某水電站地下廠房塌方形成機理分析

孟凡理，陳向浩，何 偉，費文平，崔華麗

（四川大學(xué)水利水電工程學(xué)院，成都 610065）

某水電站地下廠房塌方形成機理分析

孟凡理，陳向浩，何 偉，費文平，崔華麗

（四川大學(xué)水利水電工程學(xué)院，成都 610065）

某水電站巨型地下廠房第一層開挖施工過程中0＋125 m至0＋147 m段發(fā)生塌方，塌方總規(guī)模5 000 m3，塌腔呈不規(guī)則的葫蘆狀。結(jié)合施工期的監(jiān)測成果和現(xiàn)場實際情況，從工程地質(zhì)、爆破震動、開挖卸荷、支護(hù)措施以及應(yīng)力集中等5方面，闡述了塌方形成機理，得出了如下結(jié)論：地下廠房塌方形成的根本原因是存在β80巖脈斷層；直接原因是β80巖脈斷層段支護(hù)措施不當(dāng)，未能有效限制巖脈斷層帶由于爆破開挖引起的較大變形。因此，針對地下洞室爆破開挖后暴露的地質(zhì)薄弱帶，及時采取適當(dāng)?shù)闹ёo(hù)和加固措施，加強圍巖變形觀測，是控制和避免塌方的有效手段。

地下廠房；塌方；安全監(jiān)測；處理

1 概 述

目前我國水電建設(shè)處于高峰期，一大批巨型地下洞室群正在建設(shè)之中，比如西南地區(qū)在建的瀑布溝、溪洛渡、向家壩、小灣、大崗山等巨型地下洞室群。由于地下洞室群建在壩肩山體內(nèi)，地質(zhì)條件較復(fù)雜，尤其是西南地區(qū)的高地應(yīng)力、巖體構(gòu)造復(fù)雜、地質(zhì)條件較差，加之地下洞室大斷面、高邊墻等特點，地下洞室采用鉆爆法施工過程中，如施工工藝不合理、支護(hù)措施不及時，容易出現(xiàn)塌方，會對施工進(jìn)度、安全造成嚴(yán)重影響，為此很多學(xué)者對地下洞室塌方形成機理以及預(yù)防、治理措施進(jìn)行了研究［1－5］。

本文針對某水電站巨型地下廠房第一層開挖過程中發(fā)生的塌方事件，結(jié)合施工期監(jiān)測成果，從工程地質(zhì)條件、爆破震動、支護(hù)措施、開挖卸荷以及圍巖應(yīng)力集中等方面，介紹了塌方形成機理，同時基于監(jiān)測成果評價了塌方處理措施，希望對處理其他地下工程出現(xiàn)類似塌方事故提供一定的參考。

2 工程地質(zhì)條件

地下廠房布置于混凝土雙曲拱壩左岸壩肩上游側(cè)；廠房水平埋深約360～400 m，垂直埋深約400～480 m。主廠房尺寸226．58×27．30（30．80）× 74．3 m（長×寬（吊車梁以上）×高），廠房縱軸線方位N55°E。

地下廠房區(qū)地層巖性主要為灰白色、微紅色中粒黑云二長花崗巖（γ24－1），局部出露輝綠巖脈，主要有β100，β101，β80，β81等。廠區(qū)無區(qū)域斷裂切割，構(gòu)造形式以沿巖脈發(fā)育的擠壓破碎帶、斷層和節(jié)理裂隙為特征。斷層主要有f56，f57，f58，f59，f60等，其中伴隨β80和β81巖脈發(fā)育的f57，f58，f59，f60斷層在左岸地下廠房區(qū)延伸較長，規(guī)模相對較大。裂隙發(fā)育有①，②，③，④，⑥等5組，總體上以近SN向陡傾角結(jié)構(gòu)面較為發(fā)育，第⑥組緩傾角裂隙局部洞段發(fā)育，6組裂隙的產(chǎn)狀見表1。洞室圍巖以Ⅲ－Ⅱ類為主，β80， β81巖脈呈碎裂結(jié)構(gòu)，屬Ⅳ類。

表1 地下廠房區(qū)節(jié)理組統(tǒng)計表Table 1 Statistics of joints in the zone of underground powerhouse

主廠房區(qū)地應(yīng)力測試成果表明，最大主地應(yīng)力（σ1）方向為N44°－61°E，略傾坡外，量值11．37～22．19 MPa，屬中－高地應(yīng)力量級。

3 塌方簡介及塌方段監(jiān)測儀器布置

塌方發(fā)生在地下廠房第一層邊頂拱擴挖施工過程中，2008年12月15日和16日分別在樁號0＋130 m和0＋125 m處進(jìn)行了2次爆破施工作業(yè)，2008年12月16日廠房0＋140m上游側(cè)頂拱出現(xiàn)掉塊，隨后大規(guī)模塌方形成，塌方總規(guī)模約5 000 m3。塌腔孔口長約14 m（0＋133至0＋147 m），寬約7．5 m（廠（縱）0－040．0至0－11．5 m），高程約989．8～991．6 m；塌腔中部長約22 m（0＋125至0＋147 m），寬約18．4 m（廠（縱）0＋03．5至0－014．9 m），塌腔總高度約33．0 m，塌方空腔體形似一倒置的不規(guī)則的葫蘆狀，塌腔如圖1、圖2所示。

圖1 塌方段中部塌腔示意圖（0＋135．00斷面）Fig．1 Schematic view of the collapsed cavity in them iddle of collapsed section at section 0＋135．00 m

在地下廠房沿β80巖脈斷層布置了一個監(jiān)測斷面，變形監(jiān)測儀器為多點位移計，其中頂拱部位的多點位移計M41－2CF布置形式如圖2所示。儀器編號約定如下：M代表多點位移計，上標(biāo)4表示四點式多點位移計，下標(biāo)的第1位數(shù)表示監(jiān)測斷面號，第2位數(shù)表示監(jiān)測儀器編號，CF代表廠房，4個測點的深度分別為4．0，11．0，23．0和39．0 m，測點編號由淺到深分別為1，2，3，4；尾水調(diào)壓室（WT）多點位移計為三點式，3個測點的深度分別為4．0，12．0，24．0 m，編號同廠房。

4 塌方形成機理分析

4．1 工程地質(zhì)條件及地下水作用

4．1．1 工程地質(zhì)條件及地下水作用定性分析

（1）塌方段發(fā)育有β80輝綠巖脈，其產(chǎn)狀NW25°／ SW∠55°～65°，寬4．4 m，延伸長度大于240m，呈碎裂結(jié)構(gòu)，與圍巖呈斷層式接觸，該處圍巖屬Ⅳ類。斷層f57沿β80上界面發(fā)育，產(chǎn)狀NW25°／SW∠55°～65°，寬0．4～0．6 m，延伸長大于150 m；斷層f58沿β80下界面發(fā)育，產(chǎn)狀NW25°／SW∠55°～65°，寬1．1～1．2 m，延伸長大于240 m。斷層帶主要由碎裂巖、片狀巖、透鏡體夾糜棱巖組成。另外塌方段裂隙主要發(fā)育第④組EW／S∠82°與N38°E／NW∠70°，N50°W／SW∠70°三組，裂面平直粗糙，面多有蝕變。閉合，且局部發(fā)育有第⑥組緩傾角裂隙。

圖2 塌方段多點位移計M41－2CF布置圖（0＋142．00斷面）Fig．2 Layout ofmultipoint extensometer M41－2CFat section 0＋142．00 m

（2）受β80輝綠巖脈斷層影響，塌方段地下水豐富，呈流水－局部涌水狀，由于洞室開挖松弛，裂隙水大量進(jìn)入斷層帶，地下水活動使巖石浸水，結(jié)構(gòu)面軟化，降低巖體參數(shù)（c，φ），而且會減小裂隙面法向的有效應(yīng)力，又頂拱進(jìn)行了掛網(wǎng)噴砼，一定程度上限制了地下水的流動和滲出，地下水形成了指向臨空面的滲透壓力，加速了圍巖的破壞進(jìn)程［5－7］。

（3）此外地下廠房軸線方位為N55°E，總體上看，其與σ1（N44°－61°E）和NNE向陡傾角結(jié)構(gòu)面交角較小，對洞室穩(wěn)定不利。

綜合上面的分析，可以得知：由于β80輝綠巖脈規(guī)模較大，脈體破碎，結(jié)構(gòu)較疏松，加之地下水豐富、地應(yīng)力較高，β80巖脈斷層在重力、地應(yīng)力和地下水的作用下可形成松動潰散失穩(wěn)。

4．1．2 監(jiān)測成果分析

變形值的計算假定位于巖體最深點為不動點，變形值約定為拉伸為正，壓縮為負(fù)。

綜合工程地質(zhì)條件以及地下水作用的定性分析和監(jiān)測成果定量分析結(jié)果，可知工程地質(zhì)條件是引起塌方的根本原因。

4．2 爆破開挖影響

爆破開挖改變了原始巖體的幾何形狀，破壞了巖體原有的應(yīng)力平衡狀態(tài)，使洞室周圍巖體發(fā)生卸荷回彈和應(yīng)力重分布，洞室圍巖將產(chǎn)生向臨空面方向的變形，直至達(dá)到新的平衡。巖體爆破開挖，意味著巖體開挖荷載的瞬態(tài)卸荷及巖體所積累彈性應(yīng)變能的快速釋放［9］。由于地下廠房多點位移計安裝較滯后，本文輔以該工程尾調(diào)室典型的多點位移計歷時過程曲線（圖4和圖5）來論證爆破開挖對圍巖變形的影響。從多點位移計，和位移 時間過程曲線可以得知：爆破開挖引起的圍巖變形較大，呈臺階狀增加。同時從圖3至圖5可以看出爆破作用是瞬間完成的。但圍巖應(yīng)力調(diào)整過程較漫長，爆破活動停止期間洞室圍巖仍將緩慢變形。

本文中塌方段附近2008年12月16日中午0＋ 125 m處的爆破對塌方段圍巖變形的影響較大，爆破后孔口、4 m測點和11 m測點位移較爆破前增加12．85 mm、13．35 mm和10．73 mm，從M41－2CF分異變形曲線（圖3）來看，測點2－3之間（即巖脈穿過處）的變形較其他部位都大，增加9．1 mm，因此，可以認(rèn)為此次爆破導(dǎo)致了β80巖脈斷層的大變形，進(jìn)而引起巖體失穩(wěn)，發(fā)展成為此次塌方。因此在一定程度上，可以認(rèn)為爆破開挖影響是引起地下廠房塌方的直接原因。

圖4 多點位移計M31－2WT位移變化曲線Fig．4 Disp lacement curvesm easured by mu ltipoint extensometer M31－2WT

圖5 多點位移計M33－5WT位移變化曲線Fig．5 Disp lacement curvesm easured by mu ltipoint extensometer M33－5WT

此外鄰近洞室的爆破地震波會誘發(fā)巖體振動，從而影響到洞室圍巖穩(wěn)定性，因此相鄰地下洞室的爆破開挖對塌方部位的影響，也不容忽視［8，10］。

4．3 支護(hù)措施不當(dāng)

地下廠房施工過程中，未對β80巖脈斷層進(jìn)行固結(jié)灌漿和加固處理，塌方段支護(hù)措施為：首先素噴砼然后掛網(wǎng)噴砼，繼而進(jìn)行錨桿支護(hù)，系統(tǒng)錨桿Φ28．0，L＝6．0 m與預(yù)應(yīng)力錨桿T＝15 t，L＝9．0 m，＠1．5 m×1．5 m間隔布置；一方面由于β80巖脈斷層的存在，爆破開挖引起的圍巖松動范圍較大，從4．1節(jié)監(jiān)測成果分析來看，塌方段頂拱的變形量主要集中在11～23 m之間的圍巖即β80巖脈斷層及接觸巖體。另一方面由于灰綠巖脈的可灌性差，常規(guī)條件下水泥漿液難以灌入細(xì)小的裂隙內(nèi)，在塌方段上游側(cè)β80巖脈出露處，系統(tǒng)錨桿與預(yù)應(yīng)力錨桿未能與β80破碎巖脈構(gòu)成有效的“承重環(huán)”，β80巖脈斷層及接觸巖體發(fā)生較大變形而松動，繼而β80巖脈及其接觸巖體的松散壓力及形變壓力超過“承重環(huán)”的承載能力，產(chǎn)生失穩(wěn)。因此可以認(rèn)為塌方段支護(hù)措施不合理、一次支護(hù)不力是地下廠房圍巖失穩(wěn)的重要原因。

4．4 應(yīng)力集中

如圖1和圖2所示，塌腔孔口位于地下廠房的上游拱座附近，同時該部位也是β80巖脈下盤斷層f58的地質(zhì)薄弱地帶。

大型地下洞室拱座處于應(yīng)力既集中又復(fù)雜的區(qū)域，該部位的變形和錨桿應(yīng)力，較其他部位都要大很多［11］。筆者基于國內(nèi)另外兩巨型地下廠房的監(jiān)測成果發(fā)現(xiàn)，該結(jié)論具有一定的普遍性?；诖私Y(jié)論，本文選取本工程中與塌方段地質(zhì)條件類似的地下洞室其他監(jiān)測斷面的監(jiān)測成果，推斷塌腔孔口處變形及應(yīng)力情況。表2中列舉了其他典型監(jiān)測斷面頂拱部位變形、應(yīng)力及斷面地質(zhì)情況。

表2 監(jiān)測斷面特征統(tǒng)計表Table 2 Statistics ofmonitoring profile eigen values

從表2可知，三大洞室第Ⅰ層開挖期間，有巖脈或斷層穿過，即與塌方段地質(zhì)條件相類似的監(jiān)測斷面，其頂拱位移量及錨桿應(yīng)力值均較大。由于β80巖脈斷層規(guī)模較表2中列舉的均大，又塌方后測得的多點位移計M41－2CF孔口位移已達(dá)14．5 mm，因此可判斷塌方段拱座處圍巖變形已累積到一定程度，并且出現(xiàn)了相當(dāng)程度的應(yīng)力集中現(xiàn)象。由于塌方部位拱座地質(zhì)條件相差較懸殊，在爆破震動的影響下，圍巖應(yīng)力狀態(tài)會產(chǎn)生劇烈變化——拱座處圍巖應(yīng)力急劇增大，超過巖體自身或結(jié)構(gòu)面強度產(chǎn)生拱體效應(yīng)破壞。

另外，地下洞室的開挖使洞周圍巖應(yīng)力狀態(tài)重新分配，圍巖產(chǎn)生松動變形；圍巖松弛后，又會導(dǎo)致巖體物理力學(xué)參數(shù)的劣化，從而可能帶來嚴(yán)重的巖體穩(wěn)定或變形控制難題［9］。因此，開挖卸荷影響同樣也不容忽視。

5 塌方處理方案及評價

5．1 塌方處理方案

廠房塌方嚴(yán)重阻礙了洞室的下挖施工，根據(jù)塌方空腔、工程地質(zhì)情況以及施工工期要求等，處理塌方的基本方案如下：

（1）塌方處理準(zhǔn)備工作。①為防止塌方進(jìn)一步擴展，首先對塌方體邊緣噴砼進(jìn)行封閉處理；②對塌腔內(nèi)的渣體進(jìn)行低壓間歇性固結(jié)灌漿，使石渣堆積體形成一個整體；③對塌方段圍巖增加普通砂漿錨桿加強支護(hù)。

（2）塌方體加固處理。①在塌方段實施雙層型鋼拱架支護(hù)；②為確保腔內(nèi)圍巖及渣體固化，防止二次塌方，在塌方腔口實施管棚固結(jié)灌漿，按照“先小后大”的原則，即在小花管施工完成后，在0＋135．0 m至0＋150．0 m段沿腔口增加2排大管棚加固，其中小花管施工參數(shù)為Φ50＠0．3 m，L＝6 m、大花管施工參數(shù)為Φ108＠0．8 m，L＝9 m；③塌腔回填砼：從廠房頂層上游排水廊道側(cè)向塌腔內(nèi)鉆孔，鉆透空腔后，通過鉆孔向塌腔內(nèi)回填砼；④對塌方段實施錨索加強支護(hù)。

此外，在塌腔范圍內(nèi)加密了排水孔，型鋼拱架結(jié)構(gòu)內(nèi)通過預(yù)埋PVC管加強排水。

5．2 塌方處理方案評價

從多點位移計M4

1－2CF位移歷時過程曲線可以看出（塌方處理過程中，淺層4 m和11 m測點電纜被損壞，不能進(jìn)行正常觀測，但23 m和39 m測點的測值仍可反映整個測孔的變形過程），塌方段圍巖變形基本上可以分成3個階段（圖6）：

圖6 多點位移計M41－2CF位移變化曲線Fig．6 Disp lacement curvesm easured by mu ltipoint extensom eter M41－2CF

第一階段：從M41－2CF安裝到塌方開始處理階段。該階段頂拱圍巖變形呈現(xiàn)臺階式增加，從節(jié)4．1分析可知，變形量主要集中在β80巖脈斷層。

第二階段：塌方開始處理至塌方清渣前。該階段初由于錨桿及灌漿孔鉆孔施工，對圍巖擾動較大，圍巖產(chǎn)生了一定程度的變形；但后續(xù)的低壓固結(jié)灌漿對圍巖的擾動較小，圍巖變形未發(fā)展。

第三階段：清渣階段。由于第二階段對塌方體進(jìn)行了固結(jié)封閉處理，塌腔內(nèi)的渣體與圍巖固結(jié)在一起，塌方體對圍巖起到了一定的支撐作用，渣體清除后頂拱圍巖失去這部分支撐作用后，向臨空面變形，M41－2CF位移 時間過程曲線也印證了這一點。

塌方處理過程中，在廠（橫）0＋157 m、下游拱端（β80巖脈出露處）埋設(shè)了多點位移計M41－3CF（孔深39 m），其位移變化曲線見圖7。M4，M4監(jiān)測

1－2CF1－3CF成果表明，塌方段圍巖變形未出現(xiàn)繼續(xù)發(fā)展的趨勢，可知塌方處理措施有效地限制了頂拱圍巖向臨空面的變形，塌方段頂拱圍巖現(xiàn)狀穩(wěn)定。

圖7 多點位移計M41－3CF位移變化曲線Fig．7 Displacement curvesmeasured by multipoint extensometer M41－3CF

6 結(jié) 論

基于地下廠房開挖揭示的地質(zhì)資料、施工過程、監(jiān)測成果以及塌腔范圍的探測資料，對塌方形成機理進(jìn)行了闡述。主要結(jié)論如下：

（1）地下廠房塌方形成的根本原因是存在β80巖脈斷層，直接原因是β80巖脈斷層段支護(hù)措施不當(dāng)，未能有效限制巖脈斷層帶由于爆破開挖引起的的較大變形；此外，開挖卸荷和應(yīng)力集中對塌方段圍巖穩(wěn)定產(chǎn)生的不利影響也不容忽視。

（2）圍巖原型監(jiān)測在地下洞室新奧法施工中具有重要的作用，監(jiān)測儀器的埋設(shè)應(yīng)及時跟進(jìn)土建施工進(jìn)度，以全面反映圍巖的變形及穩(wěn)定情況，其監(jiān)測成果對指導(dǎo)和評價支護(hù)措施具有重要意義。

（3）地下洞室圍巖的變形失穩(wěn)有一個發(fā)生發(fā)展的過程，開挖后應(yīng)針對地質(zhì)薄弱帶及時采取適當(dāng)?shù)闹ёo(hù)和加固措施，同時這也是控制和避免塌方的有效手段。

（4）由于β81巖脈和沿其發(fā)育的斷層f59，f60規(guī)模較大，貫穿了引水發(fā)電系統(tǒng)三大洞室，加之其產(chǎn)狀、性狀與β80巖脈斷層相似，圍巖穩(wěn)定性較差，在第二層開挖之前，需作加固處理，并應(yīng)加強監(jiān)測。

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M odel Research on Lifting Force w ith Eccentrically hinged Radial Gate

CHEN Duan1，2，WANG Zhong liang3，CHEN Xiu ling4
（1．Hydraulic Department，Yangtze River Scientific Research Institute，Wuhan 430010，China；2．Graduated school，Chinese Academy of Science，Beijing 100085，China；3．Investment＆Development Department，ChinaWater Investment Group Corporation，Beijing；4．Program Management Department，China Huashui Hydropower Development Corporation，Beijing）

The stress of eccentrically hinged radial gate is different from the common onewhen it is in the process of lift．Owing to the complicated stress condition，it is difficult to calculate the lifting force．This paper took Shuibuya Project as a study case，analyzed the lifting force of eccentrically hinged radial gate．Through hydraulicmodel test，the lifting force without friction wasmeasured at first by fluctuation pressuremeters and force sensors，then the real lifting force in consideration ofwater seal friction was calculated．And the result of lifting forcewas also drawn in a graph as a reference for designer to select the hydraulic hoisting capacity in prototype．The eccentrically hinged ra dial gate in prototype has been operated for years and examined by the design water head．All indices of hydraulic hoister can meet the requirements of gate operation．

eccentrically hinged radial gate；lifting force；model test

TV698．1

A

1001－5485（2010）05－0034－05

2009 06 05；

2009 09 01

國家自然科學(xué)基金項目（50639100），科技部國際科技合作項目（2007DFB60100）

孟凡理（1986 ），男，山東菏澤人，碩士研究生，主要從事巖土工程研究，（電話）15828366079（電子信箱）mengfanli1986＠sina．com。