地下水封石洞油庫錨噴支護(hù)結(jié)構(gòu)承載特性分析

秦之勇1，高錫敏1，成傳歡，向 前

(1.中國石化管道儲運(yùn)有限公司，江蘇 徐州 221008；2.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010)

1 研究背景

地下水封石油洞庫一般建在具有穩(wěn)定地下水位線的巖體中[1]，利用穩(wěn)定地下水的水封作用儲存洞室內(nèi)的石油，在安全性、經(jīng)濟(jì)性和環(huán)保性等方面都有突出優(yōu)勢，是目前公認(rèn)最好的儲油形式之一[2-3]。

水封洞庫工程屬地下洞室工程，具有大跨度、高邊墻、不襯砌、復(fù)雜洞室群的特點(diǎn)，洞室的圍巖穩(wěn)定分析與合理的支護(hù)方式是施工安全的重要保障。胡謀鵬等[4]、王金國[5]采用FLAC3D分析了水封洞庫的圍巖穩(wěn)定問題。張奇華[6]針對黃島水封洞庫開展了塊體穩(wěn)定分析，認(rèn)為局部塊體失穩(wěn)是水封洞庫的主要破壞模式。王芝銀等[7]研究了不同洞室開挖順序的應(yīng)力變形分布規(guī)律及考慮流變特性時洞庫的變形規(guī)律。陳祥[8]結(jié)合黃島地下水封石油洞庫進(jìn)行了巖體質(zhì)量評價及圍巖穩(wěn)定性分析。總體來講，由于洞庫一般選址于低地應(yīng)力、整體性較好的堅硬巖中，成洞條件好，圍巖變形及穩(wěn)定問題不突出，錨噴支護(hù)體系的受力分析及優(yōu)化布置研究較少。

與一般地下工程不同，地下水封洞庫采用噴射混凝土層作為最內(nèi)層結(jié)構(gòu)與原油直接接觸，成為永久結(jié)構(gòu)層使用[9]。如果水幕壓力超過圍巖與噴射混凝土之間的粘結(jié)強(qiáng)度，就會使噴射混凝土與圍巖脫開，甚至產(chǎn)生破壞，水力傳導(dǎo)系數(shù)隨之變大，水幕的水量損失增大，從而水幕壓力也會隨之下降，可能導(dǎo)致儲油泄露。因此，地下水封洞庫中噴射混凝土不僅要具有強(qiáng)度，還要與圍巖具有一定的粘結(jié)強(qiáng)度和抗?jié)B性能[10]，保證在灌漿壓力和運(yùn)行期水幕壓力作用下噴射混凝土與圍巖不脫開，減少到洞庫的滲水量，降低油庫運(yùn)營成本。

洞室圍巖的變形穩(wěn)定和噴射混凝土的脫落問題是洞庫開挖關(guān)注的重點(diǎn)。因此，研究地下水封洞庫圍巖穩(wěn)定及噴射混凝土與圍巖的協(xié)同作用具有重大的現(xiàn)實(shí)意義。本文以某地下水封洞庫Ⅲ類圍巖典型洞段為例，研究了開挖過程中洞庫圍巖穩(wěn)定以及噴射混凝土與圍巖的聯(lián)合承載作用。

2 工程背景

2.1 工程概況

某地下水封洞庫工程設(shè)計庫容500×104m3，包括10個主洞室。主洞室為直邊墻圓拱洞，跨度為20 m，高度30 m，從西往東①—⑩洞室平行排列，長度均為923 m，總長度9 230 m。洞室底板高程-110 m，頂板高程-80 m。

洞庫區(qū)巖脈較為發(fā)育，調(diào)查發(fā)現(xiàn)主要是煌斑巖脈、花崗偉晶巖脈、細(xì)晶狀長英質(zhì)巖脈以及寒武系變質(zhì)巖捕虜體，穿插或零星分布在燕山一期片麻狀花崗巖、花崗閃長巖巖體中，總體上在洞庫所在場區(qū)的南部巖脈分布較多。根據(jù)前期地址勘探，洞庫范圍以Ⅰ、Ⅱ級巖石為主，分布面積比例占78%左右；Ⅲ級占17%左右；Ⅳ、Ⅴ級圍巖主要沿F2、F3等斷層帶展布，分布面積比例占4%左右。洞庫埋深范圍內(nèi)的不同高程圍巖質(zhì)量的平面分級見表1。

表1 洞庫不同高程段各級巖體所占百分比Table 1 Percentages of different classes of rock mass atvaried elevation

2.2 支護(hù)體系

根據(jù)不同圍巖級別和現(xiàn)場情況，分別采用隨機(jī)錨桿-噴射混凝土支護(hù)、系統(tǒng)錨桿-噴射混凝土支護(hù)、系統(tǒng)錨桿-噴射鋼纖維混凝土支護(hù)、系統(tǒng)錨桿-掛網(wǎng)噴射鋼纖維混凝土支護(hù)、系統(tǒng)錨桿-內(nèi)置鋼筋格網(wǎng)-噴射鋼纖維混凝土支護(hù)等多種支護(hù)型式，具體參數(shù)見表2。圖1為C3型支護(hù)典型斷面。

表2 湛江地下水封石油洞庫主洞室錨噴支護(hù)參數(shù)

Table 2 Parameters of shotcrete support in the mainchamber of Zhanjiang underground water-sealedpetroleum storage cavern

圍巖分類支護(hù)類型噴射混凝土錨桿支護(hù)參數(shù)IA1噴C25混凝土厚50 mm隨機(jī)錨桿:Φ25 mm,L=4 mA2噴C25混凝土,厚80 mm頂拱系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=4 m@2.0 m×4.0 m;邊墻隨機(jī)錨桿:Φ25 mm,L=4 mA3噴C25混凝土,厚80 mm系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=4 m@2.0 m×4.0 mⅡB噴C25混凝土,厚100 mm系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=4 m@2.0 m×4.0 mⅢC1掛Φ8 mm@150 mm×150 mm鋼筋網(wǎng)噴C25混凝土,厚120 mmC2噴CF30混凝土,厚120 mmC3噴CF30混凝土,厚150 mm頂拱系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=4.5 m@1.5 m×3.0 m和L=6.0 m@1.5 m×3.0 m間排布置;邊墻系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=4.5 m@1.5 m×3.0 mⅣD1掛Φ8 mm@150 mm×150 mm鋼筋網(wǎng)噴C25混凝土,厚150 mmD2噴CF30混凝土,厚150 mmD3預(yù)噴CF30混凝土,厚50 mm內(nèi)置鋼筋格柵間距600 mm噴CF30混凝土,厚250 mm頂拱系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=4.5 m@1.2 m×2.4 m和L=6.0 m@1.2 m×2.4 m間排布置;邊墻系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=4.5 m@1.2m×2.4m頂拱系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=6 m@1.2 m×2.4 m;邊墻系統(tǒng)錨桿:Φ25 mm,L=4.5 m@1.2 m×2.4 m

圖1 Ⅲ級圍巖C3型支護(hù)典型斷面Fig.1 Typical section of C3support of class-III rock mass

3 地下洞室圍巖變形與穩(wěn)定分析

3.1 有限元模型及參數(shù)

采用ANSYS軟件對主洞室Ⅲ類圍巖C3型支護(hù)典型斷面建立計算模型，C3型支護(hù)采用噴CF30混凝土，厚150 mm，頂拱布置Φ25 mm、L=4.5 m@1.5 m×3.0 m和L=6.0 m@1.5 m×3.0 m的系統(tǒng)錨桿，邊墻布置Φ25 mm、L=4.5 m@1.5 m×3.0 m的系統(tǒng)錨桿，其中洞室兩側(cè)和底部取4倍開挖洞徑，頂部取至地表，洞軸線方向取15 m。模型左右兩側(cè)、洞軸方向及底部采用法向位移約束。分3層開挖，模型中圍巖采用等參單元solid45，噴射混凝土采用等參單元solid65進(jìn)行模擬，錨桿采用桿單元link8進(jìn)行模擬，材料參數(shù)見表3。

表3 材料計算參數(shù)Table 3 Material parameters for computation

在設(shè)計洞底標(biāo)高-120 m深度范圍內(nèi)最大水平地應(yīng)力<10 MPa，地下洞庫區(qū)內(nèi)為中等—低地應(yīng)力區(qū)，而洞庫巖體屬堅硬巖，強(qiáng)度高。因此地應(yīng)力對本洞庫建設(shè)影響不明顯，模擬過程中不考慮地應(yīng)力。

3.2 圍巖本構(gòu)模型和強(qiáng)度準(zhǔn)則

圍巖采用理想彈塑性本構(gòu)模型，破壞準(zhǔn)則選用Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則[11]，即

式中：I1為應(yīng)力張量的第一不變量；J2為偏應(yīng)力張量的第二不變量；α和k為正常數(shù)。

I1和J2由式(2)、式(3)計算，即：

I1=σx+σy+σz；

(2)

(3)

式中σx,σy,σz,τxy,τyz,τzx為應(yīng)力分量。

α和k可以由凝聚力c和內(nèi)摩擦角φ求得，與單元的破壞形式有關(guān)，由式(4)、式(5)計算，即：

(4)

(5)

3.3 開挖的機(jī)理及實(shí)現(xiàn)

圍巖開挖時，開挖巖體部分應(yīng)力釋放，引起初始應(yīng)力場的重新分布，形成二次應(yīng)力場。圍巖的單元應(yīng)力狀態(tài){σ}為初始狀態(tài)應(yīng)力{σ0}與開挖荷載作用下的應(yīng)力增量{Δσ}的疊加[12]，即

{σ}={σ0}+{Δσ} 。

(6)

初始應(yīng)力場{σ0}是已知的，開挖荷載作用下的應(yīng)力增量{Δσ}由式(7)計算得到，即

{Δσ}=[D][B]{δ}e。

(7)

式中：[D]為單元應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系矩陣；[B]為位移-應(yīng)變的轉(zhuǎn)換矩陣；{δ}e為單元開挖位移列陣。

開挖位移場可由總剛度矩陣[K]和開挖荷載{f}求得，即

{δ}=[K]-1{f} 。

(8)

式(8)表示對于所有節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)力處于平衡狀態(tài)?？倓偠染仃嘯K]由單元剛度矩陣[K]e拼裝而成，挖去某一單元相當(dāng)于減去這一單元對相關(guān)節(jié)點(diǎn)的貢獻(xiàn)。因此開挖的模擬主要集中在開挖邊界處單元的應(yīng)力釋放、開挖荷載生成及再施加于結(jié)構(gòu)本身上的問題。在計算過程中，可按式(9)計算開挖荷載，即

{f}=?[B]T{σ0}dxdydz。

(9)

把計算得到的開挖荷載施加到對應(yīng)的開挖邊界節(jié)點(diǎn)上，求解式(8)，所得位移為開挖增量位移，所得應(yīng)力場與初始應(yīng)力場疊加即可得到結(jié)構(gòu)的二次應(yīng)力場。

為解決開挖后總剛度矩陣的重新計算，ANSYS程序采用“生死”單元的形式，以“死”單元來模擬開挖單元，即將開挖單元的物理參數(shù)值取得很小，小到其對整體剛度的貢獻(xiàn)可以忽略的程度(即死單元彈性模量取為常規(guī)單元的10-6倍或者更低)。

3.4 洞室變形與穩(wěn)定

洞室開挖造成圍巖應(yīng)力擾動，產(chǎn)生指向臨空面的位移，具體體現(xiàn)為頂拱向下發(fā)生位移，底板向上發(fā)生位移，左右邊墻發(fā)生指向洞內(nèi)的位移。上層開挖后最大位移為5.690 mm，2層開挖后最大位移為6.690 mm，3層開挖后最大位移為7.863 mm，均出現(xiàn)在底板中心線位置，3層開挖圍巖合位移等值線見圖2。

圖2 洞庫開挖圍巖變形Fig.2 Deformations of surrounding rock

由于開挖洞室圍巖完整性較好，強(qiáng)度較高，洞室開挖后無塑性區(qū)出現(xiàn)，穩(wěn)定性較好。圖3為4#主洞K0+150—K0+155段頂層邊墻開挖效果。

圖3 4#主洞K0+150—K0+155段頂層邊墻Fig.3 Top sidewall of segment K0+150-K0+155 inmain chamber 4#

3.5 支護(hù)體系受力分析

考慮錨桿、噴層與圍巖共同承擔(dān)開挖荷載，錨桿承受拉應(yīng)力，頂部區(qū)域錨桿應(yīng)力較大，總體大于邊墻錨桿應(yīng)力，1層開挖最大值為49.545 6 MPa，2層開挖最大值為51.210 2 MPa，3層開挖最大值為52.582 3 MPa，如圖4所示。錨桿應(yīng)力遠(yuǎn)小于錨桿抗拉強(qiáng)度，具有較大的安全裕度。

圖4 洞庫開挖錨桿應(yīng)力Fig.4 Stresses of bolts

噴層幾乎全部受壓，大部分區(qū)域的噴層第三主應(yīng)力均小于CF30噴層混凝土的設(shè)計抗壓強(qiáng)度，但在頂拱起拱部位出現(xiàn)了局部應(yīng)力集中，3層開挖后最大壓應(yīng)力達(dá)到了-24.0 MPa，如圖5所示。

圖5 不同圍巖開挖噴射混凝土應(yīng)力Fig.5 Contours of shotcrete stress with differentlayers of surrounding rock excavation

4 噴射混凝土與圍巖工作狀態(tài)分析

4.1 噴射混凝土與圍巖作用機(jī)理

水幕水壓力以裂隙水壓力的方式作用于圍巖與噴射混凝土之間的接觸面，這種水壓力使得粘結(jié)面具有產(chǎn)生張開的趨勢。由于噴射混凝土與圍巖之間存在一定的粘結(jié)強(qiáng)度，為反映這種粘結(jié)強(qiáng)度的影響，借鑒參考文獻(xiàn)[13]的研究方法，在噴射混凝土與圍巖間設(shè)置一組薄層實(shí)體單元，其抗拉強(qiáng)度等于噴射混凝土與圍巖間的粘結(jié)力。

薄層單元的破壞準(zhǔn)則用一個破壞屈服面來表示，即

F/fc-S=0 。

(10)

式中：F為主應(yīng)力狀態(tài)的函數(shù)；fc為最大單軸抗壓強(qiáng)度；S為由材料參數(shù)和應(yīng)力參數(shù)定義的破壞面。各參數(shù)取值參考文獻(xiàn)[14]。

對于拉裂的薄層單元，法向抗拉能力喪失，其釋放應(yīng)力以等效節(jié)點(diǎn)荷載的方式作用到相鄰單元上[15]。

(12)

式中：{Δσ}為單元開裂釋放出的應(yīng)力增量；{F0}為應(yīng)力釋放轉(zhuǎn)化出的節(jié)點(diǎn)荷載。

當(dāng)噴射混凝土與圍巖間的徑向拉應(yīng)力超過薄層實(shí)體單元的抗拉強(qiáng)度時，薄層實(shí)體單元開裂，即表示此處的噴射混凝土與圍巖脫開。

4.2 噴射混凝土與圍巖脫開情況

假定水幕充水壓力為0.3 MPa，水幕壓力通過巖體滲透，以面力的方式作用于噴射混凝土與圍巖粘接面，如圖6所示。

圖6 主洞室水壓力分布Fig.6 Distribution of water pressure in the mainchamber

噴射混凝土與圍巖粘結(jié)強(qiáng)度分別取0.7，0.6，0.5 MPa進(jìn)行敏感分析，根據(jù)薄層單元的開裂狀態(tài)判斷噴射混凝土和圍巖在水幕壓力作用下的脫開情況。計算結(jié)果表明：當(dāng)薄層抗拉強(qiáng)度為0.7 MPa時，薄層單元未被拉裂，噴射混凝土和圍巖接觸良好；當(dāng)薄層抗拉強(qiáng)度為0.6 MPa時，邊墻部位的薄層單元被拉裂，噴射混凝土和圍巖脫開，如圖7(a)所示(紅色部分為脫開區(qū)域)；當(dāng)薄層抗拉強(qiáng)度為0.5 MPa時，邊墻部位的脫開范圍進(jìn)一步加大，同時頂部也開始出現(xiàn)脫開現(xiàn)象，如圖7(b)所示。

圖7 不同粘結(jié)強(qiáng)度時脫開情況Fig.7 Detachment of shotcrete and surrounding rockwith varied bonding strength

4.3 噴射混凝土粘結(jié)強(qiáng)度討論

噴射混凝土在水電交通工程中得到廣泛應(yīng)用，但以往噴射混凝土往往作為臨時支護(hù)工程，噴射混凝土與圍巖的粘結(jié)性能很少引起關(guān)注。而在地下水封洞庫中，噴射混凝土作為永久結(jié)構(gòu)，施工期起到洞周巖體灌漿蓋重的作用，運(yùn)行期直接與原油以及水幕滲水壓力相互作用。所以噴射混凝土與圍巖的粘結(jié)能力需要引起重視。

現(xiàn)行《錨桿噴射混凝土支護(hù)技術(shù)規(guī)范》(GB 50086—2015)[16]中提出作為結(jié)構(gòu)作用型的噴射混凝土與巖石的最小粘結(jié)強(qiáng)度應(yīng)≥0.8 MPa。由本文4.2節(jié)可知，對于Ⅲ類圍巖，當(dāng)粘結(jié)力<0.6 MPa時，邊墻部位噴射混凝土開始出現(xiàn)脫開。由此可見，規(guī)范中的要求是合理的。

在噴射混凝土施工過程中，巖面的清潔程度、噴射混凝土拌和物的性能、施工工藝等多方面的因素都會影響粘結(jié)強(qiáng)度。因此，為保證噴射混凝土施工質(zhì)量，宜進(jìn)行噴射混凝土粘結(jié)強(qiáng)度的現(xiàn)場檢測。規(guī)范中介紹的檢測方法包括對鉆芯隔離的噴射混凝土試件的拉拔試驗(yàn)和鉆取試件的直接拉力試驗(yàn)，但是這些方法無成熟設(shè)備，試驗(yàn)過程制樣困難、精度難以保證[17]，試驗(yàn)檢測設(shè)備及技術(shù)都需要不斷完善。

5 結(jié) 論

(1)由于洞庫圍巖完整性好、強(qiáng)度高，地下洞室圍巖變形較小，且以線彈性變形為主，支護(hù)體系合理，具有較大的安全裕度，為安全考慮宜及時完成支護(hù)，防止局部受節(jié)理裂隙面影響而出現(xiàn)掉塊現(xiàn)象。

(2)地下水封洞庫中噴射混凝土的粘結(jié)能力需要引起重視，為保證噴射混凝土施工質(zhì)量，宜加大噴射混凝土粘結(jié)強(qiáng)度的現(xiàn)場檢測。但目前檢測設(shè)備及技術(shù)有待進(jìn)一步研究和完善。