猴子岩水电站导流洞堵头稳定性分析

张 超，肖 明 砾2，张 有 山，程 保 根，王 永 刚

(1.中国电建集团 成都勘测设计研究院有限公司，四川 成都 610072； 2.四川大学 水力学与山区河流开发保护国家重点实验室，四川 成都 610065)

1 研究背景

高坝水电站导流洞封堵事关水电工程的安全和发电效益，是工程建设成败的关键环节，对导流洞堵头的稳定性及结构特性进行系统研究具有重要意义。众多学者和工程师在该领域进行了广泛且深入的研究。苏凯等通过引入有限元强度折减法，对导流洞永久堵头结构的稳定性进行了计算分析[1]。杨静安等探讨了结构体型设计对水工隧洞堵头稳定性的影响[2]。权峰等采用三维有限元方法对积石峡水电站导流洞永久堵头进行了稳定分析[3]。董志宏等采用超载安全系数法对构皮滩导流洞堵头稳定性进行了计算分析与综合评价[4]。杨阳等基于弹塑性损伤有限元法，探讨了考虑堵头接触面脱开的导流洞堵头稳定计算分析方法[5]。汪魁等基于ANSYS软件平台，对导流洞永久堵头的力学效应进行了全面分析，并探讨了堵头结构设计的影响因素[6]。

近年来，部分高坝水电工程施工具备提前发电的条件[7]，相应提出了导流洞快速封堵结构设计方案，堵头结构和封堵工况等均具有新的特性。但是，水利行业规范《水工隧洞设计规范》(SL279-2016)刚颁布不久[8]，关于导流洞堵头稳定性计算分析方法并未形成统一的共识。因此，结合高坝水电工程实践，采用不同的计算分析方法对导流洞快速封堵结构的稳定性进行分析和综合评价意义重大。

猴子岩水电站[9]为目前世界第二高面板堆石坝工程，最大坝高223.5 m。电站位于四川省甘孜藏族自治州康定县孔玉乡，工程开发任务主要为发电。枢纽建筑物主要由拦河坝、两岸泄洪及放空洞、右岸地下引水发电系统等组成。水库正常蓄水位1 842.00 m，死水位1 802.00 m，调节库容3.87亿m3，具有季调节性能。电站总装机容量1 700 MW。2015年4月，业主根据工程实际施工情况，提出“猴子岩水电站2016年汛后导流洞下闸，2016年底首台机组具备投产发电条件”的建设目标。通过下闸蓄水规划[9]、导流洞封堵专题[10]等系列研究，经多方案经济技术比选，最终优选“永临结合封堵方案”，并计划安排在2016年10月上中旬下闸第一条导流洞，11月上旬下闸第二条导流洞，水库开始蓄水。鉴于此，本文针对猴子岩水电站导流洞快速封堵结构设计方案的特点，采用3种计算方法对导流洞堵头稳定性进行计算分析与综合评价，旨在为工程提前蓄水发电的顺利实施提供理论依据。

2 设计方案和计算方案

2.1 设计方案

猴子岩导流洞采用“永临结合堵头方案”。此方案设临时堵头，利用临时堵头挡导流洞下闸后临时挡水位1 775.00 m，受永久堵头第一段浇筑时机的制约，蓄水至1 802.00 m高程时永久堵头第一段可能仅浇筑至第二层，则临时堵头与永久堵头的第一段已浇筑封堵体，联合挡初期发电极限死水位1 802.00+5.00 m；永久堵头单独承载满足电站永久运行安全要求。两条导流洞围岩条件相同，以控制蓄水时间的2号导流洞为例开展结构稳定性分析研究，其封堵堵头结构由临时堵头和永久堵头组成，计算工况如表1所示，结构简图如图1所示。

表1 计算工况Tab.1 Calculation conditions

图1 结构简图(单位：cm)Fig.1 Structure diagram

2.2 计算方案

2.2.1计算方法

导流洞堵头长度采用电力行业规范推荐的分项系数极限状态设计法[11]进行计算，然后，采用水利行业规范推荐的抗滑稳定安全系数法[8]进行稳定计算复核；最后，采用三维有限元法对结构极限抗滑稳定性进行计算校核，并对结构的应力应变特性进行综合评价。

2.2.2计算假定

计算基本假定为：① 堵头混凝土与原衬砌混凝土为各向同性的线弹性材料，围岩为弹塑性材料。② 围岩及堵头内渗透水压力暂时不计，堵头下游面无水压力。

2.2.3计算参数

根据地质力学参数和导流洞结构的混凝土材料分区，对计算模型进行力学参数赋值，堵头洞段主要为Ⅲ2类围岩，堵头材料为C20混凝土，衬砌材料为C25钢筋混凝土。主要围岩及结构材料力学参数见表2，接触面力学参数见表3。

表2 材料力学参数Tab.2 Material mechanical parameters

表3 接触面力学参数Tab.3 Mechanical parameters of contact surface

考虑封堵期与运行期受库水位上升的影响，其库岸山体浸润线高于导流洞洞顶高程，即衬砌及堵头混凝土均位于浸润区内。因此，堵头自重+扬压力荷载的综合作用可简化为衬砌及堵头混凝土容重采用浮容重时的自重作用。

各工况界面接触系数取值如下。

对于工况①，临时堵头由于采用连续浇筑工艺，无通水冷却，无接缝灌浆，故堵头/衬砌滑动面考虑顶拱脱开，边墙接触面积乘以折减系数1/3，底板考虑全接触；衬砌/围岩滑动面考虑顶拱脱开，边墙底板全接触。

对于工况②，受永久堵头第一段浇筑时机的制约，蓄水至1 802 m高程时永久堵头第一段可能仅浇筑至第二层(即厚度6 m)。此时，由临时堵头与永久堵头第一段已浇筑部分联合挡初期运行工况1 802.00+5.00 m水位。临时堵头的堵头/衬砌滑动面顶拱部位按脱开考虑，边墙接触面积乘以折减系数1/3，底板滑动面按全接触考虑；衬砌/围岩滑动面考虑顶拱脱开，边墙底板全接触。永久堵头的堵头/衬砌滑动面顶拱与边墙部位均按脱开考虑，底板按全接触考虑；衬砌/围岩滑动面考虑顶拱脱开，边墙底板按临时堵头及永久堵头第一段浇筑部分全接触考虑。

对于工况③、④、⑤，两段永久堵头联合挡水。两段堵头的堵头/衬砌滑动面均考虑顶拱脱开，堵头/衬砌滑动面边墙接触面积乘以折减系数0.25，底板滑动面按全接触考虑；衬砌/围岩滑动面考虑顶拱脱开，边墙底板全接触。

3 成果及评价

3.1 分项系数极限状态设计法

采用分项系数极限状态设计法计算堵头所需最短长度，计算结果如表4所示。

表4 堵头长度计算成果Tab.4 The calculation results of plug length

注：S为作用效应函数；R为抗力函数；结构重要性系数γ0=1.1；设计状况系数为ψ，持久状况取1.0，偶然状况取0.85；结构重要系数γd=1.5。

根据计算成果，结合高坝封堵工程的经验，并考虑一定安全裕度，初拟临时堵头长度为20 m，第一段永久堵头长度20 m，第二段永久堵头20 m。接着，对结构稳定性进行复核计算。

3.2 抗滑稳定安全系数法

采用抗滑稳定安全系数法计算得到各工况抗滑稳定计算复核成果如表5所示。计算成果表明结构稳定安全系数K均大于3.0，导流洞堵头设计长度满足稳定要求。

3.3 三维有限元法

根据上述计算成果，导流洞堵头永久运行的控制工况为工况③。因此，主要针对工况①、②、③开展结构三维有限元计算分析。

表5 抗滑稳定计算成果Tab.5 The calculation results of anti-sliding stability

3.3.1有限元模型

选取两条导流洞永久堵头为研究对象，计算模型范围铅直向底部取至1 600 m，顶部延伸至地表，垂直于洞轴线方向长度为300 m，沿洞轴线方向长度为352 m。计算坐标系定义为：X轴为水平垂直于导流洞轴线方向，Y轴为导流洞轴线方向，Z轴铅直向上。岩土体材料、混凝土材料采用8节点六面体等参单元。导流洞堵头三维有限元模型网格如图2所示，整个计算域共剖分单元609 994个，节点603 254个。

图2 导流洞堵头三维有限元模型Fig.2 Three dimensional finite element model of diversion tunnel plug

3.3.2极限抗滑稳定分析

采用三维有限元法进行极限抗滑稳定分析时，假定堵头结构底面与衬砌结构全粘结，顶拱和边墙部位与衬砌混凝土处于接触或脱开两种不同接触状态。根据有限元计算结果，提取堵头/衬砌接触面和衬砌/围岩接触面的法向力和切向力。根据公式复核堵头的稳定性，其中作用效应函数和抗力函数可表示为

Sz=∑Ti

(1)

Rk=fR∑Ni+CRAR

(2)

式中，∑Ti为接触面上的切向滑动力之和，kN；∑Ni为接触面上的法线力之和，kN；fR为接触面摩擦系数；CR为接触面凝聚力，kPa；AR为接触面的有效接触面积，m2。

通过三维有限元法对3种工况下堵头的极限抗滑稳定性进行复核计算，结果如表6所示，可以看出各工况下的堵头/衬砌、衬砌/围岩滑动面均能满足极限抗滑稳定规范设计要求。

表6 极限抗滑稳定计算成果Tab.6 Calculation results of ultimate anti-sliding stability

注：结构重要性系数γ0=1.1，设计状况系数ψ=1.0，结构重要系数γd=1.5。

3.3.3结构应力应变分析

(1) 工况①。 堵头结构的大主应力均为压应力状态，整体上呈现出往下游递减的规律，极值为3.83 MPa，出现在上游迎水面边墙与顶拱接触部位；小主应力从上游迎水面往下游面逐渐由压应力转变为拉应力，堵头下游面出现鼓起效应，基本呈现受拉状态；堵头沿洞轴线方向的位移从上游往下游逐渐减小，最大值为0.10 cm，位于上游迎水面顶部。

衬砌结构中大主应力主要为压应力状态，分布规律是从上游往下游逐渐减小，其量值远小于衬砌抗压强度；小主应力中拉应力区域分布范围较广，但总体量值相对较低，其中衬砌拉应力量值基本小于抗拉强度，由于考虑此处衬砌存在拉裂缝，下游面衬砌与围岩接触部位局部拉应力相对较大，极值为-1.33 MPa，超过衬砌抗拉强度-1.27 MPa，但是此拉应力集中区域范围相对较小，考虑衬砌结构中钢筋能够承受部分拉应力，此处发生裂缝可能性不大。

(2) 工况②。 由于永久堵头第一段第一、二层浇筑后，堵头/衬砌及衬砌/围岩底面及边墙部位接触面积显著增大，提高了堵头凝聚力量值，同时永久堵头第一段第一、二层自重作用也相应提高了摩擦力量值，因此堵头/衬砌、衬砌/围岩滑动面均能满足规范极限抗滑承载能力规范设计要求。

堵头结构的大主应力均为压应力状态，整体上呈现出往下游递减的规律，极值为3.87 MPa(见图3，压正拉负)，出现在上游迎水面边墙与顶拱接触部位，临时堵头与永久堵头第一段接触部位大主应力极值1.04 MPa(见图4)，出现在永久堵头第一段第二层顶部中点部位；小主应力从上游迎水面往下游面逐渐由压应力转变为拉应力，堵头下游面出现鼓起效应基本呈现受拉状态，边墙与顶拱接触部位出现小范围应力集中并迅速向四周衰减；堵头沿洞轴线方向位移从上游往下游逐渐减小，最大值为0.19 cm，位于上游迎水面顶部。

图3 堵头横剖面大、小主应力(单位：MPa)Fig.3 Major and minor principal stress of plug cross section

衬砌结构中大主应力主要为压应力状态，分布规律是从上游往下游逐渐减小，极值为2.54 MPa，远小于衬砌抗压强度；小主应力中拉应力区域分布范围较广，但总体量值相对较低，其中衬砌拉应力量值基本小于抗拉强度，由于考虑顶拱脱开，边墙与顶拱接触部位局部拉应力相对较大，极值为-1.14 MPa，未超过衬砌抗拉强度-1.27 MPa，且拉应力集中区域范围相对较小，考虑衬砌结构中钢筋能够承受部分拉应力，此处发生拉裂可能性不大。

(3) 工况③ 。 堵头结构的大主应力均为压应力状态，整体上呈现出往下游递减的规律，极值为4.05 MPa，出现在上游迎水面边墙与顶拱接触部位；小主应力从上游迎水面往下游面逐渐由压应力转变为拉应力，堵头下游面出现鼓起效应基本呈现受拉状态，边墙与顶拱接触部位出现小范围的应力集中并迅速向四周衰减；堵头沿洞轴线方向位移从上游往下游逐渐减小，最大值为0.22 cm，位于上游迎水面顶部。

图4 堵头纵剖面大、小主应力(单位：MPa)Fig.4 Major and minor principal stress of plug longitudinal profile

衬砌结构中大主应力主要为压应力，分布规律从上游往下游逐渐减小，极值为3.61 MPa，远小于衬砌抗压强度；小主应力中拉应力区域分布范围较广，但总体量值相对较低，其中衬砌拉应力量值基本小于抗拉强度，由于考虑顶拱脱开，边墙与顶拱接触部位局部拉应力相对较大，极值为-1.79 MPa，衬砌/围岩接触面边墙与顶拱接触部位出现小范围应力集中，极值为-2.28 MPa，并迅速往四周扩散衰减，超过衬砌抗拉强度-1.27 MPa，但是此拉应力集中区域范围相对较小，考虑衬砌结构中钢筋能够承受部分拉应力，此处发生拉裂可能性不大。

4 方案实施情况

猴子岩水电站于2016年9月22日1号导流洞下闸，2016年11月15日2号导流洞下闸；2016年11月1～28日完成临时堵头准备及施工，水库蓄水至1 770.35 m；2016年11月29日至12月15日，完成永久堵头第一段两层混凝土浇筑，水库蓄水至1 802.70m。2017年1月1日首台机组正式投入发电运行。2017年11月18日，水库蓄水首次达到1 842.00 m的正常蓄水位高程，顺利完成工程重大节点目标。

目前，猴子岩水电站运行正常，充分发挥了防洪及发电等效益。通过专家多次现场检查及监测，结果表明堵头接缝变形已趋稳定，渗压水位都低于同期库水位，临时堵头和永久堵头温度实测值已趋于稳定，表明导流洞堵头处于稳定运行状态，这也反映了导流洞堵头结构设计的科学合理性。

5 结 语

对猴子岩导流洞快速封堵堵头结构的稳定性进行了系统研究。采用分项系数极限状态设计法计算导流洞堵头长度，并采用抗滑稳定安全系数法对堵头稳定性进行计算复核，接着采用三维有限元法对堵头结构的极限抗滑稳定性及应力应变特性进行了深入分析。经综合评价，导流洞堵头结构稳定，为猴子岩水电站导流洞顺利下闸封堵提供了技术依据。同时，通过方案的具体实施实现了电站首台机组提前蓄水发电目标，这也证明了堵头结构设计的合理性。研究成果可为类似特高坝导流洞堵头结构稳定性计算分析提供参考。