地下廠房巖壁式起重機梁結構設計分析
——《水電站廠房設計規范》學習心得

劉世煌

(水利部水利水電規劃設計總院，北京 100120)

文章編號：1006—2610(2015)03—0022—05

地下廠房巖壁式起重機梁結構設計分析
——《水電站廠房設計規范》學習心得

劉世煌

(水利部水利水電規劃設計總院，北京 100120)

文章介紹了《水電站廠房設計規范》的變化，點明了采用剛體極限平衡法進行巖錨梁結構計算存在較大局限性，說明新規范對巖錨梁結構計算規定的合理性。依據實測資料，論證了“應考慮下部洞室開挖對巖壁起重機梁的影響”的必要性。工程實踐證明：規范規定Ⅳ類圍巖宜用鋼筋混凝土梁柱系統，在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ類圍巖的大型地下廠房及地質條件復雜、高地應力、高地震烈度區的地下廠房工程，應采用有限元法對巖壁式起重機梁進行分析，參照剛體極限平衡計算成果及同類工程經驗設計，巖錨桿應力宜留有合適安全儲備的必要性。

地下廠房；巖錨梁；應力;釋放

0 前 言

根據工程實踐，最近頒布的《水電站廠房設計規范》(NB/T35011-2013)中有關巖壁式起重機梁條文中增加了許多內容。規范指出：地下廠房中除可采用常規的吊車梁柱外，還可根據具體條件選用能縮小廠房開挖寬度的巖壁式起重機梁。“Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ類圍巖宜用巖壁式起重機梁，巖體較完整的Ⅰ、Ⅱ類圍巖可采用巖臺式起重機梁，以Ⅵ類為主的圍巖宜采用鋼筋混凝土結構或鋼結構梁柱系統”。規范還指出”巖壁式起重機梁不僅是起重機的承載結構，也是圍巖支護結構的一部分。巖壁式起重機梁設計一般采用剛體極限平衡法，但該方法用于巖壁起機梁結構計算存在較大的局限性”，并指出“對于大型地下廠房及地質條件復雜、高地應力、高地震烈度區的地下廠房工程，應采用有限元法對巖壁式起重機梁進行分析”，同時還要求“后期的下部廠房開挖步序對巖壁式起重機梁的影響較大，應予以重視”。

本文根據彭水、拉西瓦、大朝山、江邊、惠州、響水澗等水電站地下廠房的實踐，試談學習心得。

1 彭水水電站地下廠房巖錨梁簡況

彭水水電站以發電為主，其次是航運，兼顧防洪。樞紐工程由擋泄水建筑物、左岸通航建筑物和右岸地下引水發電系統等組成。總庫容14.65億m3，擋泄水建筑物為拱形碾壓混凝土重力壩，最大壩高116.5 m，壩身表孔泄洪，最大泄洪流量42 000 m3/s；右岸地下廠房安裝5臺單機容量為350 MW的混流式水輪發電機，總裝機容量1 750 MW，左岸通航建筑物由500 t級船閘、500 t級垂直升船機、中間渠道及渡槽組成。

1.1 巖 性

地下廠房布置于右岸，奧陶系南津關組 O1n1-2～O1n4-1地層，巖層產狀N25°E，NW∠68°～∠70°，傾向上游，巖性主要為灰巖、頁巖和夾含灰質串珠體的頁巖，為中硬巖，開挖揭示主廠房巖石新鮮，未見風化溶蝕。其中頁巖出露于下游邊墻中部。巖層產狀為N20°～25°E，NW∠60°～∠70°(平均66°)，橫向谷，傾向上游偏右岸。實測地應力(平均第1主應力)為12 MPa，水平投影方向為NE，見表1。

上游邊墻巖錨梁附近出露地層主要為O1n4-1、O1n3-2。下游邊墻巖錨梁附近出露地層主要為O1n3-2。其中O1n4-1薄層灰巖為Ⅲ類圍巖，O1n3-2雖為Ⅱ類圍巖，但有2層極薄串珠體頁巖。

表1 上下游巖錨梁附近圍巖巖性表

1.2 軟弱夾層

地下廠房圍巖中共揭露出8條軟弱夾層，多為弱風化頁巖，共分3類。Ⅰ類泥化夾層，厚2～11 cm，其中泥化帶厚0.5～2.0 cm；Ⅱ類破碎夾層，其中泥化帶厚0.2～0.5 cm；Ⅲ類為風化溶蝕填泥層帶。

上游邊墻巖錨粱附近出露404、402、305夾層，母線洞出露304、303夾層，其中303夾層性狀較差，但厚度不大；下游邊墻巖錨粱附近出露J1夾層。

從軟弱夾層出露狀況看，上游巖錨梁附近圍巖中軟弱夾層發育，強于下游，見表2。

表2 上下游巖錨梁附近軟弱夾層表

1.3 斷 層

地下廠房共揭示4條斷層：f8、f90、f91、f110。斷距0.3 m左右，破碎帶寬5 m，影響帶寬8 m，產狀多為NW300°～330°NE∠70°，有滴水現象，這些斷層與軟弱夾層可組成不穩定體，影響廠房局部圍巖穩定，已加隨機錨桿支護，對巖錨梁的錨桿受力影響不大。

1.4 裂 隙

地下廠房圍巖中裂隙較發育，特別在地下廠房兩端更加發育，局部發育成裂隙密集帶。下游邊墻深0～4 m范圍內受卸荷影響，巖體破碎，完整性差，裂隙張開0.3～5 mm，最大8～10 mm。上游邊墻雖為反傾，但傾角較大，順層開挖時，存在著順層張開松弛變形或傾倒變形等問題。

1.5 廠房軸線選擇與巖錨梁設計

鑒于地下廠房區實測平均第1主應力為12 MPa，水平投影方向為NE，為避開W51和W84地下巖溶系統和C2、C4、C5等夾層，地下廠房軸線與層面平行，NE24°。主廠房尺寸252 m×30 m×76.5 m，巖錨梁上部主廠房寬30 m，下部寬28.5 m。巖錨梁寬2.0 m，高2.8 m，C30二級配混凝土，頂面C25鋼纖維混凝土厚20 cm(摻鋼纖維45 kg/m3)。按規范要求，以剛體極限平衡原理，并參照同類工程設計，巖錨梁實際布2排?32、間排距1.5 m的9 t空脹克強拉錨桿和1排?32長9 m壓性錨桿，間排距0.5 m普通砂漿錨桿承壓，承受2臺350/50 t吊車靜動荷載，單個輪壓100 t。巖錨梁附近巖壁噴15 cmC25鋼纖維混凝土，并加系統錨桿，錨桿布置見圖1。

圖1 彭水水電站巖錨梁承力錨桿布置圖 單位：cm

1.6 施 工

為確保圍巖穩定，針對主廠房潛在不穩定體，進行噴錨加固，用預應力錨桿和錨索大角度穿過結構面，以確保主廠房洞室圍巖穩定。為確保巖壁梁穩定，先進行廠房第Ⅲ層邊墻預裂爆破，再進行巖錨吊車梁錨桿及混凝土施工。為減少Ⅳ層爆破震動對巖錨梁的影響，保證巖錨梁的巖臺成型，開挖采用預留保護層控制爆破，開挖前精心進行爆破設計與試驗。水平開挖時以淺孔、密孔，多循環爆破推進，規格線隔孔裝藥、特制小直徑藥卷間隔裝藥，保證成型質量；垂直鉆孔開挖時，除采用預裂和光爆外，嚴格控制爆破單孔藥量，以滿足爆破振動控制要求。

(1) 施工期間，地下廠房施工期圍巖變形最大達4.4 cm左右。

圖2 0+36.2 m上游側高程233.4 m，JO3ZC5測點巖錨梁測縫計位移變化過程線圖

(2) 在進行第3層開挖時(高程219～229 m)，由于第3層開挖是在上部巖體未支護下進行，下游邊墻(0+135 m～0+207 m)約70 m段的薄層灰巖與串珠體頁巖互層中，發生卸荷張開裂縫，張開寬1～2 mm，最寬11 mm，深1.4 m，并持續發展。

(3) 上游邊墻巖錨梁附近，高程219 m以上部位，巖層雖傾向山體，但因O1n4-1薄層條帶狀灰巖破碎，及O1n3-3頁巖，受裂隙、斷層、層面等切割影響，在0+070 m～0+204 m段(約130 m)，高程229.5～232 m垮塌100～150 m3，發生較大規模坍方。為此停止向下開挖，立即進行噴錨支護，待穩定后，繼續施工。

綜合巖錨梁附近圍巖的巖性、軟弱夾層、斷層、裂隙分布、主要結構面與洞室軸線夾角、施工中卸荷裂隙發育狀況和發生100～150 m3較大坍方等情況，按圍巖分類標準，彭水巖錨梁附近圍巖宜為Ⅳ類圍巖。

2 彭水地下廠房巖錨梁監測成果

2.1 成功率

為監測巖錨梁工作狀態，在巖錨梁上布置38根錨桿應力計，18支測縫計，18支位錯計，截至2012年6月，測縫計和位錯計成功率較高，但錨桿應力計成功率太低，僅10.5%，見表3。

表3 巖錨梁監測設備完好率表

2.2 測縫計測量成果

除一個測點外，其余13個測點，均表明巖錨梁與基巖結合面呈張開狀態，且開度尚未收斂，其中大于0.10 mm的測點有10個，而5號機組段0+36.2 m上游側，高程233.4 m測縫計開度1.46 mm，且以0.14 mm變化速率發展，變化過程見圖2。

2.3 位錯計

位錯計成功率較高，17只位錯計均不同程度上表現巖錨梁與巖壁間已發生錯位，其中錯位大于0.10 mm有6只，2008年后，巖錨梁部分位錯計測值呈增大趨勢，目前變形仍在持續，尚未收斂，最大變形速率為0.08 mm/a,0+176.2 m樁號下游側高程233.0 m(W01ZC1)，而最大位錯發生于0+215.5 m下游側高程233.4 m (W03ZCA)，住錯過程線見圖3。2012年6月30日實測最大剪切位移為0.54 mm。

圖3 0+215.5 m下游側高程233.4 m(W03ZCA)測點位錯過程線圖

2.4 錨桿應力計

巖錨梁的錨桿應力計成功率較低。

受2005年下半年廠房圍巖邊墻變形影響，錨桿產生較大的拉應力， 2012年6月30日實測，1號機監測斷面高程218 m錨桿最大應力為158.8 MPa(R04ZC1)，3號機監測斷面0+106.2 m上游測高程232.3 m (R02ZC3)錨桿最大應力為233.1 MPa(R02ZC3)，超過設計拉應力175 MPa,見圖4。

圖4 3號機組0+106.2上游測高程232.3 m(R02ZC3)錨桿應力過程圖

2.5 巖錨梁工作性態分析

(1) 運行期主廠房圍巖整體持續向臨空面變形。

主廠房圍巖(非巖錨梁附近圍巖)，除施工期發生卸荷變形(最大44 mm)、開裂(11 mm)、兩起局部垮塌(150 m3和90 m3)外，運行期還持續性向臨空面變形。

1) 1號機組0+176.2 m樁號上游側201 m高程測點(R06ZC1)，由于圍巖向臨空面變形，錨桿應力測值達320 MPa，超過錨桿允許應力175 MPa，且14個測點中有5個沒有收斂趨勢，見圖5。

圖5 主廠房1號機監測斷面R06ZC1錨桿應力變化過程線圖

2) 1號機組0+175.5 m下游邊墻高程210.5 m，測點D05ZC1預應力錨索應力增大(15.3%)。而5號機組0+36m樁號下游側高程210.5 m的RO6ZC5錨索，鎖定值1 916.4 kN，蓄水后增至2 648.5 kN，當前2 668.9 kN，比鎖定值增加752.9 kN，即較原鎖定值增加39%，且尚未最終收斂，比蓄水后測值增加20.4 kPa，增長0.7%。

(2) 整個主廠房上下游巖錨梁均存在與圍巖脫開、錯位及錨桿應力增大現象。

從上述實測資料可見：從地下主廠房的右端至左端，上下游巖錨梁均存在與圍巖脫開、錯位及錨桿應力增大現象。

一般認為地下廠房下游邊墻因順向坡、巖層陡傾、切腳開挖、錨桿與層面夾角較小、再加上巖錨梁與母線洞間巖柱厚僅2.8 m，下游巖錨梁較易發生與圍巖脫開、錯位及錨桿應力增大現象。上游側墻應該好些，但由于巖壁梁上游側墻為O1n4-1薄層灰巖(Ⅲ類圍巖)，再加上巖層陡傾上游，305等軟弱夾層沿巖錨梁展布，其內夾泥，故上游巖錨梁與圍巖脫開、錯位及錨桿應力增大現象仍較嚴重。

(3) 某些位置巖錨梁附近測縫計、錯位計、錨桿應力計測值同步增大。

統計發現：

上游巖錨梁5號機高程233.4 m，0+36.2 m的測縫計、錯位計測值均同步增大；

上游巖錨梁3號機高程232.4 m，0+106.2 m的測縫計、錯位計、錨桿應力測值均同步增大；

下游巖錨梁3號機高程233.0 m，0+106.2 m的測縫計、錯位計測值均同步增大；

下游巖錨梁1號機高程233.0 m，0+176.2 m的測縫計、錯位計測值均同步增大

(4) 測值異常與廠房軸線及沿層面發育的軟弱夾層關系密切。

對照地下廠房施工期地質測繪圖可見：上述測值異常現象，均與平行于廠房軸線的沿層面發育的軟弱夾層有關，可能是開挖后軟弱夾層卸荷回彈及徐變所致。

由于巖錨梁與巖體脫開，且開度尚以0.14 mm/a速率發展，巖錨梁的主要承力結構——錨桿應力計約90%損壞，剩余4支錨桿應力計最大實測應力為233.1 MPa，超過設計值，且尚無收斂跡象。業主已在現場仔細檢查巖錨梁及附近巖體縱向裂縫發展情況，分析眾多錨桿應力計失效原因，并委托設計單位，根據地質、設計、監測成果、及巖壁梁的實際運行狀態，分析原因、評價圍巖穩定狀況，并提出警戒值及處理意見。

3 地下廠房巖錨梁設計理論綜合分析

縱觀拉西瓦、大朝山、江邊、惠州、響水澗、彭水及某水電站等地下廠房巖錨梁監測資料及實際運行狀況(見表4)可知：

(1) 拉西瓦水電站地下廠房由于巖錨梁附近圍巖中存在與廠房軸線小角度相交的陡傾斷層F164，施工期，隨著地下洞室開挖，形成不了巖臺，遂將上游側巖錨梁，改為鋼筋混凝土梁柱結構。

表4 中國某些地下廠房巖錨梁工作狀況統計表

(2) 江邊水電站由于花崗巖微裂隙發育，卸荷回彈，澆筑錨臺并拉上錨桿后，10組錨桿應力計中，5支在300 MPa以上，最大 407.24 MPa，且仍有發展。于是在上下游巖錨梁的下方，每隔6 m加上支柱，錨桿應力方才穩定。

(3) 響水澗水電站巖錨梁施工后，隨著地下洞室的逐步下臥開挖，巖體應力釋放，卸荷回彈，每開挖一個臺階，錨桿應力就相應產生一次較大變化，最大至418.44 MPa，嚴重超標，見圖6。

圖6 隨第3、4、5層洞室開挖響水澗水電站巖錨梁2-2斷面錨桿應力增加圖

(4) 隨著巖錨梁附近圍巖徐應、卸荷回彈，彭水水電站巖錨梁的錨桿應力、位錯計、測縫計同步增加。

(5) 由于巖錨梁與巖體的位錯，彭水和響水澗水電站巖錨梁與圍巖間縫距分別張開1.4 mm和0.54 mm。

(6) 因巖錨梁受位，中國某地下廠房巖錨梁附近圍巖出現長15.9 m、寬5 mm、深12 cm的裂縫。

4 結 論

(1) 地下廠房軸線應當與主要結構面成較大夾角，當巖錨梁附近圍巖中存在與廠房軸線小角度相交的陡傾斷層、軟弱夾層或層面，開挖過程中發現較大塌方，巖錨梁附近圍巖為Ⅵ類圍巖時，按規范規定：宜及時將巖錨梁改為鋼筋混凝土梁柱。

(2) 隨著洞室開挖，Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ類圍巖洞窒周圍巖體，應力將釋放并產生卸荷回彈變形，將使錨桿應力明顯增加，超標、超量程，并可能導致錨桿拉斷、巖錨梁與圍巖脫開、圍巖開裂……按照規范規定：“由于巖壁式起重機梁均在下部洞室開挖未完成前先期澆筑，后期的下部洞室開挖步序對巖壁式起重機梁的影響較大，應予以考慮”，根據實測資料，建議進行有限元計算，參考同類工程經驗，選擇高強錨桿，并留有足夠的安全儲備。

(3) 巖錨梁錨桿測力計測值不是孤立的，出現異常后，應一并分析位錯計、測縫計以及地下洞室其他有關測值，并分析其地質背景，設計、施工等資料，方能對巖錨梁工作性態做出正確評判，慎重提出處理意見。處理時必須充分考慮廠房發電的實際狀態和安全。

5 結 語

以剛體極限平衡法為基礎的巖壁式起重機梁結構計算，存在較大局限性，無法考慮軟巖徐變、硬巖卸荷回彈變形的影響，建議結合地下廠房具體地質條件，巖石性質、地應力狀況、廠房軸線等、合理選擇吊車梁結構形式，對于大型地下廠房及地質條件復雜、高地應力、高地震烈度區的地下廠房工程，應采用有限元法對巖壁式起重機梁進行分析，參考同類工程經驗進行設計，巖錨桿應力宜留有足夠的安全儲備。

[1] 重慶彭水水電站可行性研究報告[R].武漢：長委設計院，1994.

[2] 重慶彭水水電站安全驗收評價報告[R].武漢：中國水利水電工程建設工程咨詢公司中南分公司，2013.

[3] 重慶彭水水電站安全監測資料分析報告[R].武漢：長委設計院彭水監測站，2012.

[4] 大朝山樞紐工程竣工安全鑒定報告[R].北京：中國水利水電科學研究院，2003.

[5] 唐軍峰，徐國元，唐雪梅.地下廠房巖錨梁縱向裂縫成因分析及發展趨勢分析[J].巖石力學與工程,2009,(5):1000-1009.

Analysis on Structural Design of Rock Bolted Crane Girder in Underground Powerhouse

LIU Shi-huang

(Planning and Design General Institute of Water Resources and Hydropower, Beijing 100120,China)

In the paper, changes on Design Specification for Powerhouse of Hydropower Stations are introduced, quite limitation in the structural calculation of the rock bolted girder by application of the rigid limit equilibrium method is pointed out, and rationality of regulation for the structural calculation of the rock bolted girder in the new specification is described. Based on the measured data, necessity of Consideration of Impacts on Rock Bolted Crane Girder by Lower Cave/Chamber Excavation is described. The engineering practice proves that reinforced concrete column and beam systems shall be applied for surrounding rock of Class Ⅳ. Regarding the large-scaled underground powerhouse in surrounding rock of Class Ⅰ, Ⅱ and Ⅲ and the underground powerhouse in high earthquake intensity region with complicated geological conditions and high ground stresses, finite element method shall be applied for analysis of the rock bolted crane girder. With reference to the calculation results by application of rigid limit equilibrium and the empirical design of the similar works, necessity of proper safety margin shall be available to the rock bolt stress.

underground powerhouse; rock bolted girder; stress; release

2014-06-05

劉世煌(1941- ),男，南京市人，教授級高工，主要從事水利水電工程勘測、設計、審查、科研、安全鑒定、安全評價及技術管理工作.

TV731.6

A

10.3969/j.issn.1006-2610.2015.03.007