趙代鵬，伍中華，丁長青，占清華

（1.中國三峽建設管理有限公司，北京市 100000；2.湖北工業(yè)大學工程技術學院，湖北省武漢市 430070）

0 引言

大型水電工程地下洞室群施工是當今地下工程中最復雜的系統(tǒng)工程[1]，圍巖穩(wěn)定性受地應力、地質條件、地下水、爆破開挖及洞室結構等多因素影響，在開挖施工過程中，圍巖垮塌、掉塊，不良地質段大變形或圍巖支護結構不同程度斷裂等圍巖失穩(wěn)現(xiàn)象時有發(fā)生[2-4]，對工程施工造成很大影響。同時，對圍巖變形機理分析不清楚，支部措施不當對運行期圍巖穩(wěn)定造成不良影響。為了保證水電工程地下電站洞室在施工期及運行期安全，及時掌握圍巖狀態(tài)，為圍巖穩(wěn)定性評價提供依據(jù)，根據(jù)地質條件及結構特點，布置各類監(jiān)測儀器以掌握洞室圍巖變形及支護結構受力情況，利用監(jiān)測成果進行變形分析，并用于指導工程施工及圍巖穩(wěn)定性評價。

本文以烏東德水電站右岸主廠房局部變形區(qū)域為研究對象，利用監(jiān)測成果進行變形特征分析，并采取相應的工程措施，根據(jù)措施前后的變形情況進行對比分析，進行圍巖穩(wěn)定性評價，有效控制了該區(qū)域圍巖變形，保證了工程安全。

1 工程概況及監(jiān)測儀器布置

1.1 工程概況

烏東德水電站位于金沙江下游河段四個梯級電站中最上游一級，裝機容量10200MW，左右岸各布置6臺850MW發(fā)電機組，地下電站主廠房最大開挖尺寸為333.00m×30.50m（32.50m）×89.80m（長×寬×高），廠房拱頂高程為855.00m，廠房洞身開挖寬度為30.50m，巖錨梁以上寬度為32.50m，洞室開挖規(guī)模為世界同類工程前列[5,6]。

1.2 右岸主廠房監(jiān)測儀器布置

右岸地下電站由主廠房、主變壓器洞和尾水調壓室等三大洞室平行布臵，三大洞室構成了大跨度、高邊墻的大型地下洞室群，其總體布臵及圍巖穩(wěn)定受巖溶、斷層、軟巖、局部不穩(wěn)定塊體、拱肩推力影響較大[7]，根據(jù)烏東德水電站監(jiān)測部位（斷面）層次劃分總原則，結合引水發(fā)電建筑物特點，將地下廠房監(jiān)測劃分為兩個層次：重要部位（斷面）和一般部位（斷面），監(jiān)測儀器布置見圖1和圖2。右岸主廠房7、12號機和右岸副安裝場為重要監(jiān)測部位，全斷面布設監(jiān)測設施；其余機組作為一般監(jiān)測部位。針對局部不穩(wěn)定塊體及監(jiān)測需求布設監(jiān)測設施。

圖1 右岸地下電站斷面分布圖Figure 1 Cross-sectional distribution of the underground power station on the right bank

圖2 地下廠房監(jiān)測斷面監(jiān)測儀器布置圖Figure 2 Arrangement diagram of monitoring instrument for monitoring section of underground powerhouse

2 局部區(qū)域變形情況及機理分析

2.1 施工過程

右岸主廠房采用分層開挖方式，共分11層，分層開挖剖面劃分見圖3。為加快引水洞下平段施工進度，在第Ⅵ～Ⅷ層間，沿主廠房上游邊墻布置一條L3施工支洞，該支洞于2013年5月開挖完成。2015年3月，主廠房第Ⅴ層（高程823.4～815.4m）基本開挖完成，在主廠房副安裝場至7號機上游側陸續(xù)啟動主廠房第Ⅵ層開挖，該層開挖導致上游側與下方L3施工支洞貫通。

圖3 右岸主廠房分層開挖剖面圖Figure 3 Sectional excavation of the main building on the right bank

2.2 局部區(qū)域變形情況

在主廠房副安裝場至8號機上游側與下方L3施工支洞貫通期間，主廠房上游側圍巖主要發(fā)生三次較大變形：

（1）副安裝場上游側與下方L3貫通開挖。

2015年3 月27 日～4月6日期間，副安裝場（Yc=1+290～1+302）上游側進行第Ⅵ層與L3貫通開挖。圍巖變形情況：7號機組段上游邊墻高程812.35m多點位移計M16Y07孔口測點在此期間日增加10.64mm。

（2）7號機上游側與下方L3貫通開挖。

2015年4 月30 日～5月6日期間，7號機組段（Yc=1+258～1+290）上游側進行第Ⅵ層與L3貫通開挖。圍巖變形情況：7號機組段上游邊墻高程812.35m多點位移計M16Y07孔口測點在此期間日增加20.71mm。

（3）8號機上游側與下方L3貫通開挖。

2015年6 月6 日～6月12日期間，8號機組段（Yc=1+219～1+258）上游側進行第Ⅵ層與L3貫通開挖。圍巖變形情況：7號機組段上游邊墻高程812.35m多點位移計M16Y07孔口測點在此期間日增加3.49mm；8號機組段上游邊墻高程812.35m多點位移計M07Y08孔口測點在此期間日增加20.0mm。

2.3 基于安全監(jiān)測成果的變形分析

右岸主廠房上游邊墻變形主要集中在7～8號機組段上游邊墻，結合地質情況及施工過程，利用安全監(jiān)測成果對7～8號機組段上游邊墻變形進行分析。

2.3.1 圍巖變形特征分析

（1）7號機組段上游側圍巖變形特征。

7號機組段上游邊墻圍巖主要變形部位布置有多點位移計及錨索測力計，監(jiān)測儀器布置見圖4。其中多點位移計布置三個測點，高程838.34m處多點位移計M15Y07各測點分別距邊墻0m、8.3m、15.3m，高程812.35m處多點位移計M16Y07各測點分別距邊墻0m、11.9m、21.9m，監(jiān)測錨索深度均為25m。

圖4 7號機上游邊墻多點位移計與錨索測力計布置示意圖Figure 4 Schematic diagram of multi-point displacement meter and anchor dynamometer for the upstream wall of 7# machine

將多點位移計M15Y07、M16Y07及其附近監(jiān)測錨索錨固力MS27YCKT、MS02YC07的測值變化過程線結合進行對比分析，見圖5和圖6。

圖5 7號機上游邊墻多點位移計與錨索測力計過程線對照圖（M15Y07與MS27YCKT）Figure 5 7# machine upstream side wall multi-point displacement meter and anchor cable dynamometer process line comparison chart（M15Y07與MS27YCKT）

圖6 7號機上游邊墻多點位移計與錨索測力計過程線對照圖（M16Y07與MS02YC07）Figure 6 7# machine upstream side wall multi-point displacement meter and anchor cable dynamometer process line comparison chart（M16Y07與MS02YC07）

根據(jù)右岸主廠房7號機組段上游邊墻多點位移計與錨索測力計變化過程線對照圖可見，在第Ⅴ層～第Ⅵ層開挖期間變形過程如下：

M15Y07、M16Y07在2015年3月27日～4月6日變形分別增加2.01mm、10.62mm，MS27YCKT在2015年3月27日～4月18日錨固力增加65.9kN，此時段主廠房副安裝場上游側實施第Ⅴ層爆破開挖；

M15Y07、M16Y07在2015年4月30日～5月5日變形分別增加6.91mm、19.85mm；MS02Y07在2015年4月30日～5月4日錨固力增加45.2kN，此時段主廠房7～8號機上游側第Ⅵ層與位于下方的L3施工支洞實施貫通開挖，MS27YCKT在2015年5月22日～5月27日錨固力增加105.6kN；

M15Y07、M16Y07在2015年6月6日～6月12日變形分別增加0.98mm、3.38mm，MS27YCKT、MS02YC07在2015年6月6日～6月12日錨固力分別增加9.5kN、27.7kN，此時段主廠房8～9號機上游側第Ⅵ層與位于下方的L3施工支洞實施貫通開挖。

根據(jù)對7號機組段上游邊墻各類監(jiān)測成果對比分析，該部位附近各層開挖期間，錨索錨固力與多點位移計測值變化過程基本一致，監(jiān)測錨索錨固力變化響應時間較多點位移計變化時間存在一定滯后；根據(jù)多點位移計各測點變形過程可見，除淺表巖層發(fā)生變形外，深度巖體也存在同樣的變形過程，較為明顯的變形深度大于12m；巖體變形與爆破開挖存在明顯關聯(lián)性，變形均發(fā)生在爆破開挖期間，在7號機組段正下方開挖期間的變形明顯大于在其附近開挖的變形。

（2）8號機組段上游側圍巖變形特征。

8號機組段上游邊墻圍巖主要變形部位布置有多點位移計及錨索測力計，監(jiān)測儀器布置見圖7。其中多點位移計布置三個測點，高程838.34m處多點位移計M06Y08各測點分別距邊墻0m、8.4m、15.4m，高程812.35m處多點位移計M07Y08各測點分別距邊墻0m、11.1m、21.1m，監(jiān)測錨索深度均為25m。

圖7 8號機上游邊墻多點位移計與錨索測力計布置示意圖Figure 7 Schematic diagram of multi-point displacement gauge and anchor cable dynamometer for upstream side wall of 8# machine

將多點位移計M06Y08、M07Y08及其附近監(jiān)測錨索錨固力MS01YC08、MS02YC08的測值變化過程線結合進行對比分析，見圖8和圖9。

圖8 8號機上游邊墻多點位移計與錨索測力計過程線對照圖（M06Y08與MS01YC08）Figure 8 Comparison diagram of multi-point displacement meter and anchor dynamometer process line of upstream side wall of 8# machine（M06Y08與MS01YC08）

根據(jù)右岸主廠房8號機組段上游邊墻多點位移計與錨索測力計變化過程線對照圖可見，在第Ⅴ層～第Ⅵ層開挖期間變形過程如下：

M06Y08、M07Y08在2015年3月27日～4月2日變形分別增加1.07mm、1.69mm，此時段主廠房副安裝場上游側第Ⅴ層爆破開挖。

M06Y08、M07Y08在6月6日～6月12日變形分別增加1.59mm、20.00mm；MS01YC08、MS02YC08在2015年6月6日～6月12日錨固力分別增加28.1kN、279.5kN，此時段主廠房8～9號機上游側第Ⅵ層與位于下方的L3施工支洞實施貫通開挖。

圖9 8號機上游邊墻多點位移計與錨索測力計過程線對照圖（M07Y08與MS02YC08）Figure 9 Comparison diagram of multi-point displacement meter and anchor dynamometer process line of upstream wall of 8# machine（M07Y08與MS02YC08）

圖10 主廠房上游墻樁號1+228～1+302段層面小夾角Figure 10 The upper corner of the main building upstream wall station 1+228～1+302

根據(jù)對8號機組段上游邊墻各類監(jiān)測成果對比分析，表現(xiàn)出與7號機組段相同的變形特征，即各層開挖期間，錨索錨固力與多點位移計測值變化過程基本一致，監(jiān)測錨索錨固力變化響應時間較多點位移計變化時間存在一定滯后；根據(jù)多點位移計各測點變形過程可見，除淺表巖層發(fā)生變形外，深度巖體也存在同樣的變形過程，較為明顯的變形深度大于20m；巖體變形與爆破開挖存在明顯關聯(lián)性，變形均發(fā)生在爆破開挖期間，在8號機組段正下方開挖期間的變形明顯大于在其附近開挖的變形。

2.3.2 變形區(qū)域地質結構分析

主廠房上游墻位于Pt2l3-1～Pt2l3-4地層，巖性為薄層、互層、中厚層灰?guī)r和白云巖，巖層面多附碳膜和鈣膜，局部沿層面見溶蝕風化充填泥鈣質，巖層陡傾下游，走向與洞向大致呈小角度相交。7～8號主機段（Yc=1+240～1+325）為中厚層夾互層灰?guī)r、白云巖，巖層產(chǎn)狀160°～175°∠72°～80°，與洞向（65°）夾角為5°～20°，部分洞段近平行，巖層陡傾下游，層間多為鈣質膠結，局部附碳膜，呈現(xiàn)油脂光澤。開挖時局部沿層面滑移，部分巖體沿層面卸荷松弛，整體圍巖為Ⅲ類巖體，見圖10。

從地質條件來看，L3支洞拱頂開挖導致上游邊墻層狀巖體切腳，爆破振動及開挖卸荷導致上游邊墻巖體松弛，沿結構面張開，一定范圍內的巖體存在向臨空面滑移的趨勢。

2.3.3 數(shù)值模擬分析

為進一步分析L3支洞拱頂開挖對上游邊墻圍巖變形的影響，采用離散元軟件3DEC對右岸廠房7、8號機組段開挖過程進行計算。計算模型由山體、圍巖及洞室構成，如圖11所示。為模擬上游邊墻陡傾薄層小夾角巖體，以2m厚度對上游邊墻巖體進行切割，巖層走向與洞軸線夾角14°，傾角79°。生成模型初始地應力場時自重應力為最大主應力，沿洞軸線方向側壓力系數(shù)取0.8，垂直洞軸線方向側壓力系數(shù)取0.6，模型上表面為自由邊界，其余表面均施加法向約束。計算模型見圖11。

圖11 計算模型Figure 11 Calculation model

開挖計算采用Mohr-Coulomb強度準則，層面采用考慮殘余強度的Coulomb強度準則，計算參數(shù)見表1。

表1 開挖計算所用巖體參數(shù)Table 1 Rock mass parameters used in excavation calculation

分別計算無支護、理想支護及實際支護三種工況。無支護條件下L3支洞頂部巖體開挖后圍巖變形分布如圖12所示。由于第Ⅵ層巖體對主廠房邊墻側向變形起約束作用，第Ⅵ層開挖前圍巖最大變形集中出現(xiàn)在上游邊墻巖錨梁附近。當?shù)冖鰧娱_挖后，上游邊墻側向約束解除，被層面切割的表層巖體具備了向下及向廠房內部變形的空間，因此最大變形部位轉移至邊墻下部，位移量值較開挖前增加約26mm，產(chǎn)生了較明顯的邊墻側向變形。

圖12 無支護條件下L3支洞頂部巖體開挖后圍巖的變形分布圖Figure 12 Deformation distribution of surrounding rock after excavation of rock mass at the top of L3 branch hole without support

圖13為不同支護條件下L3洞頂開挖后圍巖最大變形及層面破壞指標對比。設計的支護體系對上游邊墻變形及破壞均有明顯的抑制作用。最大變形量從無支護的58mm降至理想支護的46mm，層面開裂面積從5500m2降至約3000m2。理想支護與實際開挖支護相比可進一步減小圍巖變形及破壞。

圖13 三種支護條件下L3支洞頂部巖體開挖后圍巖變形及破壞指標對比Figure 13 Comparison of deformation and failure indexes of surrounding rock after excavation of rock mass at the top of L3 cavity under three supporting conditions

主廠房第Ⅵ層開挖過程中，當L3支洞洞頂圍巖挖除后，上游邊墻產(chǎn)生了較為明顯的變形及開裂現(xiàn)象。計算表明，當L3洞頂圍巖開挖后，由于側向約束解除，為圍巖沿層面開裂及剪切滑動創(chuàng)造了運動空間。因此無論支護與否，上游邊墻都將發(fā)生位移突增，變形最大部位下移至引水隧洞下平段頂部，同時圍巖內部的層面開裂范圍及深度都將有所增加。及時進行系統(tǒng)支護可控制變形增量使其不至過大，并且也可有效抑制層面開裂范圍。

3 工程措施簡介

根據(jù)7～8號上游邊墻變形分析，對變形部位采取增加預應力錨索及填縫灌漿等加固處理措施。在主廠房副安裝場至9號機組段上游邊墻高程828.30m、823.80m、819.30m、814.80m處各增加一排T=2000kN預應力錨索，利用所有新增錨索孔及在第二層排水廊道上游側新增的填縫灌漿孔進行填縫灌漿。

L3施工支洞剩余洞段貫通采取“預留巖墩、間隔開挖、控制爆破”的方式施工。9～12號上游9m范圍與下部L3支洞貫通開挖，采取分序分區(qū)、隔洞開挖的方式，詳見圖14，根據(jù)支撐墻位置分為Ⅰ序區(qū)及Ⅱ序區(qū)，每區(qū)長度20m左右。開挖遵循“開挖一段，支護一段”原則開挖掘進，首先進行Ⅰ序開挖支護施工，施工完畢后，再進行相鄰Ⅱ序區(qū)開挖支護施工。

圖14 主廠房Ⅵ層上游側分區(qū)開挖平面示意圖Figure 14 Schematic diagram of the excavation of the upstream side of the VI floor of the main building

4 工程措施實施后穩(wěn)定性評價

2015年7 月22 日第一束新增加固錨索下索，2015年9月28日右岸主廠房VI層上游邊墻全部開挖支護完成?；诎踩O(jiān)測成果，對工程措施實施前后圍巖變形及應力情況進行對比分析。

（1）圍巖變形比對分析。

工程措施完成實施后（2015年9月28日后），對7～8號機組段上游邊墻圍巖進行措施前后變形速率對比分析，對比結果見表2，采取工程措施之后7～8號機組段上游邊墻圍巖最大日變化量較措施前明顯減小。

各多點位移計孔口測點變形過程線見圖15，采取工程措施之后7～8號機組段上游邊墻圍巖變形趨緩，在后續(xù)開挖過程中，除M16Y07有明顯變形外，其他部位基本穩(wěn)定，而M16Y07在后續(xù)開挖過程中的變形主要受爆破開挖影響，最大日變形速率為0.23mm/d，變形速率及累積變形量較措施前明顯減小，且在右岸主廠房開挖完成后逐漸趨于收斂。監(jiān)測成果表明，針對7～8號機組段上游邊墻圍巖變形采取的工程措施起到了很好的效果。

表2 措施前后7～8號機上游邊墻變形速率對照表Table 2 Comparison table of deformation rate of upstream side wall of 7#～8# machine before and after the measure

圖15 多點位移計孔口位移變化過程線圖Figure 15 Multi-point displacement meter orifice displacement change process line diagram

（2）應力應變對比分析。

工程措施完成實施后（2015年9月28日后），對7～8號機組段上游邊墻圍巖應力情況進行措施前后對比分析，對比結果見表3，采取工程措施之后7～8號機組段上游邊墻錨索錨固力最大日變化量較措施前明顯減小。

各錨索測力計錨固力變化過程見圖16，采取工程措施實施后，7～8號機組段上游邊墻錨索錨固力明顯趨于穩(wěn)定，7號機上游邊墻錨索錨固力最大日變化速率為2.6kN/d，遠小于措施前20.6kN/d；8號機上游邊墻錨索錨固力最大日變化速率為3.0kN/d，遠小于措施前34.9kN/d，且在右岸主廠房開挖完成后，錨索錨固力一直保持穩(wěn)定的狀態(tài)，變化幅度小于10kN。

表3 措施前后7～8號機上游邊墻變化速率對照表Table 3 Comparison of the rate of change of the upstream wall of the 7#～8# machine before and after the measure

圖16 錨索測力計錨固力變化過程線圖Figure 16 Anchor cable dynamometer anchoring force change process line diagram

綜上所述，針對7～8號機組段上游邊墻圍巖變形所采取的工程措施有效控制了圍巖變形，抑制了上游邊墻陡傾順層巖體沿層面繼續(xù)開裂，并在后續(xù)開挖過程中，避免了變形區(qū)域擴大以及圍巖再次發(fā)生重大變形，有效保證了該部位巖體的穩(wěn)定。

5 結論

（1）基于安全監(jiān)測成果分析可知，7～8號機組段上游邊墻變形主要發(fā)生在第層與下方L3施工支洞期間，變形受爆破開挖影響明顯，為深層變形。

（2）結合地質結構，進行數(shù)值模擬分析，右岸主廠房7～8號機組段上游邊墻變形主要發(fā)生在第層與下方L3施工支洞期間，爆破開挖導致陡傾順層巖體切腳，產(chǎn)生向臨空面順層滑移。

（3）根據(jù)7～8號機組段上游邊墻變形機理分析，采取了相應的工程措施，基于安全監(jiān)測成果進行措施前后對比分析，措施后圍巖變形及應力應變變化速率明顯減小，實踐證明工程措施有效控制了圍巖變形，截止目前，該部位圍巖穩(wěn)定。

（4）基于安全監(jiān)測成果，在7～8號機組段上游邊墻變形過程及處理中進行應用研究，分析了圍巖變形機理，指導工程措施實施，并對圍巖穩(wěn)定性進行分析評價，有效控制了局部區(qū)域圍巖變形，發(fā)揮了安全監(jiān)測在地下洞室開挖中的應用價值。