地下洞室群穩定分析中的圍巖強度及支護強度敏感性研究

鄧 瞻，孫寶來，劉 超，魏忠元

(中國水電顧問集團成都勘測設計研究院，四川 成都 610072 )

1 前 言

目前，水電站地下洞室群的規模越來越大，這些洞室群的洞室密集，主洞室邊墻高、跨度大，而且地質條件往往較為復雜，其開挖及支護工程量巨大。工程地質上，一般認為在以Ⅲ類及以上圍巖為主的山體中才具備修建大型地下洞室群的地質條件。在四川在建和擬建的水電工程中，地下洞室群的地質條件越來越差，因此研究地下洞室群圍巖強度對洞室群穩定的影響很有必要。同時，地下洞室群的支護設計直接關系到電站的安全運行和工程投資，分析洞室群的支護強度對洞室群穩定的影響同樣是很有必要的。因此，需要進行地下洞室群穩定分析中的圍巖強度及支護強度敏感性分析研究。本文從某工程的實例出發，通過三維有限元分析，研究圍巖強度及支護強度與地下洞室群穩定性之間的相互關系。

2 計算資料及模型

某大型水電站共有6臺發電機組，其地下洞室群主要由地下廠房、主變室、尾水調壓室及母線洞、尾水管聯系洞等構成。地下廠房、主變室、尾水調壓室三大洞室主要布置于T3lh1(4)層～T3lh2(2)層砂板巖中，以Ⅲ1類圍巖為主，部分Ⅲ2類，Ⅲ1類圍巖計算參數E取 9 GPa、c取1.25 MPa、tanφ取1.0；Ⅲ2類圍巖計算參數E取 6 GPa、c取0.8 MPa、tanφ取0.85。洞室群有f11、f26、f10、f9四條裂隙穿過。地下廠房的縱軸線為N3°E，主廠房水平埋深約350m，垂直埋深約400～450m。三大洞室布置格局及主要尺寸見圖1。地下洞室群開挖施工步序為：尾水調壓室先開工，主變室在廠房第一期開挖完成后開工；母線洞先于主廠房相鄰部位開挖，即先形成母線洞，后形成主廠房相鄰部位邊墻。地下洞室群的支護措施方案見圖1。

地下廠房洞室群不同屈服準則的有限元計算比較，采用反演初始地應力場，模擬實際地質條件和1～3號機組段的主廠房、主變室、尾水調壓室、母線洞、尾水洞等洞體結構，進行給定支護方案下的分期開挖計算。

計算坐標與地應力計算時采用的坐標一致：y軸為N3°E，與廠房縱軸線重合，從1號機組指向3號機組為正；x軸與廠房縱軸線垂直，以指向下游為正；z軸與大地坐標重合。沿x、y、z軸三個方向的計算范圍分別為687.5m、102.75m、1 071.64m。一共剖分了6 446個空間8結點單元。在以上計算范圍內，考慮了f11、，f26、f10、f9四條裂隙。有限元計算模型見圖2。

3 圍巖強度敏感性分析

3.1 圍巖強度方案的擬定

假設以計算資料中的圍巖力學參數方案為基準參數方案，在此基礎上，采用相同的變幅形成另外兩個方案：提高參數方案，即在基準參數方案基礎上，E、c和tanφ三個參數同時提高15%；降低參數方案，即在基準參數方案基礎上，E、c和tanφ三個參數同時降低15%。

圖1 三大洞室布置及支護方案

圖2 整個有限元計算模型

3.2 不同方案的有限元分析

從總體破壞指標上看，各方案洞周圍巖的破壞體積總量隨開挖分期的變化規律基本相同。開挖完成后，提高參數方案的圍巖總破壞量比基準參數方案降低17.2%；降低參數方案的圍巖總破壞量比基準參數方案增加52.2%。采用提高參數方案后，三大洞室只在巖性較差的機組段和斷層穿過或交口等薄弱部位破壞范圍較大，其他部位破壞基本被限制在4～7m以內；降低參數方案，洞周的破壞區普遍大于提高參數方案，不但在巖性較差和斷層穿過或交口等薄弱部位的破壞更大，而且在其它局部部位也出現較大范圍的破壞。

從耗散能指標上看，各方案洞周圍巖破壞的耗散能隨開挖分期的變化規律基本相同。只是從第五期開始，降低參數方案的耗散能增長開始顯著快于其他兩種參數方案的增長速度，表明自第五期開始，主廠房高邊墻逐漸形成，降低圍巖參數對開挖過程中的洞周能量耗散的影響逐漸顯現。至開挖完畢，提高參數方案的耗散能比基準參數方案降低33.2%，降低參數方案比基準參數方案增加66.8%。不同圍巖力學參數條件下總破壞量和耗散能隨開挖的變化分別見圖3、4。

圖3 不同方案洞周總破壞量隨開挖的變化

圖4 不同方案塑性耗散能隨開挖的變化

從圍巖應力分布規律上看，各方案各機組段洞周的應力集中部位和特征基本相同，都是在洞室交口和拱座等邊界突變處，第一主應力出現了較大的應力集中現象，說明在參數提高或降低的情況下洞周應力分布規律變化不大。各方案主廠房和主變室洞周的應力擾動范圍多在5～10m，尾調室洞周的應力擾動范圍大約在5m。提高參數方案的主廠房頂拱切向應力分布在-28.7～-30.1MPa之間；降低參數方案的切向應力分布在-28.8～-31.6MPa之間。提高參數方案邊墻切向應力分布在-22.55～-32.66MPa，斷層穿過的部位和交口處切向應力較大，達到-40.23～-60.75MPa；邊墻的徑向應力分布在-0.64～0.60MPa，斷層穿過和交口部位達到1.21MPa。降低參數方案的邊墻切向應力分布在-18.88～-27.16MPa，斷層和交口部位達到-36.13～-68.96MPa，出現了較為明顯的壓裂破壞；邊墻的徑向應力分布在-0.60～0.66MPa，斷層和交口局部達到0.78～1.17MPa。

從洞周位移分布規律上看，各參數方案洞周的位移矢量都趨向洞內，在拱座和洞室交口處位移梯度變化較大，斷層穿過部位及洞室交叉口、主廠房和尾調室邊墻中下部位移矢量較大。提高參數方案下，主廠房和尾調室的邊墻位移較小，主廠房各機組段和尾調的邊墻位移大部分都控制在80mm以內，但在2、3號機組段被斷層穿過和洞室交口部位位移較大，邊墻的位移達到了91.1～106.4mm。降低參數后，洞周位移有所增大，其中2、3號機組的邊墻位移最大值達到了126.7～154.1mm，其他各機組邊墻交口處最大值都基本在90～120mm之間。

從錨桿錨索應力分布規律上看，提高參數方案下，頂拱錨桿應力分布在38.4～100.5MPa，三大洞室邊墻的錨桿應力大部分都在180MPa以下，但局部錨桿應力偏大。降低參數方案條件下，頂拱錨桿應力為46.1～181.9MPa，洞室邊墻的錨桿應力值增加，錨桿應力屈服范圍加大。整體來看，降低圍巖參數后，邊墻部位的錨桿應力比提高圍巖參數的錨桿應力增大50～100MPa，而屈服的錨桿范圍和根數也比提高參數方案的錨桿進一步擴大。提高參數方案下，各機組段的錨索應力一般分布在1 020～1 300MPa之間；1、2號機組的巖體質量相對較弱，在洞室下部錨索應力較大，達到1 362.3～1 434.0MPa。降低參數方案下，各機組段的錨索應力一般分布在1 040～1 400MPa之間；在1、2號巖性較弱的機組段，局部錨索應力達到1 578.4～1 742.9MPa。

3.3 成果分析

三維有限元圍巖穩定性參數敏感性分析表明，圍巖力學參數(E、c、tanφ)上、下浮動15%，對洞周圍巖的破壞區、洞周位移、圍巖應力和錨桿、錨索應力都有不同程度的影響。相對而言，巖體力學參數降低15%對圍巖穩定的各種指標影響更為敏感，進而說明圍巖強度指標差對圍巖整體穩定性的影響要大。

4 支護強度敏感性分析

4.1 支護強度方案的擬定

假設第2節計算資料中的支護方案為中間支護方案(方案二)，在該方案基礎上，形成弱支護方案(方案一)和強支護方案(方案三)。這強、中、弱三個支護方案的系統錨桿、掛鋼筋網、噴混凝土等支護參數基本相同，其差別主要體現在預應力錨索(錨桿)的布置和型式上。三個支護方案錨索工程量及總錨固量對比見表1。三個支護方案的特點如下：

方案一僅在主廠房高邊墻和尾水調壓室高邊墻的中部一定范圍內布置非對穿錨索，大小噸位錨索交錯布置，錨索在主廠房上下游邊墻各布置7排，間距4.5m；長廊型調壓室邊墻中部一定范圍內沿洞周也布置7排，間距4.5m；主廠房頂拱、尾水調壓室頂拱和主變室頂拱及邊墻均布置普通錨桿。

方案二在方案一的基礎上加強了對主廠房、主變室和尾水調壓室邊墻的支護，在主廠房下游墻和主變室邊墻之間的巖柱，以及尾水調壓室上游墻和主變室邊墻之間的巖柱均布置了3排大噸位對穿錨索，主廠房中部錨索間距由4.5m變為3m，主廠房下游墻機窩中間加了1排錨索，因此，錨索在主廠房上游邊墻共布置8排，下游主邊墻共布置9排，主變室上下游邊墻各布置3排，尾水調壓室上下游邊墻各布置7排。

方案三的支護參數與方案二相比，主廠房、主變室和尾水調壓室中上部錨索均加密，間距全部變為3m，對穿錨索部位均增加1排，變成4排，在主廠房上游邊墻共布置9排錨索，下游主邊墻共布置11排，主變室上下游邊墻各布置4排，尾水調壓室上下游邊墻各布置9排；主廠房頂拱由普通錨桿變成普通錨桿與預應力錨桿相間布置，其它部位錨桿支護與方案二相同。

表1 三個支護方案錨索的總錨固量對比

4.2 不同方案的有限元分析

從分期開挖洞周圍巖破壞區的分布看，在第一期開挖完成后，方案一、二、三的塑性區和開裂區并沒有明顯差別，采用預應力錨桿效果不明顯。方案二的塑性耗散能和破壞體積比方案一減小了34%、5.7%，圍巖應力擾動明顯減小，說明采用對穿錨索，洞室的圍巖穩定狀態明顯改善，圍巖應力擾動明顯減小。從主廠房上游邊墻的破壞范圍看，方案三破壞區最小，而方案一最大，方案一的塑性區范圍達8m，方案三僅3m左右；方案二、三的破壞區范圍明顯小于方案一。從主廠房下游邊墻的破壞情況看，三個方案的破壞區基本相同。從尾調室上游邊墻的破壞范圍看，三個方案的破壞范圍基本都在3 m以內，且方案一、二尾調室上游邊墻的破壞區基本相同。從尾調室下游邊墻的破壞范圍看，方案一、二、三的破壞范圍也基本相同。從主變室的上游邊墻和下游邊墻的破壞范圍看，方案二、三施加了對穿錨索，所以破壞相對少一些，尤其是下游邊墻，方案一的開裂范圍為3m，方案三僅1m。

三個支護方案的總錨固量與開挖完畢后圍巖總破壞量的關系曲線見圖5，與塑性耗散能量的關系曲線見圖6。

從洞周位移分布看，開挖完畢后，支護方案二的主廠房頂拱位移分布在0.17～2.48cm之間，方案三的主廠房頂拱位移分布在0.21～2.4cm之間，比方案一減小了16%。由此看出，方案二、三在增強了邊墻的錨索支護后，頂拱位移有明顯減小。盡管方案三在主廠房頂拱采用了一些預應力錨桿，但對頂拱位移狀態的改善作用不大。采用支護方案二洞室開挖完畢后，主廠房上游邊墻的最大位移達到8.81cm，比方案一減小了0.47cm，下游邊墻位移達到6.95cm，比方案一減小了0.15cm。采用支護方案三，洞室開挖完畢后，主廠房上游邊墻的最大位移比方案二減小了0.28cm，下游邊墻最大位移比方案二減小了1.03cm。可見方案二、三采用了對穿錨索，有效地減小了邊墻的位移，對邊墻的支護效果十分明顯；由于方案三的支護強度較大，位移相對小一些。方案二、三主變室上游邊墻的位移比方案一減小約0.8cm，下游邊墻差別不大。方案一、二、三的尾調室位移沒有太大的差別。

圖5 總錨固量與開挖完畢后總破壞量的關系

圖6 總錨固量與開挖完畢后塑性耗散能的關系

從洞周圍巖應力分布看，洞室開挖完成后，方案一主廠房下游和主變室上游的應力偏張量分別為30.18MPa、27.24MPa，方案二比方案一分別減小了0.4MPa、0.7MPa，說明采用對穿錨索支護使洞周的應力分布更均勻。方案二在主廠房頂拱、下游邊墻、主變室頂拱、主變室上游邊墻、尾調室上游邊墻的應力偏張量都最小，洞周應力狀態均勻。方案三在主廠房上游、尾調室頂拱、尾調室下游的應力偏張量最小，洞周應力狀態與方案二差別不大。可見，盡管方案三的支護強度加大了很多，但對改善洞周應力狀態不是十分明顯。三個支護方案洞周的應力矢量分布規律基本相同，應力分布均勻，應力集中都出現在主廠房拱座和洞室交口處，應力擾動深度基本在6～7m左右，說明三個錨固支護方案的應力分布規律沒有質的區別，只是量值略有變化，應力集中程度有所不同。

從錨桿、錨索和噴層應力分布看，三個支護方案的錨桿受力規律基本相同，只是量值不同。在相同位置，方案一的錨桿應力比方案二大，方案二的錨桿應力比方案三大。這與方案二、三采用對穿錨索而且方案三支護強度增大相符合。在洞室交口、調壓室底部、主廠房下游邊墻底部，部分錨桿達到屈服。在相同位置，方案一的錨索應力比方案二大，方案二的錨索應力比方案三大。這與錨桿應力的規律相同。方案二的錨索應力分布在1 043～1 309MPa之間，約為錨索極限抗拉強度的56%～70%，說明各種支護方案的錨索受力都是合理的。

4.3 成果分析

從支護強度和工程量看，方案一最小，共布置錨索約1 580根，總錨固量約501.325萬t·m；方案二居中，預應力錨索數量較方案一增加約600根，總錨固量約385.444萬 t·m；方案三最大，較方案二增加預應力錨索約400根，總錨固量約567.074萬t·m。

從總體上看，三個支護方案條件下，洞周圍巖破壞指標、洞周位移及應力分布均比無支護時有較大改善，支護效果明顯。相比較而言，方案一支護強度較弱，圍巖的壓裂破壞體積較大，耗散能也較大，主廠房和主變室的位移明顯偏大，而且洞周的應力偏張量最大。方案二和方案三的圍巖穩定性較方案一有所提高，較明顯地限制了洞周位移，減少了圍巖應力擾動，洞室圍巖的應力分布狀態良好。方案三支護強度最大，破壞范圍和破壞體積也最小，預應力錨桿對主廠房頂拱位移的改善作用不明顯，只是略優于方案二；方案三支護強度比方案二增大了很多，但對洞周應力狀態的改善效果并不明顯。

5 結 語

通過對地下洞室群圍巖強度的敏感性分析表明，地下洞室的圍巖強度參數降低對洞室群的穩定影響更大，各項指標比基準參數情況下差較多；而當提高圍巖強度參數時，洞室群穩定的各項指標有所改善，但不明顯。可見，在參數相同的變幅情況下，參數的降低比提高對穩定計算的影響更大，說明地質條件差了很影響洞室群的穩定性。

通過對地下洞室群支護強度的敏感性分析表明，當采取支護措施后，洞室群穩定的各項指標大幅提高，而且隨著支護強度的提高，洞室群穩定的各項指標也越來越好；但是支護強度達到一定的程度時，圍巖的各項指標均控制在合理的允許范圍內后，再提高支護強度對洞室群圍巖穩定的各項指標改善并不太大，而支護量卻增加不少，并不可取。

綜上分析，在實際工程中，地下洞室群應多進行地質勘探，盡量選擇地質條件較好的地方，以減少洞室群的支護量達到減少投資的目的。有時地質條件太差，雖然經過了大量的支護而洞室的穩定性依然存在問題，既不安全又不經濟。在進行支護設計時，要通過合理的計算和工程經驗類比分析，采用合理的支護強度，既能保證洞室群的穩定又能減少對電站的投資。

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