丹巴水電站引水隧洞開挖洞型洞距優化及圍巖變形規律研究

劉 杰， 張羅送， 李洪亞， 孫 濤， 黎 照

(1.三峽大學 土木與建筑學院， 湖北 宜昌 443002； 2.三峽大學 三峽庫區地質災害教育部重點實驗室， 湖北 宜昌 443002)

1 研究背景

引水隧洞是引水式水電站引水建筑物的重要組成部分，引水隧洞的穩定與否直接關系到水電站的運行安全。但是國內外針對斷面大、埋置深度深的引水隧洞的施工研究成果并不多，可以借鑒的工程實例和相應的施工經驗更少。王小靜[1]以赫章河口水庫中的引水建筑物為例，在開展技術經濟性分析的基礎上，選定引水隧洞洞徑和優化斷面設計，能有效控制工程造價，確保水庫工程建設后可獲得最佳的經濟效益；趙琨等[2]利用ABAQUS對隧洞埋深在200 m處的含水疏松砂巖地段的圍巖開挖過程進行模擬研究；鄭紅等[3]針對軟巖隧洞馬蹄型斷面，采用有限元方法分析在不同開挖方式下該斷面形式下隧洞的變形規律；陳銳等[4]對不同斷面形式引水隧洞進行比較分析，得出采用平底馬蹄形斷面較為合適；胡帥等[5]探討了技施階段隧洞開挖遇到與洞軸線小夾角的破碎帶時，在進一步查明隧洞區地質條件的基礎上對洞軸線進行動態設計的可行性。謝艷艷等[6]探討了關于引水隧洞的開挖、支護等方面的施工技術改進，能極大減少引水隧洞的整體建設成本；許韜等[7]在玉瓦水電站引進地質超前預報TRT技術，能準確預報實際開挖揭示的地質條件，為施工方案調整、施工物質的準備等提供依據和技術支撐；陳建里[8]運用經濟計算及工程類比法，針對引水隧洞提出5種不同洞徑進行對比研究，最后選用各方面均相對合適的斷面尺寸；黃華[9]對引水隧洞襯砌結構進行內力與配筋等承載力、隧洞開裂等正常使用極限狀態計算分析與優化設計，結果表明，引水隧洞襯砌圓形過水斷面與洞挖馬蹄形斷面的結構型式最優；江權等[10]說明引水隧洞群最小理論間距為50 m，進而在類比與引水隧洞本身相鄰的輔助洞和國內外幾個典型深埋隧洞的洞徑、埋深和間距的基礎上，確定深埋引水隧洞群的最小允許中心線間距為52 m。庹世華[11]提出將隧洞斷面優化為馬蹄型斷面形式，這樣不僅增大施工操作空間，而且提高了施工整體效率，縮短工程的整體工期。李有華[12]基于蒙自市楊柳河引水工程引水隧洞長、埋深大的特點，提出鋼筋混凝土無壓圓拱直墻式結構的引水隧洞設計方法。但是目前現有研究只是具體分析隧洞洞型選擇與間距的合理性，而在大埋深的情況下，施工階段對掌子面周圍巖體變形破壞速率方面的研究成果較少。

引水隧洞的投入包括隧洞進水口、洞身、調壓井等的造價以及工程建成后的工程管理運行費等，對整個水電站尤為重要，在電站的發電系統中占著重要的地位。隧洞的水頭損失占了電站總水頭損失的大部分，隧洞的造價在工程總投資中也占著重要份額，而隧洞的水頭損失和工程造價主要取決于隧洞的洞型、洞徑和洞距的選擇，在隧洞設計中，這些因素選擇不當均會增大水電站建造的整體成本，因此在引水式水電站的設計工作中，對引水隧洞的優化斷面設計、合理選擇開挖洞距和開挖過程中圍巖變形規律的研究分析都十分必要。

2 工程概況

丹巴水電站引水線路位于大渡河兩岸、麥爾多山西麓，以剝蝕中-高山地貌為主(見圖1)。引水發電系統以水卡子壩址上壩線左、右岸兩種布置方案進行比選，引水隧洞均布置2條。其中左岸方案從水卡子壩址上壩線上游經燕耳巖溝、德羅溝、根巴溝、日玻至廠址，引水系統全長約17.26～17.29 km，采用尾部開發方式，廠址位于丹巴縣城附近小金河河口，擬采用地面廠房；右岸方案從水卡子溝上游約700 m處進洞，折向經水卡子溝、呷拉溝、巴旺溝、干海子、甲居至廠房，引水系統全長約16.29 km，也采用混合式尾部開發，廠房位于丹巴縣城索斷橋附近的革什扎河河口，為地面廠房。左、右岸引水發電系統工程地質條件各有優劣，經綜合分析，推薦左岸長引水發電系統作為選定方案。

左岸谷肩臺面高程在2 300～3 200 m之間。其中2 800～3 000 m谷肩分布于上納頂(緩坡地貌)；2 600 m谷肩分布于瓦蘇、徳衣、二甲、力路溝、俄多；2 300～2 400 m谷肩分布于徳衣、二甲岸坡陡緩交界；2 300～2 400 m為寬谷期谷底，低于2 300 m稱之為峽谷。引水隧洞地面高程為2 200～3 000 m，臨河坡度為35°～60°，坡高1 000～1 800 m，按照實際設計位置，洞室在垂直方向上的埋深基本在500～900 m之間，最深處約有1 220 m[13]。

丹巴引水隧洞圍巖主要由變粒巖、角閃巖、二云英片巖、石英云母片巖等變質巖組成[14]，其中引水隧洞段巖性以石英云母片巖為主，其表現出明顯的層狀巖體特性，如圖2所示。

圖1 引水線路區(部分)地形地貌圖 圖2 廣泛發育的石英云母片巖層內剪切褶皺

3 計算方案和計算方法

根據工程的實際情況，分別有圓型、城門洞型、四心圓馬蹄型和平底馬蹄型4種形式的引水隧洞開挖斷面可供選擇。基于橫觀各向同性及理想彈塑性模型，采用彈塑性有限差分大型巖土工程軟件FLAC3D，在考慮地應力的開挖工況下，對引水隧洞1 200 m埋深下的不同開挖洞型(圓型、城門洞型、四心圓馬蹄形和平底馬蹄形)進行計算，分析不同開挖斷面下的位移、應力及塑性區狀態，綜合考慮各因素，對不同開挖斷面進行優化比選，確定引水隧洞開挖斷面形式；基于優選斷面，通過數值分析，確定兩隧洞間開挖的最小間距；最后，根據無支護情況下圍巖穩定性分析結果，選定600、800、1 000、1 200 m埋深下模擬探洞實測情況，分析洞徑為16 m的圓型斷面圍巖變形破壞發育和發展隨開挖過程的演化規律。

計算模型網格密度按長度控制，模型尺寸為240 m×240 m×240 m，共13 958個計算節點，81 356個單元。模型如圖3所示，計算參數如表1所示，計算工況均為開挖工況。

4 引水隧洞開挖洞型、洞間距的選取

4.1 開挖洞型選擇

根據實際要求，開挖襯砌后斷面基本尺寸為直徑16m，通過各開挖工況的位移場、應力場分布和塑性區分布圖綜合對比分析可得到最優洞型，不同開挖工況的位移、應力和塑性區分布圖如表2所示。

圖3 計算整體模型圖

表1 引水發電系統隧洞巖石(體)物理力學參數值

根據表2的位移、應力、塑性區圖得知，不同洞型對應的位移正向最大值、壓應力最大值以及塑性區的面積，如圖4、5、6所示：

圖4 各洞型的水平、豎直正向最大位移 圖5 各洞型的最大主應力 圖6 各洞型的塑性區面積

最佳開挖斷面型式的選擇可以從以下角度進行分析：

(1)從不同開挖洞型對模型整體位移的影響角度分析：圓型開挖方式對應模型的水平正向整體位移最小(56.5 mm)，四心圓馬蹄型和平底馬蹄型次之，城門洞型最大(67 mm)，可知選擇圓型開挖斷面較好；同樣，對于豎直向正向位移而言，圓型開挖方式對應斷面的整體位移最小(47.2 mm)，四心圓馬蹄型和平底馬蹄型次之，城門洞型最大(69 mm)，可知選擇圓型開挖斷面較好。

(2)從應力的角度分析：4種開挖斷面均不存在拉應力，且各斷面之間的第一主應力相差較小，約為11.8 MPa，第三主應力也相差不大，約為38 MPa，說明斷面開挖形式對巖體周圍應力情況基本無影響。

(3)從塑性區面積的角度分析：4種開挖洞型呈指數增長的變化規律(如圖6)，且塑性區主要分布在開挖洞型的右上方和左下方位置(如表2)。圓型的塑性區面積最小(188.3 m2)，四心馬蹄形和平底馬蹄型次之，城門洞型最大(336.6 m2)，可知選擇圓型較好。

綜合以上3點分析可得出，圓型洞型為最佳開挖洞型。

表2不同開挖工況下位移、應力、塑性區分布

4.2 開挖洞距合理性分析

從應力、位移和塑性區方面分析引水隧洞圓型斷面中心間距的合理性。

4.2.1 分析方案 采用數值計算方法，在隧洞中心線間距為30～70 m之間分析不同間距下圍巖前期變形和最終變形量和塑性區、洞間塑性區連通與否以及隧洞中間應力分布變化3方面標準，綜合判定最不利的條件下，隧洞群不發生整體失穩破壞的隧洞最小允許安全中心線間距，其總體分析流程如圖7所示。

依據上述分析流程，取隧洞中心線間距L為30～70 m之間(間距可取為30、40、45、50、60和70 m)，建立數值計算模型(平面模型)，記錄1#引水隧洞4個關鍵點的前期變形dP和最終變形dL。計算模型中變形測點位置示意如圖8所示。所采用的實測情況下反演地應力分量。

圖7 引水隧洞最小允許安全中心線間距分析流程

圖8 計算模型中變形測點位置示意圖

計算結果分析從以下3方面進行：隧洞中間應力分布變化情況、塑性區特征、變形突變分析(通過洞壁圍巖最終變形量dL與隧洞中心線間距L關系曲線的突變點，具體研究隧洞最小允許間距[10])。

隧洞間距L在30～70 m之間的開挖過程應力分布圖和塑性區圖如表3所示。

4.2.2 不同隧洞間距條件下應力分布分析 根據表3中的應力圖得知，圓形隧洞不同開挖間距對應的應力最大，如圖9所示。

由表3中應力等值分布圖和圖9分析可知：隨著洞距的增大，對兩個隧洞之間的應力干擾不強。但是根據計算云圖得知，隧洞開挖間距在45 m的時候，相鄰兩洞之間的應力干擾相對較小。因此根據相鄰兩洞之間的應力狀態可知45 m為相對穩定的安全距離。

4.2.3 不同隧洞間距條件下塑性區特征分析 一般來說，當隧洞中心線之間的距離減小時，其隧洞周圍應力狀態會隨之劣化，塑性區的面積也會相應增大；當隧洞間距減小至一定程度時，隧洞圍巖的塑性區呈現貫通狀態，此時說明隧洞群整體出現失穩破壞。因此，可通過隨著隧洞中心線間距減小，其圍巖塑性區面積隨之變化的過程以及塑性區面積的發展趨勢和貫通與否，進而判定隧洞最小允許間距[10，15]。

根據表3的塑性區圖可知，圓形隧洞不同開挖間距下的塑性區的面積及特點，變化過程圖如圖10所示。

表3圓形洞型不同開挖間距下應力、塑性區的變化

由圖10可知：

(1)當引水隧洞中心線間距從30 m變化到40 m時，圍巖塑性區面積較大且開挖隧洞之間的塑性區貫通，說明隧洞開挖間距在30～40 m時，圍巖體易發生破壞。

(2)當隧洞中心線間距從45 m增加到70 m時，圍巖塑性區減小趨勢很明顯且開挖隧洞之間的塑性區沒有貫通。表明當間距較大時，洞間巖墻足夠厚而隧洞間相互影響作用幾乎消失，從而隧洞塑性區分布表現為單洞特點。

因此，從隧洞圍巖塑性區面積大小及是否貫通標準來看，認為引水隧洞允許的最小安全間距為45 m。

4.2.4 不同間距條件下變形突變分析 一般意義上講，地下結構工程出現整體失穩破壞呈現為與隧洞圍巖內部某種相應性質改變或消失所對應的力學狀態，其表現形式是洞壁圍巖某一特征曲線由線性等速變化階段向非線性的加速變化階段發展[9、15-16]。當隧洞中心線之間的距離減小時，隧洞間巖墻的厚度會隨之減小，相應的其內部力學組成趨于不利狀態；當隧洞間距減小到一定程度時，作為支撐系統的洞間巖墻將整體失穩，則洞壁變形將由等速變形向加速變形過度而發生變形突變。因而，可利用dL-L關系曲線的突變點，具體研究隧洞最小允許間距。

圖9 不同開挖間距下主應力變化圖 圖10 不同開挖間距下塑性區面積及特點變化圖

圖11 圓形斷面1#隧洞洞壁D點變形隨隧洞中心線間距變化曲線(理想彈塑性模型)

由圖11可知：

(1)當隧洞中心線間距從70 m逐漸減小到40 m時，洞壁各點X向位移穩步小幅增加；當中心線間距進一步從40 m減小到30 m時，圍巖洞壁各觀測點都發生了較大的變形突變，變形增幅很大，見圖11(a)。

(2)根據Y向位移圖11(b)統計可知,隧洞中心線間距從70 m逐漸減小到45 m時，洞壁各點Y向位移穩步小幅增加；當中心線間距進一步從45m減小到30m時，圍巖洞壁各觀測點都發生了較大的變形突變，變形幅度大增。

(3)依據位移曲線，曲線的拐點分布在隧洞中心線間距約45 m，表明當隧洞中心線間距小于45 m時，隧洞圍巖的整體穩定性將發生質的轉變。

因此，從隧洞圍巖變形與隧洞中心線間距的關系曲線分析來看，可認為控制隧洞整體穩定性的最小允許安全中心線間距為45 m。

4.2.5 間距合理性分析 在所給定的計算參數與實際地應力條件下，對應力等值分布圖、塑性區貫通與否及圍巖變形等方面進行綜合分析可知：

(1)從應力等值線分布圖和應力計算云圖可知，隧洞開挖間距為45 m時，相鄰兩洞之間的應力干擾相對較小。

(2)以隧洞圍巖塑性區面積大小及是否貫通為判別標準，可認為引水隧洞最小允許安全間距為45 m，洞間距在45～70 m之間持續增大時，可進一步減少塑性區面積。

(3)以隧洞圍巖變形是否突變為判別標準，認為控制隧洞整體穩定性的最小允許安全中心線間距為45 m。

基于上述研究結果綜合確定：隧洞開挖間距45 m是極限的允許安全間距。因此在后期進行洞間距選取時，盡可能在條件允許的情況下選擇大的間距，可基本保證隧洞不會因鄰洞局部失穩而導致隧洞群整體失穩破壞。

5 模擬探洞實測情況下圍巖變形破壞隨開挖過程的演化規律

5.1 計算條件

隧洞施工過程中，最受關注的是上臺階開挖過程中圍巖宏觀失穩現象，故針對本工程實際情況，可選定600、800、1 000和1 200 m埋深下模擬探洞實測情況，分析洞徑為16 m圓型斷面圍巖變形破壞發育和發展隨開挖過程的演化規律。計算采用橫觀各向同性應變軟化模型(如圖3)，模型參數計算值如表1。

考慮到隧洞開挖面在三維空間約束狀態下的方向性效應，故采用隧洞拱頂的中點(A)和側邊墻中點(B、C)3個典型位置(如圖8所示)的洞壁徑向位移釋放系數來反映[17]，即：

開挖布距為8 m，開挖過程分為上半部分掌子面推進至8倍布距(即掌子面距離監測斷面64 m)，再轉為隧洞下半部分開挖，直至與上半部分掌子面平齊為止，以此來分析圍巖變形破壞演化規律。篇幅所限，僅給出最大埋深1 200 m下圍巖變形破壞隨開挖過程的演化規律。

5.2 1 200 m埋深下隧洞圍巖變形隨開挖過程的演化規律

1 200 m埋深下監測斷面各關鍵點(圖8中的A、B、C點)的位移隨掌子面推進的變化規律如圖12所示，相應的各關鍵點的位移釋放率隨掌子面推進的變化規律如圖13所示，位移釋放率是指在隧洞開挖過程中所產生的位移與隧洞形成后最終收斂位移的比值。

圖12 監測斷面各關鍵點的位移變化規律 圖13 監測斷面各關鍵點的位移釋放率變化規律

從圖12、13可以得出：

4）缺乏統一的技術標準。各投資主體建設的管道自成一體，在壓力等級、管徑大小、計量方式等方面各有不同，接入條件透明度不夠，增加相互間銜接難度。

(1)在實測情況下，當掌子面位于監測斷面向里面推進開挖時，監測斷面上頂部關鍵點變形值為78.81 mm左右，兩側的關鍵點變形在27～36 mm，頂部關鍵點的位移釋放率達到了61.4%，兩側關鍵點位移釋放率分別為41%和31%，因此可認為距離監測斷面0.5倍洞徑遠(向內開挖8 m)的位置時，圍巖開挖對監測斷面的圍巖位移變形為主要變形開挖階段，為后期開挖防護主要針對的開挖范圍。

(2)當開挖掌子面開挖到第4步(即開挖深度為32 m)時，圍巖頂部位移的變形已經基本完成，其關鍵點的位移釋放率約為70%，但是，圍巖兩側的位移變形釋放率僅僅達到34.86%和47.34%，可認為掌子面采用以半洞開挖方式向內推進時，兩側變形相對較小。

(3)當開挖第9步(即開始對隧洞的下半部分進行開挖并推進8 m時)，圍巖開挖對監測斷面位移的變形影響都有突變，并且主要發生在兩側。此次開挖使得兩側的關鍵點位移變形量釋放率增加了45%左右。

(4)監測斷面各關鍵點隨著掌子面推進位移釋放率的變化有如下特點：

上部掌子面通過監測斷面向內1.5倍洞徑前(即掌子面位于24～32 m)，位移釋放率的變化較明顯，圍巖頂部位移釋放率為61.4%，兩側位移釋放率分別為31%和41%，圍巖的位移釋放比較劇烈；上部掌子面位于32～64 m時，位移釋放率變化較緩。監測斷面圍巖頂部位移變形已經釋放了70%～80%的位移，兩側位移釋放了40%左右位移；下部掌子面開始開挖時，圍巖關鍵點位移都發生突變，變形位移釋放率增大幅度顯著。當掌子面距離監測斷面2倍洞徑的距離后，圍巖位移釋放率達到98%左右，可認為圍巖非長期流變位移基本完成。

5.3 1 200 m埋深下隧洞圍巖塑性區隨開挖過程的演化規律

選擇監測斷面圍巖塑性區深度隨開挖過程的變化規律進行分析，實測1 200 m埋深條件下，開挖過程中監測斷面塑性區變化圖如表4所示，監測斷面塑性區面積(可標記為S，隧洞開挖范圍內不計入)隨掌子面推進的變化規律如圖14、15所示(圖中S/S16為監測斷面處塑性區范圍的截面面積S與開挖完成時監測斷面處塑性區范圍的截面面積S16的比值)。

從圖14、15可以得出：隨著掌子面的推進，監測斷面處塑性區范圍不斷變化，可分為以下3個階段：

(1)當上部掌子面位于監測斷面向內推進8 m時，監測斷面塑性區的面積在225 m2左右，S/S16達到了63%，因此可認為距離監測斷面1倍洞徑遠(向內開挖16 m)的位置時，圍巖開挖對監測斷面塑性區的影響較為明顯。

表4 開挖過程中監測斷面塑性區變化圖

圖14 開挖過程中監測斷面塑性區面積變化圖 圖15 計算所得監測斷面S/S16隨掌子面推進的變化規律

(2)上部掌子面繼續向前推進的過程中，圍巖開挖后，監測斷面處塑性區面積變化較小，S/S16變化范圍為75.75%～82.48%，可認為掌子面經過監測斷面1倍洞徑后，圍巖開挖對監測斷面處塑性區范圍的影響很小。

(3)下部掌子面開始開挖到2倍洞徑時，監測斷面塑形區面積發生明顯變化，S/S16的變化范圍為82.48%～95.23%；當下部掌子面開挖至2倍洞徑后，監測斷面塑性區的面積為350.19 m2，S/S16達到了98.02%；可以認為掌子面經過監測斷面的2倍洞徑后，圍巖開挖對監測斷面處塑性區的影響很小。

6 結 論

(1)在引水隧洞開挖斷面的洞型選擇中，通過對圓型開挖斷面、城門洞型、四心圓馬蹄形和平底馬蹄形開挖斷面的開挖工況下的位移場、應力場分布和塑性區分布圖進行綜合對比分析，并從穩定性角度考慮，確定圓型開挖斷面為最優開挖斷面。

(2)隧洞不同開挖間距對比分析可知：45 m是極限的允許安全間距，同時，洞距在45～70 m持續增大時，可有效減少塑性區面積，因此在隧洞洞距設計時，應盡可能在條件允許的情況下選擇大的間距，以保證隧洞不會因鄰洞局部失穩而導致隧洞群整體失穩破壞。

(3)在模擬探洞實測地應力情況下，一般隨著埋深增加，圍巖開挖的最終變形量也呈增加趨勢，而且開挖初期，隧洞圍巖變形速率大，收斂速率緩慢，變形持續時間長。

(4)基于洞徑為16 m的圓型開挖斷面，上部掌子面開挖初期(1倍洞距)，隧洞頂端的位移釋放率達到60%以上，側部的位移釋放率基本在35%左右，即掌子面穿過監測斷面前后距離在0.5倍的洞徑范圍內，其變形量達到總體變形位移的50%左右。后期隨著開挖的進行，位移變形持續增加，最終收斂緩慢。

(5)下半部分開挖開始時，頂端位移與側部位移都發生較大突變。側部位移變形在沒有下部分圍巖支撐的情況下得到釋放，位移釋放率達到75%左右。因此在上、下半部分開挖掌子面推進至1倍洞距時變形速率較大，是開挖重點防護的開挖階段，可供后期施工及其他相應工程參考。