國際水電工程地質勘察實踐探討

彭森良，張東升，王富強

(水電水利規劃設計總院，北京 100120)

0 引 言

目前，全球水資源開發利用程度尚不足50%，水電工程建設市場方興未艾，中國水電勘測設計占據市場份額已達50%以上。據不完全統計，近10余年，中國電建集團下屬各企業主要參與的國際水電工程勘測設計業務達120項左右[1]。中國企業參與國際水電工程勘測設計工作，在全球取得了較大的經濟效益和社會效益，也為中國水電技術標準“走出去”戰略奠定了良好的基礎。在統計的近120個項目中，絕大多數需部分或全部適用國際標準。工程地質勘察作為基礎性工作，在項目磨合階段就需要把工作成果提交給國際咨詢團隊，但常常由于中外標準和認知差異導致工程地質勘察成果審批進度較慢，對整個項目的進度和成本控制造成了一定影響[2]。

為減少中外標準差異造成的溝通障礙，本文在總結中外水電技術標準對標研究、中國水電技術標準“走出去”之工程測量與地質勘察研究成果的基礎上，結合作者實際負責的數個國外水電工程實踐，嘗試研究國內外水電行業在地震參數選擇、壩基巖體力學參數確定、邊坡穩定分析、洞室圍巖分類及支護建議等方面的認知差異，并分析差異形成的主要原因，以期探討中國地質工程師加快與國際咨詢團隊的溝通和認知理解的應對措施，拋磚引玉，可供業內人士探討。

1 地震參數

1.1 抗震設計體系及設防目標

中國對甲類設防的壅水建筑物采用設計和校核地震兩級設防，其他水工建筑物采用設計地震設防，大壩及主要建筑物在設計地震工況下滿足“可修復”的要求，在校核地震工況下滿足“不潰壩”的要求[3]。

國際大壩學會148號公告[4]推薦，采用運行基本地震(OBE)和安全評估地震(SEE)兩級設防。在運行基本地震工況下，控制標準為“只有輕微的大壩等建筑物損壞是可以接受的，大壩、附屬建筑物及設備在震后可保持設計功能且已發生的損壞容易修復”；在安全評估地震工況下，控制標準為“庫水下泄必須受控，對于涉及大壩安全的關鍵部位(如底孔或溢洪道閘門)，建議采用安全評估地震，同時也取決于實際情況(如大壩的重要性和潰壩的后果等)”。

美國、意大利、奧地利、俄羅斯、新西蘭、日本、老撾等國家與我國類似，采用兩級設防標準；加拿大、英國、羅馬尼亞、瑞士等國則對大壩進行分類后，采用“分類設防”的一級設防標準[5]。

1.2 地震安評工作程序及方法

按相關規定，國內的地震安評工作由有資質的安評機構承擔，工作成果由中國地震局或省級及以下地震主管部門審批。國外的地震安評工作一般由科研機構完成，具體的審查工作程序不甚統一，一般無政府部門的專門審查程序。

國內地震安全性評價工作主要包括區域與近場區地震活動環境評價、區域地震構造環境評價、近場區地震構造環境評價、場址區斷裂活動性鑒定、場地地震危險性概率分析、場址地震動參數確定(地震動峰值加速度和標準反應譜)和場地地震地質災害評價等內容。國際上地震安全性評價工作一般包括已有研究成果收集、區域地震構造環境評價、歷史地震數據庫構建、地震構造模型構建、地震動參數的確定(地震動峰值加速度和特定場地反應譜)與風險評價、最大可信地震評價、地震動時程的確定等。國內外開展地震安全性評價工作的流程、方法、總體思路和場地地震動峰值加速度值的計算方法基本類似，國內一般強調現場調查工作的重要性，在地震安評工作中一般根據規范給定標準譜，特定的場地譜需另行專門研究。國際上則以室內工作為主，但除了給出場地地震動峰值加速度值外，一般還給出特定的場地譜、地震動時程等。

1.3 地震參數選取

中國標準根據建筑物級別設定甲、乙、丙、丁4個抗震設防類別，開展了專門的場地地震安全性評價的工程場地地震動參數，甲類設防的壅水和重要泄水建筑物應取100 a超越概率2%，甲類設防的1級非壅水建筑物應取100 a超越概率5%，其他非甲類水工建筑物應取100 a超越概率10%，但不應低于區劃圖相應的地震動水平加速度分區值。其中，甲類水工建筑物還應專門論證在最大可信地震MCE條件下不發生庫水失控下泄災變，最大可信地震MCE按照確定性方法取值或取概率性方法的100 a超越概率1%相應的地震動參數。

國際大壩學會148號公告規定，運行基本地震(OBE)由概率性計算方法得出，在多數情況下是采用最少145 a歷史重現期(100 a超越概率50%)，也有部分站點采用475 a歷史重現期(50 a超越概率10%)。安全評估地震(SEE)時，根據大壩壩高、庫容、下游影響人口及潰壩后的社會經濟環境影響，對大壩潰壩風險進行評分后分為極高、高、中、低4個等級，詳見表1[6-7]。

表1 國際大壩學會72號公告推薦的潰壩風險分級

國際大壩學會148號公告中還規定，滿足下列條件之一時視為大壩：①壩高大于15 m；②壩長大于500 m；③庫容超過100萬m3；④泄水建筑物泄水能力超過2 000 m3/s。對于大壩，安全評估地震(SEE)的確定方法如下。

(1)潰壩風險等級為“高”和“極高”時，安全評估地震(SEE)應為最大可信地震(MCE)的84%分位值，并不低于10 000 a一遇地震概率水平，應開展詳細的地震效應分析，包括地震動時程等。

(2)潰壩風險等級為“中”時，安全評估地震(SEE)應為最大可信地震(MCE)的50%～84%分位值，并不低于3 000 a一遇地震概率水平，可僅利用地震動峰值加速度和地震反應譜開展地震效應分析。

(3)潰壩風險等級為“低”時，安全評估地震(SEE)應為最大可信地震(MCE)的50%分位值，并不低于1 000 a一遇地震概率水平，可僅利用地震動峰值加速度和地震反應譜周期開展地震效應分析。

除英國標準明顯高于國際大壩學會公告規定的取值標準外，其他大多數國家的取值均等同或低于國際大壩學會標準，在沒有特殊規定的情況下，發展中國家一般選擇參照國際大壩學會標準執行。

2 壩基巖體力學參數

2.1 認知來源差異

20世紀末至21世紀初，我國大中型水電工程開展了大量現場原位直剪試驗，經總結后形成經驗值列入了規范[8-12]，此后按此設計的水電工程運行期未見明顯的壩基抗滑穩定問題。盡管規范規定這套參數僅適用于規劃和預可研等最初設計階段的壩高大于70 m的硬巖壩基，但受現場條件或工期進度等要求限制，中、小型國際工程一般不具備開展壩基原位抗剪強度試驗的條件，多根據工程類比采用這套參數。

20世紀60年代至70年代，西方發達國家相關總結多源于室內巖體三軸試驗[13-14]。隨著水電工程建設趨緩，考慮到任何原位試驗都不能完全模擬壩基抗滑穩定問題[15]，且原位試驗耗時費力，西方學者傾向于通過現場觀察、量測和描述對巖體質量開展半定量評價后，依據經驗公式確定巖體抗剪強度參數。其中，對西方地質工程師影響較大的是巴頓等提出的節理化巖體的抗剪強度取值方法，以及霍克等提出的霍克-布朗準則，尤其是后者，近年來對國外工程地質學者和地質工程師影響較為深遠[16-23]。2013年，霍克等[24]對巖體質量現場打分標準進行了進一步量化說明，公式為

GSI=1.5Jcond89+RQD/2

(1)

式中，GSI為巖體質量指標；Jcond89為基于比列夫斯基體系的結構面評分；RQD為巖體完整性指標。取得巖體質量指標GSI后，結合巖石單軸抗壓強度、巖性結構指標、開挖擾動系數，可依據特定公式計算得出巖體的抗剪斷強度和變形模量。

2.2 試驗體系差異

2.2.1 試驗方法及步驟

中國規范中的數據樣本絕大多數為現場原位直剪試驗，以多點平推法或多點斜推法為主，輔以極少量的室內巖體中剪試驗。對于壩基直剪試驗，美國文獻一般采用的是單點法進行。霍克-布朗(H-B)準則的數據樣本則是以室內三軸試驗為主，少量現場直剪試驗為輔，相應的霍克-布朗準則與摩爾-庫侖(M-C)準則之間進行擬合時也是在模擬三軸試驗的最大主應力σ1與最小主應力σ3之間的關系后，反算巖體黏聚力c′值和內摩擦角φ′值。中外標準試驗方法和步驟對試驗結果影響不大。

2.2.2 試驗成果整理

中國規范對抗剪斷強度的規定為[25]，采用概率分布的0.2分位值、峰值強度的小值平均值或優定斜率法的下限作為標準值，實際執行中多采用最小二乘法得到的強度參數概率分布的0.2分位值和峰值強度的小值平均值，很少選用優定斜率法。國外學者普遍認為，當巖體質量偏好時，巖體與混凝上之間的接觸面一般不是控制面，可以采用混凝土本身的指標：摩擦系數取1.0，黏聚力值取0.1倍混凝上抗壓強度。歐洲學術界[26]也認為，混凝土與基巖接觸面并非主要的破壞面，巖體強度偏好時混凝土的膠結強度是有效的，巖體強度偏差時，通常的破壞面是沿著軟弱基巖內的天然結構面而不是壩基面。國外一般要求開展9次以上巖體直剪試驗，采用優定斜率法取值，并按剪應力-正應力(τ-σ)關系散點圖的下界限確定。如果是室內中剪試驗，還要考慮尺寸效應的影響。美國陸軍工程師團規范[27]認為，黏聚力值還需折減50%左右，巖體的內摩擦角取為剪應力-正應力(τ-σ)關系散點圖的下界限傾角。霍克教授建議黏聚力取值折減至75%，并將這一觀點引入至巖體抗剪斷強度計算經驗公式中。對中外標準抗剪試驗成果進行整理，對比分析結果見圖1。

圖1 中外標準抗剪強度試驗成果對比分析

中國規范規定，結構面凸起或膠結充填物被剪斷時，采用峰值強度的小值平均值作為標準值；結構面呈摩擦破壞時，采用比例極限強度作為標準值，并根據結構面充填狀態給出了相關參數的經驗值。國外一般對硬性結構面借助回彈儀開展現場簡易試驗，結合巴頓-邦迪斯理論得出抗剪斷強度參數；對軟質結構面參考填充物質的室內試驗成果確定。

2.3 原因分析

2.3.1 壩基應力環境

除了少部分由于壩體結構設計需要深挖基坑的基礎外，直剪試驗的應力環境與壩基的應力環境更為契合。霍克-布朗準則所依據三軸試驗是考慮了圍壓應力環境的，并不適用于壩基巖體抗剪斷強度參數的求解。然而，部分國際工程無開展現場原位直剪試驗的條件，而國際巖石力學協會和美國標準中均未將試驗成果的參數體系總結列入規范。短期內，國際地質工程師較難認可我國規范中的參數體系。

2.3.2 壩基表層抗滑穩定破壞機理

中國標準認為，壩基表層滑動發生在混凝土與基巖接觸面，并沒有明確具體破壞部位，有相應的配套試驗參數經驗值。對于Ⅲ類偏差及以下巖體來說，接觸面抗剪強度參數取值與巖體參數基本一致；當壩基巖體為Ⅲ類偏好及以上時，混凝土與基巖接觸面的抗剪強度參數小于巖體抗剪強度參數。國外也有部分學者認為，當壩基巖體質量偏好時，黏聚力值直接取0.1倍混凝土抗壓強度這點是值得商榷的，中國工程師基于大量試驗成果總結認為這一簡化方法偏于冒進，工程實踐中應特別注意這一問題。

2.3.3 試驗成果參數整理

國外學者一般采用優定斜率法的下限截距作為黏聚力值，基于室內試驗的成果需對黏聚力值折減50%左右，取下限斜率作為摩擦系數取值。中國規范一般基于現場直剪試驗成果，采用最小二乘法擬合后的峰值強度小值平均值，黏聚力值和摩擦系數同時進行了適當折減。2種取值方法的差異一定程度上造成了國內外學者對黏聚力和摩擦系數的經驗值理解出現較大偏差。

2.3.4 專業銜接

壩基表層抗滑穩定評價涉及試驗、地質、水工3個專業相關規范的協調。經對比分析[28]，在各個專業充分協調規范的基礎上，國內外標準對壩基表層抗滑穩定安全系數的綜合評價誤差較小，基本可控制在5%內。

3 邊坡穩定性

總體上，國內外對邊坡穩定分析的思路和方法差異不大，主要的差異如下：

(1)國外邊坡穩定分析常以霍克-布朗準則下的參數體系為基礎，適用于三軸應力環境求解，目前國內很多邊坡穩定分析時采用中國的壩基巖體直剪試驗成果進行求解是不合理的。對于邊坡穩定問題，采用霍克-布朗準則得到的巖體黏聚力和摩擦系數值對應關系進行反演分析和穩定計算是比較合理的方法。

(2)巖質邊坡變形破壞機理研究是進行邊坡穩定分析計算的基礎，很多變形破壞形式并不適用于邊坡的圓弧形滑動或折線形滑動，需要采用三維有限元等數值模擬方法進行定性分析。相比于國際水電咨詢機構執著于定量分析的做法，這是我國水電行業比較務實的設計理念。

(3)邊坡穩定分析與支護措施施工方法是相匹配的，如國外工程一般要求錨桿外露部分設置墊片，這也是在相應的計算軟件設置時予以考慮的。盡管墊片的實際作用尚需探討，但類似問題應是邊坡穩定量化分析工作中不可忽略的。

4 洞室圍巖穩定

4.1 圍巖分類及初期支護建議

GB 50287—2016《水力發電工程地質勘察規范》附錄L中，從巖塊強度、巖體完整性、結構面性狀、主要結構面與洞身交切關系及地下水狀態幾個方面進行圍巖分類，與巖體地質力學分類法(RMR)基本一致，增加了圍巖強度應力比的概念。國際上普遍認為，需采用至少2種圍巖分類方法，常用的分類方法包括巖體地質力學分類法(RMR)、巖體質量分類系統法(Q)及巖體地質力學指標法(RMi)等。

(1)巖體地質力學分類法(RMR)由比列夫斯基[29]在1973年提出，先后經歷了多次修訂，至1989年形成體系，共包括巖塊強度、巖體完整性、結構面間距、結構面性狀、地下水狀態及主要結構面與洞身交切關系等5項打分，總分由各項相加得到，并針對洞徑10 m的隧洞按照圍巖分類推薦了相應的開挖和支護方式。這是目前應用最為廣泛的一種隧洞圍巖分類方法，但也存在一定的局限性，如未考慮地應力大于25 MPa的情況，以及斷層或軟弱帶、地下洞室開挖體型結構、膨脹類巖石等特殊巖性對圍巖穩定的影響。

(2)巖體質量分類系統法(Q)由挪威工程地質局巴頓[30-31]在1974年提出，公式如下

Q=(RQD×Ja×Jw)/(Jn×Jr×SRF)

(2)

式中，Q為巖體質量評分；RQD為巖體完整性評分；Jn為主要節理組數；Jr為節理面粗糙度打分；Ja為節理面蝕變打分；Jw為地下水狀態打分；SRF為地應力狀態打分。巖體質量分類系統法(Q)同時引進了開挖支護比(ESR)的概念，與巖體質量分值一起考慮，確定圍巖支護參數。帕爾姆斯特羅姆和布羅基提出[32-33]，巖體質量分類系統法(Q)只適用于Q=0.1～40且開挖洞徑D=2.5～30 m之間的隧洞，存在斷層、軟弱帶和膨脹類巖石以及可能巖爆、塑性變形的地下洞室中應慎用。

(3)巖體地質力學指標法(RMi)由帕爾姆斯特羅姆提出，該方法部分輸入參數與巖體質量分類系統法(Q)類似，需要現場對開挖圍巖進行更多的觀察、量測、統計和計算工作，在www.rockmass.net上可下載巖體地質力學指標和對應支護措施的電子計算表格，考慮了巖塊強度、統計樣本體積和直徑、統計樣本內的結構面粗糙度、結構面蝕變程度、結構面延伸長度、主要結構面組數、主要結構面產狀，以及地下水狀態、地應力狀態、軟弱帶厚度等一系列因素作為計算的基礎。針對塊狀巖體、節理化巖體、軟弱帶、高地應力等情況都設置了特定的計算公式。統計過程中，需要利用巖體質量指標(GSI)的打分方法，對支護方式，如錨桿或錨索的長度、間距等，可在特定公式計算后通過專門的表格查詢得出。雖然巖體地質力學指標法考慮的因素較為全面，但對于存在軟弱帶、高地應力、塑性變形、膨脹巖類的洞室圍巖仍需慎用，也未考慮膨脹巖類的情況。

綜上，上述3種方法的支護方式均是基于鉆爆法施工，對出現膨脹巖類、塑性變形、超高地應力等更復雜的圍巖地質條件需單獨考慮。帕爾姆斯特羅姆提出了將3種方法統一應用到一項工作中的表格，但需要系統的輸入參數，工作量較大。

4.2 圍巖水力劈裂

國內習慣采用挪威準則進行有壓隧洞抗水力劈裂設計，即隧洞有效覆蓋厚度不應小于隧洞內水水頭的1.3～1.5倍[34]，對高壓隧洞需適用最小地應力準則，詳見圖2。圖2中，στ為優勢結構面法向應力；σn為優勢結構面切向應力；D為有壓隧洞最小覆蓋厚度；hw為水頭；α為有壓隧洞傍山側地表坡度；θ為單組控制性結構面傾角。部分國際咨詢工程師對有壓隧洞的選線在初期一般選擇最小主應力準則，無論是否為高壓隧洞，要求圍巖最小地應力應大于內水壓力，并有1.2～1.3倍的安全系數。按此標準設計，如無地應力測試成果支撐，最小地應力值一般取巖體自重的0.3倍，要求線路布置的隧洞埋深需有足夠的安全余度。筆者認為，控制水力劈裂的關鍵因素是巖體中的結構面。

圖2 簡化水力劈裂準則示意

在滿足滲透穩定要求的前提下，對于傍山有壓隧洞單組結構面控制下的巖體最小覆蓋厚度取值，可按下式計算

(3)

式中，γw為水的容重；λ為安全系數；γR為巖體容重；μ為巖體泊松比。在無試驗資料的情況下，基于上述公式可將最小主應力估算值提高到0.5倍自重應力左右；與按照0.3倍自重應力控制相比，有壓隧洞線路布置考慮垂直和側向埋深時可一定程度上節約工程投資。

5 對策措施探討

國際咨詢工程師關注工程地質分析的理論基礎和原始資料，主要包括巖體的野外觀察、量測、統計、簡易試驗和巖土體地質參數的確定過程。在國際工程實踐的基礎上，筆者初步提出應對措施如下，供業內人士探討。

(1)利用國際組織間的協調機制，爭取建立技術標準互認機制。

(2)加強專業英語運用能力的學習，積極在國際重量級期刊上發表相關論文。

(3)加強巖體力學基礎理論及上下序專業知識學習，掌握國際工程師習慣的巖體質量半定量評估的工作方法，熟悉巖體抗剪(斷)強度、承載力、變形模量、圍巖單位彈性抗力系數之間的推導關系。

(4)普及國際大壩學會關于地震參數選擇的相關公告建議，熟悉工程所在國對地震參數選擇的規定和習慣做法，同時在國際工程中倡導現場調查與理論分析相結合的地震安全性評價方法。

(5)將中國壩基原位直剪試驗成果進行總結，在重量級國際工程期刊上發表相關論文，逐步改變目前國際上壩基抗剪斷強度參數硬套霍克-布朗準則與摩爾-庫倫準則強制轉換的不合適做法。借鑒巖體質量指標(GSI)打分系統思路，總結中國上千組直剪試驗成果，建立適合的巖體結構面打分系統和經驗公式，并逐步在國際上推廣。

(6)總結國內應用較為成熟的地質模型構建、變形機制分析、失穩模式分析、穩定性分析及計算流程成果，積極在國際重量級學術論文上發表，邊坡巖體抗剪斷強度參數取值應盡量避免直接套用直剪試驗成果經驗值，可借鑒霍克-布朗準則反算摩爾-庫倫準則下的黏聚力值和內摩擦角值，確定抗剪斷強度參數值。

(7)嘗試在國內推廣3種或2種圍巖分類并行的辦法，通過更精細化的圍巖分類方法提供詳細的支護措施建議。同時，借鑒國內多個工程，對特殊地質洞段采用單獨分段研究圍巖分類和支護措施的辦法，查缺補漏。針對目前3種常用方法，對膨脹巖類、塑性變形、超高地應力等復雜圍巖分類問題提出實用性分類方法。

6 結 語

中外水電工程地質勘察行業的技術交流在20世紀80年代左右相對較多，當時正處于發達國家水電大開發的尾聲，西方國家工程經驗豐富且理論基礎扎實的工程師的技術理論在國內得到了較好的推廣。隨著發達國家水電工程市場的萎縮，中國水電工程開發速度逐漸加快，中國工程師在實踐中形成了大量的工程經驗和總結，為水電大開發的快速實施提供了有利保障，而發達國家的工程師則在有限實踐經驗條件下夯實了理論基礎。因此，中外地質工程師在關鍵技術問題上的溝通障礙，歸根結底還是工程實踐和基礎理論認知關注度上的差異。

勘測設計本質上是在工程經驗的基礎上建立勘測設計理論，盡管在不同專業存在細節規定上的差異，但經各專業之間充分協調后，設計控制標準基本相當，僅少量安全控制標準在不同國家存在差異。因此，充分掌握國內外相關技術理論體系和工作思路的差異，積極參與重量級國際工程技術論壇，逐步提高中國標準的影響力，是解決目前國際工程地質勘察面臨的幾個關鍵技術問題的有效手段。