丹巴水电站引水隧洞开挖洞型洞距优化及围岩变形规律研究

2019-03-26张罗送李洪亚

水资源与水工程学报 2019年1期

刘杰，张罗送，李洪亚，孙涛，黎照

(1.三峡大学土木与建筑学院，湖北宜昌 443002； 2.三峡大学三峡库区地质灾害教育部重点实验室，湖北宜昌 443002)

1 研究背景

引水隧洞是引水式水电站引水建筑物的重要组成部分，引水隧洞的稳定与否直接关系到水电站的运行安全。但是国内外针对断面大、埋置深度深的引水隧洞的施工研究成果并不多，可以借鉴的工程实例和相应的施工经验更少。王小静[1]以赫章河口水库中的引水建筑物为例，在开展技术经济性分析的基础上，选定引水隧洞洞径和优化断面设计，能有效控制工程造价，确保水库工程建设后可获得最佳的经济效益；赵琨等[2]利用ABAQUS对隧洞埋深在200 m处的含水疏松砂岩地段的围岩开挖过程进行模拟研究；郑红等[3]针对软岩隧洞马蹄型断面，采用有限元方法分析在不同开挖方式下该断面形式下隧洞的变形规律；陈锐等[4]对不同断面形式引水隧洞进行比较分析，得出采用平底马蹄形断面较为合适；胡帅等[5]探讨了技施阶段隧洞开挖遇到与洞轴线小夹角的破碎带时，在进一步查明隧洞区地质条件的基础上对洞轴线进行动态设计的可行性。谢艳艳等[6]探讨了关于引水隧洞的开挖、支护等方面的施工技术改进，能极大减少引水隧洞的整体建设成本；许韬等[7]在玉瓦水电站引进地质超前预报TRT技术，能准确预报实际开挖揭示的地质条件，为施工方案调整、施工物质的准备等提供依据和技术支撑；陈建里[8]运用经济计算及工程类比法，针对引水隧洞提出5种不同洞径进行对比研究，最后选用各方面均相对合适的断面尺寸；黄华[9]对引水隧洞衬砌结构进行内力与配筋等承载力、隧洞开裂等正常使用极限状态计算分析与优化设计，结果表明，引水隧洞衬砌圆形过水断面与洞挖马蹄形断面的结构型式最优；江权等[10]说明引水隧洞群最小理论间距为50 m，进而在类比与引水隧洞本身相邻的辅助洞和国内外几个典型深埋隧洞的洞径、埋深和间距的基础上，确定深埋引水隧洞群的最小允许中心线间距为52 m。庹世华[11]提出将隧洞断面优化为马蹄型断面形式，这样不仅增大施工操作空间，而且提高了施工整体效率，缩短工程的整体工期。李有华[12]基于蒙自市杨柳河引水工程引水隧洞长、埋深大的特点，提出钢筋混凝土无压圆拱直墙式结构的引水隧洞设计方法。但是目前现有研究只是具体分析隧洞洞型选择与间距的合理性，而在大埋深的情况下，施工阶段对掌子面周围岩体变形破坏速率方面的研究成果较少。

引水隧洞的投入包括隧洞进水口、洞身、调压井等的造价以及工程建成后的工程管理运行费等，对整个水电站尤为重要，在电站的发电系统中占着重要的地位。隧洞的水头损失占了电站总水头损失的大部分，隧洞的造价在工程总投资中也占着重要份额，而隧洞的水头损失和工程造价主要取决于隧洞的洞型、洞径和洞距的选择，在隧洞设计中，这些因素选择不当均会增大水电站建造的整体成本，因此在引水式水电站的设计工作中，对引水隧洞的优化断面设计、合理选择开挖洞距和开挖过程中围岩变形规律的研究分析都十分必要。

2 工程概况

丹巴水电站引水线路位于大渡河两岸、麦尔多山西麓，以剥蚀中-高山地貌为主(见图1)。引水发电系统以水卡子坝址上坝线左、右岸两种布置方案进行比选，引水隧洞均布置2条。其中左岸方案从水卡子坝址上坝线上游经燕耳岩沟、德罗沟、根巴沟、日玻至厂址，引水系统全长约17.26～17.29 km，采用尾部开发方式，厂址位于丹巴县城附近小金河河口，拟采用地面厂房；右岸方案从水卡子沟上游约700 m处进洞，折向经水卡子沟、呷拉沟、巴旺沟、干海子、甲居至厂房，引水系统全长约16.29 km，也采用混合式尾部开发，厂房位于丹巴县城索断桥附近的革什扎河河口，为地面厂房。左、右岸引水发电系统工程地质条件各有优劣，经综合分析，推荐左岸长引水发电系统作为选定方案。

左岸谷肩台面高程在2 300～3 200 m之间。其中2 800～3 000 m谷肩分布于上纳顶(缓坡地貌)；2 600 m谷肩分布于瓦苏、徳衣、二甲、力路沟、俄多；2 300～2 400 m谷肩分布于徳衣、二甲岸坡陡缓交界；2 300～2 400 m为宽谷期谷底，低于2 300 m称之为峡谷。引水隧洞地面高程为2 200～3 000 m，临河坡度为35°～60°，坡高1 000～1 800 m，按照实际设计位置，洞室在垂直方向上的埋深基本在500～900 m之间，最深处约有1 220 m[13]。

丹巴引水隧洞围岩主要由变粒岩、角闪岩、二云英片岩、石英云母片岩等变质岩组成[14]，其中引水隧洞段岩性以石英云母片岩为主，其表现出明显的层状岩体特性，如图2所示。

图1 引水线路区(部分)地形地貌图图2 广泛发育的石英云母片岩层内剪切褶皱

3 计算方案和计算方法

根据工程的实际情况，分别有圆型、城门洞型、四心圆马蹄型和平底马蹄型4种形式的引水隧洞开挖断面可供选择。基于横观各向同性及理想弹塑性模型，采用弹塑性有限差分大型岩土工程软件FLAC3D，在考虑地应力的开挖工况下，对引水隧洞1 200 m埋深下的不同开挖洞型(圆型、城门洞型、四心圆马蹄形和平底马蹄形)进行计算，分析不同开挖断面下的位移、应力及塑性区状态，综合考虑各因素，对不同开挖断面进行优化比选，确定引水隧洞开挖断面形式；基于优选断面，通过数值分析，确定两隧洞间开挖的最小间距；最后，根据无支护情况下围岩稳定性分析结果，选定600、800、1 000、1 200 m埋深下模拟探洞实测情况，分析洞径为16 m的圆型断面围岩变形破坏发育和发展随开挖过程的演化规律。

计算模型网格密度按长度控制，模型尺寸为240 m×240 m×240 m，共13 958个计算节点，81 356个单元。模型如图3所示，计算参数如表1所示，计算工况均为开挖工况。

4 引水隧洞开挖洞型、洞间距的选取

4.1 开挖洞型选择

根据实际要求，开挖衬砌后断面基本尺寸为直径16m，通过各开挖工况的位移场、应力场分布和塑性区分布图综合对比分析可得到最优洞型，不同开挖工况的位移、应力和塑性区分布图如表2所示。

图3 计算整体模型图

表1 引水发电系统隧洞岩石(体)物理力学参数值

根据表2的位移、应力、塑性区图得知，不同洞型对应的位移正向最大值、压应力最大值以及塑性区的面积，如图4、5、6所示：

图4 各洞型的水平、竖直正向最大位移图5 各洞型的最大主应力图6 各洞型的塑性区面积

最佳开挖断面型式的选择可以从以下角度进行分析：

(1)从不同开挖洞型对模型整体位移的影响角度分析：圆型开挖方式对应模型的水平正向整体位移最小(56.5 mm)，四心圆马蹄型和平底马蹄型次之，城门洞型最大(67 mm)，可知选择圆型开挖断面较好；同样，对于竖直向正向位移而言，圆型开挖方式对应断面的整体位移最小(47.2 mm)，四心圆马蹄型和平底马蹄型次之，城门洞型最大(69 mm)，可知选择圆型开挖断面较好。

(2)从应力的角度分析：4种开挖断面均不存在拉应力，且各断面之间的第一主应力相差较小，约为11.8 MPa，第三主应力也相差不大，约为38 MPa，说明断面开挖形式对岩体周围应力情况基本无影响。

(3)从塑性区面积的角度分析：4种开挖洞型呈指数增长的变化规律(如图6)，且塑性区主要分布在开挖洞型的右上方和左下方位置(如表2)。圆型的塑性区面积最小(188.3 m2)，四心马蹄形和平底马蹄型次之，城门洞型最大(336.6 m2)，可知选择圆型较好。

综合以上3点分析可得出，圆型洞型为最佳开挖洞型。

表2不同开挖工况下位移、应力、塑性区分布

4.2 开挖洞距合理性分析

从应力、位移和塑性区方面分析引水隧洞圆型断面中心间距的合理性。

4.2.1 分析方案采用数值计算方法，在隧洞中心线间距为30～70 m之间分析不同间距下围岩前期变形和最终变形量和塑性区、洞间塑性区连通与否以及隧洞中间应力分布变化3方面标准，综合判定最不利的条件下，隧洞群不发生整体失稳破坏的隧洞最小允许安全中心线间距，其总体分析流程如图7所示。

依据上述分析流程，取隧洞中心线间距L为30～70 m之间(间距可取为30、40、45、50、60和70 m)，建立数值计算模型(平面模型)，记录1#引水隧洞4个关键点的前期变形dP和最终变形dL。计算模型中变形测点位置示意如图8所示。所采用的实测情况下反演地应力分量。

图7 引水隧洞最小允许安全中心线间距分析流程

图8 计算模型中变形测点位置示意图

计算结果分析从以下3方面进行：隧洞中间应力分布变化情况、塑性区特征、变形突变分析(通过洞壁围岩最终变形量dL与隧洞中心线间距L关系曲线的突变点，具体研究隧洞最小允许间距[10])。

隧洞间距L在30～70 m之间的开挖过程应力分布图和塑性区图如表3所示。

4.2.2 不同隧洞间距条件下应力分布分析根据表3中的应力图得知，圆形隧洞不同开挖间距对应的应力最大，如图9所示。

由表3中应力等值分布图和图9分析可知：随着洞距的增大，对两个隧洞之间的应力干扰不强。但是根据计算云图得知，隧洞开挖间距在45 m的时候，相邻两洞之间的应力干扰相对较小。因此根据相邻两洞之间的应力状态可知45 m为相对稳定的安全距离。

4.2.3 不同隧洞间距条件下塑性区特征分析一般来说，当隧洞中心线之间的距离减小时，其隧洞周围应力状态会随之劣化，塑性区的面积也会相应增大；当隧洞间距减小至一定程度时，隧洞围岩的塑性区呈现贯通状态，此时说明隧洞群整体出现失稳破坏。因此，可通过随着隧洞中心线间距减小，其围岩塑性区面积随之变化的过程以及塑性区面积的发展趋势和贯通与否，进而判定隧洞最小允许间距[10，15]。

根据表3的塑性区图可知，圆形隧洞不同开挖间距下的塑性区的面积及特点，变化过程图如图10所示。

表3圆形洞型不同开挖间距下应力、塑性区的变化

由图10可知：

(1)当引水隧洞中心线间距从30 m变化到40 m时，围岩塑性区面积较大且开挖隧洞之间的塑性区贯通，说明隧洞开挖间距在30～40 m时，围岩体易发生破坏。

(2)当隧洞中心线间距从45 m增加到70 m时，围岩塑性区减小趋势很明显且开挖隧洞之间的塑性区没有贯通。表明当间距较大时，洞间岩墙足够厚而隧洞间相互影响作用几乎消失，从而隧洞塑性区分布表现为单洞特点。

因此，从隧洞围岩塑性区面积大小及是否贯通标准来看，认为引水隧洞允许的最小安全间距为45 m。

4.2.4 不同间距条件下变形突变分析一般意义上讲，地下结构工程出现整体失稳破坏呈现为与隧洞围岩内部某种相应性质改变或消失所对应的力学状态，其表现形式是洞壁围岩某一特征曲线由线性等速变化阶段向非线性的加速变化阶段发展[9、15-16]。当隧洞中心线之间的距离减小时，隧洞间岩墙的厚度会随之减小，相应的其内部力学组成趋于不利状态；当隧洞间距减小到一定程度时，作为支撑系统的洞间岩墙将整体失稳，则洞壁变形将由等速变形向加速变形过度而发生变形突变。因而，可利用dL-L关系曲线的突变点，具体研究隧洞最小允许间距。

图9 不同开挖间距下主应力变化图图10 不同开挖间距下塑性区面积及特点变化图

图11 圆形断面1#隧洞洞壁D点变形随隧洞中心线间距变化曲线(理想弹塑性模型)

由图11可知：

(1)当隧洞中心线间距从70 m逐渐减小到40 m时，洞壁各点X向位移稳步小幅增加；当中心线间距进一步从40 m减小到30 m时，围岩洞壁各观测点都发生了较大的变形突变，变形增幅很大，见图11(a)。

(2)根据Y向位移图11(b)统计可知,隧洞中心线间距从70 m逐渐减小到45 m时，洞壁各点Y向位移稳步小幅增加；当中心线间距进一步从45m减小到30m时，围岩洞壁各观测点都发生了较大的变形突变，变形幅度大增。

(3)依据位移曲线，曲线的拐点分布在隧洞中心线间距约45 m，表明当隧洞中心线间距小于45 m时，隧洞围岩的整体稳定性将发生质的转变。

因此，从隧洞围岩变形与隧洞中心线间距的关系曲线分析来看，可认为控制隧洞整体稳定性的最小允许安全中心线间距为45 m。

4.2.5 间距合理性分析在所给定的计算参数与实际地应力条件下，对应力等值分布图、塑性区贯通与否及围岩变形等方面进行综合分析可知：

(1)从应力等值线分布图和应力计算云图可知，隧洞开挖间距为45 m时，相邻两洞之间的应力干扰相对较小。

(2)以隧洞围岩塑性区面积大小及是否贯通为判别标准，可认为引水隧洞最小允许安全间距为45 m，洞间距在45～70 m之间持续增大时，可进一步减少塑性区面积。

(3)以隧洞围岩变形是否突变为判别标准，认为控制隧洞整体稳定性的最小允许安全中心线间距为45 m。

基于上述研究结果综合确定：隧洞开挖间距45 m是极限的允许安全间距。因此在后期进行洞间距选取时，尽可能在条件允许的情况下选择大的间距，可基本保证隧洞不会因邻洞局部失稳而导致隧洞群整体失稳破坏。

5 模拟探洞实测情况下围岩变形破坏随开挖过程的演化规律

5.1 计算条件

隧洞施工过程中，最受关注的是上台阶开挖过程中围岩宏观失稳现象，故针对本工程实际情况，可选定600、800、1 000和1 200 m埋深下模拟探洞实测情况，分析洞径为16 m圆型断面围岩变形破坏发育和发展随开挖过程的演化规律。计算采用横观各向同性应变软化模型(如图3)，模型参数计算值如表1。

考虑到隧洞开挖面在三维空间约束状态下的方向性效应，故采用隧洞拱顶的中点(A)和侧边墙中点(B、C)3个典型位置(如图8所示)的洞壁径向位移释放系数来反映[17]，即：

开挖布距为8 m，开挖过程分为上半部分掌子面推进至8倍布距(即掌子面距离监测断面64 m)，再转为隧洞下半部分开挖，直至与上半部分掌子面平齐为止，以此来分析围岩变形破坏演化规律。篇幅所限，仅给出最大埋深1 200 m下围岩变形破坏随开挖过程的演化规律。

5.2 1 200 m埋深下隧洞围岩变形随开挖过程的演化规律

1 200 m埋深下监测断面各关键点(图8中的A、B、C点)的位移随掌子面推进的变化规律如图12所示，相应的各关键点的位移释放率随掌子面推进的变化规律如图13所示，位移释放率是指在隧洞开挖过程中所产生的位移与隧洞形成后最终收敛位移的比值。

图12 监测断面各关键点的位移变化规律图13 监测断面各关键点的位移释放率变化规律

从图12、13可以得出：

4）缺乏统一的技术标准。各投资主体建设的管道自成一体，在压力等级、管径大小、计量方式等方面各有不同，接入条件透明度不够，增加相互间衔接难度。

(1)在实测情况下，当掌子面位于监测断面向里面推进开挖时，监测断面上顶部关键点变形值为78.81 mm左右，两侧的关键点变形在27～36 mm，顶部关键点的位移释放率达到了61.4%，两侧关键点位移释放率分别为41%和31%，因此可认为距离监测断面0.5倍洞径远(向内开挖8 m)的位置时，围岩开挖对监测断面的围岩位移变形为主要变形开挖阶段，为后期开挖防护主要针对的开挖范围。

(2)当开挖掌子面开挖到第4步(即开挖深度为32 m)时，围岩顶部位移的变形已经基本完成，其关键点的位移释放率约为70%，但是，围岩两侧的位移变形释放率仅仅达到34.86%和47.34%，可认为掌子面采用以半洞开挖方式向内推进时，两侧变形相对较小。

(3)当开挖第9步(即开始对隧洞的下半部分进行开挖并推进8 m时)，围岩开挖对监测断面位移的变形影响都有突变，并且主要发生在两侧。此次开挖使得两侧的关键点位移变形量释放率增加了45%左右。

(4)监测断面各关键点随着掌子面推进位移释放率的变化有如下特点：

上部掌子面通过监测断面向内1.5倍洞径前(即掌子面位于24～32 m)，位移释放率的变化较明显，围岩顶部位移释放率为61.4%，两侧位移释放率分别为31%和41%，围岩的位移释放比较剧烈；上部掌子面位于32～64 m时，位移释放率变化较缓。监测断面围岩顶部位移变形已经释放了70%～80%的位移，两侧位移释放了40%左右位移；下部掌子面开始开挖时，围岩关键点位移都发生突变，变形位移释放率增大幅度显著。当掌子面距离监测断面2倍洞径的距离后，围岩位移释放率达到98%左右，可认为围岩非长期流变位移基本完成。

5.3 1 200 m埋深下隧洞围岩塑性区随开挖过程的演化规律

选择监测断面围岩塑性区深度随开挖过程的变化规律进行分析，实测1 200 m埋深条件下，开挖过程中监测断面塑性区变化图如表4所示，监测断面塑性区面积(可标记为S，隧洞开挖范围内不计入)随掌子面推进的变化规律如图14、15所示(图中S/S16为监测断面处塑性区范围的截面面积S与开挖完成时监测断面处塑性区范围的截面面积S16的比值)。

从图14、15可以得出：随着掌子面的推进，监测断面处塑性区范围不断变化，可分为以下3个阶段：

(1)当上部掌子面位于监测断面向内推进8 m时，监测断面塑性区的面积在225 m2左右，S/S16达到了63%，因此可认为距离监测断面1倍洞径远(向内开挖16 m)的位置时，围岩开挖对监测断面塑性区的影响较为明显。

表4 开挖过程中监测断面塑性区变化图

图14 开挖过程中监测断面塑性区面积变化图图15 计算所得监测断面S/S16随掌子面推进的变化规律

(2)上部掌子面继续向前推进的过程中，围岩开挖后，监测断面处塑性区面积变化较小，S/S16变化范围为75.75%～82.48%，可认为掌子面经过监测断面1倍洞径后，围岩开挖对监测断面处塑性区范围的影响很小。

(3)下部掌子面开始开挖到2倍洞径时，监测断面塑形区面积发生明显变化，S/S16的变化范围为82.48%～95.23%；当下部掌子面开挖至2倍洞径后，监测断面塑性区的面积为350.19 m2，S/S16达到了98.02%；可以认为掌子面经过监测断面的2倍洞径后，围岩开挖对监测断面处塑性区的影响很小。