孟底沟水电站蚀变岩密集带综合变形模量研究*

赵梓彤　沈军辉　祝华平　魏　伟　刘　银

(①地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室(成都理工大学)　成都　610059)(②中国电建集团成都勘测设计研究院有限公司　成都　610072)



孟底沟水电站蚀变岩密集带综合变形模量研究*

赵梓彤①沈军辉①祝华平②魏伟①刘银①

(①地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室(成都理工大学)成都610059)(②中国电建集团成都勘测设计研究院有限公司成都610072)

拟建雅砻江孟底沟水电站坝基花岗闪长岩体中，密集发育有单条宽度为0.5～3m的黏土化热液蚀变岩带。变形试验表明，微新花岗闪长岩的变形模量平均值高达31.50GPa，而强黏土化蚀变岩及弱黏土化蚀变岩变形模量仅分别为6.79GPa、11.10GPa，故蚀变岩密集带的存在必将对坝基岩体的变形特性产生重大影响。目前对于这种变形特性差异显著的复杂组合岩体综合变形模量尚无成熟的评价方法。因此，本文在刚性承压板变形试验及声波测试基础上，采用非线性回归法分析了岩体声波与变形模量的相关性，建立了岩体Vp-E0的相关性公式，进而采用算术平均法计算了典型蚀变岩密集带的综合变形模量，其值为18.03GPa，较微新花岗闪长岩变形模量降低了42.76%； 同时，根据带内各种蚀变岩所占比例，采用加权平均法求得蚀变岩密集带综合变形模量值为19.40GPa，较微新花岗闪长岩变形模量降低了38.41%。两种方法所得的综合变形模量值相差仅为7.60%，且对比刚性承压板法所得变形模量值，前者更加安全可靠。故建议采用非线性回归法对孟底沟水电站蚀变岩密集带综合变形模量进行计算。

花岗闪长岩蚀变岩黏土化变形模量非线性回归法

0　引　言

孟底沟水电站坝基岩体为燕山早期的花岗闪长岩，局部沿断裂裂隙密集发育有热液蚀变形成的蚀变岩带。蚀变岩带单条规模不一，宽度一般为0.5～3m，但由于其发育密度大，且普遍具有不同程度的黏土化，其所构成的蚀变岩密集带对岩体的变形特性造成较大影响，从而影响坝基岩体的质量及其稳定性(胡受奚等， 2004； 季克俭等， 2007； 苗朝等， 2014)。国内外学者(李维树等， 1999； Li， 2001)； 李维树等， 2001； Kayabasi et al.，2003； 杨圣奇等， 2003； 董学成， 2004； 周火明等， 2004，2006； Zhang et al.，2004； 宋彦辉等， 2011； 杨建平等， 2011)研究表明，岩体的变形模量主要与岩性、尺寸、风化卸荷、完整性及其所处的地应力环境等因素相关，室内和现场试验是了解和确定岩体变形模量的基本途径。但对于像孟底沟水电站坝基这样，由强蚀变、弱蚀变、未蚀变3种不同岩类组成的软硬相间复杂组合岩体，目前尚无专门的方法去计算其综合变形模量值。

本文采用了两种方法对坝基蚀变岩密集带综合变形模量进行计算。第1种是在工程地质特征调研的基础上，采用非线性回归法对变形试验、声波测试资料进行相关性分析，得出Vp-E0之间的关系式，进而分段计算蚀变岩密集带的变形模量，在此基础上运用算术平均法求解出综合变形模量。第2种是从蚀变岩密集带工程地质分带特征出发，根据强蚀变、弱蚀变、未蚀变3种岩类所占比例，运用加权平均法计算其综合变形模量。研究成果对软硬相间的复杂组合岩体变形模量取值有一定的理论意义，对孟底沟水电站坝基蚀变岩密集带变形模量取值则具有实际意义。

1　蚀变岩密集带的工程地质特征

坝基蚀变岩带是热液在沿断裂裂隙运移过程中，与花岗闪长岩发生交代重结晶形成的。单条蚀变岩带往往沿裂隙发育有一条宽度不等(0.5～10cm)的石英脉，石英脉两侧对称出现花岗岩化-弱黏土化蚀变岩(主要由热液强烈交代花岗闪长岩并发生重结晶而形成)、强黏土化蚀变岩(主要由热接触蚀变形成，交代重结晶程度相对较弱)，黏土化由中间向两侧逐渐提高，以伊利石、高岭土为主，蒙脱石次之。单条蚀变岩带的发育规模大小不一，宽度一般为0.5～3m，主要沿裂隙密集成带产出。

统计表明，坝区的5个含蚀变岩密集带的花岗闪长岩均分布在右岸，分别出露于坝基、坝肩的不同部位，本文以PD203平硐93.4～132m处蚀变岩密集带(命名为：ACZ02)综合变形模量进行研究，(图1)。该段发育有13条蚀变程度不一的蚀变岩带，其中微新花岗闪长岩占47%、强黏土化蚀变岩占30%，弱黏土化蚀变岩占23%，具体的工程地质特征(表1)。对于这种软硬相间的复杂组合岩体，蚀变岩带的宽度、间距、蚀变程度及不同蚀变程度所占比例等对E0都有重要的控制作用。

图1　平硐203内蚀变岩密集带发育特征Fig. 1　Development characteristics of intensive alteration rock zone in adit 203

表1　ACZ02蚀变岩带工程地质特征Table1　Dam engineering geological characteristics of intensive alteration rock zone

编号产状工程地质特征AR203-3N55°W/N∠60°～65°宽0.8m,其中花岗岩化-弱黏土化宽度为0.05m,占6.25%;强黏土化宽度为0.75m,占93.75%。无地下水浸染,弱风化局部强风化,较完整AR203-4N60°W/NE∠65°宽0.17m,中部有宽0.5～2cm石英脉,浸润-滴水,弱风化,较完整AR203-5N20°～25°W/NE∠70°～75°宽0.26m,下盘面的断层见石英条带,无地下水出露,弱风化,较破碎AR203-6N60°W/NE∠70°宽1.3m,见3条石英脉,其中强黏土化宽度为1.3m,占100%。间距60cm,宽0.5～1cm,沿石英偏有约10cm破碎带,局部夹花岗岩团块。浸润-滴水,弱风化,较破碎AR203-7N55°W/SW∠70°宽2.5m,见3条石英脉,其中强黏土化宽度为2.5m,占100%。宽2～5cm,局部呈张性,湿润,弱风化,较破碎AR203-8N70°W/SW∠75°宽3.1m,见一条断层及2条石英脉,其中花岗岩化-弱黏土化宽度为1.50m,占48.39%;强黏土化宽度为1.60m,占51.61%。1～5cm,断层呈张性,眼断层流水,弱风化,较破碎AR203-9N40°W/NE∠75°～80°宽0.7m,其中强黏土化宽度为0.7m,占100%。岩脉内部见一断层,呈张性,沿断层流水,弱风化,较破碎AR203-10N65°W/SW∠70°宽0.5m,其中强黏土化宽度为0.5m,占100%。脉体较破碎,湿润,弱风化AR203-11N60°W/NE∠80°～85°宽1.8m,其中花岗岩化-弱黏土化宽度为0.40m,占22.22%;强黏土化宽度为1.4m,占77.78%。内部有断层,呈张性,眼断层流水,弱风化局部强风化,较破碎AR203-12N60°W/NE∠80°～85°宽0.4m,其中强黏土化宽度为0.4m,占100%。见一条0.5～1.0cm石英脉,湿润,弱风化,较完整AR203-13N60°W/NE∠80°宽4.2m,其中花岗岩化-弱黏土化宽度为2.2m,占52.38%;强黏土化宽度为2m,占47.62%。见两条断层及少量石英脉,滴水,局部流水,弱风化,较完整AR203-14N55°W/NE∠80°宽0.8m,其中花岗岩化-弱黏土化宽度为0.3m,占37.5%;强黏土化宽度为0.5m,占62.5%。见4条0.5～1cm方解石脉,弱风化,上盘接触面局强风化,湿润,较破碎AR203-15N55°W/SW∠75°宽0.15～0.25m,见2条2～5cm石英脉,弱风化,湿润,较完整

2　声波—变形模量的相关性分析

采用刚性承压板法对坝址区不同类别的岩体做了变形试验，加载方式为逐级一次循环法，载荷分5级施加，每级压力分别为2MPa、4MPa、6MPa、8MPa、10MPa。运用弹性理论(钱长伟等， 1956)，按半无限空间弹性体公式计算岩体变形(弹性)模量。但由于大型变形试验费用高，工期长，故仅对不同蚀变程度的典型岩体做了30组大型变形试验，并配套做了声波测试(表2，表3)。变形试验成果表明，微新花岗闪长岩、弱黏土化蚀变岩及强黏土化蚀变岩的变形模量平均值分别为31.50GPa、11.10GPa、6.79GPa。

对不同的岩体配套试验数据进行拟合分析时，根据数据点在直角坐标系中的分布进行非线性回归，由样本点的散点图趋势，分别采用对数、乘幂和指数函数等对变形模量与单孔声波波速进行拟合，通过回归成果比较，最终选用回归结果最佳的指数函数(图2)。

从图2 中可以看出，花岗闪长岩单孔声波值与变形模量拟合方程为：

(1)

蚀变岩单孔声波值与变形模量拟合方程为：

(2)

坝址区综合岩体单孔声波Vp与变形模量E0的回归方程为：

(3)

以上回归拟合方程中E0为变形模量，Vp为单孔声波波速，R为相关系数； 由式(1)～式(3)知拟合关系式相关系数均达到0.89以上，表明坝基岩体声波值与变形模量值具有较高的指数相关性，故采用以上关系式来计算坝区岩体的变形模量值是可行的。

表2　坝址区变形试验成果数据Table2　Test results deformation data at dam site area

试点编号试点位置在压力P/MPa下岩体的E0、E值/GPa包络线模量E0/GPaP246810E0PD203-1(H)0+26m下游壁E08.6910.311.211.611.612.8E171920.119.919.7E0PD203-2(H)0+48.0m上游壁E047.536.332.530.528.925.4E82.650.645.640.237E0PD213-7(H)0+105.5m下游壁E020.918.617.617.417.617.6E3227.638.43535.1

表3　坝址区变形试验配套声波测试成果数据Table3　Acoustic test results data and deformation test kit at dam site area

试点编号单孔波速/km·s-1均值终值E0PD203-1孔深0.40.60.81.01.21.413.543.1753.3333.8464.8193.7433.63823.6043.6043.6363.393.3333.7383.551E0PD203-2孔深0.40.60.81.01.21.413.9655.3335.1954.8724.86324.4944.8784.4445.0634.72035.0634.1673.7743.9224.23245.2635.1285.6345.4795.4795.2635.374E0PD213-7孔深0.40.60.81.01.21.415.7145.4055.5565.5565.0005.4465.42525.0004.7625.0004.6514.8784.85835.7145.7145.7145.8825.8825.5565.74445.5565.7145.5565.4055.7145.589

图2　坝址区岩体单孔声波波速与变形模量关系曲线Fig. 2　Relation curve between single-hole sonic wave velocity and deformation modulus of rock mass dam site area

3　蚀变岩密集带综合变形模量评价

蚀变岩带的组合、产出特征各不相同，但无论什么组合形式，其变形模量值都较围岩差，可以统一将蚀变岩带看成软弱层，围岩看成坚硬层。故蚀变岩密集带的综合模量取值，可以近似的简化成软硬相间的互层状岩体综合变形模量来计算。

3.1算术平均法计算综合变形模量

根据现场对ACZ02区的声波测试值，利用上面拟合的坝址区岩体Vp-E0的相关关系式，即可计算得到分段岩体的变形模量(图3)，再对分段得出的变形模量值算术平均，即可得到ACZ02岩体的综合变形模量理论值(表4)。

图3　蚀变岩密集带波速值、综合变形模量值成果Fig. 3　Results of wave velocity value and integrated deformation modulus value at intensive alteration rock zone

通过表4中的数据可知，在平硐203中93.4～132m段蚀变岩密集带的综合变形模量为18.03GPa，其中蚀变岩带的变形模量为6.70GPa，蚀变围岩影响带的变形模量为21.32GPa。

表4　蚀变岩密集带综合变形模量Vp-E0相关关系式计算成果Table4　Calculation results from integrated deformation modulus versus wave velocity Vp-E0 relation formula for intensive alteration rock zone

平硐桩号/m939494.895.896.697.598.299.2100101变形模量/GPa23.5721.8515.8119.2315.6712.7519.6414.7511.1613.80平硐桩号/m102.9103.7104.5105.4107.2108108.9109.7110.6111.4变形模量/GPa16.4543.5513.6315.4917.896.6223.5013.4124.8029.54平硐桩号/m112.3113.2114114.7115.6116.4117.1118119.1120.3变形模量/GPa28.9630.3324.8228.1416.247.485.436.1130.3313.51平硐桩号/m121.2122.2124.3125.2126.2127.5128.7129.8130.8131.9变形模量/GPa13.0310.355.1014.317.015.2631.946.9726.0536.93

表5　蚀变岩密集带综合变形模量加权平均法计算成果Table5　Calculated results of intergrated deformation modulus from weighted average method for intensive alteration rock zone

蚀变岩带分类花岗闪长岩弱黏土化强黏土化总值宽度/m18.058.9011.6538.60百分比/%472330变形模量/GPa31.5011.106.79变形模量加权平均值/GPa14.812.552.0419.40

3.2加权平均法计算综合变形模量

在对蚀变岩密集带工程地质分带特征调研基础上，根据蚀变岩密集带中各种岩类所占比例，采用加权平均法计算其综合变形模量值(表5)。由加权平均法计算的综合变形模量值为19.40GPa，计算值较采用Vp-E0的相关关系式计算结果大，但是差距仅为7.60%，在可接受范围之内，且采用相关关系计算出的变形模量值更加安全可靠，故最终决定蚀变岩密集带的综合变形模量值取18.03GPa。

4　结　论

(1)本文在坝基岩体工程地质特征调查基础上，采用非线性回归法对声波测试与变形试验资料进行回归分析，进而采用算术平均法得出典型蚀变岩密集带(即ACZ02)的E0为18.03GPa； 并采用加权平均法得出其综合变形模量为19.40GPa。与未经蚀变的微新花岗闪长岩相比，两种方法得出的综合变形模量值分别降低了42.76%， 38.41%，误差仅为7.60%，在可接受范围之内。对比刚性承压板法所得变形模量值，前者更加安全可靠，故建议采用非线性回归法对其进行计算。

(2)本文采用非线性回归法对坝基岩体的声波测试和变形试验资料进行回归分析，建立了坝区岩体Vp-E0的相关关系式，由声波值计算出岩体的变形模量值。该方法的运用大大节省了承压板变形试验的费用成本和时间，是对软硬相间复杂组合岩体力学性质快速定量分析的有效手段。

DOng X C. 2004. Water conservancy project rock mechanics[M]. Beijing：China Water Power Press．

Hu S X，Ye Y，Fang C Q. 2004. The significance of petrology of metasomatic alteration and prospecting[M]. Beijing： Geological Publishing House.

Kayabasi A，Gokceoglu C Ercanglu M. 2003. Estimating the deformation modulus of rock masses： A comparative study[J]. International Journal of Rock Mechnics & Mining Sciences，(40)： 55～63．

Ji K J，Lü F X. 2007. Metasomatic hydrothermal metallogeny：：cause corrobortion of Hydrothermal depositd[M]. Beijing：：Geological Publishing House．

Li C. 2001. A method for graphically presenting the deformation modulus of jointed rock masses[J]. Rock Mech. Rock Engng，34(1)： 67～75．

Li W S，Lu X Y, Xiong S H. 1999. A study on dynamic and static behavoirs of deformation parameters of the rock in the Three Gorges reservoir area[J]. Underground Space，19(4)： 332～337．

Li W S，Zhou H M，Wang F X. 2001. Study on determination method of macroscopic deformation parameter for engineering rock mass[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 20(S)： 1758～1761．

Miao Z，Sheng J H，Li W G，et al. 2014. Argillization and mechanism characteristics of altereddolerite in Daganshan hydropower station[J]. Journal of Engineering Geology，22(1)： 130～136.

Qian W C，Ye K Y. 1956. Mechanics of elasticity[M]. Beijing： Science Press．

Song Y H，Ju G H，Sun M. 2011. Relationship between wave velocity and deformation modulus of rock masses[J]. Rock and Soil Mechanics，32(5)： 1507～1512，1567．

Yang J P，Chen W Z，Dai Y H. 2011. Study of scale effect of deformation modulus of fractured rock mass part： Finite element method[J]. Rock and Soil Mechanics，32(5)： 1538～1545．

Yang S Q，Zhang X M， Su C D. 2003. Testing study on acoustic property of marble block[J]. Jourral of Liaoning Technical University，22(6)： 772～775．

Zhou H M，Kong X H. 2006. Problem and countermeasures on parameter selection of rock mechanics in water conservancy and hydropower projects[J]. Journal of Yangtze River Sciontific Research Institute，23(4)： 36～40．

Zhou H M，Sheng Q，Chen S W， et al. 2004. Numerical simulation of size-effect in deformation test of layer composite rockmass[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，23(2)： 289～292．

Zhang， L Y，Einstein， et al. 2004. Using RQD to estimate the deformation modulus of Rock Mechanics & Mining Sciences，(41)： 337～341．

董学成. 2004. 水工岩石力学[M]. 北京：中国水利水电出版社．

胡受奚，叶瑛，方长泉. 2004. 交代蚀变岩岩石学及其找矿意义[M]. 北京：地质出版社．

季克俭，吕凤翔. 2007. 交代热液成矿学说：热液矿床成因的佐证[M]. 北京：地质出版社．

李维树，鲁先元， 熊诗湖. 1999. 三峡工程坝区工程岩体变形特性的动静特性研究[J]. 地下空间，19(4)： 332～337．

李维树，周火明，王复兴. 2001. 确定工程岩体宏观变形参数的方法探讨[J]. 岩石力学与工程学报， 20(增)： 1758～1761．

苗朝，沈军辉，李文纲，等. 2014. 大岗山坝区辉绿岩脉蚀变泥化特征及机理研究[J]. 工程地质学报，22(1)： 130～136．

钱伟长，叶开源. 1956. 弹性力学[M]. 北京：科学出版社．

宋彦辉，巨广宏，孙苗. 2011. 岩体波速与坝基岩体变形模量关系[J]. 岩土力学，32(5)： 1507～1512，1567.

杨建平，陈卫忠，戴永浩. 2011. 裂隙岩体变形模量尺寸效应研究Ⅰ：有限元法[J]. 岩土力学，32(5)： 1538～1545．

杨圣奇，张学民，苏承东. 2003. 岩块声学特性的试验研究[J]. 辽宁工程技术大学学报，22(6)： 772～775．

周火明，孔祥辉. 2006. 水利水电工程岩石力学参数取值问题与对策[J]. 长江科学院院报，23(4)： 36～40.

周火明，盛谦，陈殊伟，等. 2004. 层状复合岩体变形试验尺寸效应的数值模拟[J]. 岩石力学与工程学报，23(2)： 289～292.

INTEGRATED DEFORMATION MODULUS OF INTENSIVE ALTERED ROCK ZONE AT MENG DIGOU HYDROPOWER STATION

ZHAO Zitong①SHEN Junhui①ZHU Huaping②WEI Wei①LIU Yin①

(①NationalLaboratoryofGeohazardsPreventionandGeoenvironmentProtection，ChengduUniversityofTechnology，Chengdu610059)(②ChinaElectricPowerConstructionSurveyandDesignInstituteGroupLtd.，Chengdu610072)

Most of the dam foundation rock mass is granodiorite in the proposed Yalongjiang Mengdigou hydropower station， where intensive development of Hydrothermal alteration rock zone has a single width of 0.5～3m. Deformation test shows that the average deformation modulus of new micro-granodiorite is up to 31.5GPa. The deformation moduli of strong clay alteration rock and weak clay alteration rock are 6.79GPa and 11.10GPa， respectively. Therefore， the existence of intensive altered rock zone can have a significant impact on the deformation characteristics of the dam foundation rock. There are no mature methods to calculate the deformation modulus of the complex combination of rocks with deformation characteristics of significant differences. Therefore， this article is based on the rigid bearing plate deformation test and acoustic test. It uses the nonlinear regression method to analyze the correlation of rock deformation modulus and acoustics. It establishes the rock Vp—E0correlation formula. Then， it uses the arithmetic average method to calculate the deformation modulus of typical intensive altered rock zone. The result is 18.03GPa and decreases by 42.76%to that of new micro-granodiorite rock. Meanwhile， according to a variety of altered rock band percentage， it uses the weighted average method to calculate deformation modulus of intensive altered rock zone. The result is 19.40GPa and decreases by 38.41%to that of new micro-granodiorite rock. The difference of the two methods is only 7.60%.Comparing with the rigid bearing plate result， the former is more safe and reliable. Thus， the method of nonlinear regression is suggested to calculate the deformation modulus of intensive altered rock zone at Mengdigou hydropower station.

Granodiorite， Altered rock， Clay， Deformation modulus， Nonlinear regression method

10.13544/j.cnki.jeg.2016.03.016

2015-03-28;

2015-08-08.

国家自然科学基金(编号：41572308)，高等学校博士学科点专项科研基金博导类联合课题(20125122110005)资助.

赵梓彤(1990-)，女，硕士生，从事岩体稳定地质工程研究. Email: 546363947@qq.com

简介： 沈军辉(1964-)，男，教授，博士生导师，从事工程地质环境地质研究. Email: 820747923@qq.com

TU42

A