向家壩水電站左岸近壩邊坡抬升變形數(shù)值模擬

蔣中明李雙龍馮樹(shù)榮鐘輝亞李學(xué)政曾祥喜

(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)水利工程學(xué)院,湖南長(zhǎng)沙 410004;2.水沙科學(xué)與水災(zāi)害防治湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖南長(zhǎng)沙 410004;3.中國(guó)電建中南勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司,湖南長(zhǎng)沙 410014)

水庫(kù)蓄水后大壩及近壩邊坡產(chǎn)生抬升變形是水利工程中比較少見(jiàn)的現(xiàn)象。蓄水導(dǎo)致大壩及岸坡產(chǎn)生抬升變形的最早記錄是吉爾吉斯斯坦的托克托古爾重力壩,隨后蘇聯(lián)境內(nèi)的其他一些水利工程也出現(xiàn)了類(lèi)似的情況[1]。在國(guó)內(nèi),銅街子水電站在1992年4月5日蓄水后,壩體和右岸巖體也產(chǎn)生了顯著的抬升變形,抬升變形最大值分別達(dá)到22郾2 mm和24郾3 mm[2鄄3];江埡水庫(kù)在 1998 年蓄水后,大壩及近壩山體同樣產(chǎn)生抬升,所測(cè)山體最大抬升變形達(dá)到21郾8 mm,120 m 高程廊道最大抬升34郾5 mm[4鄄9];向家壩水電站初期蓄水后,左岸近壩邊坡也出現(xiàn)了不同程度的抬升變形現(xiàn)象,其最大變形量超過(guò)13郾0 mm。

針對(duì)水庫(kù)蓄水引起大壩及近壩邊坡抬升變形的問(wèn)題,國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了初步研究。Liu等[3]認(rèn)為銅街子大壩及右岸近壩山體抬升變形的主要原因是壩址區(qū)承壓含水層的作用和壩基強(qiáng)度參數(shù)的弱化以及構(gòu)造應(yīng)力的組合影響;伍法權(quán)等[5]結(jié)合監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與江埡水庫(kù)地質(zhì)資料,認(rèn)為熱水含水層中的有效應(yīng)力減小導(dǎo)致巖體卸荷擴(kuò)容,進(jìn)而產(chǎn)生抬升變形;祁生文等[6]利用 FLAC3D數(shù)值軟件對(duì)江埡大壩進(jìn)行了抬升變形過(guò)程模擬,認(rèn)為水庫(kù)蓄水是抬升變形的本質(zhì)原因;蔣中明等[10]提出了水庫(kù)蓄水條件下的抬升變形水文地質(zhì)結(jié)構(gòu)模式,探討了水庫(kù)樞紐區(qū)不同地質(zhì)條件對(duì)抬升變形的影響。盡管現(xiàn)有研究在大壩及近壩邊坡抬升變形機(jī)制研究方面取得了初步的有效成果,然而,在抬升變形內(nèi)在機(jī)理方面的研究還有待完善,同時(shí)大壩及近壩邊坡抬升變形對(duì)工程安全的影響以及抬升變形的控制措施方面研究也還不足。為此,本文嘗試從流固耦合數(shù)值試驗(yàn)的角度,進(jìn)一步研究大壩及近壩邊坡抬升變形的內(nèi)在機(jī)理,在此基礎(chǔ)上采用流固耦合分析方法研究向家壩水電站左岸近壩邊坡變形發(fā)展的時(shí)間和空間分布規(guī)律,以及抬升變形對(duì)灌漿帷幕工程等可能帶來(lái)的不利影響,并評(píng)價(jià)泄壓孔泄壓對(duì)抬升變形的控制效果。

1 巖體擴(kuò)容機(jī)制變形數(shù)值試驗(yàn)

王蘭生等[7]在江埡水電站大壩抬升變形研究中,通過(guò)對(duì)裂隙巖體在高滲壓條件下的體積變形物理試驗(yàn),提出了巖體的孔隙水壓力擴(kuò)容機(jī)制,指出巖體孔隙水壓力改變可以引起固體骨架發(fā)生相應(yīng)的變形。巖體的孔隙水壓力擴(kuò)容機(jī)制實(shí)質(zhì)為巖體與高壓孔隙(裂隙)水的相互作用行為(即流固耦合作用),孔隙(裂隙)水壓的增大導(dǎo)致巖體有效應(yīng)力降低,進(jìn)而使巖體產(chǎn)生擴(kuò)容行為。為進(jìn)一步說(shuō)明巖體擴(kuò)容中的流固耦合作用行為,基于流固耦合數(shù)值分析方法,采用數(shù)值試驗(yàn)分析巖體擴(kuò)容變形機(jī)理在抬升變形中的適用性,同時(shí)對(duì)孔隙水壓力變化作用下巖體變形規(guī)律進(jìn)行探討。數(shù)值模型試件尺寸為 0郾1 m伊0郾1 m伊0郾1 m,計(jì)算網(wǎng)格如圖1 所示。

圖1 數(shù)值試件網(wǎng)格

流體邊界:試件上下面施加孔隙水壓力邊界,其余各面為不透水邊界,如圖2(a)所示(圖中q為流量,p0為初始孔隙水壓力,駐p為施加的孔隙水壓力增量)。

圖2 計(jì)算邊界

固體邊界條件:試件6個(gè)面上分別施加應(yīng)力邊界,如圖2(b)所示(圖中滓0為初始應(yīng)力,滓x0為水平方向施加的應(yīng)力,滓z0為豎直方向施加的應(yīng)力)。

初始條件:實(shí)際工程中產(chǎn)生抬升變形的巖體一般都具有一定的初始地應(yīng)力和孔隙水壓力,因此,計(jì)算模型分別考慮不同的初始應(yīng)力和初始孔隙水壓力對(duì)巖體擴(kuò)容變形的影響。

1.1 計(jì)算方案

數(shù)值試驗(yàn)主要考察巖體孔隙水壓力升高對(duì)數(shù)值試件擴(kuò)容變形的影響,同時(shí)也考察巖體初始應(yīng)力場(chǎng)、巖體滲透系數(shù)和巖體變形模量等因素變化對(duì)數(shù)值試件擴(kuò)容變形的影響。為此,數(shù)值試驗(yàn)設(shè)計(jì)了以下3種方案:

a.方案1。初始孔隙水壓力一定,巖體變形模量取5郾0 GPa,滲透系數(shù)取 1郾0伊10-5cm/s,分別改變初始應(yīng)力場(chǎng)大小和試件中孔隙水壓力增量。本方案主要考察不同初始應(yīng)力場(chǎng)條件下,巖體孔隙水壓力變化對(duì)巖體體積應(yīng)變的影響。

b.方案2。初始孔隙水壓力一定,初始應(yīng)力一定,巖體變形模量取5郾0 GPa,分別改變巖體滲透系數(shù)和試件中孔隙水壓力增量。本方案主要考察不同巖體滲透系數(shù)條件下,巖體孔隙水壓力變化對(duì)巖體體積應(yīng)變的影響。

c.方案3。初始孔隙水壓力一定,初始應(yīng)力一定,滲透系數(shù)取1郾0伊10-4cm/s,分別改變巖體變形模量和試件中孔隙水壓力增量。本方案主要考察不同巖體變形模量條件下,巖體孔隙水壓力變化對(duì)巖體體積應(yīng)變的影響。

1.2 計(jì)算成果分析

圖3為數(shù)值試件巖體變形模量為1郾0 GPa、滲透系數(shù)為1郾0伊10-5cm/s條件下,孔隙水壓力升高0郾5 MPa時(shí)得到的位移矢量圖。由圖3可知,立方體試件在邊界應(yīng)力不變條件下,由于試件內(nèi)孔隙水壓力升高,引起了整個(gè)試件產(chǎn)生體積膨脹變形,即試件在孔隙水壓力升高的條件下產(chǎn)生了擴(kuò)容現(xiàn)象。這一結(jié)論與物理試驗(yàn)得到的結(jié)論相同。由此可見(jiàn),可采用流固耦合分析理論模擬巖體在孔隙水壓力升高條件下的擴(kuò)容現(xiàn)象。

圖3 數(shù)值試件位移矢量

a.巖體孔隙水壓力增量對(duì)體積應(yīng)變的影響。圖4為巖體初始應(yīng)力、滲透系數(shù)及變形模量一定的情況下,數(shù)值試件的體積應(yīng)變與孔隙水壓力增量關(guān)系曲線(xiàn)。圖4中3條曲線(xiàn)呈現(xiàn)的規(guī)律基本一致,體積應(yīng)變?cè)诳紫端畨毫υ隽繛?00 kPa附近變化幅度最大;孔隙水壓力增量較小時(shí),引起的體積應(yīng)變?cè)隽啃?孔隙水壓力增量較大情況下,體積應(yīng)變?cè)隽看蟆?/p>

圖4 巖體體積應(yīng)變與孔隙水壓力增量關(guān)系

b.巖體初始應(yīng)力大小對(duì)體積應(yīng)變的影響。圖5為數(shù)值試件的體積應(yīng)變與初始應(yīng)力關(guān)系曲線(xiàn),可看出,在孔隙水壓力增量相同的情況下,巖體體積應(yīng)變與初始應(yīng)力大小之間基本呈水平變化關(guān)系,表明巖體中的初始應(yīng)力大小對(duì)孔隙水壓力引起的體積應(yīng)變影響很微弱。

圖5 巖體體積應(yīng)變與初始應(yīng)力關(guān)系

c.巖體滲透系數(shù)對(duì)體積應(yīng)變的影響。圖6為數(shù)值試件的體積應(yīng)變與滲透系數(shù)關(guān)系曲線(xiàn),在孔隙水壓力增量相同的情況下,巖體體積應(yīng)變隨滲透系數(shù)增大而增大。巖體滲透系數(shù)增加1個(gè)數(shù)量級(jí),體積應(yīng)變?cè)黾?0%~40%,表明巖體滲透系數(shù)大小對(duì)孔隙水壓力增加引起的體積應(yīng)變有較大影響。

圖6 巖體體積應(yīng)變與滲透系數(shù)關(guān)系

d.巖體變形模量對(duì)體積應(yīng)變的影響。圖7為數(shù)值試件的體積應(yīng)變與變形模量關(guān)系曲線(xiàn),在孔隙水壓力增量相同的情況下,巖體體積應(yīng)變與變形模量呈近似線(xiàn)性相關(guān)關(guān)系。巖體變形模量越小,孔隙水壓力引起的體積應(yīng)變?cè)酱蟆?/p>

圖7 巖體體積應(yīng)變與變形模量關(guān)系

2 抬升變形數(shù)值模擬

2.1 工程概況

向家壩水電站位于金沙江下游河段,坐落于四川省與云南省交界處,是金沙江梯級(jí)水電站的最末一級(jí)電站。電站大壩為混凝土重力壩,最大壩高162 m,壩頂高程384 m,壩頂軸線(xiàn)總長(zhǎng)約910 m。向家壩水電站蓄水前,在左岸近壩邊坡各高程位置分別布設(shè)了水文觀測(cè)孔及位移監(jiān)測(cè)儀器(圖8)。2012年10月蓄水后的監(jiān)測(cè)資料表明,大壩左岸壩肩山體出現(xiàn)不同程度的抬升變形現(xiàn)象,最大變形量超過(guò)13郾0 mm。

現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)勘測(cè)成果表明,除主要地層巖組J1鄄2Z、外,左岸近壩巖體還存在一層擠壓破碎帶?，F(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)及室內(nèi)試驗(yàn)表明,擠壓破碎帶變形模量相對(duì)較低,多組試樣測(cè)得變形模量為0郾6~1郾0 GPa,壓水試驗(yàn)測(cè)得透水率為0郾66~0郾93 Lu。

2.2 數(shù)值模型

圖8 部分測(cè)點(diǎn)布置示意圖

數(shù)值模型考慮的地層巖組有和以及擠壓破碎帶,同時(shí)對(duì)左岸壩基混凝土置換區(qū)、左非5至左非19壩段及灌漿帷幕等結(jié)構(gòu)進(jìn)行了模擬;泄壓孔按線(xiàn)單元建模。計(jì)算網(wǎng)格249 648個(gè),網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)49005個(gè)。圖9(a)為整體數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格,圖9(b)為帷幕和擠壓破碎帶數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格。

圖9 數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格

初始滲流場(chǎng)根據(jù)左岸水文觀測(cè)孔的水位資料擬合得到。

固體邊界:鉛直邊界取水平位移約束;計(jì)算模型底邊界取鉛直水平位移約束。

流體邊界:順河向上下游鉛直面取不滲透邊界;河流及水庫(kù)淹沒(méi)邊界為變水頭邊界,山體內(nèi)側(cè)邊界為水頭邊界;模型底邊界為不滲透邊界。

滲流本構(gòu)律采用達(dá)西流定律;力學(xué)本構(gòu)模型采用基于摩爾庫(kù)倫屈服準(zhǔn)則的彈塑性本構(gòu)模型。力學(xué)分析所需的計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表1,水工結(jié)構(gòu)物及巖層滲透系數(shù)取值見(jiàn)表2。

表1 力學(xué)計(jì)算參數(shù)___

表2 滲透系數(shù)取值 10-5cm/s_

計(jì)算步驟為:淤邊坡自重初始應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算;于邊坡初始滲流場(chǎng)計(jì)算,關(guān)閉應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算模塊;盂打開(kāi)應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算模塊,流固耦合計(jì)算,計(jì)算時(shí)段2012年1月1日至10月9日;榆第1期蓄水過(guò)程模擬,流固耦合計(jì)算,計(jì)算時(shí)段2012年10月10日至2013年6月24日;虞第2期蓄水過(guò)程模擬,流固耦合計(jì)算,計(jì)算時(shí)段2013年6月25日至9月6日;愚第3期蓄水過(guò)程模擬,流固耦合計(jì)算,計(jì)算時(shí)段2013年9月7日至2014年3月30日。

2.3 孔隙水壓力變化過(guò)程及空間分布

圖10為左岸非溢流壩段后近壩邊坡典型水文觀測(cè)孔BGZK07水位變化過(guò)程線(xiàn)。BGZK07鄄01孔底位于左岸擠壓破碎帶上盤(pán),BGZK07鄄02孔底位于左岸擠壓破碎帶下盤(pán)。該水文觀測(cè)孔記錄時(shí)間始于2013年5月11日,8月20日左右附近泄壓孔開(kāi)始排水。由圖10可知,觀測(cè)孔水位計(jì)算值與實(shí)測(cè)值總體變化趨勢(shì)一致。6月25日蓄水后,水文觀測(cè)孔內(nèi)的水位因水庫(kù)第2期蓄水逐漸上升。由于第2期蓄水水位上升量相對(duì)較小(高程354~370 m),觀測(cè)孔內(nèi)的水位上升幅度相對(duì)較小。為控制左岸邊坡的抬升變形,2013年8月20左右左岸泄壓孔開(kāi)始泄壓。在泄壓孔排水效應(yīng)作用下,觀測(cè)孔水位計(jì)算值和實(shí)測(cè)值都出現(xiàn)較大幅度降低,表明泄壓孔的泄壓作用效果明顯。

圖10 2013年4—12月水文觀測(cè)孔水位變化過(guò)程線(xiàn)

圖11為左岸0+201 m斷面的孔隙水壓力等值線(xiàn)。從孔隙水壓力的空間分布來(lái)看,由于前兩期蓄水水位相差只有16郾0 m,再加上第2期蓄水期末前(約2周)左岸邊坡泄壓孔開(kāi)始泄壓,故第1期蓄水期末和第2期蓄水期末位于大壩下游的左岸0+201 m斷面孔隙水壓力分布只有微小變化。第3期蓄水后,位于下游的0+201 m斷面處的孔隙水壓力分布在泄壓孔泄壓作用下,出現(xiàn)較大變化。泄壓孔周?chē)紫端畨毫Τ霈F(xiàn)較大幅度的降低,表明泄壓孔泄壓對(duì)左岸下游邊坡局部孔隙水壓力的降低效果明顯。

圖11 0+201 m斷面孔隙水壓力等值線(xiàn)(單位:kPa)

2.4 抬升變形過(guò)程及空間分布

圖12為左岸非溢流壩段后邊坡位移觀測(cè)點(diǎn)地表位移變化過(guò)程線(xiàn)。由圖12可知,在第1期蓄水后測(cè)點(diǎn)開(kāi)始出現(xiàn)抬升變形。抬升變形過(guò)程與水庫(kù)水位升高密切相關(guān)。泄壓孔泄壓后,測(cè)點(diǎn)位移計(jì)算值和實(shí)測(cè)值都出現(xiàn)明顯降低過(guò)程,表明泄壓孔泄壓對(duì)降低測(cè)點(diǎn)的抬升變形效果顯著。第3期蓄水后,測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)抬升位移出現(xiàn)輕微增加現(xiàn)象,但由于泄水孔泄壓的控制作用,其后期抬升變形量很小。

圖12 位移測(cè)點(diǎn)L0404抬升變形過(guò)程線(xiàn)

左岸近壩邊坡水文觀測(cè)孔水位變化過(guò)程與位移觀測(cè)點(diǎn)抬升位移變化過(guò)程揭示了抬升變形產(chǎn)生根源是左岸邊坡滲流場(chǎng)引起邊坡滲透力發(fā)生了改變。

圖13為左岸近壩邊坡鉛直位移等值線(xiàn)。在高程380m水庫(kù)蓄水壓力作用下,水庫(kù)淹沒(méi)范圍的邊坡體產(chǎn)生沉降位移,最大沉降變形約12郾0 mm。左岸壩基及下游邊坡產(chǎn)生較明顯的抬升變形。抬升變形最大部位出現(xiàn)在左坡0+140 m至左坡0+300 m范圍內(nèi),最大抬升變形計(jì)算值約14郾5 mm。抬升變形范圍與抬升變形最大值都與實(shí)測(cè)值一致。圖14為左岸0+201m斷面鉛直位移等值線(xiàn),左岸0+201 m斷面開(kāi)挖邊坡附近的巖體在蓄水引起的滲透力作用下,產(chǎn)生了大范圍的抬升變形。擠壓破碎帶下部巖土體抬升變形從下至上逐漸增大,擠壓破碎帶上部巖土體的變形沿邊坡高程逐漸減小。第2期蓄水后邊坡表面抬升變形較第1期蓄水引起的抬升變形增加量要小,其原因是第2期蓄水抬升的水位較小。在水庫(kù)第3期蓄水和左岸邊坡泄壓孔泄壓共同作用下,邊坡抬升變形值出現(xiàn)一定程度的降低。由此可見(jiàn),左岸邊坡抬升變形是蓄水引起左岸邊坡滲流場(chǎng)發(fā)生改變,進(jìn)而導(dǎo)致應(yīng)力場(chǎng)改變而引起巖體變形積累的結(jié)果。

圖13 左岸近壩邊坡鉛直位移等值線(xiàn)(單位:mm)

2.5 抬升變形對(duì)工程的不利影響

圖15給出了防滲帷幕的塑性區(qū)分布。由圖15可知,由于擠壓破碎帶抗剪強(qiáng)度低,左岸近壩邊坡擠壓破碎帶部位的防滲帷幕在邊坡變形作用下出現(xiàn)了較大范圍的剪切塑性區(qū),因此,擠壓破碎帶附近的防滲帷幕產(chǎn)生剪切裂縫破壞的可能性較大。

圖14 0+201 m斷面鉛直位移等值線(xiàn)(單位:mm)

圖15 防滲帷幕塑性區(qū)分布

3 結(jié) 論

a.數(shù)值試驗(yàn)成果表明:巖體擴(kuò)容變形隨巖體滲透系數(shù)的增大而增大,隨變形模量的增大而減小,巖體初始應(yīng)力對(duì)抬升變形的影響微弱。

b.滲流場(chǎng)改變是引起近壩邊坡抬升變形的直接誘因,巖體抬升變形是巖體內(nèi)滲流場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)相互作用的結(jié)果,采用流固耦合理論揭示邊坡和壩基巖體的抬升變形機(jī)制是合理的。

c.向家壩左岸近壩邊坡抬升變形是水庫(kù)蓄水引起的滲流場(chǎng)改變進(jìn)而導(dǎo)致巖體產(chǎn)生的變形,深層泄壓孔泄壓可以有效控制岸坡巖體的抬升變形量。

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