白鶴灘水電站左岸主廠房洞室穩(wěn)定性及主要變形破壞模式分析研究

董 源，裴向軍，張 引

(成都理工大學(xué) 地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610059)

0 引 言

白鶴灘水電站坐落于四川省寧南縣與云南省巧家縣境內(nèi)，位于金沙江下游，屬于高山峽谷地貌，建成后為中國第二大水電站。此水電站的攔河壩為混凝土雙曲拱壩，壩高289 m，河流左右岸引水發(fā)電系統(tǒng)對(duì)稱，分別安裝有八臺(tái)單機(jī)容量1 000 MW的水輪發(fā)電機(jī)組，裝機(jī)總?cè)萘繛?6 000 MW。

深切河谷地區(qū)受到構(gòu)造、河水下切等地質(zhì)作用的影響，使得該區(qū)域地質(zhì)條件較為復(fù)雜。該地區(qū)發(fā)育有大型的緩傾軟弱層間錯(cuò)動(dòng)帶(C2)、層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶，陡傾的斷裂帶等對(duì)該工程不利的地質(zhì)構(gòu)造。地下主廠房埋深較大，受地應(yīng)力的影響也較為明顯。伴隨著地下廠房的開挖，普遍揭露有玄武巖應(yīng)力型破壞[1]、層間軟弱結(jié)構(gòu)面的變形、破壞等典型的巖石力學(xué)問題。

孟國濤總結(jié)出白鶴灘水電站地下廠房開挖過程中揭露脆性玄武巖破壞、開挖揭露面邊墻巖體破裂松弛導(dǎo)致應(yīng)力重分布引發(fā)的圍巖大變形、破壞的現(xiàn)象及相關(guān)規(guī)律[2]；劉國鋒歸納總結(jié)地下廠房圍巖片幫破壞的基本特征與規(guī)律，重點(diǎn)探討廠區(qū)地應(yīng)力、巖體結(jié)構(gòu)、巖性、施工因素等對(duì)圍巖片幫的影響規(guī)律，得出片幫的形成與發(fā)生機(jī)制[3]；盧波總結(jié)得出影響圍巖穩(wěn)定性的兩大控制因素為地應(yīng)力和巖體結(jié)構(gòu)，巖體結(jié)構(gòu)對(duì)地下廠房圍巖變形和穩(wěn)定性控制作用較地應(yīng)力更為明顯[4]；李守柱根據(jù)原位監(jiān)測(cè)資料，闡明了不同變形階段洞室各部位的變形速率、變形量以及這些變形的時(shí)空效應(yīng)[5]；段淑倩歸納總結(jié)了錯(cuò)動(dòng)帶導(dǎo)致結(jié)構(gòu)變形失效破壞實(shí)例得出，含錯(cuò)動(dòng)帶巖體的破壞模式分為：塑性擠出型拉伸破壞、結(jié)構(gòu)應(yīng)力型塌方/掉塊、剪切滑移型破壞[6]。

本文主要將現(xiàn)場地質(zhì)勘查資料、監(jiān)測(cè)成果、巖石力學(xué)試驗(yàn)、數(shù)值模擬結(jié)果結(jié)合，針對(duì)白鶴灘水電站左岸主廠房開挖后不同部位的圍巖破壞類型進(jìn)行相應(yīng)分析；對(duì)洞室開挖可能產(chǎn)生的片幫破壞現(xiàn)象，進(jìn)行了玄武巖巖石力學(xué)試驗(yàn)、聲發(fā)射試驗(yàn)、數(shù)值模擬，同時(shí)與現(xiàn)場實(shí)際情況對(duì)比，得出主廠房開挖片幫發(fā)生的總體規(guī)律；對(duì)洞室開挖巖壁梁變形問題，采用現(xiàn)場監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬相結(jié)合方法進(jìn)行分析研究；對(duì)洞室開挖導(dǎo)致邊墻塊體破壞問題，采用理論研究結(jié)合現(xiàn)場實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，得出主廠房開挖后邊墻圍巖的一般破壞模式、相應(yīng)塊體的穩(wěn)定性分析。本文研究的三大問題是高地應(yīng)力、高埋深、大跨度洞室常見的幾類問題，對(duì)這些問題有清楚的認(rèn)識(shí)有助于為今后大型地下洞室的合理設(shè)計(jì)、科學(xué)開挖提供參考。

1 左岸主廠房的基本地質(zhì)環(huán)境條件

1.1 白鶴灘水電站左岸主廠房概況

白鶴灘水電站的修建受到該區(qū)域地形前提的約束，地下廠房只能建在高埋深的山體內(nèi)。左岸主副廠房洞長438 m，高88.7 m，巖壁梁以上寬34 m，以下寬31 m。為世界迄今為止最大的水電站地下洞室工程[7]。主副廠房洞和主變洞平行布置，洞室軸線方向?yàn)镹20°E。

1.2 白鶴灘水電站左岸主廠房地質(zhì)條件

白鶴灘水電站左岸主廠房區(qū)主要出露二疊系上統(tǒng)(P2β3)峨眉山組玄武巖。左岸巖層總體產(chǎn)狀為N40°～45°E，SE∠15°～20°。巖性主要為P2β13層斜斑玄武巖、角礫熔巖、杏仁玄武巖、隱晶質(zhì)玄武巖。主廠房軸線方向與巖層走向呈大角度相交[8]。

白鶴灘水電站左岸主廠房區(qū)域地質(zhì)條件、構(gòu)造復(fù)雜，主廠房在分級(jí)開挖過程中揭露多條錯(cuò)動(dòng)帶和不利的地質(zhì)構(gòu)造。C2錯(cuò)動(dòng)帶通過左岸地下廠房區(qū)域，與主廠房、主變洞邊墻相交，是直接關(guān)系地下廠房穩(wěn)定性的層間錯(cuò)動(dòng)帶。

白鶴灘左岸主廠房沿軸線方向巖石物理力學(xué)性質(zhì)差異較大，S側(cè)廠房巖體質(zhì)量較差，一般為Ⅲ2～Ⅲ3類圍巖，N側(cè)廠房巖體質(zhì)量較好，一般為Ⅱ1～Ⅱ2類圍巖；斷層、較大的層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶分布也不均勻，左0+228處，左0～10處分布最為廣泛。由于巖性、構(gòu)造的差異性，必定導(dǎo)致洞室開挖圍巖差異性變形，需要引起重視。

表1 地下廠房主要地質(zhì)構(gòu)造特征[9]Tab.1 Main geological structure characteristics of Underground Powerhouse [9]

圖1 C2錯(cuò)動(dòng)帶素描圖Fig.1 Geologic sketch map of C2 fault belt

圖2 C2附近不穩(wěn)定塊體Fig.2 Unstable block nearby C2

圖3 地下廠房軸線工程地質(zhì)剖面圖(單位：m)Fig.3 Engineering geological section of underground powerhouse axis

圖4 3組裂隙與廠房軸線赤平面投影圖Fig.4 The three groups of fissures and the axial relationship of the plant axis are projected

主廠房區(qū)發(fā)育的優(yōu)勢(shì)節(jié)理可以分為三組，①：N35°～60°W，SW，∠75°～85°；②：N24°～55°E，SE，∠68°～78°；③：N35°～50°E，SE，∠15°～22°，三組裂隙與左岸地下主廠房洞軸線的赤平投影圖，如圖4所示[7]。

1.3 白鶴灘水電站左岸主廠房地應(yīng)力

白鶴灘位于小江斷裂帶的北側(cè)、交際河斷裂的東側(cè)。受喜山期運(yùn)動(dòng)(NW-NWW方向的區(qū)域擠壓)的影響，白鶴灘水電站左岸主廠房圍巖的應(yīng)力以構(gòu)造應(yīng)力為主。

圖5 天然地應(yīng)力實(shí)測(cè)曲線Fig.5 Measured curve of natural ground stress

主廠房區(qū)地應(yīng)力為典型的“駝峰狀”應(yīng)力分布形式[10]。左岸主廠房的水平埋深950～1 050 m，垂直埋深260～330 m。左岸廠房區(qū)的σ1為19～23 MPa(實(shí)測(cè)最大主應(yīng)力33.9 MPa)，方向以N40°W左右，傾角5°～15°；(根據(jù)水利水電工程地下建筑物工程地質(zhì)勘查技術(shù)規(guī)程[10]的初始地應(yīng)力分級(jí)方案，屬于高地應(yīng)力，硬質(zhì)巖：開挖過程中可能出現(xiàn)巖爆，洞壁巖體有剝離和掉塊現(xiàn)象，新生裂紋較多。)σ3為6.7～8.7 MPa，方向變化大，傾角多50°～75°；中間主應(yīng)力總體傾向河谷，傾角2°～11°，地應(yīng)力的數(shù)值和產(chǎn)狀特征都有所變化[7]。

圖6 最大主應(yīng)力與主廠房縱軸線關(guān)系示意圖[11]Fig.6 The main stress is schematic with the vertical axis of the main houses axes[11]

1.4 研究內(nèi)容

本文主要分析研究河谷高地應(yīng)力條件下開挖大型地下洞室可能發(fā)生的圍巖變形破壞問題，以白鶴灘水電站左岸主廠房開挖為例。通過資料收集(現(xiàn)場地質(zhì)調(diào)查、相關(guān)文獻(xiàn)收集、監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)采集)，初步判定主廠房開挖會(huì)導(dǎo)致：片幫破壞、圍巖大變形、邊墻塊體失穩(wěn)破壞。對(duì)洞室開挖可能產(chǎn)生的片幫破壞現(xiàn)象，進(jìn)行了巖石力學(xué)試驗(yàn)、聲發(fā)射試驗(yàn)、數(shù)值模擬結(jié)合分析其產(chǎn)生部位、規(guī)模；對(duì)洞室開挖巖壁梁變形問題，采用現(xiàn)場監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬相結(jié)合方法分析其大變形產(chǎn)生部位及原因；對(duì)洞室開挖導(dǎo)致邊墻塊體破壞問題，采用理論研究結(jié)合現(xiàn)場實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比得出主廠房開挖后邊墻圍巖的一般破壞模式、相應(yīng)塊體的穩(wěn)定性分析。本文的技術(shù)路線圖見圖7。

圖7 技術(shù)路線圖Fig.7 Technology roadmap

2 脆性玄武巖破壞特征分析

2.1 玄武巖基礎(chǔ)巖石力學(xué)試驗(yàn)

白鶴灘左岸主廠房圍巖以二疊系上統(tǒng)P2β3的玄武巖為主，強(qiáng)度高，脆性性質(zhì)明顯；該地區(qū)具有較大的初始地應(yīng)力場，導(dǎo)致圍巖的應(yīng)力、強(qiáng)度比值較高，約為0.25，介于0.15～0.4之間，具備巖石應(yīng)力破壞的發(fā)生條件，且以中等破壞為主[12]。由于局部的圍巖應(yīng)力、巖性、地質(zhì)構(gòu)造的差異，左岸主廠房分層開挖過程中，出現(xiàn)了破裂、片幫、弱巖爆等巖體的應(yīng)力型破壞及巖體的時(shí)效變形現(xiàn)象。

圖8 試件軸向破壞圖Fig.8 Axial failure of specimen

圖9 壓制拉裂破裂示意圖Fig.9 Schematic diagram of cracking and cracking

圖10 脆性玄武巖聲發(fā)射試驗(yàn)Fig.10 Laboratory AE monitoring for intact brittle basalt

圖11 脆性巖石臨界破裂強(qiáng)度特征Fig.11 Critical fracture strength characteristics of brittle rock

室內(nèi)單軸試驗(yàn)成果表明，玄武巖的單軸抗壓強(qiáng)度σc較大，其值約為70～90 MPa。如圖7所示為巖樣在單軸壓縮試驗(yàn)后的破壞形態(tài)，其破裂面主要與加載方向平行，屬于壓致拉裂破壞(見圖9)，與片幫形成、破壞模式類似[3]。片幫為高地應(yīng)力、硬脆性巖體中常見的一種破壞，表現(xiàn)為巖體的片狀或者板狀剝落。聲發(fā)射試驗(yàn)表明，當(dāng)軸向荷載約為40 MPa時(shí)，巖石試件內(nèi)部開始破裂，使試件聲發(fā)射事件數(shù)明顯增多，(見圖10)，由此可以推斷該玄武巖試件的臨界破裂強(qiáng)度為40 MPa。

白鶴灘左岸地下主廠房玄武巖，根據(jù)室內(nèi)力學(xué)試驗(yàn)及前人研究成果，可以將σ1-σ3>0.4σc定義為巖石的臨界破裂點(diǎn)[13,14]。當(dāng)洞室的應(yīng)力大于巖石臨界破裂點(diǎn)時(shí)，則可能發(fā)生圍巖應(yīng)力型破壞，按照嚴(yán)重程度可以分為：損傷、破裂、片幫、巖爆等。

2.2 左岸主廠房拱頂片幫破壞特征分析

片幫都是發(fā)生在完整或較完整的巖體內(nèi)，憑據(jù)巖體質(zhì)量劃分依據(jù)，巖體片幫破壞主要發(fā)生在Ⅱ、Ⅲ類圍巖之中。不同級(jí)別的結(jié)構(gòu)面對(duì)片幫發(fā)生的范圍和影響程度不同[11]。層間、層內(nèi)錯(cuò)動(dòng)帶等軟弱地質(zhì)構(gòu)造部位片幫揭露較少，此區(qū)域以掉塊為主；硬性、長大裂隙出露部位附近片幫破壞較為發(fā)育，這些區(qū)域應(yīng)力更易集中，更容易導(dǎo)致片幫(見圖12)。

圖12 下游側(cè)拱腳片幫破壞模式Fig.12 Failure mode of lower side arch foot

白鶴灘左岸主廠房開挖、卸荷面近于平行σ3，洞室開挖后主廠房沿著σ3方向卸荷。最大主應(yīng)力σ1與主廠房洞軸線大角度相交，這樣使得σ1在洞室開挖面切向方向的分力較大；洞室開挖導(dǎo)致切向應(yīng)力進(jìn)一步增大，容易造成距開挖面一定范圍內(nèi)的巖體發(fā)生劈裂破壞，使得巖體較為破碎，圍巖位移量較大。σ1偏向下游，這樣對(duì)廠房區(qū)下游側(cè)部位圍巖穩(wěn)定性不利[11]。

2.3 左岸主廠房拱頂片幫破壞數(shù)值模擬分析

選取Hoek-Brown本構(gòu)模型，可以準(zhǔn)確的考慮深埋洞室圍巖的脆-延-塑性，反映圍壓及破壞后效應(yīng)[15]。采用Midas數(shù)值模擬(Hoek-Brown破壞準(zhǔn)則)對(duì)主廠房分層開挖進(jìn)行數(shù)值模擬，得出其位移與應(yīng)力的關(guān)系。

主廠房高度為88.7 m，垂直埋深約260～330 m，洞室的高度與埋深比值較大，因此由不同埋深造成的應(yīng)力差異是不能忽視的，同時(shí)考慮河谷應(yīng)力場的影響。因此，模型應(yīng)該考慮整個(gè)山體的應(yīng)力狀態(tài)，而不僅僅只考慮單一的初始地應(yīng)力場和洞室影響范圍內(nèi)的圍巖。模型如圖13所示。

圖13 主廠房數(shù)值模擬模型圖Fig.13 Numerical model of the main houses axes

2.3.2 邊界條件設(shè)置

位移邊界條件：①左側(cè)邊界(河谷位置)為x軸方向位移固定邊界；②模型底部為y軸方向位移固定。

荷載條件：①力邊界條件：以水平荷載作用在右側(cè)邊界上，從而模擬水平構(gòu)造應(yīng)力，按實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)擬合得到水平荷載線性關(guān)系：Px=65 000-5.5y(模型底面y=0，右側(cè)坡頂y=1 000)。②巖體自重荷載：按玄武巖巖石重度2.7～2.9 g/cm3的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，設(shè)置模型重度為2.7 g/cm3，重力加速度為9.81 m/s2。

2.3.3 巖石本構(gòu)關(guān)系及參數(shù)選擇

(1)破壞前線彈性關(guān)系顯著：玄武巖的應(yīng)力應(yīng)變具有較好的線性關(guān)系，在中低壓的循環(huán)加載中表現(xiàn)出良好的線彈性性質(zhì)，只有在臨近破壞的極小范圍內(nèi)出現(xiàn)非線性性質(zhì)。

(2)變形時(shí)間效應(yīng)不明顯：根據(jù)現(xiàn)場圍巖位移監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，洞室每次開挖后變形在較短的時(shí)間內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定，因此可以不考慮其蠕變效應(yīng)。

1）定干。定干高度依據(jù)苗木情況，如果肥水條件良好，可以在苗木最頂端飽滿芽處定干。如果肥水條件不好，就要低定干，確保苗木成活。頂芽萌動(dòng)時(shí)，在苗木距地面70 cm以上部分涂抹6-BA，促使主干多發(fā)分枝、細(xì)枝，當(dāng)年發(fā)枝量達(dá)到12～18個(gè)為好。

數(shù)值模擬模型將玄武巖考慮為線彈性變形材料，破壞準(zhǔn)則選擇Hoek-Brown經(jīng)驗(yàn)準(zhǔn)則，相關(guān)材料參數(shù)如表2所列。

(1)

注：m，s為Hoek-brown準(zhǔn)則中的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)；m′，s′表示巖石的殘余Hoek-brown強(qiáng)度參數(shù)。

2.3.4 數(shù)值模擬結(jié)論分析

若規(guī)定拉應(yīng)力為正、壓應(yīng)力為負(fù)，通過考察最大主應(yīng)力的分布可得有無拉應(yīng)力(出現(xiàn)正值的區(qū)域有拉應(yīng)力，若全為負(fù)值則所有巖體處于受壓狀態(tài))。主廠房第一層開挖：壓應(yīng)力分布：由最小主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果(圖16)，最大壓應(yīng)力集中區(qū)域(圖17)在拱頂偏上游位置(其應(yīng)力值為43～54 MPa)和開挖底面靠下游邊墻的小范圍區(qū)域(其應(yīng)力值為63～78 MPa)。由于邊墻與開挖面的垂直關(guān)系造成應(yīng)力奇點(diǎn)，在小范圍內(nèi)有極高的應(yīng)力集中(特別是下游邊墻底部)，可能使得圍巖產(chǎn)生片幫剝落(如圖18)。

拱頂片幫破壞現(xiàn)象，數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)際情況一致。針對(duì)該種情況，應(yīng)該注意上游側(cè)拱頂、下游側(cè)拱腳處支護(hù)處理。

圖14 左岸主廠房第一層開挖圍巖片幫破壞[3] Fig.14 Relationship between stress controlled or stress-structure controlled failure and principal stress during first layer excavation of left underground chamber [3]

圖15 左岸主廠房第一層開挖混凝土噴層剝落Fig.15 Exfoliation of concrete shotcrete in the first floor of the main building on the left bank

圖16 最小主應(yīng)力分布圖(第一層開挖)Fig.16 Minimum principal stress distribution diagram(First floor excavation)

圖17 最大主應(yīng)力分布圖(第一層開挖)Fig.17 Maximum principal stress distribution diagram(First floor excavation)

3 洞室開挖巖壁梁變形分析

3.1 左岸主廠房監(jiān)測(cè)設(shè)備布置介紹

白鶴灘左岸主廠房布置有位錯(cuò)計(jì)、錨桿應(yīng)力計(jì)、多點(diǎn)位移計(jì)、滑動(dòng)測(cè)微孔等。地下洞室開挖后，洞室周邊巖體發(fā)生位移。一般表現(xiàn)為拱頂下沉，邊墻向臨空面收斂。斷面的多點(diǎn)位移計(jì)布置形式如圖18(以左岸地下廠房3號(hào)機(jī)組，即0+77斷面為例)[17]。

圖18 多點(diǎn)位移計(jì)監(jiān)測(cè)布置示意圖(單位：m)Fig.18 A schematic diagram of monitoring and layout of a multi point displacement meter

3.2 洞室開挖巖壁梁的變形分析

左岸主廠房不同位置圍巖位移量如下圖，左0-10；左0+228附近圍巖位移量大，結(jié)合地下廠房軸線巖體質(zhì)量分區(qū)圖分析，左0-10巖體質(zhì)量較差，同時(shí)該處存在斷裂構(gòu)造，該處洞室開挖圍巖位移量大；左0+228處，巖體質(zhì)量較好，但是該處地質(zhì)構(gòu)造發(fā)育，存在多條斷裂、錯(cuò)動(dòng)帶，導(dǎo)致該處洞室開挖圍巖位移量大。對(duì)比可以得出巖體自身結(jié)構(gòu)對(duì)洞室開挖圍巖變形影響更大。

左岸主廠房分層開挖使得圍巖表現(xiàn)為時(shí)效變形特征。圍巖受到洞室分層開挖的影響，圍巖變形量在施工期間變形呈：“臺(tái)階狀”上升趨勢(shì)，洞室各層開挖結(jié)束后，隨著支護(hù)措施、開挖作業(yè)面遠(yuǎn)離，圍巖的變形量增長速率減緩，并且趨于穩(wěn)定[18-20]。

玄武巖是脆性巖石，圍巖變形隨著開挖完成后在短時(shí)間內(nèi)變形完成，(如圖21)，幾乎沒有變形延后效應(yīng)，因?yàn)槎词议_挖短時(shí)間內(nèi)圍巖的變形問題是需要我們著重考慮研究的。

圖19 左岸地廠上游巖壁梁距開挖面不同深度圍巖變形圖Fig.19 Deformation map of surrounding rock at different depths of rock face from upstream Bank of left bank

圖20 地下廠房軸線巖體質(zhì)量分區(qū)(單位：m)Fig.20 Quality division of rock mass on the axis of Underground Powerhouse

圖21 圍巖位移時(shí)序過程線Fig.21 surrounding rock displacement sequence process line

圖22 實(shí)測(cè)第三層開挖位移Fig.22 Measured excavation displacement of third layers

圖23 第三層開挖位移云圖Fig.23 The first three layer excavation displacement nephogram

主廠房第三層開挖后，上、下游巖壁梁圍巖位移量明顯增加，下游巖壁梁圍巖的位移量18 mm大約是上游巖壁梁的3倍。由于上下游巖壁梁暴露在開挖層位內(nèi)，使得上、下游巖壁梁處圍巖向臨空面方向卸荷，圍巖位移量增值較大。需要對(duì)其進(jìn)行支護(hù)處理。避免變形進(jìn)一步加速變化。

白鶴灘左岸主廠房分層開挖完成后，邊墻部位為應(yīng)力松弛區(qū)。洞室開挖過程中，巖壁梁應(yīng)力集中，由于左岸主廠房的軸線方向N20°E與最大主應(yīng)力近N-S方向小角度相交，廠房開挖斷面的破壞形式主要由中間應(yīng)力(傾向河谷，傾角2°～11°)和最小主應(yīng)力共同影響。以主廠房第三層開挖為例：

圖24 最小主應(yīng)力分布圖(第三層開挖)Fig.24 Minimum principal stress distribution diagram(Third layer excavation)

圖25 最大主應(yīng)力分布圖(第三層開挖)Fig.25 Maximum principal stress distribution diagram(Third layer excavation)

主廠房第三層開挖后，壓應(yīng)力分布：由最小主應(yīng)力計(jì)算結(jié)果(圖24)，最大壓應(yīng)力集中區(qū)域(圖25中紅色位置)在拱頂偏上游位置(其應(yīng)力值為63～68 MPa)和開挖底面靠下游邊墻的小范圍區(qū)域(其應(yīng)力值為73～84 MPa)。

4 洞室開挖邊墻塊體穩(wěn)定性分析

洞室開挖，由于開挖臨空面的影響，與巖體原生裂隙面共同組合成塊體邊界，可能導(dǎo)致淺層邊墻的塊體失穩(wěn)破壞。

4.1 洞室開挖邊墻變形分析

白鶴灘水電站左岸主廠房開挖揭露范圍內(nèi)，存在一條延伸很遠(yuǎn)的軟弱層間錯(cuò)動(dòng)帶C2(位于第四開挖層內(nèi))，C2使得高邊墻圍巖位移量大大增長；使揭露范圍內(nèi)的巖體發(fā)生塊體破壞。

下游邊墻圍巖變形量普遍大于上游邊墻圍巖的變形量，其變形量約為其3倍；上、下游邊墻圍巖位移量明顯增加，圍巖位移量增值較大，可能出現(xiàn)邊墻淺層塊體掉落現(xiàn)象。

圖26 實(shí)測(cè)第四層開挖位移Fig.26 The displacement diagram of first four layer excavation

4.2 洞室開挖邊墻塊體破壞模式分析

以主廠房第4層開挖為例。上、下游邊墻具有不同的塊體失穩(wěn)破壞模式。主廠房的優(yōu)勢(shì)節(jié)理方位和節(jié)理特征如表3所示。

表3 工作區(qū)優(yōu)勢(shì)節(jié)理產(chǎn)狀[7]Tab.3 Work area advantage joint production[7]

(3)

式子：α為巖層層面傾角；σ1為圍巖切線方向應(yīng)力；σ3為圍巖法線方向應(yīng)力；τ為巖層層面剪應(yīng)力；σn為巖層層面正應(yīng)力。

巖層面的法向壓應(yīng)力隨開挖面法向應(yīng)力的卸載而逐漸減小，而且?guī)r層傾角越大減小得越快；巖層面的切向剪應(yīng)力隨開挖面法向應(yīng)力的卸載逐漸增大，而且?guī)r層傾角越大增大得相對(duì)較快。

廠房區(qū)巖層面傾角較緩(平均小于20°)，開挖卸荷主要增加巖層面法向壓縮應(yīng)力，而切向剪應(yīng)力增大相對(duì)較小，對(duì)于下游邊墻(巖層順向)，迅速增大的法向壓縮應(yīng)力使得層面的抗剪切應(yīng)力增高，易發(fā)生張裂破壞[21]，其塊體破壞的可能性較小；對(duì)于上游邊墻(巖層反向)，過大壓應(yīng)力容易使得巖層折斷，在陡傾裂隙的作用下形成塊體，失穩(wěn)破壞，可能性較大。

圖27 洞室上、下游邊墻形成塊體示意圖Fig.27 Block diagram of the wall formation of the upper and lower side walls of a cavern

圖28 洞室下游邊墻塊體破壞示意圖Fig.28 A schematic diagram of block failure in the downstream wall of a cavern

4.3 洞室開挖邊墻塊體穩(wěn)定性分析

下游邊墻處塊體實(shí)測(cè)三組節(jié)理的產(chǎn)狀：節(jié)理1:流層面節(jié)理，140°∠25°；節(jié)理2：X型共軛節(jié)理，120°∠82°；節(jié)理3：X型共軛節(jié)理，50°∠80°。

上游邊墻處塊體實(shí)測(cè)三組節(jié)理的產(chǎn)狀：節(jié)理1:流層面節(jié)理，130°∠20°；節(jié)理2：X型共軛節(jié)理，310°∠83°；節(jié)理3：X型共軛節(jié)理，45°∠80°。

圖29 下游邊墻典型不穩(wěn)定塊體Fig.29 Typical unstable block of downstream side wall

塊體沿著流層面節(jié)理發(fā)生滑動(dòng)，取該結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度參數(shù)綜合取值tanφ為0.45～0.6，C為0。

圖30 上游邊墻典型不穩(wěn)定塊體Fig.30 Typical unstable block of upstream side wall

(4)

將參數(shù)帶入公式(4)，下游邊墻處塊體的抗滑穩(wěn)定性系數(shù)為：1.2～1.6，該塊體的穩(wěn)定性系數(shù)較差，易發(fā)生塊體滑動(dòng)破壞；上游邊墻處塊體的抗滑穩(wěn)定性系數(shù)為：0.9～1.2，該塊體的穩(wěn)定性系數(shù)很差，易發(fā)生塊體滑動(dòng)破壞，上游邊墻處發(fā)生塊體滑動(dòng)的可能性大于下游邊墻處。

5 結(jié) 論

白鶴灘水電站左岸主廠房洞室開挖后，通過現(xiàn)場勘查、監(jiān)測(cè)分析、室內(nèi)力學(xué)試驗(yàn)、數(shù)值模擬等手段對(duì)各種圍巖破壞類型進(jìn)行分析研究，得出結(jié)論如下。

(1)圍巖在河谷高地應(yīng)力條件下局部產(chǎn)生破裂、片幫、弱巖爆。下游側(cè)拱腳、偏上游側(cè)頂拱應(yīng)力集中，圍巖變形較大，片幫發(fā)育。

(2)巖壁梁圍巖變形量沿軸線差異巨大，巖體質(zhì)量差、斷裂結(jié)構(gòu)發(fā)育的位置其變形量較大。

(3)巖壁梁部位由于應(yīng)力集中產(chǎn)生較大變形。由于應(yīng)力方向的差異導(dǎo)致下游巖壁梁應(yīng)力更加集中。洞室第三層開挖后，下游巖壁梁圍巖的位移量為18 mm，大約是上游巖壁梁的三倍。

(4)層間軟弱帶C2處巖體破碎，圍巖變形量顯著增大，且有淺層塊體失穩(wěn)破壞現(xiàn)象，上游邊墻處塊體穩(wěn)定性小于下游邊墻處塊體的穩(wěn)定性。

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