某水电站引水隧洞进口段变形破坏反演分析

陈 阳，冯天骏，黄克戬

（中国电建集团成都勘测设计研究院有限公司，四川成都 610072）

1 工程概况

某水电站位于四川省境内，是流域水电梯级开发的龙头水库，为Ⅲ等中型工程。该电站采用混合式开发，电站装机容量100 MW，水库正常蓄水位2 370.00 m，相应库容5 622万m3，调节库容4 915万m3，具有年调节性能。工程区50年超越概率10%的地震动峰值加速度为0.20 g，地震基本烈度为Ⅶ度。枢纽主要建筑物由混凝土面板堆石坝、泄洪洞、引水隧洞、引水系统、发电厂房和GIS楼开关站等组成。

本次研究涉及的引水隧洞布置如图1所示，根据地形地质条件，进水口设于坝轴线上游约750 m处右岸岸坡上，采用竖井式进水口，全长约15 km。引水隧洞进口段是放空检查后查明的破损洞段，主要由进水口拦污栅闸室、进水口闸门竖井及连接隧洞组成。其主要变形破坏现象分为进水口闸门竖井变形和引水隧洞破坏两方面，一是进水口闸门竖井自上而下倾倒大变形，二是闸门竖井后30 m段引水隧洞的开裂破坏。

图1 引水隧洞与整体枢纽布置示意

2 变形破坏情况

2.1 闸门竖井变形情况

为精确得到竖井变形的准确数据，在竖井平面分别布置1～6号共6个监测点位，顶部布置的点位以S开头，分别为S01到 S06，如图2所示。在底部对应位置布置匹配测点，点位以X开头，分别为X01到X06。假设竖井最初状态为绝对竖直，通过测点数据可以测得在目前变形状态下竖井由底至顶的平均基本变形量，基本变形监测量见表1。通过简要分析计算，假定以底部为不动点来测算闸门竖井的水平变形量，规定顶部减去底部均为正值，X为正，表明向临空面（河床）位移；Y为正，表明向下游方向位移。结果显示：实测向河床变形位移（X）约为47 cm，向下游（Y）变形位移约17 cm。

图2 闸门竖井变形测点布置示意

表1 闸门竖井变形监测结果

2.2 引水隧洞变形破坏情况

为得到引水隧洞变形破坏情况，我们委托物探公司对水电站引水隧洞进行放空检测，测试主要采用地质雷达、超声横波三维成像、三维激光扫描、超声回弹综合法等物探方法。另外，我们采用地质雷达查明混凝土衬砌厚度、质量和表层环向钢筋分布情况；采用超声横波三维成像检测衬砌混凝土裂缝发育情况及变形量。

本次物探检测结果显示，在引水隧洞K0+088 m～K0+144 m段洞壁混凝土发生挤压变形，并产生多处混凝土开裂裂缝，如图3所示。开裂及变形破坏最严重的部位集中在闸门竖井后桩号K0+113 m～K0+136 m段的30 m范围内，呈现出至下游段到上游段贯穿顶拱到底板的斜向裂缝，裂缝在水平方向上有明显错动；两侧洞壁向内挤压，衬砌钢筋向内鼓曲，如图4所示。

图3 水电站引水隧洞桩号K0+088 m～K0+144 m段边墙及顶拱混凝土衬砌破坏探测情况

图4 桩号K0+113 m～K0+136 m边墙及顶拱裂缝

3 变形分析及边界条件假设

3.1 变形分析和荷载假定

3.1.1 闸门竖井变形分析及荷载模式

闸门竖井整体变形趋势具有显著表观特征，其具有明显的向河床和向下游侧的变形趋势。闸门竖井在高度约50 m范围内出现至下而上的整体倾斜，其倾斜总水平量约为500 mm，向河床侧位移分量约为470 mm，向下游侧位移分量约为170 mm，表明整体荷载主要沿河床向下推动闸门竖井，兼有向下游侧的推力分量。

闸门竖井四周虽然受土体嵌固，但根据已检测到的该部位嵌固土体在水库蓄水后具有持续滑动变形，且结构已经出现较大倾斜变形，因此可以将其简化为底部固端的竖向大悬臂结构，如图5（a）所示。当大悬臂结构出现上述变形情况，假设荷载可能为图5（b）、图5（c）或图5（d）所示的某种情况，其中图5（b）为顶部集中荷载模式，图5（c）为沿高度均匀分布的线荷载模式，图5（d）为沿高度分布不均的线荷载模式。结合现场引水隧洞出现的较大变形破坏和工程地质相关经验，可以断定在引水隧洞即闸门竖井下部也存在较大荷载作用，因此初步推测假定荷载沿闸门竖井高度均有分布作用，且下部荷载量级较大。在初步分析后，确定闸门竖井的假定荷载随着埋深增加线性增大，最终得到的闸门竖井荷载假定模式如图5（e）所示，为沿高度线性变化的均布线荷载。

图5 闸门竖井受荷模式

3.1.2 引水隧洞变形分析及荷载模式

通过放空后的物探检测，得到了引水隧洞进口段衬砌的变形情况和开裂情况。引水隧洞井口段主要变形破坏表现为衬砌向洞内挤压和衬砌的大面积开裂，呈现出明显的隧洞剪切破坏，特别集中在K0+113 m～K0+136 m段。种种变形破坏迹象表明，引水隧洞在闸门竖井后的50 m段内，洞壁周围存在很大的挤压应力，推演该部位的荷载模式前，结合考虑了该部位的地质情况。地质探测表明在引水隧洞K0+113 m～K0+136 m段破坏最为严重也最为集中，该区域地质存在一个倾倒折断带，倾倒折断带正好在该部位斜向穿过引水隧洞，且交错迹线基本和边墙斜向裂纹相吻合。结合引水隧道破坏形态和该部位地质构造，认为岩层在该部位的错动力是造成引水隧洞破坏的主要原因；结合闸门竖井变形大方向，确定岩层错动造成引水隧洞受到的压力有向河床侧和向下游侧的两个分量，其中向河床侧分量与洞轴线平行，对引水隧洞剪切变形影响较小，向下游侧的分量与洞轴线垂直，是造成引水隧道剪切变形的主要因素。因此，本分析研究假定引水隧洞在K0+113 m～K0+136 m范围内，受到倾倒折断带水平错动对隧洞的横向剪切作用，这种剪切作用模拟为一个与水平面成15度角的剪切荷载（见图6）。

图6 引水隧洞受荷模式

3.2 边界条件假定

闸门竖井模型简化为底部约束的竖向悬臂结构，四周受岩体嵌固，嵌固岩体由于松动或坍塌会对竖井四侧壁产生不均匀压力作用，有限元分析中将不均匀作用荷载简化为沿X向（沿河床向）和Y向（沿上下游）的三角形线性均布压力。引水隧洞假定为河床侧围岩沿水平向呈15°斜向断裂，上方岩体向下游推移挤压洞壁，造成引水隧洞右边墙向内挤压力；而下方岩体阻碍隧洞被上方岩体推移变形，在另一侧产生阻碍隧洞向下游侧移动的局部均布反力，造成引水隧洞左边墙向内挤压力，如图6所示。

4 有限元模型及荷载边界

4.1 有限元分析及假定

本文采用ANSYS进行有限元分析，分析方法采用静力反演。反演目的在于寻找变形破坏状态下的荷载模式［1］，因此无需计算精确荷载工况下的结构非线性破坏。本文采用线弹性分析模型，借助线弹性分析下的荷载-应力应变响应，判断其应力应变集中区域，对照实际监测情况下的裂缝或位移点是否与之吻合，从而推测该荷载模式下是否可以造成现有的结构破坏，实现结构荷载模式的反演［2-3］。基于以上分析目标，有限元模型采用20节点六面体solid95单元和10节点四面体solid95退化单元；材料应力应变关系采用双直线模型，材料弹性模量取C25的弹性模量为：E=2.8×104MPa，泊松比取0.2。

4.2 有限元模型建立及加载

闸门竖井和引水隧洞有限元分析模型整体建立，在施工缝部位利用连接节点部分耦合，整体有限元模型如图7和图8所示。闸门竖井上部和引水隧洞边墙采用solid95规则六面体映射网格划分，其余部位采用solid95四面体单元，引水隧洞和闸门竖井交接部位为保证计算精度，采用相对较小的网格尺寸划分。

按照3.1.1小节所述，闸门竖井外荷载简化为沿高度线型变化的均布荷载，这里将竖向渐变均布荷载拆分为沿X向（沿河床向）和Y向（沿上下游）的两个荷载分量，并分别按照不同比例加载，如图8所示。按照3.1.2小节所述，引水隧洞在 K0+113 m～K0+136 m范围内受到横向剪切荷载，划分出一个与水平面呈15度角的受荷条带，在该受荷条带上施加横向剪切荷载，而另一侧的对应面施加约束，模拟岩体对另一侧隧洞衬砌的约束阻碍作用，如图9和图10所示。

图7 闸门竖井有限元模型

图8 闸门竖井有限元模型荷载模式

图9 引水隧洞受荷模式

图10 引水隧洞有限元模型荷载模式

有限元模型及荷载约束施加完毕后，利用N-R法进行有限元计算，得到相应的应力应变结果；通过不同模式和荷载大小的大量模型计算分析，得到与实际破坏情况相吻合的有限元模型和荷载工况，进而得到最终反演分析模型。

5 分析结果及对比

5.1 闸门竖井变形反演分析结果

以竖井变形为基准进行反演计算，得到结构在相应荷载工况下与实际变形量相当的受荷模式。最终反演推算得到，当闸门竖井在X向（沿河床指向河床侧）受到渐变均布三角形荷载作用，荷载作用压力在闸门竖井顶部为0 MPa，底部为1.65 MPa时，X向最大变形量为445 mm（见图11），与实际监测梁470 mm较为吻合。当闸门竖井在Y向（沿上下游指向下游）受到渐变均布三角形荷载作用，荷载作用压力在闸门竖井顶部为0 MPa，底部为0.70 MPa时，Y向最大变形量为136 mm（见图12），与实际监测量170 mm较为吻合。图13和图14分别显示了有限元分析得到的闸门竖井整体变形模式和实际监测得到的闸门竖井变形模式，有限元分析结果同实际监测结果基本一致；且在有限元分析模式下，整体结构处于弹性变形范围内，未达到材料的非线性破坏阶段，这也与现场闸门竖井未监测到明显开裂裂缝的实际情况相符合。因此，可以推断假定的荷载模式和荷载大小与实际较为吻合，可以用于下一步分析使用，并为下一步修复工作提供依据。

5.2 引水隧洞反演分析结果

若假定引水隧洞受到岩体均匀围压的情况，分析衬砌应力分布，得到衬砌底板与边墙连接部位应力最大且易被破坏，但整体应力沿隧洞纵向分布均匀，不会造成图3和图4所示的隧洞严重破坏情况。引水隧洞在桩号K0+115 m到K0+135 m范围内出现的沿顶拱到底板的斜裂缝，初步判定在斜裂缝处存在剪切或拉应力。按照3.1.2小节分析所述，经过反复反演，模拟河床侧围岩沿水平向呈15°斜向断裂，靠近河床侧岩层错动挤压隧洞向下游移动，而远离河床侧围岩阻碍隧洞向下游侧移动，在此假设下造成的隧洞应力应变分布模式如图15所示。应力应变集中区域呈现出从顶拱到底板的贯穿型斜向条带，在此区域极易出现贯穿型斜向裂缝，与实际物探结果比较吻合，如图16所示。

若假定隧洞在岩层错动部位承受与竖井底部相同程度的荷载，即X向侧向局部压力1.65 MPa，Y向侧向局部压力0.70 MPa，隧洞的应力分布如图17所示。其从顶拱到底板的斜向应力集中区的应力在1.3～7.4 MPa之间，按照非杆件体系钢筋混凝土结构的线弹性应力图形法配筋计算及验算，衬砌出现破坏，这与实际情况一致。

图11 闸门竖井X向变形位移值

图12 闸门竖井Y向变形位移值

图13 闸门竖井有限元模型变形分析结果

图14 闸门竖井实际监测变形结果

图15 引水隧洞有限元模型应变分析结果

图16 引水隧洞物探裂缝结果

图17 引水隧洞有限元模型应力分析结果

6 结 论

本研究结合实际监测和物探数据，利用有限元数值方法，对引水隧洞和闸门竖井的变形进行了变形-荷载反演分析，得到竖井变形状态下的三角形分布荷载和引水隧洞岩层错动推力荷载模式，并得到与现状相符的应力应变分布，主要结论如下：

（1）闸门竖井发生较大侧向变形时，反演分析确定外荷载模式为渐变均布三角形荷载作用，可分为X向（沿河床指向河床侧）和Y向（沿上下游指向下游）两个荷载分量。

（2）闸门竖井X向（沿河床指向河床侧）所受渐变均布三角形荷载底部作用压力为1.65 MPa时，X向最大变形量为445 mm，与实际监测量470 mm较为吻合，两者相差5%。闸门竖井在Y向（沿上下游指向下游）所受渐变均布三角形荷载底部作用压力为0.70 MPa时，Y向最大变形量为136 mm，与实际监测量170 mm较为吻合，两者相差20%。

（3）初步判断引水隧洞在桩号K0+115 m～K0+135 m范围内倾倒折断带水平错动是造成隧洞破坏的主要原因；其中向下游侧的分量与洞轴线垂直，是造成引水隧道剪切变形的主要因素。反演分析得到这种剪切作用可模拟为一个与水平面成15度角的剪切荷载，荷载量值与闸门竖井Y向（沿上下游指向下游）底部荷载值0.70 MPa相当。

（4）反演分析显示闸门竖井变形后处于弹性工作范围内，结构未发生较大塑性破坏；引水隧洞井口段发生较大塑性变形，有破坏现象；反演分析结果基本与监测和物探结果相一致。