黃金坪水電站大斷面尾水隧洞結(jié)構(gòu)安全性研究

易澤榮，楊 超，王玉鎖

(1.中鐵二十四局新余工程有限公司，江西新余 336600;2.西南交通大學峨眉校區(qū)，四川峨眉 614202)

0 引言

我國水電開發(fā)潛力巨大，水能資源蘊藏總量達6.76億kW，多半集中在國家西部金沙江、雅碧江、大渡河、瀾滄江、鳥江、紅水河和黃河上游，由于這一地區(qū)雨量充沛，河谷狹窄陡峻，適宜修建許多高水頭大容量的水電站，所以也常需要布置大斷面引水隧洞或高壩。與交通隧洞相比，水電隧洞具有大斷面、大埋深和高地應(yīng)力等特點，這些特點給隧洞結(jié)構(gòu)安全帶來了較大的挑戰(zhàn)。目前，國內(nèi)已有較多關(guān)于大斷面隧洞開挖方法與結(jié)構(gòu)安全評估方面的研究:宋冶等［1］根據(jù)黃土大斷面隧洞的不同施工方法提出了適用于該地質(zhì)條件的安全監(jiān)測控制基準;李斌［2］以瀏陽河隧道等工程為背景，采用數(shù)值模擬、現(xiàn)場監(jiān)控量測等手段對軟巖大斷面隧道開挖面的穩(wěn)定性及其控制方法進行研究。但這些研究都集中在交通隧洞方面，對水工隧洞開挖方法與結(jié)構(gòu)安全評估的研究則比較有限。針對以上問題，本文依托黃金坪水電站尾水隧洞工程，介紹了該工程采用的分層開挖與支護技術(shù)，采用數(shù)值模擬、現(xiàn)場監(jiān)測的手段進行了深埋大斷面尾水隧洞開挖結(jié)構(gòu)安全研究，分析圍巖與支護的受力狀態(tài)和發(fā)生巖爆的可能，在數(shù)值分析與現(xiàn)場監(jiān)控量測相互驗證的條件下進行結(jié)構(gòu)安全評估，通過以上措施，最終實現(xiàn)了隧洞的安全通過。

1 工程概況

黃金坪水電站尾水隧洞處于大渡河上游河段，系大渡河干流水電規(guī)劃“三庫22級”的第11級水電站，位于四川省甘孜藏族自治州康定縣姑咱鎮(zhèn)黃金坪上游約3.2 km處。尾水隧洞斷面為城門洞型，其開挖斷面為494.08 m2，縱坡i=0。尾水隧洞圍巖為斜長花崗巖、石英閃長巖，并穿插有花崗閃長－角閃斜長巖質(zhì)混染巖。局部施工洞段存在斷層、裂隙密集帶及卸荷拉裂縫，巖體總體較完整，多呈次塊狀或鑲嵌結(jié)構(gòu)，施工段以Ⅲ級圍巖為主，部分高地應(yīng)力施工段存在發(fā)生巖爆的可能。

2 隧洞開挖方法與參數(shù)

尾水隧洞開挖標準斷面尺寸為19.4 m×26.8 m，為保證結(jié)構(gòu)安全與提高施工進度，隧洞開挖分4層進行:頂層采用導(dǎo)坑擴挖法(兼作通風通道)，底層采用全斷面一次開挖，其余各層采用預(yù)留核心土的開挖方法，第Ⅰ層開挖高度8.5 m，第Ⅱ?qū)印⒌冖髮娱_挖高度8.0 m，尾水隧洞橫斷面開挖順序見圖1。隧洞初期支護設(shè)計采用噴射混凝土、系統(tǒng)錨桿、鋼筋網(wǎng)和型鋼支撐(格柵鋼架)的綜合防護系統(tǒng)。噴射混凝土采用C25濕噴混凝土(極限抗壓強度為19.0 MPa，極限抗拉強度為2.0 MPa)，在隧洞拱部、邊墻以及仰拱全斷面施作，系統(tǒng)錨桿采用φ28與φ32砂漿錨桿交錯布置(L=8 m)，隧洞噴射混凝土厚度為0.25 m，內(nèi)嵌 φ6.5@15 cm×15 cm的掛網(wǎng)鋼筋。

3 數(shù)值計算模型的建立及參數(shù)的選取

本次采用FLAC有限差分軟件對隧洞開挖支護工程進行數(shù)值模擬，所建隧洞埋深為138 m，開挖斷面為494.08 m2，考慮隧道的邊界效應(yīng)［3］，隧道整個計算范圍為194 m×210.5 m×1 m(寬×高×長)，整個模型共劃分了43 564個單元，87 684個節(jié)點。模型左、右邊界與底部邊界均施加約束。數(shù)值模型見圖2。

圍巖采用莫爾－庫侖模型，該模型的破壞包絡(luò)線對應(yīng)于莫爾－庫侖判據(jù)(剪切屈服函數(shù))加上拉伸分離點(拉應(yīng)力屈服函數(shù))，見式(1)與式(2)，當fs＜0時，巖體將發(fā)生剪切破壞;當巖體內(nèi)某一點應(yīng)力滿足ft＞0時，巖體將發(fā)生拉伸破壞。支護結(jié)構(gòu)采用彈性模型，這類本構(gòu)模型具有卸載可恢復(fù)變形的特性。

圖1 橫斷面開挖順序示意圖(單位:cm)Fig.1 Cross-section and excavation sequence of tailrace tunnel(cm)

圖2 數(shù)值模型Fig.2 Numerical model

式中:σ1，σ3為最大、最小主應(yīng)力;c為巖體的黏聚力;φ為巖體的內(nèi)摩擦角。

Ⅲ級圍巖參數(shù)根據(jù)工程勘察資料結(jié)合相關(guān)規(guī)范選?。?］，由于錨桿的作用既有改善圍巖應(yīng)力狀態(tài)的力學作用，又有提高巖石力學參數(shù)的物理作用，但數(shù)值模擬計算中現(xiàn)行桿單元不能有效地反映錨桿這一復(fù)雜的支護作用［5］，所以本次分析采用等效的方法，將錨桿的作用通過提高隧洞外部錨桿加固范圍內(nèi)(圍巖加固圈)的圍巖力學參數(shù)來實現(xiàn)，按照等效剛度原則［6］，并參考相關(guān)文獻［5，7］進行折減計算得到。材料物理力學參數(shù)見表1。數(shù)值模擬中的開挖順序均與實際開挖順序(見圖1)相同。

表1 物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters

4 巖爆的預(yù)測依據(jù)

根據(jù)對現(xiàn)有巖爆預(yù)測［8－9］方法的研究，結(jié)合地質(zhì)資料收集情況，此次巖爆預(yù)測選擇《水利水電工程地質(zhì)勘查規(guī)范》提出的判據(jù)評價隧洞巖爆發(fā)生的可能性及其烈度，判斷依據(jù)見表2，其中Rb為飽和單軸抗壓強度，本工程取70 MPa，σm為圍巖應(yīng)力。

表2 巖爆判據(jù)Table 2 Criterion of rock burst

5 數(shù)值計算結(jié)果

1)Ⅰ、Ⅱ?qū)娱_挖完成后圍巖受力情況。通過數(shù)值模擬計算得到Ⅰ、Ⅱ?qū)娱_挖完成后圍巖的塑性區(qū)分布、第1主應(yīng)力和第3主應(yīng)力云圖見圖3。

從圖3可以看出，由于頂層采用先中部開挖，再向兩側(cè)進行擴刷挖的方式進行開挖，刷掉的是圍巖松動圈外圈的低應(yīng)力松散帶，避免了擾動深部圍巖，與具有類似開挖斷面的工程相比［10］，頂部塑性區(qū)明顯減少。塑性區(qū)主要為剪切破壞，底部拉伸破壞區(qū)分布范圍較小。塑性區(qū)主要分布在邊墻兩側(cè)5 m范圍內(nèi)，說明錨桿長度的設(shè)計較合理。隧洞兩側(cè)大部分圍巖處于受壓狀態(tài)，拱頂中部與部分隧洞底部處于受拉狀態(tài)，第1主應(yīng)力最大值為0.86 MPa(受拉)，位于拱頂中央部位，未超出圍巖加固圈的抗拉強度(見表1);開挖斷面的邊角處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，第3主應(yīng)力最大值為6.25 MPa(受壓)，Rb/σm最小值為 11.2，參照表 2判斷，不會發(fā)生巖爆。

2)隧洞開挖完成并施加完支護后的圍巖受力情況。通過數(shù)值模擬計算得到隧洞開挖完成并施加支護后的圍巖塑性區(qū)分布、第1主應(yīng)力和第3主應(yīng)力云圖見圖4。

從圖4可以看出，隧洞開挖完成并施加完支護后，拱頂塑性區(qū)分布較少，塑性區(qū)主要集中在隧洞兩側(cè)，主要分布在邊墻兩側(cè)5 m范圍內(nèi)，說明錨桿長度設(shè)計合理;塑性區(qū)主要為剪切破壞，未出現(xiàn)拉伸破壞;隧洞兩側(cè)的圍巖大部分處于受壓狀態(tài)，第1主應(yīng)力最大值為0.86 MPa(受拉)，位于拱底中央部位，未超出圍巖抗拉強度(見表1);開挖斷面底部的邊角處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，第3主應(yīng)力最大值為6.9 MPa(受壓)，Rb/σm最小值為10.1，參照表 2，不會發(fā)生巖爆;支護結(jié)構(gòu)的第1主應(yīng)力最大值為0.6 MPa(隧洞底部中間部位)，第3主應(yīng)力最大值為5 MPa(隧洞底部邊角處)，均未超出混凝土的極限強度。總體上看，施加支護后，除隧洞底部外，隧洞圍巖大部分呈受壓狀態(tài)，圍巖受力狀態(tài)良好，但施工中應(yīng)及時封閉隧洞底部，抑制其隆起變形，并加強邊墻底部墻角處的支護。

圖3 Ⅰ、Ⅱ?qū)娱_挖完成后圍巖受力情況Fig.3 Stress conditions of rock mass after Bench I and Bench II are excavated

圖4 隧洞開挖完成并施加完支護后的圍巖受力情況Fig.4 Stress conditions of rock mass after excavation and support

6 數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場監(jiān)控量測對比與分析

為了解開挖對圍巖的擾動情況，在尾水隧洞施工現(xiàn)場布置5套多點位移計(每套測點個數(shù)為4)進行位移測量，具體監(jiān)測布置見圖5，根據(jù)測量結(jié)果得出的其中3個監(jiān)測點的位移值與相應(yīng)的數(shù)值計算結(jié)果見表3(僅選取監(jiān)測斷面的1/2)，其中多點位移計M41WS－3觀測成果過程線見圖6，通過數(shù)值計算得到的M41WS－3位置監(jiān)控點位移見圖7。

圖5 尾水隧洞監(jiān)測斷面位移計布置圖Fig.5 Layout of displacement gauges

圖6 尾水隧洞多點位移計M41WS－3觀測成果過程線Fig.6 Displacement measured by multi-point displacement gauges(M41WS－3)

圖7 數(shù)值計算位移曲線(M41WS－3)Fig.7 Curves of displacement obtained by numerical calculation(M41WS－3)

表3 監(jiān)控量測與數(shù)值模擬位移Table 3 Displacement measured vs.that obtained by numerical simulation

由表3可以看出，多點位移計各測點現(xiàn)場實測位移值均較小，未發(fā)生較大的變形;多點位移計測點位移基本都隨測點深度的增大而減小，孔口位移值最大，位移計測點深度超過5 m的測點位移值均較小(最大值僅為5.17 mm);其中位于邊墻上部M41WS－6位置的孔口位移值最大，為 31.64 mm，位于拱頂部位M41WS－10位置的孔口位移值最小，為2.63 mm。可見，開挖施工對邊墻上部兩側(cè)的圍巖產(chǎn)生的擾動最大，而拱頂中部圍巖的擾動最小。由于數(shù)值模擬計算考慮了圍巖的最不利狀況，與現(xiàn)場多點位移計監(jiān)測結(jié)果相比，數(shù)值模擬計算得到的位移值偏大，但表現(xiàn)了相同的規(guī)律:位移均隨位移計測點深度的增大而減小，拱頂位移值最小，最大位移位于邊墻上部。

由圖6和圖7可以看出，監(jiān)測點M41WS－3位移在開挖支護過程中有較大變化，但開挖支護完成后，位移隨時間變化較小，隧洞基本處于穩(wěn)定狀態(tài)。

通過數(shù)值模擬計算結(jié)果與現(xiàn)場監(jiān)控量測的比較，說明本文采用數(shù)值模擬分析的方法能定性地反映圍巖與支護結(jié)構(gòu)的狀態(tài)，同時，隧洞開挖過程以及支護完成后都處于安全穩(wěn)定狀態(tài)。

7 結(jié)論與建議

采用數(shù)值模擬與現(xiàn)場監(jiān)控量測相結(jié)合的手段，對隧洞圍巖與支護的的受力狀態(tài)進行了研究，得出結(jié)論并提出建議。

1)隧洞斷面劃分為4層開挖，頂層采用導(dǎo)坑擴挖法，先開挖中部導(dǎo)坑，再向兩側(cè)進行刷擴處理，由于刷掉的是圍巖松動圈外圈的低應(yīng)力松散帶，避免了擾動深部圍巖，有利于結(jié)構(gòu)安全。

2)本工程在特大斷面中采用的分層開挖與支護方案能滿足隧洞結(jié)構(gòu)安全的要求，發(fā)生巖爆的可能性較小，但施工中應(yīng)及時封閉隧洞底部，抑制其隆起變形，并加強邊墻底部墻角處的支護。

3)文章采用莫爾－庫侖模型與彈性模型進行數(shù)值模擬得到的圍巖變形規(guī)律與現(xiàn)場監(jiān)控量測得到的數(shù)據(jù)基本相同，能定性地反映圍巖與支護結(jié)構(gòu)的狀態(tài)，而且數(shù)值模擬能有效地彌補現(xiàn)場監(jiān)控量測無法形象反映圍巖應(yīng)力應(yīng)變的缺點，對改善施工方法，提高施工安全具有指導(dǎo)作用。

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