CCS水電站TBM預(yù)備洞支護(hù)設(shè)計與研究

楊曉箐 徐慶

摘 要：簡要梳理了歐美國家的支護(hù)設(shè)計理論及方法，包括收斂-約束法（CCM法）、圍巖縱向變形曲線（LDP）、應(yīng)力釋放法、廣義Hoek-Brown準(zhǔn)則等。針對厄瓜多爾CCS水電站工程的TBM預(yù)備洞工程，引入歐美的支護(hù)設(shè)計理念及方法，總結(jié)了一套計算方法，對預(yù)備洞段的支護(hù)措施進(jìn)行了定量分析。計算結(jié)果顯示，在設(shè)計支護(hù)措施下，預(yù)備洞圍巖的塑性區(qū)分布有效縮減、支護(hù)結(jié)構(gòu)受力均在1.5的安全系數(shù)范圍線內(nèi)、收斂變形量得到有效控制，保障了TBM依靠自身步行裝置順利滑行通過。

關(guān)鍵詞：火山灰噴發(fā)堆積地層;TBM預(yù)備洞;收斂-約束法;縱向變形曲線;CCS水電站

中圖分類號：TV554 ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

doi：10.3969/j.issn.1000-1379.2020.11.025

Abstract：The supporting design theories and methods of European and American countries， including convergence-confinement method （CCM method）， longitudinal displacement profile of surrounding rock （LDP）， stress relief method， generalized Hoek-Brown criterion were sorted out. The European and American support design concepts and methods were introduced. A series of calculation methods were summarized. The support of TBM preparatory adit for CCS Hydropower Station in Ecuador was quantitatively analyzed. The calculation results show that the design support on the adit， the plastic zone distribution of the surrounding rock of the preparatory adit is effectively reduced， the support structure stress is within the safety factor line of 1.5 and the convergence deformation is also effectively controlled， which guarantees that TBM depends on itself walking device glides smoothly.

Key words： volcanic accumulation formation; TBM preparatoryadit; convergence-confinement method; longitudinal displacement profile; CCS Hydropower Station

隧洞及地下工程的支護(hù)設(shè)計理論發(fā)展至今已有上百年。錨噴支護(hù)的理論設(shè)計法最早是新奧法創(chuàng)始人之一拉布希維茲（Rabcewicz）在20世紀(jì)60年代提出的。20世紀(jì)70年代后期，在這一方法的基礎(chǔ)上，國外發(fā)展為收斂-約束法（CCM法）和特征曲線法，而在我國則發(fā)展為解析計算法。限于巖體力學(xué)參數(shù)及初始地應(yīng)力難以準(zhǔn)確確定，對圍巖的本構(gòu)關(guān)系與破壞準(zhǔn)則認(rèn)識不足，國內(nèi)解析法的計算結(jié)果一般只作為隧洞支護(hù)設(shè)計的參考依據(jù)[1]。軟弱巖體中圍巖的漸進(jìn)破壞更是一個難以分析的問題，既不存在簡單的數(shù)值分析模型，也沒有安全系數(shù)計算方法可用來確定這種漸進(jìn)破壞可接受的限度。對支護(hù)設(shè)計充分性的判定要以對相關(guān)因素的評價為基礎(chǔ)，這些因素包括隧洞開挖后的變形情況、支護(hù)措施如注漿錨桿、鋼拱架、混凝土襯砌等引起的應(yīng)力重分布[2]。

CCS水電站的2A施工支洞是TBM的預(yù)備洞，前364 m隧洞圍巖為火山噴發(fā)堆積層，隧洞支護(hù)設(shè)計需保證圍巖穩(wěn)定，且需控制支護(hù)后斷面的變形量，以保障TBM順利通過。不同于國內(nèi)隧洞支護(hù)設(shè)計中常用的工程類比法為主和數(shù)值分析法為輔的手段，該工程的合同文件要求隧洞巖石分類采用Bieniawsky地質(zhì)力學(xué)巖體分類評價方法、隧洞支護(hù)設(shè)計采用收斂-約束法（CCM法）和廣義Hoek-Brown判據(jù)，這無疑增加了設(shè)計難度。

筆者通過研究歐美規(guī)范和相關(guān)文獻(xiàn)，厘清了歐洲支護(hù)設(shè)計采用的CCM法的理論，總結(jié)了一套計算方法并成功運(yùn)用于2A施工支洞的支護(hù)設(shè)計。

1 工程概況

CCS水電站位于南美洲厄瓜多爾共和國北部，電站總裝機(jī)容量1 500 MW。輸水隧洞全長24.83 km，從首部樞紐輸水至調(diào)蓄水庫，輸水隧洞施工在該工程的關(guān)鍵線路上，采用2臺TBM施工。2A施工支洞交于主洞樁號K9+878.18處，設(shè)計洞長1 644.34 m，作為TBM1的施工通道。2A施工支洞前410 m的地質(zhì)條件復(fù)雜，設(shè)計考慮作為TBM預(yù)備洞[3]。為確保TBM早日投入正常掘進(jìn)施工，預(yù)備洞采用鉆爆法開挖支護(hù)后，不再襯砌，TBM進(jìn)場后依靠自身步行裝置滑行進(jìn)洞。因此，2A支洞的斷面和支護(hù)設(shè)計應(yīng)充分考慮控制圍巖的收斂變形量，以保障TBM（前盾直徑9.11 m）順利通過。

2 相關(guān)設(shè)計理論及方法

2.1 收斂-約束法

CCM法是通過預(yù)測隧洞開挖引發(fā)的圍巖變形與應(yīng)力，初步估計支護(hù)的時機(jī)和強(qiáng)度，然后結(jié)合隧洞現(xiàn)場變形觀測資料，設(shè)計最優(yōu)化的支護(hù)結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的一種方法。收斂-約束法主要在歐洲和日本等國家的初期支護(hù)設(shè)計中使用[4]，我國水工隧洞支護(hù)設(shè)計通常以經(jīng)驗類比法為主，解析分析法為輔。

Panet[5]介紹的CCM法能夠評估隧洞的穩(wěn)定性條件及傳遞給支護(hù)的圍巖壓力。該方法基于地面反應(yīng)曲線（GRC）和支護(hù)特性曲線（SCC）兩條曲線的疊加。這兩條曲線的交叉處為開挖的平衡點(diǎn)，能得出圍巖施加給支護(hù)的壓力。通過縱向變形曲線（LDP）評估巖石在支護(hù)安裝處相對于開挖前部的松動。GRC和SCC曲線的相交可以確定巖石是屬于彈性范圍還是塑性范圍。

2.2 圍巖縱向變形曲線

無論采用解析法還是平面應(yīng)變數(shù)值模型分析方法，圍巖的縱向變形曲線（LDP）都是收斂-約束方法成功運(yùn)用的核心。

2.3 應(yīng)力釋放法

隧洞的設(shè)計是一個三維問題，采用二維建模，將隧洞開挖簡化為平面應(yīng)變問題。三維的開挖過程通過“應(yīng)力釋放法”解決，即通過逐漸減少圍巖的內(nèi)部應(yīng)力來模擬開挖前方的情況。

在掌子面前方一定距離處有一個假設(shè)的內(nèi)部支撐壓力，等于地面的自然應(yīng)力。當(dāng)遠(yuǎn)離掌子面時，這種支撐壓力就會減小，直到零。這種從三維應(yīng)力狀態(tài)到平面應(yīng)力狀態(tài)的過渡可以確定在掌子面前后一定范圍內(nèi)的變形情況。

一般開挖后，掌子面前方圍巖已經(jīng)開始收縮，并且到掌子面后方圍巖的收縮逐漸增加。如果所有上述內(nèi)容都采用內(nèi)部支撐壓力與隧洞徑向收縮相關(guān)的曲線表示，則可以得到圍巖變形曲線。這條曲線的形狀取決于巖體斷裂準(zhǔn)則。重要的是注意隧道從前段（沒有挖掘處）移動到后段（挖掘處）內(nèi)部假設(shè)的支撐壓力是如何降低的。當(dāng)出現(xiàn)壓力降低時，隧洞徑向收縮在增加，直到達(dá)到最大徑向變形點(diǎn)時支撐壓力為零。

因此，隧道已開挖部位有一個明顯的臨時支撐力，可在安裝支護(hù)之前作用一段時間。但是，掌子面前方已經(jīng)有了一個較小的變形。評估以上情況的曲線是隧道前進(jìn)方向的縱向變形剖面（LDP）。

應(yīng)力釋放法基于上述曲線。在安裝支護(hù)之前，允許隧洞自然變形。一旦安裝支護(hù)，則對支護(hù)承載力進(jìn)行分析，并計算支護(hù)系統(tǒng)的安全系數(shù)。

由于Ⅴ類圍巖現(xiàn)場實施時火山灰地層洞內(nèi)成孔較為困難，全部采用管式注漿錨桿;施工時，頂拱錨桿漿液無法注入，全部取消，側(cè)墻錨桿方向全部由沿隧洞徑向布置調(diào)整為尾部向下，以防漿液流出。鋼拱架采用I16工字鋼，間距0.5 m，噴混凝土厚度0.25 m。支護(hù)材料相關(guān)參數(shù)：噴混凝土彈性模量E0為24.87 GPa，泊松比為0.2，抗壓強(qiáng)度fc為28 MPa，混凝土抗拉強(qiáng)度ft為2.8;Φ42管式錨桿彈性模量E0為200 GPa，鋼材屈服強(qiáng)度fy為420 MPa;鋼拱架彈性模量E0為210 GPa，鋼材抗拉強(qiáng)度fu為470 MPa，鋼材屈服強(qiáng)度fy為355 MPa。

3.2 計算模型及過程

以V類圍巖為例，采用Phase2軟件建模計算，采用10個階段模擬應(yīng)力釋放，各階段應(yīng)力釋放系數(shù)見表2。

3.3 計算結(jié)果

經(jīng)計算，隧洞圍巖的塑性區(qū)分布、位移以及支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力情況如下：

（1）洞周塑性區(qū)環(huán)狀分布，不支護(hù)時塑性區(qū)等效半徑約18 m，施加設(shè)計支護(hù)時塑性區(qū)等效半徑縮減為10 m。

（2）不支護(hù)時隧洞的最大位移出現(xiàn)在頂拱，約為95 mm，設(shè)計支護(hù)措施下頂拱總位移不超過30 mm。由于鋼拱架的底拱未封閉，因此支護(hù)后的最大位移出現(xiàn)在隧洞底部，約為55 mm。

（3）錨桿最大第一主應(yīng)力為63.24 MPa，不超過錨桿抗拉應(yīng)力。鋼拱架的軸力范圍為0.3～0.7 MN，最大軸力出現(xiàn)在頂拱;鋼拱架彎矩范圍為-0.02～0.04 MN·m，最大彎矩出現(xiàn)在左右側(cè)墻處;鋼拱架剪力范圍為-0.05～0.05 MN，最大剪力出現(xiàn)在左右側(cè)墻處。噴混凝土層軸力范圍為0.24～0.63 MN，彎矩范圍為-0.02～0.04 MN·m，剪力范圍為-0.04～0.04 MN，噴層最大軸力、彎矩和剪力出現(xiàn)的位置與鋼拱架相同。將噴混凝土和鋼拱架的計算結(jié)果繪制在彎矩—軸力圖和剪力—軸力圖上，所有點(diǎn)安全系數(shù)均大于1.5。

因此，Ⅴ類圍巖采用間距0.5 m的I16工字鋼、噴0.25 m厚混凝土和Φ42管式注漿錨桿的組合支護(hù)措施基本合適。Ⅲ、Ⅳ類圍巖同理計算，各類圍巖設(shè)計支護(hù)措施詳見表3。

4 安全監(jiān)測結(jié)果及分析

由于預(yù)備洞內(nèi)成孔較為困難，安全監(jiān)測施工時取消了滲壓計和多點(diǎn)位移計，設(shè)置了20個收斂監(jiān)測斷面、25個鋼拱架應(yīng)力監(jiān)測點(diǎn)。根據(jù)監(jiān)測結(jié)果，累計收斂值的范圍為-16.79～42.99 mm，累計相對收斂值范圍為-0.19%～1.20%;鋼拱架的應(yīng)力為-15.7～-217.3 MPa，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在頂拱部位。對比可知，設(shè)計計算成果與隧洞收斂監(jiān)測和鋼拱架應(yīng)力監(jiān)測數(shù)據(jù)基本符合，設(shè)計的支護(hù)措施基本合適。

5 結(jié) 語

本文系統(tǒng)研究了歐美地區(qū)用于支護(hù)設(shè)計的收斂-約束法、圍巖縱向變形曲線和應(yīng)力釋放法等相關(guān)理論和方法，總結(jié)了一套支護(hù)計算方法。針對CCS水電站工程位于火山灰噴發(fā)堆積層的TBM預(yù)備洞，依據(jù)上述理論和歐美相關(guān)規(guī)范，借助Phase2軟件，進(jìn)行了系統(tǒng)的支護(hù)計算分析。通過現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)反饋，計算成果與其基本符合，為今后類似工程的設(shè)計提供了一種思路。

參考文獻(xiàn)：

[1] 鄭穎人，董飛云，徐振遠(yuǎn)，等.地下工程錨噴支護(hù)設(shè)計指南[M].北京：中國鐵道出版社，1988：2.

[2] HOEK E.實用巖石工程技術(shù)[M].劉豐收，崔志芳，王學(xué)潮，等，譯.鄭州：黃河水利出版社，2002：27.

[3] 王夢恕，李典璜，張鏡劍，等.巖石隧道掘進(jìn)機(jī)（TBM）施工及工程實例[M].北京：中國鐵道出版社，2004：130.

[4] 王夢恕，洪開榮，干昆蓉，等.中國隧道及地下工程修建技術(shù)[M].北京：人民交通出版社，2010：44.

[5] PANET M. Calcul des Tunnels par la Methode de Convergence-Confinement[M]. Paris： Presses delEcole Nationale des Ponts et Chaussees，1995： 178.

[6] UNLU T， GERCEK H. Effect of Poissons Ratio on the Normalized Radial Displacements Occurring Around the Face of a Circular Tunnel[J]. Tunneling and Underground Space Technology，2003，18： 547-553.

[7] CHERN J C， SHIAO F Y， YU C W. An Empirical Safety Criterion for Tunnel Construction[C]//Proceedings of the Regional Symposium on Sedimentary Rock Engineering. Taipei：[s.n.]，1998：222-227.

[8] VLACHOPOULOS N，DIEDERICHS M S. Improved Longitudinal Displacement Profiles for Convergence-Confinement Analysis of Deep Tunnels[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering，2009，42： 131-146.

[9] HOEK E， CARRANZA-TORRES C， CORKUM B. Hoek-Brown Failure Criterion–2002 Edition[C]//5th North American Rock Mechanics Symposium and 17th Tunneling Association of Canada Conference： NARMS-TAC. Toronto：[s.n.]，2002： 267-271.

[10] HOEK E， CARRANZA-TORRES C， DIEDERICHS M， et al. Kersten Lecture： Integration of Geotechnical and Structural Design in Tunneling[C]∥University of Minnesota.Proceedings of University of Minnesota 56th Annual Geotechnical Engineering Conference. Minneapolis： University of Minnesota，2008：1-53.

【責(zé)任編輯 張華巖】