兩河口水電站初期導流洞豎井閘室施工開挖過程數值分析研究

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1 引言

兩河口水電站位于四川省甘孜州雅江縣境內的雅礱江干流上，為雅礱江中、下游的“龍頭”水庫，壩址位于雅礱江干流與支流鮮水河的匯合口下游約2km河段。電站控制流域面積約6.57萬km2，壩址處多年平均流量666m3/s，水庫正常蓄水位2865.00m，相應庫容107.67億m3，調節庫容65.6億m3，具有多年調節能力。樞紐建筑物由礫石土心墻堆石壩、溢洪道、泄洪洞、放空洞、地下廠房等建筑物組成。礫石土心墻堆石壩最大壩高295m，電站裝機容量300萬kW，多年平均發電量110.00億kW?h，開發任務以發電為主，兼顧防洪。

工程施工采用斷流圍堰、隧洞泄流、大壩基坑全年施工的導流方式，在右岸布置2條初期導流洞：1#、2#導流洞，平面上呈雙彎道，下游彎道及其后直段與電站尾水洞結合，導流洞斷面尺寸：12×14m（寬×高）。2條初期導流洞進口閘室均采用豎井式，閘室尺寸為：16.5m×26.4m×60.5m（長×寬×高），閘室頂設交通洞，交通洞斷面尺寸：14.5×9m（寬×高）。1＃、2＃導流洞豎井閘室并排排列，1＃導流洞上覆巖體最大厚度約240m，最大水平埋深約290m，豎井閘室段上覆巖體厚度約120m。2＃導流洞上覆巖體最大厚度約300m，最大水平埋深約350m，豎井閘室段上覆巖體厚度約165m。沿線出露地層巖性為兩河口組中下段T3lh1（2）～T3lh2（5）變質砂巖、板巖，沿線軟弱結構面、斷層、層內層間擠壓錯動帶發育，壩區總體儲水不豐，水力聯系差，基巖裂隙水局部具承壓性。

本文采用ABAQUS軟件，通過對兩河口水電站初期導流洞豎井閘室的施工開挖支護過程進行非線性有限元模擬，重點研究豎井分步開挖過程中的圍巖塑性區發展狀況、變形情況及支護結構的應力分析，對豎井周圍巖穩定性進行分析評價并提出施工開挖支護的安全建議。

2 計算模型建立

2.1計算理論

（1）初始地應力場的反演

豎井開挖之前，巖體處于靜止平衡狀態，開挖后由于井周卸荷，破壞了平衡，井周巖體進行應力重分布。開挖前的初始應力場，根據地應力測點計算結果分析比較了實測點的鉛直向應力分布與自重應力場之間的關系，經綜合分析后采用以下地應力場作為初始地應力場進行施工開挖期的圍巖穩定分析計算：① 鉛直向應力：；② 順水流向（主洞的水流向方向）：；③ 垂直于水流向應力：。

（2）施工開挖的機理及模擬

施工開挖的模擬主要包括開挖單元應力釋放并轉化為等效節點荷載以及作用于結構自身的問題。對于已知的初始地應力，在結構的有限元計算方法中，開挖荷載可按下式進行計算：，式中：[B]為幾何矩陣；為單元的初始應力。將形成的開挖荷載施加在開挖邊界上，在初始應力場的條件下求出整個結構相應的擾動應力場，所得位移為開挖后開挖周邊及圍巖的位移。

使用ABAQUS程序事先對所計算的結構進行網格剖分，進而計算得到整體結構的剛度矩陣。模擬分析豎井的施工開挖時，程序采用“死活”單元的形式，以“死”單元來模擬開挖單元（這里的“死”單元是把要開挖掉的單元物理參數值取得很小，使其對整體剛度的貢獻可以忽略）。

（3）噴錨支護的模擬

本文對錨桿支護作用的數值模擬方法采用等效連續法（加錨巖體均質等效），不具體模擬每根錨桿，而是將加錨后得到改善的巖體力學參數反映到計算模型中去。具體采用桿單元模擬支護錨桿，通過設定單元的截面面積和材料參數，模擬錨桿直徑的變化以及其應力應變關系。計算結果中，通過桿單元的應力狀態來反映錨桿的作用（壓應力為負值，拉應力為正值）。

（4）彈塑性計算

本文在彈塑性計算過程中，圍巖采用子午線性狀為線性的擴展的Drucker－Prager準則，采用理想彈塑性本構關系和相關聯的流動法則；錨桿采用Mises屈服準則。

① 擴展的Drucker－Prager準則

其屈服函數為：，其中：為摩擦角；為材料參數，；；；凝聚力與輸入的硬化參數有關（使用單軸受壓屈服應力定義硬化時：，使用單軸受拉屈服應力定義硬化時：）。

② Mises屈服準則也稱第四強度準則

可用下式表示：，式中：為Mises等效應力，為單軸受時的屈服強度（應力），表示在復雜應力狀態下，當等效應力達到單軸受力的屈服應力時，材料即屈服。

2.2計算模型

兩個初期導流洞豎井閘室并列布置，結構尺寸一致，本文以覆蓋層厚度較大的2#導流洞為中心建立模型。

整個豎井閘室模型計算范圍：上下游方向在2#導流洞漸變段的上、下游各取了30m；上層覆蓋層取至高程2716.5m（Ⅲ2類巖體的邊界位置），下部取到閘室底板下30m處；左方向的巖體取至兩閘室中間處，右側從閘室開挖邊界往右取約67m。計算時巖體采用8節點等參單元、Drucker-Prager屈服模型模擬；混凝土襯砌、噴層和錨桿分別采用8節點實體等參單元、4節點板殼單元、2節點桿單元模擬，其中混凝土襯砌、噴層為線彈性模型，錨桿為理想彈塑性模型。整個計算模型有單元138585個，節點139276個；其中錨桿單元33480個，噴層單元4500個，襯砌單元19169個，整體計算模型詳見圖1，襯砌模型詳見圖2。

圖1豎井閘室整體網格圖 圖2豎井閘室結構網格圖

計算時采用的圍巖力學參數如表1所示。

表1 地下洞室圍巖物理力學參數

圍巖 類別 圍巖物理力學參數

密度 變形模量 泊松比 抗剪斷強度 抗剪強度 彈性抗

力系數 堅固

系數

ρs Eo μ ?′ c′ ? Ko ?k

g/cm3 /GPa MPa MPa/cm

Ⅲ1 2.68～2.77 8～12 0.25 1.0～1.2 1.0～1.5 0.70～0.95 40～50 4～5

Ⅲ2 5～8 0.30 0.8～1.0 0.7～1.0 0.65～0.70 30～40 3～4

Ⅳ 2.65～2.70 2～5 0.30～0.35 0.55～0.80 0.3～0.7 0.45～0.65 10～20 2～3

Ⅴ 2.60～2.65 ＜2 ＞0.35 ＜0.55 0.05～0.1 ＜0.45 ＜10 ＜1

2.3施工開挖方案

施工開挖方案設計時遵循以下原則：交通洞洞身采用全斷面開挖方法；2＃導流洞閘室前后漸變段及過流部位分兩層開挖，上層開挖高度為7～10m，下層開挖高度約為9～10m；2＃導流洞豎井閘室利用頂部交通洞作為工作面由上至下進行開挖，中導坑領進，兩側擴大跟進至高程2611.5m，豎井閘室開挖安排3個階段。

經綜合考慮，本工程計算過程中分6次步驟進行施工開挖，具體施工期采用的開挖順序如下：

（1）第一步：全斷面開挖交通洞；

（2）第二步：開挖導流洞上層；

（3）第三步：開挖導流洞下層；

（4）第四步：豎井上部開挖，即從交通洞底板2657m高程至2645.25m高程；

（5）第五步：豎井中部開挖，即從2645.25m高程至2630m高程；

（6）第六步：豎井下部開挖，即從2630m高程至導流洞頂板2615.7m高程。

2.4施工開挖數值模擬

計算過程中對于每一步開挖均采用一次挖除計算方法，同時在圍巖達到一定變形時（假定開挖荷載釋放60%左右時）施加噴錨支護，具體開挖過程詳見圖3。同時，在施工開挖過程中，當每層開挖完畢之后進行支護時，噴層噴至開挖邊墻底角位置，錨桿則預留約1~1.5m的施工空間。

（a）第一步開挖 （b）第二步開挖（c）第三步開挖

（d）第四步開挖 （e）第五步開挖（f）第六步開挖

圖3 六步開挖過程模擬圖

3 計算成果分析

3.1圍巖塑性區分析

在圍巖開挖過程中，由于內部巖體的挖除，在開挖邊界處形成臨空面，造成靠近臨空面的巖體應力擾動且發生朝向臨空面的變形，當應力變化幅度和變形達到一定數值，局部圍巖進入塑性屈服狀態。按照開挖順序，具體分析了施工開挖過程中巖體的塑性區發展狀態，詳見圖4所示。

（a）第一步開挖 （b）第二步開挖（c）第三步開挖

（d）第四步開挖 （e）第五步開挖（f）第六步開挖

圖4 六步開挖過程圍巖塑性區分布圖

從圖4可以看出，第一步開挖時，圍巖塑性區很小，僅出現在交通洞邊墻與底板的交匯處，最大塑性區深度約為3m；第二步開挖時，在豎井閘室段區域，由于左右方向的擴挖，在閘室進口和出口段產生了兩面垂直臨空的巖體，因此在此處出現了一定范圍的塑性區，在上下游方向最大延伸了最大達到了5.5m左右；第三步開挖時，對導流洞上部的圍巖塑性區影響較??；第四步開挖時，由于交通洞已經開挖完成，而且水流向的地應力量值最大，因此豎井上部開挖后直接導致豎井閘室左右邊的巖體產生了較大的塑性區，左右方向的分布基本對稱，延伸范圍達到約16m；第五步開挖時，圍巖的塑性區進一步增大，主要增加區域出現開挖邊界的底角位置，左右臨空面的塑性區在鉛直向延伸了約3.2m；第六步開挖時，由于與底下的導流洞空腔貫穿，且底部導流洞已經開挖完成，因此在導流洞與閘室的交匯處產生了一定的塑性區，在導流洞頂拱以及頂拱與邊墻交匯處塑性區均有增加，向上、下游延伸了約6.5m，但深度不大，約為2.5m。

3.2圍巖變形分析

在圍巖施工開挖期間，由于內部巖體的挖除，造成洞周圍巖發生朝向洞內的變形，根據計算結果，對每一步開挖支護完成后發生的最大變形進行統計，見表2。

表2 豎井閘室最大變形部位情況統計（單位：ｍｍ）

開挖步驟 第一步 第二步 第三步 第四步 第五步 第六步

發生最大變形部位 交通洞兩側洞壁 導流洞與豎井閘室臨空面 導流洞擴挖段頂拱 豎井閘室上、下游臨空面中部 豎井閘室上、下游臨空面中部 豎井閘室的上下游面與導流洞頂部交匯處

變形值 13.9 23 25.3 27.3 33.9 40.65

變形方向 上、下游方向 鉛直向下 鉛直向下 上、下游方向 上、下游方向 上、下游方向

3.3噴混凝土層應力分析

噴混凝土層在圍巖開挖過程中主要起到封閉圍巖破損面，避免圍巖局部變形過大產生塌方或掉塊的作用，因此要求噴混凝土層能夠與圍巖共同變形，并具有一定的柔度和抗拉能力。在計算過程中發現，由于圍巖開挖過程中，導流洞、交通洞與豎井閘室縱橫交錯，一個方向的開挖往往在另外一個方向引起較大變形，因此在噴混凝土層中產生了較大范圍的拉應力區域和壓應力區域，尤其是在豎井開挖階段，分別在交通洞和導流洞部位的噴層混凝土產生了較大拉應力區域。

（1）第一步開挖支護后，交通洞的噴混凝土層主要處于受壓應力狀態，其中最大主壓應力為-4.87MPa，出現在頂拱與邊墻相交的部位。

（2）第二步開挖后，在閘室擴挖段由于出現了兩面臨空的開挖邊界，局部出現了最大達到8.83Mpa的拉應力；在導流洞邊墻和頂拱交匯處出現了一定的壓應力集中，最大主壓應力達到了-12.68MPa。

（3）第三步開挖支護后，在導流洞邊墻腰部位置出現了較大范圍的拉應力數值區域，最大拉應力數值為8.74Mpa；而噴混凝土層的最大主壓應力數值亦略有增加，局部達到-14.8Mpa。

（4）第四步開挖支護后，閘室上下游邊墻與交通洞底板交匯位置的噴混凝土層出現了較大的拉應力范圍，數值約在2.2~5.1Mpa之間；豎井閘室噴混凝土層最大主壓應力則出現上下游開挖邊界和左右邊墻交匯處，最大值為-14.9MPa。

（5）第五步開挖支護后，豎井閘室上下游開挖邊墻位置噴混凝土層出現了較大拉應力數值區域，其中拉應力數值分布在2.2~5.8Mpa之間；豎井閘室上下游開挖邊界和左右邊墻交匯處的應力集中明顯，壓應力峰值達到了-30.35Mpa。

（6）第六步開挖支護后，導流洞靠近擴挖段的噴混凝土層拉應力數值急劇增加，最大數值達到了16.57Mpa；噴層混凝土的最大壓應力數值則在上下游邊墻與左右邊墻交匯處依然有小范圍的壓應力集中，大部分區域的最大壓應力均在-8.97Mpa以下。

3.4錨桿應力分析

錨桿是圍巖開挖期間重要的支護措施，與圍巖保持同步變形，其主要作用是增加巖體整體性，幫助巖體提高自承能力，因此施加錨桿支護后的圍巖變形的大小將是錨桿支護應力狀態的決定性因素，分別分析整個開挖過程中系統支護錨桿應力狀態的變化過程如下：

第一步開挖，錨桿主要承受拉應力狀態，其中邊墻底角位置的錨桿拉應力數值較大，最大達到了125.4Mpa，而頂拱位置的錨桿應力亦達到了約88.0Mpa。第四步開挖支護后，豎井閘室的左右邊墻錨桿均出現了較大的拉應力數值，且越靠近交通洞底板，錨桿應力數值越大，有2~3排錨桿應力數值達到了錨桿的屈服強度310Mpa，而在豎井閘室的上下游邊墻，靠近臨空面的位置，最大錨桿應力亦達到了129.2Mpa。隨著第五步和第六步的開挖和支護，豎井閘室上下游邊墻和左右邊墻的錨桿應力均有所增加，尤其是每層開挖邊界區域的錨桿應力均明顯較大，拉應力數值局部達到了約200Mpa，而其它大部分區域的錨桿應力均在155Mpa以下。

3.5分析總結與建議

從以上分析過程中可以看出：

（1）隨著施工開挖的進行，圍巖的塑性區逐漸增加，尤其是在第四步開挖過程中，在豎井閘室左右邊墻位置出現了較大塑性區域，左右方向寬度達到15~16.8m，高度方向的深度局部達到10.0m，應在實際施工中重點注意。

（2）在圍巖開挖過程中，主要發生朝向臨空面的變形，由于水流向的初始應力量值較大，水流向的變形亦較大，因此在開挖全部完成后，在豎井閘室上下游邊界出現了最大達40.65mm的變形，建議實際施工中加強施工期的圍巖變形監測。

（3）由于交通洞、豎井閘室與導流洞縱橫交錯，因此后面一個施工步的開挖往往造成前面開挖區噴層應力數值的明顯增加，在開挖完成后在噴混凝土層內出現了較大范圍的拉應力區域，從圖5可以看出：在交通洞邊墻與豎井閘室交匯區域、豎井閘室上下游邊界、閘室上下游位置的導流洞頂拱位置、導流洞邊墻腰部位置區域的噴層拉應力數值均超過了2.0Mpa。因此建議噴混凝土采用鋼纖維混凝土或增加掛鋼筋網以加大噴層抗拉強度。

（4）對于交通洞和豎井閘室的系統支護錨桿，尤其是豎井閘室周邊的系統支護錨桿應力數值較大，局部錨桿應力達到310Mpa而屈服，從圖6可以看出：在豎井閘室頂部左右邊墻區域均有3排錨桿進入屈服狀態，且越靠近交通洞底板屈服錨桿長度越大，最大達到了約6.0m，因此建議在此部位應根據需要適當增加隨機錨桿或預應力錨桿等支護措施，以提高支護結構的安全性。

圖5 開挖完成后噴層拉應力示意圖 圖6 錨桿屈服區域（應力達到310Mpa）示意圖

4 結論

本文采用ABAQUS軟件對兩河口水電站初期導流洞豎井閘室的施工開挖支護過程進行非線性有限元模擬。通過計算成果分析，總體來看，采用上述的六步施工開挖方式，每層的開挖高度均控制在10~15m之間，每層開挖完畢后采用適時支護方式（約釋放60%），在開挖邊界和臨空面附近均有一定范圍的塑性區出現。其中從交通洞底板往下開挖閘室體第一層時，在閘室左右兩側位置的巖體均出現了較大的塑性區，周邊巖體亦出現了較大變形，且支護錨桿和噴層亦出現了較大的應力狀態。但從最終計算結果可以看出，計算的收斂性較好，說明此時施工期的圍巖穩定性基本可以保證，建議加強施工開挖過程中的圍巖變形監測，尤其是閘室體本身與交通洞交匯位置以及閘室體與導流洞交匯位置，必要時及時施加剛性支護。因此，本文提出的六步施工開挖方案可以滿足初期導流洞豎井閘室施工期穩定的要求，計算結果可供實際施工參考。

作者簡介：龔華（1981—）男，工程師，從事水電工程設計與管理工作10年，其中5年多主要在兩河口工程進行工作。