黄岛国家石油储备地下水封洞库工程水幕系统施工关键

1概述

1.1研究背景

我国经济的持续增长，能源消耗量的的节节攀升，导致对外石油的依存度居高不下。在当前复杂的国际政治、经济、军事形势下，国家战略石油储备已成为各国能源安全的最重要一环。为确保我国能源安全，维护国民经济健康发展，急需建立充足的国家石油战略储备库。地下水封洞库以其库容大、占地少、安全环保的特点，成为国内外油气储存的一个重要手段和技术发展方向。

地下水封石洞油库是在稳定的地下水位线以下，在岩体中开挖洞室，利用水幕使洞壁岩体裂隙充满水，使地下水位在较高的位置，达到利用稳定地下水的水封作用储存洞室内石油的目的。因此，地下水封洞库的密封性问题是工程成败的关键所在[1]。当年平均降雨量欠丰、地质条件复杂、水位不稳定或洞库埋深不够时，必须采用人工水幕以保证稳定的地下水位，从而降低因自然水位下降而导致的洞库上部地下水盖层缺失，并致使油气泄漏的风险。大量的工程实践表明，人工水幕系统在保证地下水封油库的储油安全方面起到了重要作用。影响人工水幕水封效果的因素，除了水幕系统设计和施工、维护外，洞库岩体的渗透性尤为关键。岩体渗透性太大，洞内涌水量过高，将大大增加洞库施工风险和水幕运行费用。因此水封系统渗漏控制成为地下石油储备工程设计、施工与安全运营中的关键技术难题[2]。

我国地下水封洞库建设起步晚，于20世纪70年代在黄岛修建了第一座总库容为15万方的原油地下水封洞库，80年代在浙江象山建成了1座容积4万方的地下成品油库，但均未采用人工水幕。本世纪初在汕头、宁波建成两座地下液化石油气(LPG)洞库，但其库容较小并带有实验性。美国、韩国以及北欧国家均大量采用地下石洞作为原油战略储备库。2003年3月，钱七虎、王思敬、王梦恕、陈肇元、施仲衡和童林旭共六位院士专家，联名向全国人大与全国政协“两会”建议“国家战略石油储备库不应建在地上，而应建在地下”。国家发改委提出了以地下为主的国家石油储备工程二期、三期规划，各期储量均为2800万吨。但是由于对人工水幕系统设计参数缺乏系统研究，对地下水封洞库水封条件的认识还不够深入，地下水封洞库裂隙岩体渗漏控制无实际经验可循，地下水封洞库水封效果的评价还未建立适宜标准，这些因素严重制约了我国大型地下水封石洞油库的自主建设，迫切需岩石力学与工程学科与工程地质、水工结构学科开展协同攻关，为国家石油储备二期地下储油库规划工程的建设提供理论与技术支持。

1

1.2水封石洞油库起源与实践

水封理论起源于人们对天然油气藏的认识，自然中的石油和天然气在未开采之前，就是储藏在储油岩内相互沟通的孔隙中，四周被地下水或不透水层包围(图1.2-1)。由于油比水轻且油水不互溶的原理，从而形成了天然的地下油气藏。油气藏围岩裂隙中的地下水也就是自然形成的水幕系统。

图 1.2–1 天然石油储藏示意图

水封理论的发展很大程度上得益于实践设计和运行经验。目前已知的应用领域有：煤炭行业、水电站和油气储存等。

将水封理论推到另一个高度的是水封式地下储油和储气洞库的大规模建造。早在西班牙内战期间，瑞典岩石力学和石油储备之父Dr.Hageman(Tor Henrik Hageman)提出石油产品应该储存在处于水下的混凝土容器中，并于1938年为其想法申请了专利。他的想法第一次将水作为封存介质引入到地下石油存储，并预示着石油储存“瑞典法”的到来。1939年瑞典人H.Jansson申请了一项储油专利(图1.2-2)，其取消了之前常用的混凝土钢衬，石油直接存储在位于地下水位以下的不衬砌岩洞中。这就是后来著名的石油储存“瑞典法”。

2

[3]

图 1.2–2 H.Jansson储油专利

1948年在Harsbacka由一座废弃的长石矿改造而成的储油厍首次储油，标志着第一次将大量的石油储存在没有腐蚀和泄漏风险的地下非衬砌岩洞中(图1.2-4)。1949年另一位瑞典人Harald Edholm提出了类似的水封式储油的专利，并于1951年在Stockholm郊外的Saltsiobaden建造了容积为30m3的实验洞库(图1.2-5)。1951年6月向洞库内注入17.6m3汽油，一直储存到1956年6月。实验结果表明：没有汽油渗漏到圈岩中，也没有出现汽油挥发泄漏；储存的汽油的品质没有发生任何改变。

图 1.2–4废弃长石矿改造而成的储油库示意图(Harsbacka，1948)[3]

3

图 1.2–5 Harald Edholm建造的实验洞库示意图(Saltsjobaden，1951)[3] 我国于1973年在黄岛修建了国内第一座容积为15万立方米的小型地下水封式储油洞库。同期我国又在浙江象山建成了第一座地下成品油库，但容积仅为4万立方米，储存0号和32号柴油。

总体上而言，国外在建设地下储油库方面已取得成熟可靠的经验，我国大型地下储油库建设还处于起步阶段，积累的经验不多，但是地下工程(交通隧道、水电及矿山等)的修建技术也已达到国际水平，可为大型地下储油库提供有力支持。

1.3黄岛地下水封洞库工程概况与关键技术难题

黄岛国家石油储备地下水封洞库工程是我国首座大型地下原油储备库建设项目，主要由储油洞罐和水幕系统组成。3组洞罐9个洞室(20m×30m)可储原油300万m3，总长度为5683m，由5条水幕巷道(5m×4.5m)和529个孔径120 mm(单孔长度5.12~105m，总长44435m)水幕孔构成水幕系统，承担洞库水封要求的水量补充、水压平衡和地下水位稳定[4]。水幕巷道（底板高程5m）与主洞室（拱顶高程-20m）垂直布置，水幕孔（空口高程6m）与主洞室平行，覆盖整个洞库。黄岛工程平面布置示意见图1.3-1。

洞罐始终处于稳定的地下水位线以下设计深度进行施工和运行，即洞室开挖前，地下水通过围岩节理裂隙等渗透到岩层的深部并完全充满岩层空隙(图1.3-2所示)。当石洞储油库钻爆法开挖形成后，围岩中的裂隙水就向被挖空的洞室流动。在洞室中注入原油后，原油周围会存在一定的压力差，因而在任一原油油面上，水压力都大于原油油压力，使原油不能从裂隙中漏走。同时，利用原油比水轻以及油水不相混的性质，流入洞室内的水则沿洞壁汇集到洞底部形成“水垫层”。水封系统渗漏控制是黄岛“水垫层法”水封储油成败的关键，也是工程建设面临的关键技术难题，主要体现在以下几个方面：

(1) 洞库涌水量预测是评价洞库密封性的重要依据，贯穿于洞库设计、施工、运行

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全生命周期，需结合不同人工水幕设置参数及洞库围岩的渗透特性开展。但由于结构面发育程度、岩体结构特征不均匀性，总长度5683m的主洞室不同区域渗透性能表现出巨大差异，合理评价裂隙岩体渗透参数是涌水预测的前提。国内外有关裂隙岩体渗透参数取值的研究成果较多，但由于裂隙发育的不均匀性、随机性，裂隙岩体渗透参数取值问题仍然是该领域的一大难题。

(2) 为了提供水封条件，水幕孔要覆盖整个洞库，孔深均在100m左右，远大于水电工程锚索钻孔，同时要求水幕孔的方位角偏差不大于2°，孔斜向下偏差小于孔深的5%。在空间狭窄的水幕巷道内进行如此孔深的高精度水平钻孔，采用现有的钻进设备是难以达到的。

(3) 地下水封洞库不同于水电工程地下洞室，不是完全的防水，而是要求“渗而不漏”“渗而稳定”，一方面必须借助地下水压形成对储油的封闭，防止油品外渗；另一方面岩体渗透性太大将导致主洞室内涌水量过高，施工风险大，后期运行成本高，规范规定100万m3主洞库的涌水量不超过100m3/d。作为我国首个大型水封地下洞库，合理有效地构造洞库渗漏控制系统无相关实际经验可循。

图 1.3–1 黄岛工程平面布置示意图

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图 1.3–2 黄岛工程地下水封面洞储油库原理示意图

1.4主要研究内容与创新点

1.4.1主要研究内容

(1)水幕系统运行机制分析及洞库涌水量预测

通过研究不同注水条件下水幕孔水力作用机制，分析不同注水、不同渗透参数条件下水幕系统渗流场特征，为水幕运行效果评价提供理论支持；开发考虑任意结构裂隙网络的渗流分析模型，建立复杂结构岩体参数综合取值方法，并应用于黄岛工程裂隙岩体渗透系数取值和涌水量预测，对比洞库涌水量计算结果与实际测试结果，验证复杂结构岩体渗透参数综合取值方法合理性。

(2)超长水平钻孔的偏斜控制技术研究

研制钻进主动纠偏钻杆定心装置、潜孔钻机监测仪及数显调控系统，建立一整套钻孔偏斜控制方法，提升钻机工作效率和精度，并运用于黄岛工程的水幕孔钻孔施工，通过每个钻孔不同深度偏斜检验、水幕孔注水检验，验证钻孔偏斜控制技术对控制偏斜、形成有效水幕的效果。

(3)水幕条件下地下洞库渗漏综合控制技术研究

采用“以防为主，防堵结合”策略，研究最大限度地提高喷锚支护体系自身抗渗性的综合控制渗漏新方法，即利用水封精细爆破创新技术，制定轮廓面爆破方案、爆破参数、起爆网路，实现围岩“成型和保护”，为水封洞库制备防渗基层；研究涨壳式预应力中空锚杆高压注浆工艺，以控制围岩变形和封堵围岩裂隙，进一步改善防渗基层；开发掺矿渣、钢纤维高性能喷射混凝土，在喷射强度不减前提下，大幅提升抗渗性能，为水封洞

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库添加堵漏附层。

1.4.2创新点

(1) 采用水幕孔现场水力学试验研究水幕系统水力学渗透机制，综合水力学试验、三维裂隙网络渗流、双重介质渗流等分析，取得黄岛大型水封石油洞库水幕系统更为准确的渗透参数，解决水封复杂条件石油洞库渗漏预测的关键技术难题。

(2) 提出超长水平钻孔偏斜控制的成套技术。采用该技术提高了超长水平钻孔的造孔精度，解决人工水幕孔施工中的超长水平钻孔偏斜控制关键技术难题。

(3) 提出大型水封石洞开挖精细爆破防漏技术和涨壳式预应力中空锚杆高压注浆堵漏技术，形成防堵结合的大型水封石洞渗漏控制创新技术，解决人工水幕下洞库渗漏控制关键技术难题，达到石洞油库水幕系统稳定的目的。

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2水幕系统运行机制分析及洞库涌水量预测

水幕系统在保证地下水封油库的储油安全和保护周围地下水资源方面发挥重要作用。水幕孔不同注水方式是检验水幕孔有效性、孔间连通性、水幕系统运行状态有效手段。通过研究不同注水条件下了水幕孔水力作用机制，分析不同注水、不同参数条件下水幕系统渗流场特征，为水幕运行效果评价提供理论支持。从经济角度考虑，在安全运行的前提下，为节省水幕运行费用，应尽量减少洞室涌水量，故《GB 50455-2008地下水封石洞油库设计规范》中规定：处理后的日涌水量每100万m3库容不宜大于100m3。地下水封洞库施工期及运行期涌水量合理预测，可为洞库渗漏控制提供依据。但由于结构面发育程度、岩体结构特征不均匀性，洞库不同区域渗透性能表现出巨大差异，合理评价裂隙岩体渗透参数是涌水预测的前提。为此，开发考虑任意结构裂隙网络的裂隙渗流分析模型与双重介质渗流分析模型，结合渗透张量分析法，重点研究了黄岛工程裂隙岩体渗透参数。利用该渗透参数进行了三维渗流分析，得出洞库涌水量与实际测试结果较为一致，验证了复杂结构岩体渗透参数综合取值方法合理性。

2.1水幕单孔注水试验的水力作用机制分析

2.1.1试验方法

(1) 水幕孔充水：以0.3MPa的压力持续稳定充水15min，然后对充水流量每隔为5min记录一次。当流量无持续变化趋势，且连续5次观测的最大值与最小值之差小于最终值的10%时，取最终值作为0.3MPa稳定压力下的充水流量值，关闭阀门，停止充水。15min后每隔为5min对孔内压力进行观测，当压力无持续变化趋势，且连续5次压力读数中最大值与最小值之差小于最终值的10%，取最终值作为孔内静水压力值，本次充水结束。

(2) 水幕孔注水：注水压力为该静水压力加0.3MPa，每隔5min进行流量记录，当流量无持续变化趋势，且连续5次流量值中最大值与最小值之差小于最终值的10%，取最终值作为该压力下的稳定注水量，本次注水试验结束。

(3) 回落观测：停止注水，待孔内水压力自然回落，每隔15min记录一次孔内压力变化，持续回落90min，如连续5次压力读数中最大值与最小值之差大于最终值的10%，则继续观测记录至小于10%，如压力回落至0，则随时终止观测。

(4) 注水~回落试验分析与判断：根据以上测试数据计算该孔围岩的平均渗透系数。

8

9 若该平均渗透系数不大于10-7m/s ，则该水幕孔注水~回落试验结束；若该孔平均渗透系数大于10-7m/s ，则需对此孔进行动态设计调整，采取必要的封堵措施。

2.1.2 水力作用机制

水幕孔注水试验的水力作用机制其实就是非稳定流到稳定流转变，压力和流量随时间变化的过程。

单孔注水试验的稳定流分析，可采用裘布依承压井流模型。假定水幕孔围岩为均质多孔介质且各向同性，距水幕孔R 处存在圆形定水头边界，水头值等于水幕孔初始水头值H 0。根据达西定律有：

2πdh dh

Q kA

rLk

dr dr

== (2.1-1) 分离积分变量，取积分限为r 由r w 至R ，h 由H 0至H 0+H w ，得裘布依稳定承压井流公式：

w

图 2.1–1 单孔注水试验二维分析流场示意图

2πln w

w

LkH Q R r =

(2.1-2) ln 2πw w

Q R

k H L r =

(2.1-3)

上述各式中：

k —渗透系数(m/d)；Q —压入流量(m 3/d)；H w —试验水头(m)；L —试段长度(m)；R —注水试验影响半径；r w —钻孔半径(m)。

单孔注水试验的非稳定流分析，可采用地下水动力学中定降深井流公式：

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221P P P

a r r r t ?????+=

??????

(),0w r r t <<∞>

(2.1-5) (),00P r = ()w r r <<∞ (2.1-6) (),0P t ∞= ()0t > (2.1-7) ()(),w w P r t P =常数

()0t >

(2.1-8)

上述各式中：

a —压力传导系数，单位m 2/s ，a=k/s ，其中k 为渗透系数，单位m/s ，s 为储水系数，单位m -1；P —水头增量(用水柱高表示，单位m)；r —压力作用半径，单位m ；r w —钻孔半径，单位m ；P w —压水试验段压力(用水柱高表示，单位m)；t —压水作用时间，单位s 。

解上述偏微分方程得：

2π()w Q kLP G t = (2.1-9)

其中

2

w

t at r = (2.1-10)

22

0022

01()()4()πtu u J u Y u G t e du -∞+=????

?

(2.1-11) 式(2.1-11)中，J 0为零阶第一类贝塞尔函数，Y 0为零阶第二类贝塞尔函数。

当t 很大(5

10t >)时，()G t 函数可近似写为下式

2

2

222

()1 2.2544w w G t r at W W In t at r ≈

=≈?????? ? ? ??????? (2.1-12)

其中，0

()x

e w u dx x

-∞

=?

。 通过式(2.1-9)~(2.1-12)可发现，注水流量Q 是渗透系数k 和压力传导系数a 的函数。据地下水动力学公式a =k /s ，其中s 为单位储水系数，若能确定储水系数s ，那么注水流量Q 即转化为渗透系数k 的一元函数，利用最小二乘法，根据实测单孔注水试验中的流量Q 与时间t 的关系，计算相应的渗透系数k ，设M 为k 的函数：

2

()2π()n

i i w i M k Q kLP G t =??=-??∑ (2.1-13)

则上述问题变为求函数M (k )在定义域上的极最小，采用数值方法编程求解，

即可求

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出渗透系数k 并计算出压力传导系数a 。

2.1.3 单孔注水试验流场规律

根据单孔注水试验的非稳定流计算模型，分析了距单孔不同距离位置水压力分布规律。

注水压力P 为0.3MPa ，注水孔半径r w 为0.055m ，注水孔长度为100m ，含水层渗透系数k 取1×10-8m/s ，储水系数s 为5.65×10-7m -1。根据非稳定流计算公式，计算出不同距离、不同时间压力水头变化规律曲线，见图2.1-2和图2.1-3。可知单孔注水试验中流场的基本规律：①总体上随着注水试验持续时间不断增加，注水孔周围的压力水头相应不断升高；②距注水孔中心距离越远，其孔隙水压力随着距注水孔中心的距离的增大而迅速衰减。

时间(s)

压力水头(m

)

图 2.1–2 距注水孔不同距离水压力随时间变化曲线

距注水孔中心距离(m)

压力水头(m )

图 2.1–3 压力随距离变化曲线

2.2水幕有效性(连通性)试验水力学机制分析

2.2.1试验方法

(1) 第一阶段：水幕孔静止水压力分布观测。关闭所有水幕孔的阀门，记录所有水幕孔的压力，每8小时记录一次或根据实际情况确定，一直持续到压力处于稳定状态。该阶段可能要持续几天或一星期。

(2) 第二阶段：第一个水动力状态

打开偶数水幕孔阀门，奇数孔仍然关闭。记录偶数孔的压力和流量，记录奇数孔的压力，每8小时记录一次或根据实际情况确定，一直持续到压力处于稳定状态。该阶段可能要持续几天或一星期。

(3) 第三阶段：第二个水动力状态

打开奇数水幕孔阀门，偶数孔仍然关闭。记录奇数孔的压力和流量，记录偶数孔的压力，每8小时记录一次或根据实际情况确定，一直持续到压力处于稳定状态。该阶段可能要持续几天或一星期。如果任一阶段期间某处没有补水的水幕孔的压力降到零，要继续注水，保持压力刚好在零位以上，量测并记录其流量。

有效性试验完成即可决定钻附加孔，应对钻附加孔的区域进行局部有效性试验。基本判断原则是：对注水孔进行注水时，若未注水孔压力明显上升，则证明两孔之间的渗透性良好，无需附加钻孔，若未注水孔压力无明显上升，则证明两孔之间渗透性不良或不渗透，应补充钻孔以达到孔间良好的渗透性的目的。

2.2.2水力学机制

水幕孔有效性试验属于孔群试验，可以采用地下水动力学中的反映法建立数学模型并进行求解。

取水幕孔横截面进行二维分析，地面和油库洞顶可近似看做定水头平面，水幕孔同时开启后，对水幕系统中的单个水幕孔(除油库最外侧的水幕孔)，根据水力学中反映法的原理，可将两相邻水幕孔的中线视为隔水边界。由此将水幕有效性试验中的单个水幕孔看成是上下为近似定水头边界，左右隔水边界的一个二维均质模型。如图2.2-1所示。

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图 2.2–1 水幕有效性试验二维均质模型

当注水孔1，2，3均打开，且注水压力相等时，注水孔1和注水孔2的中线AC，以及注水孔2和注水孔3的中线BD上y方向的流量为0，可将AC，BD看做隔水边界。地面和油库拱顶近似看成定水头边界，即AB，CD为定水头边界，水头值为0。注水孔的边界为上下定水头，左右隔水的矩形区域。

采用地下水动力学中的反映法，将有边界问题转化为无边界问题进行求解，反映法的基本原则为：(1)虚构孔与实际孔位置对称；(2)虚构孔的强度(压力变化量)与实际孔相等；(3)虚构孔的性质(注水或抽水)取决于边界性质，对于隔水边界，要求通过该边界的流量为零，则虚构孔与实际孔的性质应相同；对于定水头边界，要求通过边界的流场垂直于该边界，则虚构孔与实际孔的性质应相反，由此即可满足所设定的边界条件要求；

(4)对于不稳定流，虚构孔开始工作的时间与实际孔相同。根据以上分析及反映法的基本原则，建立虚构孔如图2.2-2所示。

虚拟注水孔

虚拟注水孔

图 2.2–2 水幕孔反映法计算示意图(孔2为实孔，其余均为虚拟孔)

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14

距定压力注水或抽水孔的距离为r 处的岩体内孔隙水压力的水头变化值P 为：

(,)w p p A r t = (2.2-1)

其中，

/w r r r = (2.2-2)

2

/w

t at r = (2.2-3) 000022

002()()()()2

(,)1()()tu J u Y ru Y u J ru du

A r t J u Y u u e π

∞

--=-

-?

(2.2-4)

当500t >时

24(,) 2.25r W t A r t In t ??

???≈

(2.2-5)

对于水幕孔连通性试验，根据注水孔的注水压力计算未注水的水幕孔内压水随时间的变化关系，是试验分析中的关键问题。采用非稳定流方法对连通性试验中的某注水孔进行分析，根据反映法原则建立虚构孔，将实际孔与虚构孔对其相邻的未注水孔的水头影响值进行叠加，即可求出相邻为注水孔内压力随时间的变化关系：

()()()

w w P P ,,P A r t A r t A r t ??==-??

∑∑注抽注抽, (2.2-6)

2.2.3 水幕孔连通性试验流场规律

(1) 渗透参数对压力变化规律的影响

水幕孔连通性试验中注水压力为在静水压力基础上增加0.3MPa 压力。先讨论水幕孔间距为10m 时，不同渗透系数下的压力变化规律，见图2.2-3。可见在连通性试验中，其流场是能够从非稳定流逐渐过渡到稳定流的。

图 2.2–3 不同渗透系数下未注水孔内压力随时间变化曲线

(2) 不同水幕孔间距对压力变化规律的影响

设渗透系数为1×10-8m/s，储水系数为5.65×10-7m-1，不同水幕孔间距下未注水孔水压力变化曲线见图2.2-4、2.2-5。由此可见，连通性试验中，水幕孔间距从20m减小到10m，未注水孔中的压力逐渐增大，说明孔距减小有助于降低水幕孔之间水位差。

图 2.2–4连通性试验未注水孔水压力变化规律

图 2.2–5连通性试验孔间水压力发展曲线(孔距20m)

2.3施工期水幕孔水力机制分析

2.3.1试验方法

试验主要流程：对于单一水幕孔，只要注水-回落试验完成，就需对其进行施工期注水。注水压力宜为该孔的静水压力，每天记录一次每个孔的压力和流量。

施工期水幕孔通过阀门控制后可以长期进行注水观测，因此选择并维持好注水压力，可以实现对压力和流量的长期观测，相比于单一水幕孔的注水-回落试验更为简便，并可以获得大量观测数据。同时由于观测时间可以非常长，避免了单一水幕孔注水回落试验中对稳压时间的要求。

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2.3.2水力机制三维分析

采用三维数值分析，并考虑水幕廊道排水的影响。建立如图2.3-1的模型。模型左右侧为隔水边界，下侧边界较远且为隔水边界，水幕孔注水压力为0.3MPa。分别模拟主洞库上层开挖后、主洞库开挖完成后的稳定渗流场。其中主洞库开挖完成后的水压力分布如图2.3-2、图2.3-3所示。由此可知，受水幕廊道排水的影响，水幕孔围岩与水幕廊道较近处，其水压力分布受影响较大，压力降低明显。

图 2.3–1 水幕廊道、水幕孔和主洞库三维模型

(a)一侧沿水幕孔中心切开(b)一侧从水幕孔之间岩体切开并穿过两个主洞库中间

图 2.3–2主洞库开挖完成后的三维水压力分布

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图 2.3–3垂直水幕孔剖面的水压力分布(主洞库开挖后)

根据三维分析结果，岩体等效渗透系数取2e-9 m/s 时，主洞库上层开挖后，单个水幕孔的注水量平均值约为4.04e-6m 3/s ，主洞库开挖完成后约为4.3e-6m 3/s 。由于在达西流的条件下，渗透系数和流量呈线性关系。因此，可建立水幕孔注水量和水幕系统围岩渗透系数的经验关系：

a

L Q K ?=

(2.3-1)

其中：Q 为水幕孔注水量(单位m 3/s)；K 为水幕孔围岩等效渗透系数(m/s)；L 为水幕孔长度(m)；a 为比例系数，受水幕孔间距、注水压力等设计参数影响。

式(2.3-1)的应用条件为：①岩体内的水流可以简化为稳定的达西流；②相邻孔的注水压力相近，当压力不一致或与0.3MPa 相差明显时，需要采用模型计算重新拟合a 。根据数值模拟得到的水幕孔注水量，得到主洞库上部开挖后和主洞库开挖后，比例系数a 分别为20.2和21.5。

2.4 裂隙岩体渗透参数综合取值方法

本节裂隙岩体渗透参数研究有两个目的：(1) 研究裂隙存在对岩体渗透性的影响，获得裂隙岩体各向异性的渗透特征。(2) 建立现场水力学试验分析与渗透参数取值的联系。即通过现场试验反演得到渗透参数与通过裂隙网络模拟得到的渗透参数进行对比，精细地获得岩体渗透参数。

2.4.1 计算条件

黄岛工程有关勘察资料中，根据岩体节理裂隙发育特征差异，将库址区分为5个裂隙发育特征区，如图2.4-1所示。其中，Ⅱ区占洞库范围比例较大。该区南北向结构面较

多，并出现优势方向NE45?结构面，受F3和F8断层的影响，该区亦出现较多NW300?结构面。据此，结合库址区节理裂隙的产状分组结果，确定出Ⅱ区的裂隙产状分布特征如表2.4-1所示。

根据施工地质素描资料情况，裂隙迹长均值取为2.0~5.0m。缺乏实测值情况下，根据工程一般经验，考虑到结晶岩体中节理裂隙一般均为紧密接触，并参考类似研究成果报告，裂隙开度均假定为0.05~0.1mm。

表 2.4–1 Ⅱ区岩体节理网络模拟参数

分组

倾角倾向迹长间距

说明均值(?) 方差分布均值(?) 方差分布均值(m) 分布均值(m) 分布

①78 5 正态85 5 正态2~5 负指数1~2 负指数

勘察报告中的第②组，描

述中的“南北向结构面”，

较发育

②79 5 正态135 5 正态2~5 负指数2~3 负指数

勘察报告中的第④组，描

述中的“NE45?结构面”，

较不发育

③70 5 正态30 5 正态2~5 负指数2~3 负指数

接近勘察报告中的第①

组，描述中的“NE45?结构

面”，较不发育

图 2.4–1 Ⅱ区节理线密度纵深方向变化曲线

2.4.2渗透张量直接求取

等效渗透张量可通过直接求取、模型计算和试验结果反算等多种手段进行对比分析论证，最终获得较为合理并接近工程岩体实际渗透特征的渗透参数。

渗透张量的概念最早由Snow(1969)、Oda(1985，1987)等提出。根据荣冠等(2007)[5]、周创兵等(2008)[6]的建议，裂隙岩体等效渗透张量可表示为：

18

19 [])(1211

3

*2j i ij n i m j ij ij p n n b r V g K -=∑∑==δμπ (2.4-1)

其中， g 为重力加速度；μ为流体运动黏滞系数；p V 为研究区域体积；ij r 为结构

面圆盘的半径；*

ij b 为结构面水力开度；n ，m 分别为结构面组数和该组结构面的条数；

ij δ为Kronecke 符号，i n ，j n 为结构面法向矢量的方向余弦。

等式(2.4-1)反映了全部裂隙对渗流的贡献，并没有考虑到裂隙实际是不是搭接，能否形成连续的渗流通道，因此可以说夸大了裂隙对渗流的贡献，或者说，可以作为渗透系数取值的上限。

(1) 岩体表征单元体积(REV)确定

采用表2.4-1中的数据进行三维结构面网络模拟，结构面均采用圆盘模型。然后根据模拟得到的分析区域内的结构面条数，每条结构面的产状、半径等信息，采用式(2.4-1)计算等效渗透张量。迹长均值为3m ，间距均值为1.5m 时，不同岩体区域得到的渗透张量如图2.4-2。

从图2.4-2可以看出，当岩体区域大于20×20×20m 时，渗透参数基本稳定，因此REV 为20×20×20m 。考虑到裂隙迹长越大时，岩体的REV 越大，并且水封洞库的渗流分析范围远远大于REV ，取裂隙岩体模拟范围为40×40×40m ，研究裂隙间距、迹长不同取值时得到的渗透张量变化情况。

裂隙迹长为3.0m ，间距从1.0~2.5m 变化时，渗透张量计算结果如图2.4-3所示。由此可知，渗透张量随裂隙间距增大而减小，不同随机模拟得到的岩体渗透张量变化不大。

图 2.4–2不同岩体模拟区域大小时的等效渗透张量

图 2.4–3不同裂隙间距时计算得到的渗透张量

(2) 渗透张量取值分析

根据表2.4-1，取第①组裂隙的迹长均值为3.5m，间距为1.5m，第②组和第③组裂隙的迹长均值为2m，间距均值为2.5m进行分析。裂隙的平均开度(隙宽)均为0.05mm，获得渗透张量如表2.4-2所示。在此基础上，求得渗透张量的主值，以及主值的方向矢量如表2.4-3所示。

结果表明，不同方向的渗透系数取值在4.4E-8~1.3E-7 m/s之间，其中主值k3最大，其方向陡倾，主要是由于3组裂隙的倾角均较陡引起的。

表 2.4–2最终确定的岩体渗透张量(单位：m/s)

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