耿必君，張祥富，袁濤，鐘聚光，陳天樂

(湖南平江抽水蓄能有限公司，湖南岳陽414500)

隨著中國新興能源的大規(guī)模開發(fā)利用，抽水蓄能電站得到迅速發(fā)展[1-4]。地下廠房作為抽水蓄能電站建筑結構的重要組成部分，其安全穩(wěn)定性成為抽水蓄能電站建設的重中之重。地下廠房一般布置在高深山體內[5]，圍巖地質條件及巖層結構復雜，特別是在地下廠房開挖施工過程中經常受到構造應力及斷層破碎帶的干擾，導致施工停滯[6-7]。因此，采用合理的開挖步序對于地下廠房硐室群開挖過程中的圍巖穩(wěn)定尤為重要。

對于硐室群開挖步序優(yōu)化研究，已有諸多學者開展。潘偉[8]針對廣東清遠抽水蓄能電站地下硐室群開挖方法進行研究，認為開挖過程應滿足平面多工序要求；甘孝清等[9]結合現(xiàn)場監(jiān)測，對白蓮河抽水蓄能電站地下廠房開挖過程中的圍巖穩(wěn)定性進行研究；董源等[10]結合實測資料，對白鶴灘水電站地下硐室群開挖過程中的圍巖變形規(guī)律進行了研究；趙中強等[11]針對高跨度硐室開挖過程的圍巖穩(wěn)定性問題進行研究，并采用數(shù)值方法獲得了開挖過程圍巖的位移及應力場?？梢姡槍﹂_挖過程圍巖穩(wěn)定性問題的研究已有諸多成果，但有關復雜地質構造中考慮圍巖復雜斷層及巖脈的地下硐室開挖步序優(yōu)化方法研究并不多見。斷層及巖脈夾層對圍巖的穩(wěn)定性存在巨大影響，一般在圍巖的破壞失穩(wěn)中起到控制性的作用[12-15]，地下廠房中的圍巖在開挖條件下，斷層及巖脈夾層因強度與其他完整性巖體相差較大，容易產生應力集中，造成圍巖變形過大等問題。可見，在地下廠房開挖方法優(yōu)化分析中考慮復雜斷層及巖脈的效應尤為必要。本文以某擬建抽水蓄能電站地下廠房硐室群為例，考慮多組復雜斷層及巖脈，采用FLAC3D建立含有復雜斷層及巖脈接觸面單元的三維數(shù)值模型，對不同開挖步序下廠房圍巖的變形及應力變化規(guī)律展開研究，推薦比選最優(yōu)方案，為含有復雜斷層及巖脈地質條件的地下廠房開挖施工提供指導。

1 工程概況

1.1 地下廠房硐室布置

所研究抽水蓄能電站工程樞紐主要由上水庫、下水庫、輸水系統(tǒng)與發(fā)電廠房系統(tǒng)四部分組成。地下廠房硐室群圍巖巖性主要為中粒黑云母花崗巖，廠房頂拱上覆巖體厚330 m左右。地下廠房洞室群主要包括主廠房、地下副廠房、主變硐、母線硐等建筑物，是一組以主副廠房硐室為中心的地下硐室群，硐室布置見圖1。從上游引水水流方向看，依次平行布置主副廠房、主變硐和尾閘室3大硐室，主副廠房與主變硐之間的巖體厚度為40.0 m，主變硐與尾閘室之間的巖體厚度為25.0 m；主廠房與主變硐對應各機組由母線硐連接，另有交通聯(lián)系硐連接主廠房和主變硐；安裝間布置在主廠房右側；進廠交通硐從安裝場下游側進廠。

主廠房硐室包括主機間、地下副廠房及安裝間，主廠房硐室開挖尺寸172.0 m×26.7 m×58.4 m(長×寬×高)。安裝場布置在主機間右端，長度為 41.0 m，寬度與主機間相同。地下廠房內布置4條母線硐，其位置分別與每臺機組相對應，母線硐長度為40.0 m。母線硐僅為一層，與主機間母線層地面同高程。母線硐硐內凈空尺寸9.0 m×10.0 m(寬×高)。主變硐硐室開挖尺寸146.0 m×20.0 m×20.5 m(長×寬×高)，尾水支硐軸線間距24.0 m，內徑5.1 m。四條尾水支硐經尾水岔硐匯入一條尾水主硐，尾水主硐為圓形有壓硐，內徑為11.5 m。

1.2 基本地質條件

該地下廠房工程廠區(qū)巖體完整性較好，硐室圍巖新鮮。圍巖以Ⅱ 類為主，約占70%，節(jié)理較發(fā)育部位為Ⅲ 類，約占 25%；局部斷層破碎帶或蝕變巖脈屬Ⅳ～Ⅴ類圍巖，約占5%。巖石單軸飽和抗壓強度大于 70 MPa，屬于堅硬巖類?？碧街ы瞎步衣稄S房圍巖周圍存在斷層4條、巖脈24條，斷層及巖脈相互交錯分布較為復雜，其中主廠房東北方向分布斷層夾層δf93和δf94及δf84，整體廠區(qū)有巖脈δ45貫穿，同時分布有部分貫穿的巖脈δ46及斷層δf81，見圖2。在本文計算中，為充分反映巖脈層及斷層對地下硐室開挖圍巖變形與應力的影響，將著重考慮廠房區(qū)域圍巖厚度較大的主要巖脈層及斷層。

2 數(shù)值模型

2.1 計算模型

采用經典有限差分巖土軟件FLAC3D[16]建立廠房硐室群三維計算模型，整體模型從上至下主要考慮全風化巖層、弱風化巖層、廠房圍巖及斷層和巖脈層等分布巖體。其計算范圍：平面范圍上游主廠房以上150.0 m，下游至尾水閘門室以下150.0 m，兩端為地下廠房開挖線以外150.0 m；垂直方向在主廠房底板最低高程以下150.0 m。整體數(shù)值模型X方向長度為421.0 m，Y方向長度為472.0 m，模型下邊界高程140.0 m，地面最大高程 834.0 m，見圖3。建立模型時，將δf93和δf94合并為厚度2.0 m的巖脈層，在三維模型中按實體單元加接觸面單元予以模擬，與地下廠房硐室群相切割的δf84按實體單元模擬，δf84兩側和δf81、δ45、δ46處設置接觸面單元進行模擬，見圖3c。為了更好地研究地下廠房圍巖的各種力學特性，對開挖硐室附近的巖體部分區(qū)域網格進行了細化處理，而對遠離硐室輪廓的區(qū)域采用較大尺寸的網格。開挖前整個三維計算模型單元數(shù)為163 190個，節(jié)點數(shù)為48 919個。

2.2 硐室群開挖步計算方案

為充分考察不同開挖步序對廠房圍巖變形與應力的影響，建立4種開挖方案，著重分析圍巖14處特征測點及4個廠房斷面圍巖的力學響應，揭示廠房圍巖在開挖條件下的變形力學特征。圖4為廠房開挖區(qū)，根據(jù)開挖步序的施工便捷性及經濟性，以相同高程差圍巖為一區(qū)段的原則將主廠房分為7個開挖區(qū)，分別為I—VII；主變硐分為3個開挖區(qū)，分別為I—III；尾閘室分為2個開挖區(qū)，分別為I—II；母線硐分為一個開挖區(qū)，為I；尾水支硐分為一個開挖區(qū)為I。依據(jù)硐室各開挖區(qū)的開挖先后順序建立4種開挖計算方案，見表1。其中方案1、2分為7個開挖步，方案3、4為6個開挖步。

圖4開挖步序及特征測點和分析剖面分布

表1 計算方案1開挖步序

2.3 計算邊界及初始條件

計算邊界條件：模型底部采用位移固定約束，四周豎向邊界采用法向位移約束，模型上表面采用自由邊界。硐室圍巖實體單元及接觸面單元采用基于摩爾-庫倫屈服準則的彈塑性本構模型。根據(jù)勘探地質資料，對各類圍巖計算參數(shù)取值，見表2、3。計算步驟為：第一步，生成初始地應力場(位移清零)；第二步，按照擬定計算方案中的開挖順序進行逐級開挖；第三步，利用fish語言編制的端口生成Tecplot后處理文件。

表2 計算模型基本參數(shù)1

表3 計算模型基本參數(shù)2

3 計算結果與分析

地下廠房圍巖在不同開挖條件下，其變形與應力響應均不同。限于篇幅，本文僅對具有代表性的1號機組軸線剖面(圖4b)及其特征位置的測點(圖4a)圍巖在不同開挖計算方案中的變形、應力及塑性區(qū)分布展開研究，揭示不同開挖步序引起的圍巖卸荷對變形及應力分布的影響規(guī)律。

3.1 廠房圍巖變形分布

圖5為開挖條件下1號機軸線剖面的水平位移及豎向位移等值線分布，因其他計算方案等值線分布基本一致，故只給出了方案1的位移等值線分布，而各方案中特征測點的位移統(tǒng)計見表4。

從圖5可知，地下硐室群開挖完成后，圍巖水平位移及豎向位移值隨著離硐壁距離越大而減小，硐室圍巖的水平位移極大值出現(xiàn)在邊墻中部、鉛直方向的沉降極大值出現(xiàn)在硐室圍巖拱頂，卸荷回彈位移極大值出現(xiàn)在硐室底板中部，在斷層及巖脈與硐室開挖側壁相交位置，水平位移大小突變較小，而豎向位移大小突變較大，硐室圍巖在開挖條件下，斷層及巖脈夾層抗變形能力相對較低，導致巖脈兩側巖體形成上下錯動變形，進而導致圍巖豎向變形突變較大。表4數(shù)據(jù)表明，不同計算方案中主廠房、主變室及尾閘室由開挖卸荷回彈向硐室產生的水平位移主要集中在拱頂、上游邊墻等部位，最大位移達15.7 mm，沉降變形發(fā)生在主廠房拱頂位置，最大位移為5.6 mm，主廠房下游邊墻部位卸荷回彈豎向變形最大，達16.9 mm。這幾處部位在后續(xù)開挖施工中應重點進行觀測。

表4 特征測點的位移統(tǒng)計值

總體上，廠房硐室在不同開挖步序條件下，圍巖位移場變化不大。從各特征部位測點位移值來看，開挖步序方案2優(yōu)于其他計算方案。

3.2 廠房圍巖應力分布

圖6為地下廠房在方案1開挖步序下的第一主應力與第三主應力等值線分布，圖中正值代表拉應力，負值代表壓應力。其他計算方案應力等值線圖基本類似，不再給出，并統(tǒng)計了各計算方案1號機軸線剖面的最大第一主壓應力和最大第三主拉應力，見表5。綜合圖6及表5可知，地下硐室群開挖完成后，主應力在三大硐室的拱頂、底板和邊墻中間部位出現(xiàn)明顯的應力松弛，拉應力區(qū)主要分布在主廠房邊墻。此外，硐室拱座部位、硐室邊墻與底板交匯處、端墻和上下游邊墻交匯處以及巖脈出露處等局部位置出現(xiàn)明顯的應力集中。

圍巖卸荷回彈產生拉應力作為圍巖拉裂破壞的主要內在原因，有必要對主廠房邊墻圍巖拉應力區(qū)分布情況進行重點分析。圖7給出了4個開挖方案引起的主廠房邊墻拉應力區(qū)分布。由圖可知，4個方案開挖引起的拉應力區(qū)都出現(xiàn)在主廠房上游邊墻側，而在下游邊墻并未出現(xiàn)，分析其主要原因為：拉應力的產生主要由圍巖地應力及構造應力產生，主廠房開挖過程中，兩側邊墻臨空區(qū)圍巖卸荷回彈，進而產生拉應力。而隨著下游截面面積相對較大的尾水隧硐開挖時，主廠房下游邊墻主應力軸旋轉而使得其拉應力相應降低直至消失，造成拉應力區(qū)只分布在上游邊墻位置。總體上，4個計算方案中形成的拉應力區(qū)形狀相似，但范圍大小有所相差，其中方案2拉應力范圍寬度最小為2.53 m，方案3拉應力范圍區(qū)域寬度最大為2.91 m。為防止出現(xiàn)拉應力導致的圍巖拉裂破壞，開挖施工過程中應對該部位進行及時固結灌漿。

表5 各計算方案最大主應力統(tǒng)計單位：MPa

3.3 廠房圍巖塑性區(qū)分布

分析地下廠房開挖條件下圍巖的塑性區(qū)分布可以認識潛在圍巖破壞區(qū)域。圖8為計算方案1開挖步序所引起的圍巖塑性區(qū)分布，其他計算方案塑性區(qū)分布基本類似，不再給出。在4種開挖方案下，硐室圍巖塑性區(qū)分布規(guī)律及部位基本相同，且塑性區(qū)主要分為2種情況：①由于巖脈巖體的抗剪強度低，大部分單元均出現(xiàn)剪切塑性區(qū)；②由于硐室開挖卸荷效應及巖脈切割剪切變形，硐周圍巖體局部出現(xiàn)剪切與張拉塑性區(qū)。

表6為各方案開挖步序所引起的塑性區(qū)總體積。由表6可知，各施工方案條件下的塑性區(qū)體積均不大。七步開挖方案(方案1、2)條件下的塑性區(qū)體積均小于六步開挖方案(方案3、4)的結果，表明主廠房采用七步開挖方法有助于減少硐室圍巖的塑性區(qū)分布，圍巖穩(wěn)定性更好，方案2引起塑性區(qū)體積最小，為最優(yōu)方案。

表6 各計算方案塑性區(qū)體積 單位：m3

4 結論

采用三維數(shù)值模擬方法對4種開挖步序下廠房圍巖的變形、應力及塑性區(qū)分布規(guī)律進行研究，得到以下結論。

a) 廠房硐室在4種開挖步序工況下，圍巖位移場變化不大。硐室圍巖的水平位移極大值出現(xiàn)在邊墻中部，鉛直方向的沉降極大值出現(xiàn)在硐室圍巖拱頂，卸荷回彈位移極大值出現(xiàn)在硐室底板中部。斷層及巖脈與硐室開挖相交部位出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象。

b) 硐室圍巖應力狀態(tài)整體良好，圍巖周邊局部出現(xiàn)拉應力區(qū)，主要分布在主廠房上游邊墻部位，但拉應力值都不大。4種方案中，開挖步序方案2引起的拉應力區(qū)范圍最小，方案3最大。

c) 4種設計開挖方案下硐室圍巖開挖整體安全穩(wěn)定性均良好，七步開挖方案(方案1、2)條件下的塑性區(qū)體積均小于六步開挖方案(方案3、4)的結果，表明主廠房采用七步開挖方法有助于減少硐室圍巖的塑性區(qū)分布。

d) 從圍巖變形量、特征應力、拉應力區(qū)及塑性區(qū)分布等綜合判斷，4種施工步序方案均為可行方案，推薦方案2為該工程施工開挖的最優(yōu)方案。