基于損傷控制的楊房溝水電站廠房開挖保護層厚度優選

陶酈雪，張 帥

(1.武漢大學水資源與水電工程國家重點實驗室，湖北 武漢 430072；2. 武漢大學水工巖石力學教育部重點實驗室，湖北 武漢 430072；3. 中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 310014)

地下洞室的爆破開挖會導致巖體產生損傷，其力學性質降低，對圍巖的穩定性有較大的影響。國內外許多研究者對爆破引起的巖體損傷特性進行了系統的研究。李樹忱等[1]對深埋隧洞開挖過程動態及破裂形態進行了分析；吳剛等[2]通過裂隙巖體模型的卸荷破壞試驗揭示了圍巖損傷的宏觀特征；李新平等[3]也通過數值模擬方法和現場爆破振動測試對地下廠房爆破損傷范圍及判據進行了研究；易長平等[4]通過比較巖體初始應力動態卸荷和爆破荷載對巖體的動態影響，提出巖體的損傷是在爆破荷載和初始地應力的共同作用下形成的。此外，在巖體損傷的影響因素方面，一些學者也進行了相關研究。研究結果表明，高地應力條件下巖體損傷區的分布及其深度與開挖造成的應力重分布和開挖方式密切相關，此外地質條件、洞室尺寸等也會影響損傷區的分布[5-7]。謝源[8]對高應力條件下巖石爆破裂紋擴展規律進行了試驗研究，研究表明裂紋的擴展長度、方向與附加載荷的大小及方向有關。嚴鵬[9]等對深埋隧洞開挖過程中，鉆爆法和TBM開挖所對應的圍巖應力調整路徑進行了分析，提出伴隨爆破過程發生的地應力瞬態調整對開挖損傷區的形成有重要影響。戴俊[10]則結合周邊控制爆破的炮孔問貫通裂紋形成機理分析了原巖應力對光面爆破和預裂爆破炮孔間貫通裂紋形成的影響，認為原巖應力對光面爆破的炮孔間貫通裂紋起裂、擴展的方向控制和貫通起有利作用。

對于大型地下廠房的爆破開挖，由于廠房跨度大，全斷面臺階開挖時造成的圍巖擾動較大，不利于圍巖的穩定。因此，在實際工程中常采用周邊預留保護層開挖程序，預留保護層光面爆破主要是為了減小了主爆區爆破對保留巖體的影響，確保圍巖的穩定性。由于各工程的地質條件、地應力水平及廠房尺寸均有差異，在采用“周邊預留保護層光面爆破”的開挖程序時需要根據實際情況對相應的爆破參數及預留保護層厚度等進行調整。

本文以楊房溝水電站地下廠房開挖為背景，采用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件，建立廠房開挖數值模型，對比分析不同保護層厚度開挖方案所引起的圍巖損傷分布情況，研究了保護層厚度對損傷范圍及損傷深度的影響，為地下廠房開挖方案的選擇提供參考。

1 工程背景

楊房溝水電站位于四川省涼山彝族自治州木里縣境內的雅礱江中游河段上，是規劃中該河段的第六級水電站，其上游連接孟底溝水電站，下游連接卡拉水電站。楊房溝水電站總裝機容量1 500 MW，地下廠房采用左岸首部開發方案，地下廠房部位的地面高程2 240～2 370 m，上覆巖體厚度197～328 m，水平巖體厚度125～320 m，廠區主要洞室主副廠房洞、主變洞、尾調室平行布置。主副廠房洞縱軸線方向為N5°E，與引水隧洞高壓管道軸線交角90°。主副廠房洞在平面布置上采用“一”字型布置，從左至右依次為副廠房、主廠房和安裝場，洞室開挖尺寸為228.5 m×27 m×75.57 m(長×寬×高)。

廠房區圍巖巖性主要為微風化～新鮮花崗閃長巖，巖質堅硬，巖體完整性較好～好，強度高，彈性模量大，圍巖類別以Ⅱ、Ⅲ類為主，局部為Ⅳ類圍巖，僅局部有潛在的不穩定體。廠址區節理發育，走向以N70°～80°W，N70°～90°E和N10°～30°E為主，傾角以中高傾角為主，主要構造為小斷層和節理。實測廠區最大主應力一般為12.62～13.04 MPa，方位角為S61°～79°E，傾角13°～18°，廠址區的地應力主要受地質構造應力影響，屬低～中等應力區。

2 計算模型及荷載

2.1 模型的建立

廠房開挖模型如圖1所示，廠房開挖跨度27 m，開挖梯段高度為4.7 m。有限元分析采用solid164實體單元，模型截面尺寸270 m×300 m，網格劃分后共有約25 000個單元。根據工程實測資料，計算時選取的圍巖力學參數如下：彈性模量10.0 GPa，泊松比0.27，巖體密度2 720 kg/m3，粘聚力為0.8 MPa，內摩擦角45°。模型邊界垂直廠房截面的方向采用位移面約束，模型右側施加水平地應力σX=12.6 MPa，上部施加豎直方向地應力σY=8.0 MPa，底部及左側施加法向約束。為避免反射波對重點分析部位計算結果的影響本文對模型尺寸及計算時間進行了控制。

楊房溝水電站地下廠房廠房Ⅱ層及以下均采用中間拉槽，兩側預留保護層的開挖方式，基于實際工程中預留保護層厚度范圍，擬定預留保護層厚度分別為1、2、4、6 m和8 m的開挖方案，探究不同預留保護層厚度對楊房溝地下廠房圍巖損傷的影響。

圖1 計算模型

2.2 爆炸荷載及地應力瞬態卸荷歷程

本次計算爆炸荷載采用荷載曲線直接作用在擬形成的臺階面上的方法施加[11]。根據C-J爆轟理論模型[12]，不耦合裝藥條件下炮孔壁的炸藥平均爆轟壓力為

式中：ρe為炸藥的密度；D為炸藥的爆轟速度；γ為炸藥的等熵指數，一般取為3；dc為裝藥直徑；db為炮孔直徑。

在通常的爆破設計中孔間距a約為炮孔直徑db的30倍，因而作用在炮孔連心線上的等效爆炸荷載峰值可簡化為

計算中，炸藥密度取1 000 kg/m3，爆轟速度約3 500～4 000 m/s。考慮廠房開挖的爆破設計，等效爆炸荷載峰值近似取為30 MPa。爆炸荷載采用簡化的三角形荷載施加[13]，如圖2(a)：爆炸荷載上升時間tr取1 ms，爆炸荷載正壓作用時間tb取8 ms。

針對開挖面上的瞬態卸荷，盧文波[11]等認為只有在裂縫貫穿，炮孔內壓力低于開挖荷載時宏觀上才產生卸荷效應。計算采用直線型的卸載方式，卸荷持續時間取為10 ms，如圖2(b)所示，其中Pd0為開挖邊界上的初始地應力，tbr為開挖荷載瞬態卸荷的開始時間，t1-tbr為瞬態卸荷的持續時間tu。

圖2 爆炸荷載及開挖荷載時間歷程曲線

3 圍巖損傷分析

3.1 巖體損傷判據

本文基于LS-DYNA有限元軟件進行計算，采用胡英國改進的拉壓損傷模型[14]，以開挖前后巖體縱波速度變化率η作為爆破損傷范圍的判據。根據損傷材料彈性模量的變化，損傷變量D可定義為[15]

基于彈性應力波理論，開挖前后巖體彈性模量和縱波速度的關系可表示為

假定爆破開挖前后巖體的密度和泊松比不變，則損傷變量D可表示為

由于開挖前后巖體縱波速度變化率η為

則損傷變量D與縱波速度變化率η的關系為

D=1-(1-η)2

根據《水工建筑物巖石基礎開挖工程技術規范》規定，當巖體縱波速度變化率η>10%時，即判定巖體發生損傷破壞，其對應的巖體損傷變量閾值為0.19。本文近似取巖體損傷變量閾值Dcr=0.2來判斷圍巖損傷范圍及損傷程度。

3.2 數值模擬結果

對廠房模型第Ⅳ層進行開挖前的初始應力平衡后，采用先中部拉槽后保護層開挖的方式進行開挖模擬，在每一開挖步對應的開挖輪廓面上施加爆炸荷載和地應力瞬態卸荷，圖3所示的是預留4 m保護層時廠房斷面圍巖的損傷演化過程。在第Ⅳ層開挖前由于上部巖體的爆破開挖，廠房圍巖已經產生了一定的損傷。從圖3中可以看出，廠房頂拱的損傷深度較大但損傷程度較小，第Ⅲ、Ⅳ層輪廓面附近的邊墻處圍巖損傷最嚴重，損傷深度也較大。隨著第Ⅳ層的開挖，損傷區逐漸擴展至深部圍巖處，圍巖損傷深度和損傷程度均增大。其中，保護層開挖的過程中，輪廓面附近的圍巖損傷深度顯著增大，損傷程度也最為嚴重，由于開挖梯段距廠房頂拱距離較遠，頂拱處的損傷基本保持不變。

圖3 地下廠房圍巖損傷演化過程

根據對圍巖損傷演化過程的分析可知第Ⅳ層開挖時造成的圍巖損上主要集中在輪廓面附近，因此，本文對各開挖方案引起的輪廓面附近的圍巖損傷面積和邊墻處的最大損傷深度進行了分析。圖4給出了不同邊墻保護層厚度的開挖方案下圍巖的損傷云圖。從圖4中可以看出，不同開挖方案引起的圍巖損傷分布位置基本相同，但損傷范圍及程度存在一定差異。

圖4 不同開挖方案下圍巖損傷云圖

圖5給出了圍巖損傷面積和邊墻最大損傷深度隨保護層厚度的變化曲線。從圖5中可以看出，該廠房第Ⅳ層開挖造成的輪廓面附近的圍巖損傷范圍隨預留保護層厚度的增加呈現先減小后增大的趨勢；其中預留保護層厚度為2 m時造成的損傷范圍最小，且從云圖中可以看出預留保護層厚度為2 m時圍巖嚴重損傷的面積也較小。同時，考慮爆破開挖導致的邊墻圍巖損傷深度可知，該廠房第Ⅳ層開挖后邊墻最大損傷深度約為5～6 m，其中厚度為1 m的保護層能夠更加有效地減少損傷向圍巖深部的擴展。

圖5 損傷深度及面積變化曲線

綜合考慮圍巖的損傷范圍及最大損傷深度，在楊房溝地下廠房開挖過程中選取1～2 m的邊墻保護層能夠有效的降低爆破開挖對圍巖的擾動，控制圍巖的損傷破壞。

4 結 語

通過建立楊房溝水電站地下廠房開挖的數值模型，分析了地下廠房邊墻保護層厚度的選取對圍巖損傷的影響，本文可得出以下結論：

1)數值模擬結果表明，不同保護層厚度的開挖方案下，楊房溝地下廠房圍巖的損傷演化過程是相似的，圍巖損傷的分布情況也基本相同；輪廓面附近的圍巖損傷深度較大，損傷程度也最為嚴重，由于開挖梯段距廠房頂拱距離較遠，頂拱處的損傷基本保持不變。

2)圍巖損傷范圍隨預留保護層厚度的增加呈現先減小后增大的趨勢，其中預留保護層厚度為2 m時造成的損傷范圍最小；同時，1 m厚的保護層能夠更加有效地減少損傷向圍巖深部的擴展。因此，在楊房溝地下廠房開挖過程中選取1～2 m的邊墻保護層能夠有效的降低爆破開挖對圍巖的擾動，控制圍巖的損傷破壞。