受斷層破碎帶影響最小的并非與斷層破碎帶夾角最大的軸線布置方案。

5 結 論

本文通過有限元ABAQUS數值模型，對金沙江昌波水電站調壓室開展了計算分析，得到如下結論。

(1) 斷層破碎帶對該工程調壓室的變形、應力、屈服及整體穩定性影響較大，尤其對于臨近FC4的1號調壓室的頂拱和下游邊墻，以及頂拱和閘門室相交部位(高低拱過渡帶)，屬于薄弱區域，工程上應當加強支護。

(2) 斷層破碎帶對調壓室的變形、應力、屈服及整體穩定性的影響，受其與調壓室的相對位置關系控制；且參數的敏感性分析結果表明，力學參數對上述指標也有一定影響。

(3) 調壓室軸線方位角的變化將改變調壓室與斷層破碎帶間的夾角和距離，斷層破碎帶對調壓室變形、應力、屈服和穩定性的影響相應變化，且該影響隨調壓室軸線方位角的增大呈現非單調性變化。

(4) 在該工程調壓室的3種軸線布置方案中，N86°E調壓室軸線布置方案受斷層破碎帶的影響最小。此時，斷層破碎帶與調壓室之間的夾角處于中間值。

本文僅研究了工程中斷層破碎帶對調壓室軸線布置的影響問題，至于應力場和斷層破碎帶對調壓室軸線布置的綜合影響，還有待進一步研究分析。