勞增江+楊聃

摘 要：針對渡口壩水電站引水隧洞跨河段，采用三維彈塑性損傷有限元法，計算其施工期開挖過程圍巖穩(wěn)定性，運行期內水工況、檢修期外水工況襯砌結構受力情況。在此基礎上獲得襯砌結構的控制工況，根據此工況襯砌受力情況，對襯砌進行配筋計算，保證襯砌結構安全持久運行。計算結果表明，隧洞跨河段采用明挖可保證圍巖開挖穩(wěn)定，運行期內水工況為襯砌結構的控制工況，當襯砌配筋率達到1.22%即可滿足運行要求。

關鍵詞：引水隧洞跨河段；圍巖穩(wěn)定；襯砌受力；數(shù)值模擬；配筋計算

引言

隨著水電事業(yè)的發(fā)展，我國西南地區(qū)一些大河的支流上涌現(xiàn)了大批水利水電工程。受地形限制，這些水電站多采用引水式發(fā)電系統(tǒng)，形成了為數(shù)眾多的長距離引水隧洞[1]。這些地區(qū)的長距離引水隧洞往往要穿越水資源豐富的山脈群，因而通常有跨河段存在。引水隧洞跨河段由于水流的長期侵蝕，上部覆蓋薄，地質條件較差，在施工過程中常采用明挖方式開挖，繼而進行襯砌澆筑及混凝土回填。跨河段地質條件差，施工方式復雜，并且運行過程中由于河流水位的存在，圍巖及襯砌結構受力復雜，因而其在施工和運行過程中圍巖及襯砌的安全穩(wěn)定問題是工程的關鍵。

目前，對于引水隧洞，尤其是深埋引水隧洞圍巖穩(wěn)定問題研究較多[2-3]，但對于引水隧洞跨河段施工及運行過程中圍巖和襯砌穩(wěn)定問題研究較少。傳統(tǒng)的水工隧洞常采用襯砌結構正常使用極限狀態(tài)分析方法，通過計算襯砌裂縫寬度，鋼筋受力進行結構穩(wěn)定校核。這種解析方法不能考慮襯砌與圍巖的聯(lián)合受力，對于淺埋的跨河段，也無法考慮上部河流水位作用，因而在跨河段隧洞分析中存在很大的局限性。本文以渡口壩水電站引水隧洞跨河段為例，采用三維彈塑性損傷有限元法，分析其在不同工況下圍巖穩(wěn)定及襯砌結構受力情況，為隧洞跨河段的設計及安全施工提供必要的理論依據。

1 工程概況

渡口壩水電站位于梅溪河中上游重慶市奉節(jié)縣境內，為混合式電站，是梅溪河第一級開發(fā)的水電工程。壩址控制流域面積764.9km2，占全流域面積2001km2的38.23%，多年平均流量18.2m3/s，年徑流量5.74億m3。電站共裝機2臺，單機容量64.5MW，總裝機容量129MW。電站工程由大壩樞紐、引水建筑物及地面廠房樞紐組成。電站引水系統(tǒng)沿梅溪河左岸布置，引水隧洞全長20026.44m，跨河段長約6m，隧洞洞徑4.2m，采用明挖方式開挖，襯砌采用C25混凝土，其斷面尺寸如圖1所示。

跨河段設計支護如圖2所示，具體參數(shù)為：？椎砂漿錨桿？30，L=3m，間距1.5m，排距1.5m，梅花形布置，外露0.5m。

2 計算模型及計算條件

2.1 計算模型

渡口壩引水隧洞跨河段三維有限元計算模型如圖3所示。局部坐標系下，模型X軸順河流方向，Y軸指向隧洞下游方向，Z軸豎直向上。該模型包含跨河段襯砌結構、回填混凝土結構以及洞周巖體，其中X方向洞周兩側取5倍洞徑巖體；Y方向模擬了整個跨河段隧洞部分，共6m； Z方向下部取5倍洞徑巖體，上部延伸到地表。計算模型采用六面體8節(jié)點網格進行離散，共剖分了16120個單元和14208節(jié)點，其開挖單元及襯砌、回填混凝土單元如圖4所示。

2.2 材料參數(shù)

跨河段隧洞巖體為粘土巖夾泥質粉砂巖，埋深淺，材料參數(shù)較差，圍巖類別擬按Ⅳ類考慮。具體圍巖及混凝土力學參數(shù)見表1。

表1 材料力學參數(shù)取值

2.3計算方法

跨河段洞室開挖過程采用三維彈塑性損傷有限元法模擬[4-5]，其中圍巖采用彈塑性損傷本構，屈服準則采用Drucker-Prager屈服準則，襯砌等混凝土采用彈性本構。錨桿支護采用隱式錨桿單元法[6]模擬，即將錨桿單元隱含在巖體單元中，根據有限元基本理論和差值原理[7]，由錨桿產生的巖體附加剛度可由下式等效到巖體單元剛度中：

（1）

式中[KR]為錨桿產生的巖體附加剛度矩陣，[KE]為錨桿剛度矩陣，[N]為錨桿單元與巖體單元間的轉換矩陣。

2.4 計算工況

本文主要計算引水隧洞跨河段在施工期、運行期和檢修期洞周圍巖穩(wěn)定性及襯砌結構受力情況。具體計算內容如下：（1）施工期開挖工況。在模擬跨河段圍巖初始應力場的基礎上，進行跨河段隧洞明挖，分析圍巖穩(wěn)定情況。（2）運行期持久工況?？紤]襯砌、回填混凝土自重，調壓井最高涌浪控制下輸水隧洞的內水壓力，圍巖壓力等，分析襯砌結構受力情況。（3）檢修工況?？紤]襯砌、回填混凝土自重，外水壓力，圍巖壓力等，分析襯砌結構受力情況。（4）襯砌配筋計算。根據襯砌不同工況計算情況，判斷跨河段襯砌結構控制工況，以控制工況襯砌結構受力情況為基礎，對襯砌進行配筋計算。

3 三維有限元數(shù)值分析

3.1 施工期開挖工況

隧洞跨河段采用一次性全斷面開挖模擬。開挖計算在以自重應力場為主的初始應力場條件下進行，開挖過程中，圍巖承擔70%的開挖荷載，錨固支護結構承擔30%的開挖荷載。

圖5～8分別為跨河段明挖完成后圍巖塑性區(qū)、第一主應力、第三主應力和位移分布圖?？梢钥闯?，開挖完成后，開挖輪廓底部處圍巖出現(xiàn)塑性區(qū)，塑性區(qū)對稱分布，最大塑性區(qū)深度約為0.51m，分布在開挖輪廓底部兩側尖角處。開挖輪廓附近圍巖應力分布較均勻，第一、三主應力均以壓應力為主，其中第一主應力分布在-0.03MPa～-0.81MPa之間，開挖輪廓底部兩側尖角處圍巖出現(xiàn)一定程度的應力集中現(xiàn)象，第三主應力分布在-0.16～0.02MPa之間。洞室開挖完成后，開挖輪廓周邊圍巖向內變形，變形值一般在1.0～1.4mm之間，并且變形值沿開挖輪廓從上到下逐漸增大，兩側呈對稱分布的規(guī)律。

總體來看，跨河段明挖完成后，由于埋深淺，初始應力低，圍巖應力釋放及卸荷不明顯，因而破壞區(qū)分布范圍及深度有限，應力、位移分布均勻，量值較小，圍巖在施工期開挖工況條件下穩(wěn)定性是有保證的。

圖9 襯砌結構第一主應力分布 圖10 襯砌結構第三主應力分布

圖11 襯砌結構位移分布 圖12 襯砌結構第一主應力分布

圖13 襯砌結構第三主應力分布 圖14 襯砌結構位移分布

3.2 運行期持久工況

運行期襯砌結構計算過程中，水壓力按面力考慮，作用于襯砌內表面，調壓井最高涌浪控制下跨河段的內水水頭為91.8m。

圖9～11為運行期內水作用下跨河段襯砌結構第一主應力、第三主應力和位移分布圖?？梢钥闯?，在內水作用下，襯砌第一主應力分布在-0.1～-0.7MPa之間，應力值由襯砌內表面向外表面方向遞減，第一主應力量值不大。襯砌第三主應力分布在0.20～1.99MPa之間，為拉應力，襯砌內側及底部大部分區(qū)域拉應力值較大，超過了混凝土的極限抗拉強度，襯砌存在開裂的危險。內水作用下，襯砌變形以向外為主，量值在0.2-0.4mm之間，從上到下變形量值逐漸增大，襯砌頂部由于自重及上部回填混凝土壓力作用有向下向內變形的趨勢。

總體來看，運行期持久工況下，由于內水水頭高，襯砌拉應力量值較大，大部分區(qū)域拉應力超過襯砌混凝土抗拉強度，混凝土襯砌可能會開裂，造成內水外滲。

3.3 檢修工況

檢修期襯砌結構計算過程中，外水壓力按上部河流最高水位計算，作用于襯砌外表面。

圖12～14為檢修期外水作用下跨河段襯砌結構第一主應力、第三主應力和位移分布圖?？梢钥闯?，外水作用下，襯砌第一主應力分布在-0.19～-0.59MPa之間，第三主應力分布在0.0～-0.12MPa之間。襯砌變形向內，量值約為0.1mm，下部襯砌未出現(xiàn)變形。總體來看，由于洞室埋深不大，上部河流最高水位有限，因而檢修工況襯砌結構受力不大，變形量值較小。

3.4 襯砌配筋計算

不同工況下襯砌結構受力計算表明，運行期內水工況是淺埋跨河段襯砌的控制工況。在該工況下，襯砌大部分區(qū)域拉應力超過了混凝土抗拉強度，襯砌可能會開裂，造成內水外滲。因而需對襯砌進行配筋，以保證襯砌結構安全持久運行。

采用雙筋襯砌方式對襯砌進行配筋，經計算，配筋率達到1.22%即可滿足持久運行要求。根據計算配筋率，結合工程實踐，最終擬定了圖15的配筋方式。

4 結論

本文采用彈塑性損傷有限元法對渡口壩引水隧洞跨河段圍巖開挖穩(wěn)定及襯砌結構受力進行了計算，得到了以下結論：

4.1隧洞跨河段埋深淺，圍巖條件差，但采用明挖方式進行開挖，圍巖破壞區(qū)分布范圍及深度有限，應力、位移分布規(guī)律合理，量值不大，圍巖開挖穩(wěn)定性是有保證的。

4.2跨河段襯砌埋深淺，上部河流水位不高，檢修期外水工況下襯砌結構受力情況良好。運行期內水水頭較高，襯砌大部分區(qū)域拉應力超過了混凝土抗拉強度，襯砌可能會開裂，造成內水外滲。因而運行期持久工況時襯砌結構安全持久運行的控制工況，根據該工況下襯砌受力，對襯砌進行配筋計算，結果表明，配筋率達到1.22%即可滿足運行要求。

4.3以上跨河段三維有限元分析針對渡口壩引水隧洞進行，有效分析了其在開挖過程中圍巖穩(wěn)定性及運行、檢修期襯砌結構受力情況，并獲得了合理的襯砌配筋率，為該工程跨河段隧洞的設計及安全施工提供必要的理論依據，同時對類似工程也有一定的指導意義。

參考文獻

[1]胡連興.復雜長距離引水隧洞群施工全過程仿真優(yōu)化與進度控制關鍵技術研究[D].天津：天津大學，2012.

[2]祝青.大型地下洞室漸變段施工期圍巖穩(wěn)定的動態(tài)數(shù)值分析[D].天津：天津大學，2008.

[3]司洪濤.四川省灣東二級水電站弓|水隧洞圍巖穩(wěn)定性研究[D].成都：成都理工大學，2012.

[4]俞裕泰，肖明.大型地下洞室圍巖穩(wěn)定三維彈塑性有限元分析[J].巖石力學與工程學報，1987，6（1）：47-56.

[5]肖明.地下洞室施工開挖三維動態(tài)過程數(shù)值模擬分析[J].巖土工程學報，2000，22（4）：421-425.

[6]肖明.地下洞室隱式錨桿柱單元的三維彈塑性有限元分析[J].巖土工程學報，1992，14（5）：20-26.

[7]朱伯芳.有限單元法原理與應用（第三版）[M].北京：中國水利水電出版社，2009.

作者簡介：勞增江（1972-）男，浙江麗水人，緊水灘水力發(fā)電廠，渡口壩項目專職工程師，工程師。

楊聃（1976-）男，浙江麗水人，緊水灘水力發(fā)電廠，渡口壩項目總工程師，碩士研究生，高級工程師。

圖9 襯砌結構第一主應力分布 圖10 襯砌結構第三主應力分布

圖11 襯砌結構位移分布 圖12 襯砌結構第一主應力分布

圖13 襯砌結構第三主應力分布 圖14 襯砌結構位移分布

3.2 運行期持久工況

運行期襯砌結構計算過程中，水壓力按面力考慮，作用于襯砌內表面，調壓井最高涌浪控制下跨河段的內水水頭為91.8m。

圖9～11為運行期內水作用下跨河段襯砌結構第一主應力、第三主應力和位移分布圖?？梢钥闯?，在內水作用下，襯砌第一主應力分布在-0.1～-0.7MPa之間，應力值由襯砌內表面向外表面方向遞減，第一主應力量值不大。襯砌第三主應力分布在0.20～1.99MPa之間，為拉應力，襯砌內側及底部大部分區(qū)域拉應力值較大，超過了混凝土的極限抗拉強度，襯砌存在開裂的危險。內水作用下，襯砌變形以向外為主，量值在0.2-0.4mm之間，從上到下變形量值逐漸增大，襯砌頂部由于自重及上部回填混凝土壓力作用有向下向內變形的趨勢。

總體來看，運行期持久工況下，由于內水水頭高，襯砌拉應力量值較大，大部分區(qū)域拉應力超過襯砌混凝土抗拉強度，混凝土襯砌可能會開裂，造成內水外滲。

3.3 檢修工況

檢修期襯砌結構計算過程中，外水壓力按上部河流最高水位計算，作用于襯砌外表面。

圖12～14為檢修期外水作用下跨河段襯砌結構第一主應力、第三主應力和位移分布圖。可以看出，外水作用下，襯砌第一主應力分布在-0.19～-0.59MPa之間，第三主應力分布在0.0～-0.12MPa之間。襯砌變形向內，量值約為0.1mm，下部襯砌未出現(xiàn)變形?？傮w來看，由于洞室埋深不大，上部河流最高水位有限，因而檢修工況襯砌結構受力不大，變形量值較小。

3.4 襯砌配筋計算

不同工況下襯砌結構受力計算表明，運行期內水工況是淺埋跨河段襯砌的控制工況。在該工況下，襯砌大部分區(qū)域拉應力超過了混凝土抗拉強度，襯砌可能會開裂，造成內水外滲。因而需對襯砌進行配筋，以保證襯砌結構安全持久運行。

采用雙筋襯砌方式對襯砌進行配筋，經計算，配筋率達到1.22%即可滿足持久運行要求。根據計算配筋率，結合工程實踐，最終擬定了圖15的配筋方式。

4 結論

本文采用彈塑性損傷有限元法對渡口壩引水隧洞跨河段圍巖開挖穩(wěn)定及襯砌結構受力進行了計算，得到了以下結論：

4.1隧洞跨河段埋深淺，圍巖條件差，但采用明挖方式進行開挖，圍巖破壞區(qū)分布范圍及深度有限，應力、位移分布規(guī)律合理，量值不大，圍巖開挖穩(wěn)定性是有保證的。

4.2跨河段襯砌埋深淺，上部河流水位不高，檢修期外水工況下襯砌結構受力情況良好。運行期內水水頭較高，襯砌大部分區(qū)域拉應力超過了混凝土抗拉強度，襯砌可能會開裂，造成內水外滲。因而運行期持久工況時襯砌結構安全持久運行的控制工況，根據該工況下襯砌受力，對襯砌進行配筋計算，結果表明，配筋率達到1.22%即可滿足運行要求。

4.3以上跨河段三維有限元分析針對渡口壩引水隧洞進行，有效分析了其在開挖過程中圍巖穩(wěn)定性及運行、檢修期襯砌結構受力情況，并獲得了合理的襯砌配筋率，為該工程跨河段隧洞的設計及安全施工提供必要的理論依據，同時對類似工程也有一定的指導意義。

參考文獻

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[5]肖明.地下洞室施工開挖三維動態(tài)過程數(shù)值模擬分析[J].巖土工程學報，2000，22（4）：421-425.

[6]肖明.地下洞室隱式錨桿柱單元的三維彈塑性有限元分析[J].巖土工程學報，1992，14（5）：20-26.

[7]朱伯芳.有限單元法原理與應用（第三版）[M].北京：中國水利水電出版社，2009.

作者簡介：勞增江（1972-）男，浙江麗水人，緊水灘水力發(fā)電廠，渡口壩項目專職工程師，工程師。

楊聃（1976-）男，浙江麗水人，緊水灘水力發(fā)電廠，渡口壩項目總工程師，碩士研究生，高級工程師。

圖9 襯砌結構第一主應力分布 圖10 襯砌結構第三主應力分布

圖11 襯砌結構位移分布 圖12 襯砌結構第一主應力分布

圖13 襯砌結構第三主應力分布 圖14 襯砌結構位移分布

3.2 運行期持久工況

運行期襯砌結構計算過程中，水壓力按面力考慮，作用于襯砌內表面，調壓井最高涌浪控制下跨河段的內水水頭為91.8m。

圖9～11為運行期內水作用下跨河段襯砌結構第一主應力、第三主應力和位移分布圖。可以看出，在內水作用下，襯砌第一主應力分布在-0.1～-0.7MPa之間，應力值由襯砌內表面向外表面方向遞減，第一主應力量值不大。襯砌第三主應力分布在0.20～1.99MPa之間，為拉應力，襯砌內側及底部大部分區(qū)域拉應力值較大，超過了混凝土的極限抗拉強度，襯砌存在開裂的危險。內水作用下，襯砌變形以向外為主，量值在0.2-0.4mm之間，從上到下變形量值逐漸增大，襯砌頂部由于自重及上部回填混凝土壓力作用有向下向內變形的趨勢。

總體來看，運行期持久工況下，由于內水水頭高，襯砌拉應力量值較大，大部分區(qū)域拉應力超過襯砌混凝土抗拉強度，混凝土襯砌可能會開裂，造成內水外滲。

3.3 檢修工況

檢修期襯砌結構計算過程中，外水壓力按上部河流最高水位計算，作用于襯砌外表面。

圖12～14為檢修期外水作用下跨河段襯砌結構第一主應力、第三主應力和位移分布圖?？梢钥闯?，外水作用下，襯砌第一主應力分布在-0.19～-0.59MPa之間，第三主應力分布在0.0～-0.12MPa之間。襯砌變形向內，量值約為0.1mm，下部襯砌未出現(xiàn)變形。總體來看，由于洞室埋深不大，上部河流最高水位有限，因而檢修工況襯砌結構受力不大，變形量值較小。

3.4 襯砌配筋計算

不同工況下襯砌結構受力計算表明，運行期內水工況是淺埋跨河段襯砌的控制工況。在該工況下，襯砌大部分區(qū)域拉應力超過了混凝土抗拉強度，襯砌可能會開裂，造成內水外滲。因而需對襯砌進行配筋，以保證襯砌結構安全持久運行。

采用雙筋襯砌方式對襯砌進行配筋，經計算，配筋率達到1.22%即可滿足持久運行要求。根據計算配筋率，結合工程實踐，最終擬定了圖15的配筋方式。

4 結論

本文采用彈塑性損傷有限元法對渡口壩引水隧洞跨河段圍巖開挖穩(wěn)定及襯砌結構受力進行了計算，得到了以下結論：

4.1隧洞跨河段埋深淺，圍巖條件差，但采用明挖方式進行開挖，圍巖破壞區(qū)分布范圍及深度有限，應力、位移分布規(guī)律合理，量值不大，圍巖開挖穩(wěn)定性是有保證的。

4.2跨河段襯砌埋深淺，上部河流水位不高，檢修期外水工況下襯砌結構受力情況良好。運行期內水水頭較高，襯砌大部分區(qū)域拉應力超過了混凝土抗拉強度，襯砌可能會開裂，造成內水外滲。因而運行期持久工況時襯砌結構安全持久運行的控制工況，根據該工況下襯砌受力，對襯砌進行配筋計算，結果表明，配筋率達到1.22%即可滿足運行要求。

4.3以上跨河段三維有限元分析針對渡口壩引水隧洞進行，有效分析了其在開挖過程中圍巖穩(wěn)定性及運行、檢修期襯砌結構受力情況，并獲得了合理的襯砌配筋率，為該工程跨河段隧洞的設計及安全施工提供必要的理論依據，同時對類似工程也有一定的指導意義。

參考文獻

[1]胡連興.復雜長距離引水隧洞群施工全過程仿真優(yōu)化與進度控制關鍵技術研究[D].天津：天津大學，2012.

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[3]司洪濤.四川省灣東二級水電站弓|水隧洞圍巖穩(wěn)定性研究[D].成都：成都理工大學，2012.

[4]俞裕泰，肖明.大型地下洞室圍巖穩(wěn)定三維彈塑性有限元分析[J].巖石力學與工程學報，1987，6（1）：47-56.

[5]肖明.地下洞室施工開挖三維動態(tài)過程數(shù)值模擬分析[J].巖土工程學報，2000，22（4）：421-425.

[6]肖明.地下洞室隱式錨桿柱單元的三維彈塑性有限元分析[J].巖土工程學報，1992，14（5）：20-26.

[7]朱伯芳.有限單元法原理與應用（第三版）[M].北京：中國水利水電出版社，2009.

作者簡介：勞增江（1972-）男，浙江麗水人，緊水灘水力發(fā)電廠，渡口壩項目專職工程師，工程師。

楊聃（1976-）男，浙江麗水人，緊水灘水力發(fā)電廠，渡口壩項目總工程師，碩士研究生，高級工程師。