CCS水电站引水竖井不良地质段块体稳定性分析

杨风威，齐三红，杨继华，张党立，娄国川，苗 栋

(黄河勘测规划设计有限公司，河南郑州 450003)

竖井是水利、采矿、交通、国防等工程领域一种重要的地下结构［1］。竖井开挖前，岩体内每个点处于平衡状态，开挖后由于井壁失去原有岩石的支撑作用，井壁向井内空间位移，井筒周围的岩体内会产生较大的附加应力，竖井井壁将可能发生塑性破坏，造成竖井井壁失稳坍塌［2－5］。

在竖井等地下工程围岩稳定性问题的研究中，常用的围岩稳定性判别依据是以允许相对位移值或允许收敛速率的形式给出的，当实测的位移值超出此值时即视为不稳定。而实际工程中，有的软弱围岩，变形值超出规范允许值数倍时仍未发生失稳;有的围岩变形尚未达到允许值却发生了坍塌［6－8］，多组结构面相互交切形成不稳定块体而导致井壁塌方即属此类［9］。

本文以在建的厄瓜多尔Coca-Codo Sinclair水电站(简称CCS水电站)500 m级超深引水竖井为工程背景，针对竖井在开挖过程中遇到的不良地质条件，运用UNWEDGE软件，分析可能的不稳定块体组合，计算其安全系数，并提出相应的处理措施，为类似工程提供借鉴。

1 工程概况

CCS水电站工程［19］位于厄瓜多尔Napo省和Sucumbios省境内的COCA河下游，为引水式电站，总装机容量1 500 MW。

图1 CCS水电站引水竖井布置示意图Fig.1 The layout of water conduction shaft at CCShydropower station

CCS水电站2条引水发电洞均由上平段、竖井、下平段组成，如图1所示。2号竖井的上口高程、下口高程及深度分别为1 168.9 m、631.0 m 及537.9 m，如图2所示。竖井断面为圆形，开挖洞径7.1 m，衬砌后洞径5.8 m。

图2 不良地质段主要结构面分布示意图Fig.2 The distribution of main structure surfaces at adverse geological segment

竖井采用反井法施工，首先在压力管道上平段自上而下钻设直径280 mm导孔，然后自下而上扩挖导井，导井孔径2 100 mm，最后利用导井出渣，自上而下钻爆扩挖到设计开挖断面。

2 竖井不良地质段围岩条件

前期采用大地电磁法对2号引水竖井周围地质条件进行探测，结果显示高程1 050～1 220 m范围内存在一低阻异常，电性特征表现为横向产生明显陡变，推测此处为断层构造，围岩条件较差。

根据2号引水竖井开挖揭露地质情况，在1 086～1 110 m高程段出露侏罗系—白垩系Misahualli地层(J-Km)，岩性主要以肉红色、浅红色火山角砾岩为主，节理裂隙、断层及破碎带较发育，围岩稳定性较差，与前期物探成果较吻合。

在膜下滴灌高产技术应用中，玉米品种的选择往往不同于常规种植。在保证充足的光照和水分的前提下，我们通常选择高产品种，因为高产品种一般适合密植，这样的特点适合实施滴灌技术。此外，合理的密植还可以节约土地资源，这也是高产的原因之一。种衣剂可以进一步杀灭种子表面的病原体，降低虫害发生的概率。

该段岩体发育一条陡倾角侵入岩脉，宽度为0.8～1.1 m，岩性主要为青灰色辉绿岩，接触面产状315°～320°∠72°～78°，岩脉内大部分岩体较完整且质地坚硬，在靠近断层及破碎带区域，岩体出现蚀变，呈灰白色，岩体较破碎，硬度较软。

F363断层产状255°～265°∠78°～85°，断层及影响带宽度0.4～1.0 m，充填碎裂岩体、泥和钙质。竖井中心偏东区域发育一条近南北向贯穿竖井的断层F364，其产状245°～255°∠81°～85°，宽度0.3 ～0.5 m，钙质、泥质及角砾充填，沿该断层平行发育多条陡倾角节理，并在竖井范围内形成一条宽约2.0～2.5 m的断层影响带和裂隙密集带。1 086 m高程掌子面洞壁正北方向揭露 F365断层，产状195°～203°∠82°，断层宽度0.1～0.4 m，充填角砾、泥和钙，该断层在此高程初步揭露，随着开挖的进行，将逐渐朝竖井中心移动并贯穿竖井，由于其宽度较大，倾角较陡，预计在高程1 040～1 086 m范围内都会出现。3条断层在1 086 m高程掌子面出露情况见图2。

上述断层及影响带倾角较陡，宽度较大，向下延伸至竖井开挖断面以外，并与其它结构面和破碎带相互交切，导致1 086 m高程导井岩体局部塌方，如图3、图4所示。

图3 竖井1 086 m高程掌子面Fig.3 The working face of shaft at the elevation of 1 086 m

3 井壁块体稳定性分析及处理

3.1 UNWEDGE 程序介绍

UNWEDGE程序由加拿大多伦多大学E.Hoek等开发，主要依据为块体理论，是一种适用于地下开挖形成的三维块体稳定性分析的交互式软件，用于分析岩体中存在的不连续结构面的地下开挖问题。UNWEDGE计算潜在不稳定块体的安全系数，并可对支护系统对块体稳定性的影响进行分析。

图4 导井局部塌方Fig.4 The partial collapse in shaft

该程序采用安全系数F.S.(The factor of safety)来表征块体稳定性。

安全系数F.S.由式①计算得出:

根据块体失稳形式的不同，UNWEDGE可计算以下3种情况下的安全系数:

(1)直接垮落条件下的块体安全系数(Ff)。直接垮落条件下的安全系数计算时，假定块体只受被动支护力及拉力的阻滑力作用，而不考虑节理面的其它因素的影响(如剪切强度、滑动方向等)。滑动力包括:块体重力、混凝土重力、主动压力、水压力及地震力。滑动方向为滑动力矢量和方向。

其中 P=H+Y+B，A=W+C+X+U+E，Ti=σtiaisinθi。

(2)无支护条件下的块体安全系数(Fu)。无支护条件下的安全系数计算时，假定块体的阻滑力只有节理面的剪力和拉力，无支护力。滑动力包括:块体重力、混凝土重力、主动压力、水压力及地震力。滑动方向为滑动力矢量和方向。只考虑由滑动力法向量所引起的剪力，阻滑力法向量引起的剪力不在考虑范围。

(3)支护条件下的块体安全系数(Fs)。支护条件下的安全系数计算时，假定块体受节理面的剪力、拉力和支护力的作用。滑动力包括:块体重力、混凝土重力、主动压力、水压力及地震力。滑动方向为滑动力矢量和方向。剪力是由滑动力及阻滑力法向量同时引起的。

式②、③和④中:Ff为直接垮落条件下的块体安全系数;P为阻滑力;H为混凝土的剪力;Y为被动压力;B为锚杆力;A为滑动力;W为块体重力;C为混凝土重力;X为主动压力;U为水压力;E为地震力;Ti为第i个节理面产生的拉力;σti为第i个节理面的拉伸强度;ai为第i个节理面的面积;θi为第i个节理面与滑动方向的夹角;s0为垮落方向;Fu为无支护条件下的块体安全系数i为无支护条件下第i个节理面的剪力;τi为第i个节理面的剪切强度;s为滑动方向;Fs为无支护条件下的块体安全系数为支护条件下第i个节理面的剪力。

3.2 块体稳定性分析

断层、岩脉接触面及节理相互组合，对井壁围岩稳定极为不利。为进一步分析其对下部井壁岩体的影响，避免大规模塌方和堵井的发生，通过UNWEDGE计算，搜索可能出现的最不利结构面组合，得到下方1 086～1 040 m高程最大不稳定块体(编号2块体)，如图5所示，该块体由F363断层、岩脉接触面和节理面(产状172°∠82°)裂隙组成，出露于井壁的西侧，距井壁最大尺寸为2.89 m。

图5 UNWEDGE计算得到块体分布Fig.5 Block location gained by UNWEDGE calculation

依据勘察试验资料［18］，结构面力学参数选择见表1，计算结果表明，在未支护情况下2号块体的安全系数仅为0.1，因此，在后续开挖过程中，需提前进行加固处理，防止井壁失稳破坏。

表1 结构面力学参数表Table 1 The mechanic parameters of structure surfaces

3.3 不良地质段处理措施

在1 086 m高程以下，竖井设计Ⅳ类围岩系统锚杆长度 L=4.0 m，间距2.0 m ×2.0 m。由于断层宽度为0.4～1.0 m，支护需要穿过的不稳定块体最大尺寸应取3.89 m，因此将系统锚杆调整为:间距1.5 m×1.5 m，直径 Φ25，长度4.5 m 或 6.0 m，间隔布置。根据裂隙发育情况，在垂直裂缝面适当增加随机锚杆，随机锚杆采用直径 Φ25，长度 4.0 m或 6.0 m。UNWEDGE支护后井壁模型如图6所示，计算得到2号最大不稳定块体安全系数为3.6，满足稳定要求。

图6 不稳定块体支护模型Fig.6 The support model of unstable block in UNWEDGE

由于引水竖井为永久工程，深度较大，运行期需承受较大水压力，为减小不稳定块体对后期衬砌的影响，在原有支护方案的基础上，增加一层钢筋格栅，支护范围为1 086～1 040 m高程，垂直向间距为3.0 m。环向钢筋采用Φ32的螺纹钢，竖向钢筋采用Φ16螺纹钢，间距均为30 cm，如图7所示。

2014年12月，2号竖井扩挖全部完成，根据井壁位移监测数据，该不良地质段围岩变形处于稳定状态，支护效果良好。

图7 环形钢格栅加强支护Fig.7 The strengthening support of annular steel grate

4 结语

依据CCS水电站2号引水竖井开挖揭露的地质情况，运用UNWEDGE软件，对竖井下部1 040～1 086 m高程不良地质段可能形成的不稳定块体进行分析，并提出了支护处理措施。通过计算分析得到主要结论如下:

(1)断层、岩脉及节理面的相互交切在竖井1 040～1 086 m高程段形成不稳定块体。

(2)2号最大不稳定块体需要支护的锚杆长度至少为3.89 m，井壁系统支护锚杆长度增加为4.5 m、6.0 m，间隔布置，间距缩小为1.5 m。

(3)环向钢筋格栅是处理竖井不稳定块体的有效加固措施。目前，CCS水电站2号引水竖井已开挖完成，现场位移监测资料证实该段岩体稳定性良好。

［1］ 殷有泉，李平恩，邸元.竖井开挖的不稳定性和岩爆的力学机制［J］.力学学报，2014，46(3):398 －408.

［2］ 徐栓强，侯卫.考虑岩体中间主应力效应的竖井稳定性分析［J］.地下空间与工程学报，2007，3(6):1168－1170.

［3］ 徐士良，崔振东.秦岭公路隧道2号竖井地应力与岩爆分析［J］.工程地质学报，2010，18(3):407 －412.

［4］ ZHANG Y P，WENG C L，CHI E N.A new method of cut-blasting for vertical shaft excavation and its experimental study［J］.Journal of Coal Science ＆ Engineering(China)，2010，16(1):17 －22.

［5］ LI G F，TAO ZG，GUO H Y，et al.Stability control of a deep shaft insert［J］.Mining Science and Technology，2010，20(4):491 － 498.

［6］ 邵冠慧，李晓昭，赵晓豹，等.不同变形失稳模式下隧道围岩稳定性判据研究的进展［J］.防灾减灾工程学报，2009，29(5):577－582.

［7］ 干昆蓉.地下工程围岩稳定分析方法存在的问题与思考［J］.铁道工程学报，2003，1(77):48 －52.

［8］ 鄢建华，汤雷.水工地下工程围岩稳定性分析方法现状与发展［J］.岩土力学，2003(增2):861 －865.

［9］ 王能峰，尹显科，周云金，等.瀑布沟水电站主变室排风排烟竖井围岩稳定性分析［J］.水电站设计，2010，26(2):59 －60.

［10］ SHI GH，GOODMAN R E.A new concept for support of underground and surface excavation in discontinuous rocks based on a keystone principle［C］//proceedings of the 22nd U.S.Symposium on Rock Mechanics，1981:310 －370.

［11］ GOODMAN.R.E，SHI G H.Block theory and its application to rock engineering［M］.New Jersey:Prentice-Hall，1985.

［12］ 刘阜羊，朱珍德，孙少锐.块体理论及其在洞室围岩稳定分析中的应用［J］.地下空间与工程学报，2006，2(8):1408 －1414.

［13］ 崔银祥，聂德新，陈强.某电站大型地下洞室群主变洞确定性块体稳定性评价［J］.工程地质学报，2005，13(20):212 －217.

［14］ 胡义，徐光黎，申艳军，等.块体理论在水电站洞室围岩稳定分析中的应用［J］.地下空间与工程学报，2009，5(增刊):1370－1375.

［15］ 刘义虎，张志龙，付励，等.Unwedge程序在雪峰山隧道围岩块体稳定性分析中的应用［J］.中南公路工程，2006，31(2):31 －33.

［16］ 刘军，谢晔，柴贺军，等.Unwedge(2.35)程序在分析块体稳定性中的应用［J］.工程地质学报，2002，10(1):78 －82.

［17］ 王能峰，周云金，尹显科，等.以瀑布沟水电站为例浅析 UNWEDGE程序在地下洞室开挖支护中的应用［J］.水电站设计，2006，22(2):105 －107.

［18］ Yellow River Engineering Consulting Co.，Ltd.The Basic Report of Coca－ Codo Sinclair Hydroelectric project［R］.Zhengzhou:Yellow River Engineering Consulting Co.，Ltd.，2011.