祝新星，何燕云

（上海勘測設(shè)計研究院有限公司，上海 200434）

0 引言

某水電工程為引水式電站工程，位于尼泊爾那蘇瓦地區(qū)。工程從Bhotekoshi河引水，通過4.194 km長的引水隧洞后進入地下發(fā)電廠房。發(fā)電水頭達168.0 m，設(shè)計發(fā)電流量為80 m3/s，裝機容量為110 MW。地下發(fā)電廠房洞室埋深約為320 m，洞室圍巖以Ⅱ、Ⅲ類為主，廠房區(qū)域巖層產(chǎn)狀NE50～100/SE∠600～650。地下廠房洞室（主廠房、主變洞）采用平行布置，縱軸線方位考慮與圍巖主要構(gòu)造面走向呈較大夾角并使水道系統(tǒng)順暢的原則，廠房軸線采取EW向布置。主廠房洞室軸線長76.3 m，跨度15.3 m，最大高度34.75 m。主變洞洞室軸線長85.7 m，跨度13.3 m，高度15.8 m。

1 地質(zhì)描述

工程區(qū)域位于喜馬拉雅區(qū)的峽谷地帶，屬高山峽谷地貌。該地下廠房區(qū)域洞室圍巖主要以Ⅱ、Ⅲ類圍巖為主。Ⅱ類圍巖主要為弱下～微新的片麻巖，Ⅲ類圍巖主要為微新的石英巖及節(jié)理裂隙發(fā)育的片麻巖。地下廠房所在區(qū)域巖體穩(wěn)定，沒有斷層通過，巖層層面產(chǎn)狀78-120°/59-70°，存在3組主要節(jié)理，分別為230-267°/29-36°，296-339°/34-69°，191-219°/45-83°。

2 支護設(shè)計

2.1 支護設(shè)計原則

1）主廠房、主變洞室及其它附屬洞室貫徹以“柔性支護為主，剛性支護為輔”的原則，優(yōu)先采用噴錨支護作為永久支護形式；

2）考慮到洞室相互交叉及地應(yīng)力的影響，噴錨支護按Ⅲ類圍巖穩(wěn)定所需要的支護強度設(shè)計；

3）噴錨支護設(shè)計,以工程類比法選定初步支護參數(shù),利用Phase2軟件進行分步開挖支護有限元分析,輔以塊體穩(wěn)定分析，并在施工中通過監(jiān)控、量測,最終確定支護參數(shù)。

2.2 支護參數(shù)初選

1）國內(nèi)現(xiàn)行標準：GB50086-2015《巖土錨桿與噴射混凝土支護工程技術(shù)規(guī)范》中規(guī)定，該工程地下廠房洞室跨度Ⅲ類圍巖條件下的一般洞室支護參數(shù)可參照表1。

表1 地下廠房洞室支護參數(shù)表

2）工程類比法：根據(jù)圍巖地質(zhì)、洞室開挖尺寸、洞室埋深等條件，將工程與條件類似的已建工程進行對比，從而選擇合適的支護參數(shù)。工程參考收集到部分條件相似已建水電站地下廠房洞室支護參數(shù)進行參考,如表2所示。

表2 已建水電站地下廠房支護參數(shù)表

從表2中看出已建15～20 m跨度范圍的地下廠房支護錨桿長度一般在4～6 m，錨桿間距1.5 m左右，噴射混凝土厚度約150 mm，局部部位進行加強。

3）Q系統(tǒng)法：Q系統(tǒng)是Barton等人在Wickhan和Bieniawski的基礎(chǔ)上，通過200多個實際工程積累資料的分析而發(fā)展起來的[1,2]。根據(jù)廠房所在巖體質(zhì)量Q值和洞室尺寸，通過圖1可查該洞室的支護類型和支護措施。

圖1 巖體質(zhì)量及巖體支護圖

工程廠房區(qū)域的巖體質(zhì)量Q值為10。以主廠房為例，廠房區(qū)域ESR=1.0,頂拱跨度D/ESR=15，從上圖可以查出主廠房頂拱部位可選用的支護參數(shù)為：φ20錨桿L=4 m@2.3 m，噴射混凝土厚度為6 cm。利用上圖進行邊墻支護設(shè)計時Q值要乘以放大系數(shù)，此處放大后的Q=2.5×10=25，H/ESR=32,從上圖可以查出主廠房邊墻部位的可選用的支護參數(shù)為：φ20錨桿L=7 m@2.5 m，噴射混凝土厚度為6 cm。Q系統(tǒng)確定的支護參數(shù)如表3所示。

表3 Q系統(tǒng)確定的支護參數(shù)表

4）支護參數(shù)初選：綜合上述3種方式分析，初步確定該工程廠房區(qū)域洞室的支護如表4所示，錨桿采用全長粘結(jié)性錨桿。

表4 初選支護參數(shù)表

3 有限元分析

3.1 計算理論

利用巖土二維數(shù)值模擬分析軟件Phase2進行該工程廠房洞室開挖及支護過程的模擬，模型采用采用廣義HOEK-BROWN彈塑性力學模型[3,4]。

式中：σ1，σ3分別為廠區(qū)最大、最小；σci為完整巖塊的單軸抗壓強度；mb，s，a為巖體強度參數(shù)，可表示為地質(zhì)強度指標GSI的函數(shù)；mi為巖石材料常數(shù)；D為擾動系數(shù)。

3.2 計算參數(shù)

通過位于廠房區(qū)的地應(yīng)力試驗得知，最大主應(yīng)力為水平應(yīng)力，第二主應(yīng)力為豎向應(yīng)力。計算采用的廠區(qū)初始地應(yīng)力值σ1=13.0 MPa,σ2=11.3 MPa,σ3=7.9 MPa。巖體特征參數(shù)見表5，錨桿抗拉力0.21 MN，掛網(wǎng)混凝土設(shè)計參數(shù)見表6。

表5 巖體特征參數(shù)表

表6 掛網(wǎng)混凝土參數(shù)表

3.3 有限元分析

用Phase2模擬主廠房及主變洞洞室開挖及支護工序，采用自上而下分層開挖并同步支護的方法。

由圖3可知，主廠房洞室斷面呈拱頂下沉，側(cè)墻向內(nèi)收斂的變形特點；主變洞洞室由于受到臨近主廠房開挖的影響，周邊圍巖向主廠房側(cè)變形。

圖2 圍巖變形圖

主廠房開挖面的最大位移位于上游側(cè)邊墻中部，主變洞開挖面的最大位移21 mm，位于下游側(cè)邊墻中部。最大相對位移0.3%，滿足GB50086-2015規(guī)定：III類圍巖洞室埋深為300～500 m的洞室周邊允許相對位移值為0.4%～1.2%。

由圖3可知，洞室開挖后圍巖應(yīng)力重分布，部分圍巖進入塑性破壞狀態(tài)。廠房和主變洞室之間的巖柱體塑性區(qū)未貫通，洞室間距滿足要求。主廠房四周圍巖均產(chǎn)生了松動，主變洞室松動區(qū)主要位于頂拱和上游側(cè)邊墻。廠房頂拱和邊墻松動區(qū)破損形式主要為剪切和拉裂復合。通過測量主廠房頂拱松動區(qū)最大深度約為3 m，邊墻約為4 m。主變洞室頂拱松動區(qū)最大深度約為1 m，邊墻約為3 m。錨桿均貫通松動區(qū)，大部分穿過塑性區(qū)，并錨入到彈性區(qū)內(nèi)。

圖3 圍巖塑性區(qū)

由圖4可知，洞室開挖后圍巖應(yīng)力重分布，主廠房拱頂及底板邊緣均產(chǎn)生應(yīng)力集中，最大應(yīng)力達30 MPa。最大軸力為0.2 MN，位于主廠房拱頂；最小軸力為0.02 MN，位于主變洞室上游邊墻，最大軸力未超過其承載能力。

圖4 錨桿軸力分布

由圖5可知，150 mm的掛網(wǎng)噴混凝土的支護能力基本滿足要求。在各工序下大部分節(jié)點的混凝土安全系數(shù)都大于1.0，中間工序過程中部分節(jié)點小于1.0，主要位于臺階開挖面的角點處，主要是由于在臺階開挖面產(chǎn)生應(yīng)力集中。隨著開挖支護的進行，不安全點逐漸消除。

圖5 噴射混凝土支護能力

在廠房區(qū)域存在包含層面在內(nèi)4組主要節(jié)理和2組隨機節(jié)理，通過對幾組結(jié)構(gòu)面進行組合，進行楔形體穩(wěn)定。結(jié)果表明在該支護參數(shù)下圍巖的局部塊體穩(wěn)定滿足要求。

4 結(jié)論

通過規(guī)范、工程類比及Q系統(tǒng)法綜合分析，初步確定洞室支護參數(shù)。再通過Phase2構(gòu)建開挖支護模型，分析開挖后圍巖的應(yīng)力狀態(tài)和變形趨勢量值，驗證了初選支護參數(shù)的支護能力。結(jié)果表明：

1）錨噴支護充分發(fā)揮了圍巖的自承能力，通過圍巖與支護的共同作用，改善圍巖的受力狀態(tài)，使圍巖保持穩(wěn)定，防止內(nèi)部圍巖進一步破壞變形。

2）主廠房洞室斷面呈拱頂下沉，側(cè)墻向內(nèi)收斂的變形特點。由于主廠房高跨比較大，最大位移集中在邊墻中部。洞室周邊相對位移滿足要求，洞室之間巖柱體塑形區(qū)未貫通。

3）由于受到洞室群開挖的影響，主變洞室四周圍巖均向主廠房側(cè)變形。

4）錨桿已貫通松弛區(qū)，錨桿軸力滿足自身抗拉能力，掛網(wǎng)混凝土支護能力滿足要求。

5）通過錨噴支護，圍巖整體穩(wěn)定和局部穩(wěn)定均滿足要求。主廠房初選的錨噴支護措施基本合理；主變洞室的錨桿長度可以進一步優(yōu)化調(diào)整至4 m。

［1］Barton NR.Barton,1988.Rock mass classification and tunnel reinforcement using the Q-system.ASTM,STP 984［C］//Astm Stp.1988.

［2］Barton N.Some new Q value correlations to assist in site characterization and tunnel design［J］.International Journal of Rock Mechanics&Mining Sciences，2002，39（2）：185-216.

［3］HOEK E,BROWN E T.Practical estimates of rock mass strength［J］.International Journal of Rock Mechanics and Mining Science,1997,34(8)：1165-1186.

［4］HoekE,Carranza-TorresCT,CorkumB,etal.Hoek-Brown failure criterion-2002 Edition［C］//Proc.Narms-Tac Conference,Toronto.2002.