鄧 瞻，孫寶來，劉 超，魏忠元

(中國水電顧問集團(tuán)成都勘測設(shè)計研究院，四川 成都 610072 )

1 前 言

目前，水電站地下洞室群的規(guī)模越來越大，這些洞室群的洞室密集，主洞室邊墻高、跨度大，而且地質(zhì)條件往往較為復(fù)雜，其開挖及支護(hù)工程量巨大。工程地質(zhì)上，一般認(rèn)為在以Ⅲ類及以上圍巖為主的山體中才具備修建大型地下洞室群的地質(zhì)條件。在四川在建和擬建的水電工程中，地下洞室群的地質(zhì)條件越來越差，因此研究地下洞室群圍巖強(qiáng)度對洞室群穩(wěn)定的影響很有必要。同時，地下洞室群的支護(hù)設(shè)計直接關(guān)系到電站的安全運行和工程投資，分析洞室群的支護(hù)強(qiáng)度對洞室群穩(wěn)定的影響同樣是很有必要的。因此，需要進(jìn)行地下洞室群穩(wěn)定分析中的圍巖強(qiáng)度及支護(hù)強(qiáng)度敏感性分析研究。本文從某工程的實例出發(fā)，通過三維有限元分析，研究圍巖強(qiáng)度及支護(hù)強(qiáng)度與地下洞室群穩(wěn)定性之間的相互關(guān)系。

2 計算資料及模型

某大型水電站共有6臺發(fā)電機(jī)組，其地下洞室群主要由地下廠房、主變室、尾水調(diào)壓室及母線洞、尾水管聯(lián)系洞等構(gòu)成。地下廠房、主變室、尾水調(diào)壓室三大洞室主要布置于T3lh1(4)層～T3lh2(2)層砂板巖中，以Ⅲ1類圍巖為主，部分Ⅲ2類，Ⅲ1類圍巖計算參數(shù)E取 9 GPa、c取1.25 MPa、tanφ取1.0；Ⅲ2類圍巖計算參數(shù)E取 6 GPa、c取0.8 MPa、tanφ取0.85。洞室群有f11、f26、f10、f9四條裂隙穿過。地下廠房的縱軸線為N3°E，主廠房水平埋深約350m，垂直埋深約400～450m。三大洞室布置格局及主要尺寸見圖1。地下洞室群開挖施工步序為：尾水調(diào)壓室先開工，主變室在廠房第一期開挖完成后開工；母線洞先于主廠房相鄰部位開挖，即先形成母線洞，后形成主廠房相鄰部位邊墻。地下洞室群的支護(hù)措施方案見圖1。

地下廠房洞室群不同屈服準(zhǔn)則的有限元計算比較，采用反演初始地應(yīng)力場，模擬實際地質(zhì)條件和1～3號機(jī)組段的主廠房、主變室、尾水調(diào)壓室、母線洞、尾水洞等洞體結(jié)構(gòu)，進(jìn)行給定支護(hù)方案下的分期開挖計算。

計算坐標(biāo)與地應(yīng)力計算時采用的坐標(biāo)一致：y軸為N3°E，與廠房縱軸線重合，從1號機(jī)組指向3號機(jī)組為正；x軸與廠房縱軸線垂直，以指向下游為正；z軸與大地坐標(biāo)重合。沿x、y、z軸三個方向的計算范圍分別為687.5m、102.75m、1 071.64m。一共剖分了6 446個空間8結(jié)點單元。在以上計算范圍內(nèi)，考慮了f11、，f26、f10、f9四條裂隙。有限元計算模型見圖2。

3 圍巖強(qiáng)度敏感性分析

3.1 圍巖強(qiáng)度方案的擬定

假設(shè)以計算資料中的圍巖力學(xué)參數(shù)方案為基準(zhǔn)參數(shù)方案，在此基礎(chǔ)上，采用相同的變幅形成另外兩個方案：提高參數(shù)方案，即在基準(zhǔn)參數(shù)方案基礎(chǔ)上，E、c和tanφ三個參數(shù)同時提高15%；降低參數(shù)方案，即在基準(zhǔn)參數(shù)方案基礎(chǔ)上，E、c和tanφ三個參數(shù)同時降低15%。

圖1 三大洞室布置及支護(hù)方案

圖2 整個有限元計算模型

3.2 不同方案的有限元分析

從總體破壞指標(biāo)上看，各方案洞周圍巖的破壞體積總量隨開挖分期的變化規(guī)律基本相同。開挖完成后，提高參數(shù)方案的圍巖總破壞量比基準(zhǔn)參數(shù)方案降低17.2%；降低參數(shù)方案的圍巖總破壞量比基準(zhǔn)參數(shù)方案增加52.2%。采用提高參數(shù)方案后，三大洞室只在巖性較差的機(jī)組段和斷層穿過或交口等薄弱部位破壞范圍較大，其他部位破壞基本被限制在4～7m以內(nèi)；降低參數(shù)方案，洞周的破壞區(qū)普遍大于提高參數(shù)方案，不但在巖性較差和斷層穿過或交口等薄弱部位的破壞更大，而且在其它局部部位也出現(xiàn)較大范圍的破壞。

從耗散能指標(biāo)上看，各方案洞周圍巖破壞的耗散能隨開挖分期的變化規(guī)律基本相同。只是從第五期開始，降低參數(shù)方案的耗散能增長開始顯著快于其他兩種參數(shù)方案的增長速度，表明自第五期開始，主廠房高邊墻逐漸形成，降低圍巖參數(shù)對開挖過程中的洞周能量耗散的影響逐漸顯現(xiàn)。至開挖完畢，提高參數(shù)方案的耗散能比基準(zhǔn)參數(shù)方案降低33.2%，降低參數(shù)方案比基準(zhǔn)參數(shù)方案增加66.8%。不同圍巖力學(xué)參數(shù)條件下總破壞量和耗散能隨開挖的變化分別見圖3、4。

圖3 不同方案洞周總破壞量隨開挖的變化

圖4 不同方案塑性耗散能隨開挖的變化

從圍巖應(yīng)力分布規(guī)律上看，各方案各機(jī)組段洞周的應(yīng)力集中部位和特征基本相同，都是在洞室交口和拱座等邊界突變處，第一主應(yīng)力出現(xiàn)了較大的應(yīng)力集中現(xiàn)象，說明在參數(shù)提高或降低的情況下洞周應(yīng)力分布規(guī)律變化不大。各方案主廠房和主變室洞周的應(yīng)力擾動范圍多在5～10m，尾調(diào)室洞周的應(yīng)力擾動范圍大約在5m。提高參數(shù)方案的主廠房頂拱切向應(yīng)力分布在-28.7～-30.1MPa之間；降低參數(shù)方案的切向應(yīng)力分布在-28.8～-31.6MPa之間。提高參數(shù)方案邊墻切向應(yīng)力分布在-22.55～-32.66MPa，斷層穿過的部位和交口處切向應(yīng)力較大，達(dá)到-40.23～-60.75MPa；邊墻的徑向應(yīng)力分布在-0.64～0.60MPa，斷層穿過和交口部位達(dá)到1.21MPa。降低參數(shù)方案的邊墻切向應(yīng)力分布在-18.88～-27.16MPa，斷層和交口部位達(dá)到-36.13～-68.96MPa，出現(xiàn)了較為明顯的壓裂破壞；邊墻的徑向應(yīng)力分布在-0.60～0.66MPa，斷層和交口局部達(dá)到0.78～1.17MPa。

從洞周位移分布規(guī)律上看，各參數(shù)方案洞周的位移矢量都趨向洞內(nèi)，在拱座和洞室交口處位移梯度變化較大，斷層穿過部位及洞室交叉口、主廠房和尾調(diào)室邊墻中下部位移矢量較大。提高參數(shù)方案下，主廠房和尾調(diào)室的邊墻位移較小，主廠房各機(jī)組段和尾調(diào)的邊墻位移大部分都控制在80mm以內(nèi)，但在2、3號機(jī)組段被斷層穿過和洞室交口部位位移較大，邊墻的位移達(dá)到了91.1～106.4mm。降低參數(shù)后，洞周位移有所增大，其中2、3號機(jī)組的邊墻位移最大值達(dá)到了126.7～154.1mm，其他各機(jī)組邊墻交口處最大值都基本在90～120mm之間。

從錨桿錨索應(yīng)力分布規(guī)律上看，提高參數(shù)方案下，頂拱錨桿應(yīng)力分布在38.4～100.5MPa，三大洞室邊墻的錨桿應(yīng)力大部分都在180MPa以下，但局部錨桿應(yīng)力偏大。降低參數(shù)方案條件下，頂拱錨桿應(yīng)力為46.1～181.9MPa，洞室邊墻的錨桿應(yīng)力值增加，錨桿應(yīng)力屈服范圍加大。整體來看，降低圍巖參數(shù)后，邊墻部位的錨桿應(yīng)力比提高圍巖參數(shù)的錨桿應(yīng)力增大50～100MPa，而屈服的錨桿范圍和根數(shù)也比提高參數(shù)方案的錨桿進(jìn)一步擴(kuò)大。提高參數(shù)方案下，各機(jī)組段的錨索應(yīng)力一般分布在1 020～1 300MPa之間；1、2號機(jī)組的巖體質(zhì)量相對較弱，在洞室下部錨索應(yīng)力較大，達(dá)到1 362.3～1 434.0MPa。降低參數(shù)方案下，各機(jī)組段的錨索應(yīng)力一般分布在1 040～1 400MPa之間；在1、2號巖性較弱的機(jī)組段，局部錨索應(yīng)力達(dá)到1 578.4～1 742.9MPa。

3.3 成果分析

三維有限元圍巖穩(wěn)定性參數(shù)敏感性分析表明，圍巖力學(xué)參數(shù)(E、c、tanφ)上、下浮動15%，對洞周圍巖的破壞區(qū)、洞周位移、圍巖應(yīng)力和錨桿、錨索應(yīng)力都有不同程度的影響。相對而言，巖體力學(xué)參數(shù)降低15%對圍巖穩(wěn)定的各種指標(biāo)影響更為敏感，進(jìn)而說明圍巖強(qiáng)度指標(biāo)差對圍巖整體穩(wěn)定性的影響要大。

4 支護(hù)強(qiáng)度敏感性分析

4.1 支護(hù)強(qiáng)度方案的擬定

假設(shè)第2節(jié)計算資料中的支護(hù)方案為中間支護(hù)方案(方案二)，在該方案基礎(chǔ)上，形成弱支護(hù)方案(方案一)和強(qiáng)支護(hù)方案(方案三)。這強(qiáng)、中、弱三個支護(hù)方案的系統(tǒng)錨桿、掛鋼筋網(wǎng)、噴混凝土等支護(hù)參數(shù)基本相同，其差別主要體現(xiàn)在預(yù)應(yīng)力錨索(錨桿)的布置和型式上。三個支護(hù)方案錨索工程量及總錨固量對比見表1。三個支護(hù)方案的特點如下：

方案一僅在主廠房高邊墻和尾水調(diào)壓室高邊墻的中部一定范圍內(nèi)布置非對穿錨索，大小噸位錨索交錯布置，錨索在主廠房上下游邊墻各布置7排，間距4.5m；長廊型調(diào)壓室邊墻中部一定范圍內(nèi)沿洞周也布置7排，間距4.5m；主廠房頂拱、尾水調(diào)壓室頂拱和主變室頂拱及邊墻均布置普通錨桿。

方案二在方案一的基礎(chǔ)上加強(qiáng)了對主廠房、主變室和尾水調(diào)壓室邊墻的支護(hù)，在主廠房下游墻和主變室邊墻之間的巖柱，以及尾水調(diào)壓室上游墻和主變室邊墻之間的巖柱均布置了3排大噸位對穿錨索，主廠房中部錨索間距由4.5m變?yōu)?m，主廠房下游墻機(jī)窩中間加了1排錨索，因此，錨索在主廠房上游邊墻共布置8排，下游主邊墻共布置9排，主變室上下游邊墻各布置3排，尾水調(diào)壓室上下游邊墻各布置7排。

方案三的支護(hù)參數(shù)與方案二相比，主廠房、主變室和尾水調(diào)壓室中上部錨索均加密，間距全部變?yōu)?m，對穿錨索部位均增加1排，變成4排，在主廠房上游邊墻共布置9排錨索，下游主邊墻共布置11排，主變室上下游邊墻各布置4排，尾水調(diào)壓室上下游邊墻各布置9排；主廠房頂拱由普通錨桿變成普通錨桿與預(yù)應(yīng)力錨桿相間布置，其它部位錨桿支護(hù)與方案二相同。

表1 三個支護(hù)方案錨索的總錨固量對比

4.2 不同方案的有限元分析

從分期開挖洞周圍巖破壞區(qū)的分布看，在第一期開挖完成后，方案一、二、三的塑性區(qū)和開裂區(qū)并沒有明顯差別，采用預(yù)應(yīng)力錨桿效果不明顯。方案二的塑性耗散能和破壞體積比方案一減小了34%、5.7%，圍巖應(yīng)力擾動明顯減小，說明采用對穿錨索，洞室的圍巖穩(wěn)定狀態(tài)明顯改善，圍巖應(yīng)力擾動明顯減小。從主廠房上游邊墻的破壞范圍看，方案三破壞區(qū)最小，而方案一最大，方案一的塑性區(qū)范圍達(dá)8m，方案三僅3m左右；方案二、三的破壞區(qū)范圍明顯小于方案一。從主廠房下游邊墻的破壞情況看，三個方案的破壞區(qū)基本相同。從尾調(diào)室上游邊墻的破壞范圍看，三個方案的破壞范圍基本都在3 m以內(nèi)，且方案一、二尾調(diào)室上游邊墻的破壞區(qū)基本相同。從尾調(diào)室下游邊墻的破壞范圍看，方案一、二、三的破壞范圍也基本相同。從主變室的上游邊墻和下游邊墻的破壞范圍看，方案二、三施加了對穿錨索，所以破壞相對少一些，尤其是下游邊墻，方案一的開裂范圍為3m，方案三僅1m。

三個支護(hù)方案的總錨固量與開挖完畢后圍巖總破壞量的關(guān)系曲線見圖5，與塑性耗散能量的關(guān)系曲線見圖6。

從洞周位移分布看，開挖完畢后，支護(hù)方案二的主廠房頂拱位移分布在0.17～2.48cm之間，方案三的主廠房頂拱位移分布在0.21～2.4cm之間，比方案一減小了16%。由此看出，方案二、三在增強(qiáng)了邊墻的錨索支護(hù)后，頂拱位移有明顯減小。盡管方案三在主廠房頂拱采用了一些預(yù)應(yīng)力錨桿，但對頂拱位移狀態(tài)的改善作用不大。采用支護(hù)方案二洞室開挖完畢后，主廠房上游邊墻的最大位移達(dá)到8.81cm，比方案一減小了0.47cm，下游邊墻位移達(dá)到6.95cm，比方案一減小了0.15cm。采用支護(hù)方案三，洞室開挖完畢后，主廠房上游邊墻的最大位移比方案二減小了0.28cm，下游邊墻最大位移比方案二減小了1.03cm?？梢姺桨付?、三采用了對穿錨索，有效地減小了邊墻的位移，對邊墻的支護(hù)效果十分明顯；由于方案三的支護(hù)強(qiáng)度較大，位移相對小一些。方案二、三主變室上游邊墻的位移比方案一減小約0.8cm，下游邊墻差別不大。方案一、二、三的尾調(diào)室位移沒有太大的差別。

圖5 總錨固量與開挖完畢后總破壞量的關(guān)系

圖6 總錨固量與開挖完畢后塑性耗散能的關(guān)系

從洞周圍巖應(yīng)力分布看，洞室開挖完成后，方案一主廠房下游和主變室上游的應(yīng)力偏張量分別為30.18MPa、27.24MPa，方案二比方案一分別減小了0.4MPa、0.7MPa，說明采用對穿錨索支護(hù)使洞周的應(yīng)力分布更均勻。方案二在主廠房頂拱、下游邊墻、主變室頂拱、主變室上游邊墻、尾調(diào)室上游邊墻的應(yīng)力偏張量都最小，洞周應(yīng)力狀態(tài)均勻。方案三在主廠房上游、尾調(diào)室頂拱、尾調(diào)室下游的應(yīng)力偏張量最小，洞周應(yīng)力狀態(tài)與方案二差別不大?？梢?，盡管方案三的支護(hù)強(qiáng)度加大了很多，但對改善洞周應(yīng)力狀態(tài)不是十分明顯。三個支護(hù)方案洞周的應(yīng)力矢量分布規(guī)律基本相同，應(yīng)力分布均勻，應(yīng)力集中都出現(xiàn)在主廠房拱座和洞室交口處，應(yīng)力擾動深度基本在6～7m左右，說明三個錨固支護(hù)方案的應(yīng)力分布規(guī)律沒有質(zhì)的區(qū)別，只是量值略有變化，應(yīng)力集中程度有所不同。

從錨桿、錨索和噴層應(yīng)力分布看，三個支護(hù)方案的錨桿受力規(guī)律基本相同，只是量值不同。在相同位置，方案一的錨桿應(yīng)力比方案二大，方案二的錨桿應(yīng)力比方案三大。這與方案二、三采用對穿錨索而且方案三支護(hù)強(qiáng)度增大相符合。在洞室交口、調(diào)壓室底部、主廠房下游邊墻底部，部分錨桿達(dá)到屈服。在相同位置，方案一的錨索應(yīng)力比方案二大，方案二的錨索應(yīng)力比方案三大。這與錨桿應(yīng)力的規(guī)律相同。方案二的錨索應(yīng)力分布在1 043～1 309MPa之間，約為錨索極限抗拉強(qiáng)度的56%～70%，說明各種支護(hù)方案的錨索受力都是合理的。

4.3 成果分析

從支護(hù)強(qiáng)度和工程量看，方案一最小，共布置錨索約1 580根，總錨固量約501.325萬t·m；方案二居中，預(yù)應(yīng)力錨索數(shù)量較方案一增加約600根，總錨固量約385.444萬 t·m；方案三最大，較方案二增加預(yù)應(yīng)力錨索約400根，總錨固量約567.074萬t·m。

從總體上看，三個支護(hù)方案條件下，洞周圍巖破壞指標(biāo)、洞周位移及應(yīng)力分布均比無支護(hù)時有較大改善，支護(hù)效果明顯。相比較而言，方案一支護(hù)強(qiáng)度較弱，圍巖的壓裂破壞體積較大，耗散能也較大，主廠房和主變室的位移明顯偏大，而且洞周的應(yīng)力偏張量最大。方案二和方案三的圍巖穩(wěn)定性較方案一有所提高，較明顯地限制了洞周位移，減少了圍巖應(yīng)力擾動，洞室圍巖的應(yīng)力分布狀態(tài)良好。方案三支護(hù)強(qiáng)度最大，破壞范圍和破壞體積也最小，預(yù)應(yīng)力錨桿對主廠房頂拱位移的改善作用不明顯，只是略優(yōu)于方案二；方案三支護(hù)強(qiáng)度比方案二增大了很多，但對洞周應(yīng)力狀態(tài)的改善效果并不明顯。

5 結(jié) 語

通過對地下洞室群圍巖強(qiáng)度的敏感性分析表明，地下洞室的圍巖強(qiáng)度參數(shù)降低對洞室群的穩(wěn)定影響更大，各項指標(biāo)比基準(zhǔn)參數(shù)情況下差較多；而當(dāng)提高圍巖強(qiáng)度參數(shù)時，洞室群穩(wěn)定的各項指標(biāo)有所改善，但不明顯?？梢?，在參數(shù)相同的變幅情況下，參數(shù)的降低比提高對穩(wěn)定計算的影響更大，說明地質(zhì)條件差了很影響洞室群的穩(wěn)定性。

通過對地下洞室群支護(hù)強(qiáng)度的敏感性分析表明，當(dāng)采取支護(hù)措施后，洞室群穩(wěn)定的各項指標(biāo)大幅提高，而且隨著支護(hù)強(qiáng)度的提高，洞室群穩(wěn)定的各項指標(biāo)也越來越好；但是支護(hù)強(qiáng)度達(dá)到一定的程度時，圍巖的各項指標(biāo)均控制在合理的允許范圍內(nèi)后，再提高支護(hù)強(qiáng)度對洞室群圍巖穩(wěn)定的各項指標(biāo)改善并不太大，而支護(hù)量卻增加不少，并不可取。

綜上分析，在實際工程中，地下洞室群應(yīng)多進(jìn)行地質(zhì)勘探，盡量選擇地質(zhì)條件較好的地方，以減少洞室群的支護(hù)量達(dá)到減少投資的目的。有時地質(zhì)條件太差，雖然經(jīng)過了大量的支護(hù)而洞室的穩(wěn)定性依然存在問題，既不安全又不經(jīng)濟(jì)。在進(jìn)行支護(hù)設(shè)計時，要通過合理的計算和工程經(jīng)驗類比分析，采用合理的支護(hù)強(qiáng)度，既能保證洞室群的穩(wěn)定又能減少對電站的投資。

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