張 恩 寶， 鄧 瞻

(中國電建集團成都勘測設(shè)計研究院有限公司，四川 成都 610072)

1 工程概況

硬梁包水電站系大渡河干流水電規(guī)劃“三庫22級“的第13級電站，電站采用閘壩長引水式開發(fā)，主要任務為發(fā)電。引水發(fā)電系統(tǒng)布置在左岸，初擬裝機容量1 200 MW。廠房軸線方位為N70°W，廠房、主變室、尾閘室三大洞室平行布置，洞室上部開挖跨度分別為28.1 m、18 m、15 m，其間巖柱厚度分別為45 m、36 m。

地下廠房洞室群最小垂直埋深約400 m，最小水平埋深約520 m。主要置于晉寧-澄江期閃長巖、花崗巖中，巖體總體呈塊狀、次塊狀結(jié)構(gòu)。圍巖類別以Ⅲ類為主，主要發(fā)育F1、F2、F3、F4等相對較大的Ⅱ級結(jié)構(gòu)面，其余多為Ⅲ、Ⅳ級結(jié)構(gòu)面和節(jié)理裂隙，且具一定區(qū)段性，對洞室圍巖穩(wěn)定影響較大。另外，根據(jù)概率地震危險性分析及場地計算結(jié)果：50年超越概率10%，廠址處基巖水平向峰值加速度為283gal，地震基本烈度8度。

2 計算條件

2.1 計算范圍

二維分析以地下廠房2#機組橫剖面為研究對象，計算范圍：X方向為垂直廠房縱軸線方向，總長度310.80 m；鉛直向Z底部取至▽1 030.00 m高程，頂部延伸至地表。為了提高模擬精度，對洞周約兩倍洞徑范圍內(nèi)進行了網(wǎng)格細化，整個計算域共計離散節(jié)點數(shù)15 994和單元數(shù)16 729。

三維分析計算范圍：垂直廠房縱軸線方向X，總長度350.00 m；Y方向沿廠房縱軸線方向，總長度450.00 m；鉛直向自尾水管最低處以下90 m至主廠房最高處以上200 m，總高度360 m。整體分析模型離散節(jié)點數(shù)110 657 9，單元數(shù)732 569。采用2D、3D分析開挖 部分模型見圖1。

圖1 2D、3D分析開挖部分模型圖

2.2 巖體物理力學參數(shù)

各類巖體物理力學參數(shù)計算取值如表1所示。

2.3 洞室變形及穩(wěn)定性分析方法

本次地下洞室開挖的穩(wěn)定性非線性有限元分析按低抗拉彈塑性模型來分析巖體材料開裂情況，巖體是否進入塑性狀態(tài)，按Druker-Prager屈服準則進行判別。

表1 巖體物理力學參數(shù)計算取值

在有限元計算過程中，施工期洞室的開挖過程也就是地應力釋放過程。通常用減小開挖部分巖體單元的變形模量，轉(zhuǎn)移開挖單元應力并生成等效開挖節(jié)點力替代，即可模擬洞室開挖釋放荷載。

用二維有限元模擬開挖過程時，還會出現(xiàn)“不完全開挖”的現(xiàn)象。例如壓力管道、母線洞和尾水管，這些區(qū)域由于巖柱的存在，計算時其開挖荷載應按洞室跨度和巖柱跨度之比計算荷載釋放系數(shù)α，相應區(qū)域在開挖后仍應保留(1-α)的初始剛度。

目前，數(shù)值計算中一般將錨桿簡化為錨桿單元加以模擬，錨桿的作用通過錨桿的“剛度”體現(xiàn)，由于系統(tǒng)錨桿的剛度相對于圍巖的剛度非常小，許多計算成果表明，這種模擬方法不能完全反映錨桿的支護效應，實際上錨桿的作用主要體現(xiàn)為在參與圍巖的協(xié)調(diào)變形過程中，錨桿的彈性恢復變形存在一種反向鎖固力，對圍巖形成錨固效應，換言之，加錨巖體的變形與強度參數(shù)可以提高，這一觀點已得到部分室內(nèi)和現(xiàn)場試驗證實。加錨后圍巖的抗剪強度參數(shù)為：

(1)

式中C0、φ0為無錨桿條件下圍巖的凝結(jié)力與內(nèi)磨擦角；τs為錨桿的抗剪強度，S為錨桿截面積，a、b為錨桿縱橫布置間距，η為無量綱系數(shù)，與錨桿直徑等因素有關(guān)。

本次計算錨桿、錨索均用桿單元模擬。若錨桿(索)上施加有預應力，還需在錨桿(索)的兩個端點施加對頂力。錨桿對圍巖參數(shù)的影響按式(1)計算。如取η=3.5，τs=200 MPa，則對φ28，長6 m，間排距1.5 m×1.5 m的錨桿而言，計算可得△C=0.19 MPa。

地震作用采用擬靜力法模擬，僅計入水平方向地震力作用，采用體積力的方式進行施加。

符號約定：位移指向坐標正向時為正，指向坐標負向時為負；應力以壓為正，以拉為負。

3 開挖程序

地下廠房洞室群施工開挖順序組合見圖2。特點：先開挖主廠房及尾閘室上層，主變室滯后一層開挖。

4 研究內(nèi)容

為了充分考慮支護結(jié)構(gòu)與巖體介質(zhì)的相互作用，合理模擬圍巖與錨固系統(tǒng)的協(xié)調(diào)性，在初擬洞室群布置和支護措施的基礎(chǔ)上，分別采用二維、三維非線性有限元法進行計算，對比分析地下廠房洞室群圍巖應力、變形、塑性區(qū)發(fā)展特征及支護受力情況等，指出可能失穩(wěn)部位及破壞形式，初步評價了洞室群整體穩(wěn)定狀況。另外，基于三維靜力分析，進一步進行了地震工況下圍巖穩(wěn)定性分析，以評價其作用對地下洞室群圍巖整體穩(wěn)定性和支護結(jié)構(gòu)的影響。

5 計算結(jié)果與分析

本次計算主要研究了開挖過程中圍巖的應力、變形、塑性區(qū)開展深度，進而對支護的有效性作出合理評價。以下著重對開挖完成后2#機組橫剖面的變化情況進行比較與分析。

5.1 天然地應力場

未開挖時，主應力分布特征是：(1)以構(gòu)造應力為主，豎直向及水平向的應力均大于自重作用產(chǎn)生的地應力，豎直向應力與壓重的比值系數(shù)，垂直于主廠房縱軸線方向側(cè)壓力系數(shù)kx=0.65～0.85，沿主廠房縱軸線方向側(cè)壓力系數(shù)ky=1.05～1.65。(2)三大洞室區(qū)域σ1范圍12.0～22.8 MPa，方向N65°W～S85°W，傾角25～35°；σ2范圍7.63～14.5 MPa；σ3范圍3.59～6.79 MPa之間，方向為S25°W～S5°E，傾角75～80°，三大洞室區(qū)為中高應力區(qū)。(3)主洞室縱軸線方向與σ1方向基本一致，當前布置方案有效避免了最大主應力對洞室穩(wěn)定的不利影響，軸線選擇合理。

圖2 施工開挖順序組合圖

5.2 開挖完成后圍巖的主應力場

圖3 2#機組橫剖面開挖完成洞周最大主應力等值線圖

圖4 2#機組橫剖面開挖完成洞周最小主應力等值線圖

兩種模型下圍巖應力狀態(tài)分布與天然未開挖時相比，開挖對開挖區(qū)域周邊應力場有顯著影響，而在距離洞壁一定距離之后，應力分布特征則基本不變。

開挖區(qū)大主應力σ1和小主應力σ3的分布特征：(1)三大洞室拱座、邊墻中部，交叉口部位等均發(fā)生了不同程度的應力集中現(xiàn)象，最大主應力可達約50 MPa，但仍在圍巖強度承受范圍內(nèi)，圍巖總體上是穩(wěn)定的。(2)由于開挖卸荷作用，小主應力σ3在洞壁附近迅速減小。(3)尾水洞上部局部巖體出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象。

5.3 開挖完成后圍巖的變形特征

洞周圍巖變形有如下特征：(1)三大洞室整體呈現(xiàn)內(nèi)收的變形特點，變形總體規(guī)律基本一致，量值表現(xiàn)為主廠房最大，尾閘室次之，主變室最??；邊墻大于頂拱的分布規(guī)律。(2)2D、3D模型下頂拱分別下沉主廠房為-27.94 mm、-45.30 mm，主變室為-25.91 mm、-48.60 mm，尾閘室為-38.64 mm、-36.90 mm。(3)2D、3D模型下邊墻中部分別內(nèi)收主廠房為60 mm、75 mm，主變室為29 mm、38 mm，尾閘室為45 mm、55 mm。

由此可見，2D模型計算變位值較3D小，主要可能由于2D模型加固區(qū)材料參數(shù)相對取值稍高和洞室體型局部差別所致，但變形規(guī)律基本一致，量值總體不大。

5.4 開挖完成后洞周圍巖破壞區(qū)分布

由圖5、圖6可見，開挖引起的巖體破壞點主要集中發(fā)生在高邊墻中部、洞室交叉口及體型拐角處，其分布和規(guī)模有以下特征：(1)兩模型下洞周塑性區(qū)集中分布位置基本類似。2D模型下三大洞室頂拱呈零星破壞點分布；3D模型下頂拱塑性區(qū)出現(xiàn)在淺表處，深度約2 m，不構(gòu)成大規(guī)模滑塊或掉塊。(2)各主洞室邊墻中部塑性區(qū)相對較深，2D、3D模型下塑性區(qū)深度主廠房分別約為13 m、11 m，主變室分別約為6.1 m、7.5 m，尾閘室分別約為9.2 m、8 m?？梢?，應重視高邊墻中部支護措施的針對性和有效性。(3)洞室交叉口部位因應力集中產(chǎn)生了較深的壓剪和松弛破壞，若存在不利節(jié)理、裂隙組合，極可能產(chǎn)生局部塌落。因此，在開挖時應采取短進尺、弱爆破、及支護等措施，盡可能減小對圍巖的擾動影響，以保證洞室圍巖的穩(wěn)定性。(4)尾水管洞室規(guī)模小，兩模型下均未出現(xiàn)大的塑性破壞區(qū)。(6)各洞室間巖柱破壞區(qū)未出現(xiàn)貫通現(xiàn)象，主變室、尾閘室邊墻塑性破壞區(qū)處于錨桿長度控制范圍內(nèi)，圍巖整體穩(wěn)定性可控。表2給出了地下廠房典型斷面可能存在的滑塊，為今后有針對性的預案提供參考。

圖5 2D模型下2#機組橫剖面開挖完成洞周破壞模式圖

圖6 3D模型下典型橫剖面開挖完成洞周破壞模式圖

5.5 開挖完成后系統(tǒng)支護受力狀況

系統(tǒng)支護受力變化有如下特征：(1)普通錨桿應力呈現(xiàn)從頂拱到拱角逐漸減小的趨勢，邊墻大于頂拱。(2)三大洞室頂拱普通錨桿φ28應力變化范圍為46～110 MPa，主廠房頂拱量值最大；邊墻普通錨桿φ28/φ32(L=6 m/9 m)應力變化范圍為43～142 MPa，但絕大多數(shù)應力處于100 MPa以下，總體量值不大。(3)主廠房頂拱支護的預應力錨桿φ32(++T=120 kN，L=9 m)內(nèi)力大致在126～150 kN；2D、3D模型下主廠房邊墻預應力錨索(T=2 000 kN)均值分別為2 185 kN、2 031 kN，尾閘室分別為2 115 kN、2 055 kN。(4)由于兩側(cè)巖柱的限制作用，尾水管頂拱錨桿應力普遍較小。由上可知，錨桿(索)受力總體上不大，滿足系統(tǒng)支護安全性要求。但為了充分發(fā)揮錨桿(索)作用，結(jié)合工程地質(zhì)條件，應在局部部位適當優(yōu)化支護措施。

表2 地下廠房典型斷面可能滑塊匯總表

5.6 斷層貫穿洞室部位穩(wěn)定性分析

除洞室交叉口及拐角部位外，斷層貫穿洞室部位(如F4斷層貫穿安裝間、主變室及尾閘室西端洞段)對洞室的局部穩(wěn)定和局部支護結(jié)構(gòu)安全產(chǎn)生一定的影響。以安裝間為例，F(xiàn)4斷層貫穿處，頂拱下沉66 mm，較一般頂拱部位增加約90%，邊墻最大位移54 mm，較一般邊墻部位位移增加約60%；F4斷層穿過部位的錨桿最大拉拔力大多超過了350 kN?？梢?，F(xiàn)4斷層貫穿部位處的圍巖位移、支護結(jié)構(gòu)受力均較正常部位有明顯的增加，施工中，應對該類似部位制定有針對性的加強支護措施，以保證洞室局部穩(wěn)定性。

5.7 地震作用下圍巖穩(wěn)定性分析

根據(jù)工程實際，取工況一(逆水流向，地震加速度-0.28 g)和工況二(順水流向，地震加速度0.28 g)進行了計算對比分析。分析結(jié)果表明：(1)地震作用下頂拱位移均變化小，最大變化不超過0.5 mm，水流方向變形變化較頂拱大，最大水平位移出現(xiàn)在廠房上游邊墻，兩工況下最大位移分別為89.95 mm、97.13 mm?？傮w上，地震工況下洞室圍巖產(chǎn)生了一定的增量位移，但不超過8 mm，小于10%。(2)地震工況下主廠房上游邊墻圍巖出現(xiàn)一定的小值拉應力，量值不超過-0.7 MPa；兩工況下最大壓應力主廠房頂拱分別為35.63 MPa、33.72 MPa，尾閘室頂拱分別為35.64 MPa、36.47 MPa。圍巖應力較未考慮地震作用時變化較小，不超過5%。(3)地震荷載對錨桿應力影響很小。兩工況下頂拱部位較正常工況錨桿應力變化小于3%?？梢?，地震作用對洞室穩(wěn)定狀況影響較小，洞室穩(wěn)定性和支護結(jié)構(gòu)安全性是有保證的。

6 結(jié) 論

綜合上述計算分析成果，可得如下結(jié)論：

(1)硬梁包水電站廠區(qū)初始應力以構(gòu)造應力為主，三大洞室區(qū)為中高應力區(qū)。當前主洞室軸線選擇合理，有效規(guī)避了最大主應力對洞室穩(wěn)定的不利影響，同時兼顧了中間應力的影響。

(2)三大洞室頂拱拱角、高邊墻中部，交叉口部位等均發(fā)生了不同程度的應力集中現(xiàn)象，最大主應力可達約50MPa，但仍在圍巖強度承受范圍內(nèi)；2D、3D模型下圍巖變形規(guī)律基本一致，量值總體不大。

(3)各洞室間巖柱塑性破壞區(qū)未出現(xiàn)貫通現(xiàn)象，洞室圍巖整體穩(wěn)定性可控。但洞室高邊墻中下部、交叉口等部位塑性區(qū)分布相對較深，且破壞點連通性強，可能形成楔型不利組合，出現(xiàn)局部穩(wěn)定問題。另外，斷層貫穿部位處的圍巖位移、支護受力均較正常部位有明顯的增加，應引起重點關(guān)注，并作好關(guān)鍵部位的弱面查勘，制定好針對性的加強支護預案。

(4)目前采用的支護處理深度和加固強度基本合適，錨桿(索)受力總體不大，滿足系統(tǒng)支護安全性要求。但為了充分發(fā)揮錨桿(索)作用，結(jié)合工程地質(zhì)條件，洞室局部支護參數(shù)仍有一定的優(yōu)化空間，以降低工程造價。

(5)考慮地震作用的計算分析結(jié)果表明，地震荷載對地下洞室群圍巖應力分布、洞周位移、錨桿(索)受力等均影響較小，洞室穩(wěn)定性及支護結(jié)構(gòu)安全性是有保證的。