鐘谷良，周 勇，潘 兵，褚衛(wèi)江，劉 寧

(1.雅礱江流域水電開發(fā)有限公司，四川 成都 610051； 2.浙江中科依泰斯卡巖石工程研發(fā)有限公司，浙江 杭州 311122；3.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 311122)

我國西南地區(qū)許多水利工程，包括在壩基高邊坡或大型地下洞室群等開挖實踐中，常常會遇到相對突出的巖體蝕變問題。蝕變通過改變巖體內部的礦物成分、結構—構造類型[1]，進而改變原生巖體的力學特性，并由于蝕變的差異性易造成巖體性狀不均勻，形成局部軟弱帶，影響工程巖體特性并制約工程建設。蝕變巖體的工程地質特性研究是解決相關工程問題的關鍵所在。

在巖體蝕變的地質成因機制方面，目前主要通過現(xiàn)場地質調查結合室內巖樣分析的宏觀—微觀對比法開展研究。孫強等[2]針對西南地區(qū)工程遇到的蝕變巖問題，基于X射線衍射和熱分析技術深入分析了蝕變巖的發(fā)育地質環(huán)境及成因演化過程，認為蝕變巖對工程地質特性的影響主要體現(xiàn)在力學強度的改變、變形特性和水文地質條件的劣化。苗朝等[3]和魏志云等[4]調研大崗山高拱壩壩區(qū)花崗巖在多期次蝕變作用下形成的多種蝕變巖類，以查明區(qū)域復雜構造環(huán)境造就了花崗巖不同種類和程度的蝕變。

在工程應用方面，蝕變巖體作為典型的不良地質體，可能會嚴重影響工程施工安全和圍巖穩(wěn)定。楊根蘭等[5-6]利用FLAC3D程序建立天池抽蓄地下廠房三維模型，研究了蝕變巖體對洞室圍巖變形及穩(wěn)定的影響機制，認為蝕變巖體將導致洞室變形偏大及安全性降低。大崗山水電站地下廠房區(qū)輝綠巖脈群發(fā)育，巖脈巖體破碎、強度低，給廠房區(qū)開挖支護造成較大的困難和風險，魏志云等[4]基于現(xiàn)場地質調查對廠房區(qū)揭露的長大巖脈穩(wěn)定性狀況進行了較為合理的評估。

總體而言，工程上對巖體蝕變的地質成因研究較成熟，但在具體實踐方面，如何快速有效獲取蝕變巖體的空間分布、物理力學參數(shù)、變形機制等均是亟待解決的難題，尤其大型地下廠房受巖體蝕變帶影響方面的研究很少，并缺乏系統(tǒng)性。本工程的巖體蝕變帶具有節(jié)理裂隙發(fā)育、強度低、易軟化等特點，因其位處廠房高邊墻，設計施工難度大，加之緊鄰的巖壁吊車梁特殊運行環(huán)境又帶來了其他不確定性，顯然其開挖支護設計需充分考慮圍巖支護結構體系在施工及運行階段的整體安全穩(wěn)定性。本文綜合采用現(xiàn)場地質調查、理論分析、試驗研究、安全監(jiān)測、三維數(shù)值仿真等多種手段，對該不利地質體的開挖變形機制、影響因素及控制技術等多方面展開深入研究，并基于此提出針對性的控制對策與開挖支護建議，為該工程的順利建設提供支撐依據(jù)。其中，針對巖體蝕變問題提出了基于聲波波速的巖體力學參數(shù)綜合評估方法，該方法可快速、動態(tài)地將測試結果與數(shù)值模擬技術有機結合，具有一定的創(chuàng)新性和工程實用價值。

1 概 述

1.1 工程概況

楊房溝水電站總裝機容量1 500 MW，地下廠房位于左岸山體內，其廠房縱軸線方位N5°E，開挖尺寸為230 m×30 m×75.57 m。圍巖為花崗閃長巖，巖體完整性較好，除局部蝕變影響帶和斷層、節(jié)理密集帶影響區(qū)域外，整體以Ⅱ類和Ⅲ1類為主。廠區(qū)屬中等地應力水平，最大主應力在12～15 MPa，方向與洞室軸線大角度相交。地下洞室群整體穩(wěn)定條件較好，開挖揭示不存在大型塊體穩(wěn)定問題，整個洞室群共歷時約26個月順利開挖完成。

1.2 巖體蝕變地質成因及特點

工程區(qū)大量鉆孔、平硐揭示[7]，花崗閃長巖蝕變帶分布無明顯帶狀延伸規(guī)律性，但常伴隨著有擠壓或錯動的結構面而產生，沿結構面兩側分布厚度一般2～5 cm，部分5～20 cm，局部達30～200 cm，其蝕變帶往往伴隨著后期風化蝕變作用。

通過詳細地質調查和采樣分析[7]，認為壩址區(qū)花崗閃長巖的巖體蝕變成因機制較復雜，主要是花崗閃長巖侵入后受巖漿期后熱液作用和后期構造動力作用，在巖塊內部和順裂隙面產生的一系列蝕變現(xiàn)象。另外，根據(jù)巖體蝕變的空間分布和分帶特征，從空間形態(tài)上可分為面蝕變和體蝕變兩類[8]。

顧名思義，面蝕變是指蝕變在空間上呈面狀分布，即在二維方向的延伸遠大于其第三個方向的延伸，在斷面上往往呈帶狀延伸。其形態(tài)和延展主要受蝕變熱液的運移通道控制，如綠簾石化蝕變和絹云母化蝕變都屬面蝕變型，另外部分順構造裂隙發(fā)育的綠泥石化蝕變帶也屬面蝕變型。體蝕變是指蝕變作用在空間的分布和分帶在三個方向的延伸差別不大，且均具有一定的規(guī)模。

壩址區(qū)花崗閃長巖體的蝕變主要以面蝕變?yōu)橹?，且并無明顯的規(guī)律性，蝕變分布往往沿巖體中各種隨機的原生裂面和構造斷裂及其兩側一定范圍內發(fā)育。蝕變巖體的強度、變形特性一般受蝕變程度、風化程度及巖石性質共同影響，遇水易軟化，但不具膨脹性。不同蝕變程度的蝕變巖體，其力學指標有較大差異，表現(xiàn)為隨蝕變程度的增強其綜合巖體質量降低，且嚴重蝕變巖體的偏低巖體力學指標對工程穩(wěn)定十分不利。

1.3 工程問題

在地下廠房第Ⅲ層開挖中，廠房廠右0+05～廠左0+35下游側邊墻開挖揭露斷層f83(N10°E～20°E NW∠75°～85°)及其影響帶，洞段節(jié)理裂隙密集發(fā)育，巖體存在不同程度蝕變現(xiàn)象。現(xiàn)場取芯的單軸抗壓強度試驗揭示，斷層f83巖體蝕變帶(寬6～10 m，呈局部化)內巖石飽和抗壓強度平均值降至約40.4 MPa(正常的巖石抗壓強度80～100 MPa)。從現(xiàn)場開挖揭露的巖體蝕變(圖1)分布范圍看，其主要分布在斷層影響帶及鄰近的節(jié)理密集帶等部位。由于巖體蝕變一般伴隨節(jié)理裂隙發(fā)育，其較差的物理力學性能往往控制著工程的安全與穩(wěn)定，尤其還涉及巖壁吊車梁等關鍵工程部位，因此有必要對此展開深入分析研究，為工程采取積極主動的防護措施和合理的施工技術方案提供重要參考，以加快施工進度、保障施工安全和確保工程永久運行穩(wěn)定。

圖1 地下廠房巖體蝕變現(xiàn)象

2 巖體蝕變帶聲波物探檢測及分析

2.1 聲波檢測孔布置

針對廠房邊墻巖體蝕變、節(jié)理密集發(fā)育問題，對該區(qū)域先后布置了22個補充地勘鉆孔進行聲波測試和孔內攝像，圖2為廠房下游側邊墻聲波測試典型斷面鉆孔布置與勘探覆蓋范圍示意情況。一方面期望通過單孔聲波測試，確定鉆孔巖體聲波速度，評價孔壁巖體的完整性；另一方面，借助鉆孔電視攝像技術，用以描述孔壁巖體地質現(xiàn)象，確定主要節(jié)理、蝕變帶位置和性狀。

圖2 廠房邊墻典型斷面蝕變帶聲波測試孔布置

2.2 聲波檢測成果分析

典型聲波物探檢測成果(水平孔9)見圖3，根據(jù)現(xiàn)場大量聲波檢測成果，可繪制廠右0+05～廠左0+35洞段巖體蝕變帶的空間波速分布圖，圖4即為下游邊墻2 000 m高程圍巖波速分布情況。綜合現(xiàn)場開挖揭露情況和物探成果，該蝕變巖體的工程地質特征如下：

圖3 廠房下游邊墻聲波測試典型波速分布及鉆孔圖像

圖4 下游邊墻2 000 m高程圍巖波速分布特征

a.洞段節(jié)理裂隙較發(fā)育，巖體蝕變現(xiàn)象較明顯，影響范圍相對較廣。蝕變巖分布具有較大的隨機性和不均勻性，一般沿巖體結構面發(fā)育。

b.水平檢測孔的聲波測試和鉆孔攝像成果表明，①下游側永久邊墻2 014～2 006 m高程，斷層f83下盤圍巖存在波速在2 500～3 000 m/s的低波速帶，分布深度在1～2 m。邊墻圍巖波速vp<4 500 m/s的深度一般小于4 m。②邊墻2 004 m高程圍巖波速基本在3 000 m/s以上，永久邊墻圍巖(巖錨梁設計邊線)波速基本在3 500 m/s以上，較深部的巖體波速普遍可達4 500 m/s以上。波速低于4 500 m/s分布深度一般在3～5 m，深入永久邊墻約2～4 m。③邊墻2 000 m高程圍巖存在2 800～3 000 m/s的低波速帶，分布深度一般在1.8～2.5 m，波速低于4 500 m/s分布深度一般在4～5 m。④水平鉆孔內揭示的結構面多為NW向中傾角節(jié)理，局部存在破碎帶，是造成鉆孔深部巖體波速偏低的主要原因。

c.垂直檢測孔成果表明，邊墻1 999.8 m高程以下巖體質量整體較差，蝕變帶在豎直方向可達到1 994 m高程。

d.鉆孔聲波測試波速隨孔深的變化趨勢具有一定的規(guī)律，①靠近洞室邊墻處波速一般最低，往里聲波波速曲線呈波狀上升趨勢。②在部分測試段節(jié)理裂隙較發(fā)育，會造成該段波速起伏較多、穩(wěn)定性差，平均聲波值一般也會有較大幅度下降。③聲波檢測曲線在臨近孔口測試段表現(xiàn)為波速低、衰減快、降幅大的特點，相關檢測成果實際上為巖體蝕變、節(jié)理發(fā)育及開挖松弛損傷等不利因素的綜合效應表現(xiàn)。

3 圍巖開挖響應及穩(wěn)定性數(shù)值分析

3.1 基于縱波波速的巖體參數(shù)評估與數(shù)值模型概化

目前水電工程實踐中，普遍采用的巖體參數(shù)取值思路或方法是綜合室內或現(xiàn)場試驗、現(xiàn)場調研、同類工程經驗并參考規(guī)程規(guī)范展開。巖體縱波波速vp作為能夠反映巖體質量的綜合指標之一[9]，既能較客觀地反映地質條件多樣性對巖體強度的影響，也能較好的體現(xiàn)巖體力學特性空間差異性特征，其與巖體完整性系數(shù)Kv[10]、巖體質量指標Q[11]、地質強度指標GSI[12]、巖體地質力學分類RMR[13]值等均具有對應關系，在一定程度上也可用于圍巖巖體質量分區(qū)或分類。

圖5中梳理了巖體縱波波速與巖體質量、巖體參數(shù)之間的關聯(lián)性，針對廠房邊墻巖體蝕變帶，依托現(xiàn)場采集的大量聲波檢測數(shù)據(jù)，可以動態(tài)開展施工期圍巖力學參數(shù)的定量分析研究。借助于巖體聲波波速作為巖體質量評價具有的全面表征性和全過程可測性，現(xiàn)場可快速、多期次的對施工期洞室圍巖質量進行精細化描述，并對巖體力學參數(shù)指標進行定量化評估和數(shù)值反饋分析校核。

圖5 巖體縱波波速與巖體質量、巖體參數(shù)相關性分析方法

根據(jù)廠房邊墻巖體蝕變洞段的大量聲波檢測成果和開挖揭露地質情況，表明不利斷層、巖體蝕變及節(jié)理裂隙發(fā)育等影響因素作為圍巖本身特性，是巖體波速偏低的根本原因，而開挖松弛損傷則主要由開挖爆破損傷和卸荷應力松弛所致，也一定程度上降低了圍巖波速。因此，結合巖體的蝕變程度、結構面發(fā)育程度、松弛損傷程度等典型圍巖特征，表1給出了基于縱波波速vp的巖體質量分區(qū)標準，以及相應的巖體完整性指標、Hoek-Brown模型重要相關參數(shù)(包括：巖石單軸抗壓強度UCS；地質強度指標GSI，與巖體結構、巖塊的嵌鎖狀態(tài)及結構面表面特征有關；完整巖塊的H-B準則常數(shù)mi，反映巖石的軟硬程度的巖性指標；相關取值參考文獻[14-16])、巖體特征描述等。其中，為便于后續(xù)開展定量化計算分析，僅選取了諸如平均波速5 000 m/s、4 500 m/s、4 000 m/s、3 500 m/s、2 500 m/s等為代表值，必要時可開展參數(shù)敏感性分析或監(jiān)測反饋分析。

表1 廠房邊墻圍巖的縱波波速與巖體質量分區(qū)

根據(jù)表1中所列的H-B模型相關參數(shù)，可獲得：vp=4 500 m/s時的摩擦系數(shù)為1.20～1.32，黏聚力為1.30～1.51 MPa；vp=4 000 m/s時的摩擦系數(shù)為0.99～1.10，黏聚力為0.98～1.17 MPa；vp=3 500 m/s時的摩擦系數(shù)為0.76～0.86，黏聚力為0.68～0.84 MPa；vp=2 500 m/s時的巖體摩擦系數(shù)為0.52～0.62，黏聚力為0.40～0.54 MPa。與在可研階段依據(jù)試驗數(shù)據(jù)與規(guī)范[10]的建議值對比，二者差異不大?？梢?，針對廠房下游側邊墻蝕變巖體影響區(qū)段，在工程試驗資料相對有限的情況下，采用上述經驗巖體力學參數(shù)快速評價方法是可行有效的手段。綜合現(xiàn)場或室內大量試驗成果、實際揭露地質條件、聲波波速巖體質量分類情況，表2給出了相應的巖體力學參數(shù)綜合建議取值，可以作為后續(xù)三維數(shù)值模型中的主要初始參數(shù)。另外，表2也根據(jù)NB/T 35072—2016《地下廠房巖壁吊車梁設計規(guī)范》和同類工程經驗[17]給出了作為巖壁吊車梁承載基礎的適宜性條件，對巖臺部位巖體質量較差的情況應進行針對性加固處理。

表2 巖體分類、綜合建議參數(shù)及其工程屬性

依托三維離散元程序3DEC[18]，建立地下廠房巖體蝕變洞段的數(shù)值概化模型(圖6)。在計算中考慮了圍巖爆破開挖損傷和卸荷松弛對綜合巖體質量的不利影響，相應的巖體參數(shù)將隨著洞室的逐步下挖進行適當調整，調整的主要依據(jù)是現(xiàn)場大量聲波檢測數(shù)據(jù)的橫縱向對比結果。

圖6 廠房巖體蝕變洞段邊墻圍巖開挖損傷演化特征概化模型

3.2 巖體參數(shù)的監(jiān)測反饋復核

大型地下廠房開挖圍巖條件和施工過程相對復雜，準確把握圍巖參數(shù)困難，根據(jù)現(xiàn)場圍巖開挖響應特征和安全監(jiān)測，開展反饋分析與復核工作是通行的定量化分析方法。一般來說監(jiān)測儀器的埋設都有一定滯后性，因而無法獲得整個洞室開挖過程中圍巖變形特征，但可以對比某開挖階段圍巖的變形增量，對圍巖參數(shù)進行復核?；跀?shù)值反饋分析模型和表2中的巖體參數(shù)，經計算可得到該洞段廠房第Ⅲ層開挖過程中的變形響應特征，與實際監(jiān)測點(邊墻2 006 m高程多點位移計)數(shù)據(jù)進行對比(表3)，二者基本具有一致性，說明該數(shù)值模型的巖體力學參數(shù)取值較可靠。

表3 廠房邊墻巖體蝕變洞段第Ⅲ層開挖變形對比

3.3 計算分析結果

數(shù)值分析結果表明(圖7)，廠房下游邊墻巖體蝕變洞段的整體變形較大，2 008～2 014 m高程區(qū)域淺層巖體累計變形可達50 mm，第Ⅲ層開挖完成后，巖錨梁區(qū)域圍巖累計變形達到40 mm；下游側拱座和下游邊墻的圍巖均表現(xiàn)出了明顯的應力松弛特征，下游邊墻應力松弛深度一般在5～6 m，邊墻圍巖應力松弛深度整體偏大。

圖7 廠房第Ⅲ層開挖完成圍巖變形與最小主應力分布

總體上，邊墻巖體蝕變洞段圍巖條件較差，巖錨梁部位的淺層巖體存在較明顯的不良變形和松弛特征，圍巖承載能力偏低，淺層巖體存在一定的變形失穩(wěn)風險，為保證該部位圍巖及巖錨梁的整體穩(wěn)定性，需針對性采取精細化爆破開挖技術和補強加固措施。

4 工程對策及效果評價

4.1 工程對策

針對巖體蝕變帶節(jié)理裂隙發(fā)育、強度低、易軟化等特點，從確保工程安全角度，現(xiàn)場采取合理的控制爆破開挖技術和系統(tǒng)性加強支護措施非常關鍵。針對巖體蝕變影響洞段，具體措施如下：

a.鑒于巖壁吊車梁部位對開挖控制要求高，現(xiàn)場應嚴格控制爆破施工(超前支護、弱爆破、短進尺、加強安全監(jiān)測等)，并根據(jù)現(xiàn)場開挖情況及時動態(tài)調整爆破及支護參數(shù)[19]，做到“開挖一區(qū)支護一區(qū)”精細化施工，充分保證支護的層次性、系統(tǒng)性、及時性和支護質量，盡量減少施工爆破對保留巖體擾動和松弛損傷，確保邊墻和吊車梁巖壁開挖成型質量，以充分維持和發(fā)揮圍巖的自承能力。

b.在巖壁吊車梁的上部(2 006～2 014 m高程)采取“鋼筋肋+預應力錨桿”和“鋼筋混凝土板+錨索”的聯(lián)合加強支護措施，以控制表層蝕變巖體松弛破裂的進一步發(fā)展，相關加強支護措施應及時施作完成。

c.巖壁吊車梁巖臺部位的整體承載能力偏低，需多方位增強該部位的系統(tǒng)支護強度?，F(xiàn)場綜合采用系統(tǒng)預應力錨桿加強支護(對巖梁下拐點以下邊墻采取預應力錨桿和錨索加強支護)、局部混凝土置換及增設扶壁墻等措施，以有效改善巖臺基座的巖體受力狀態(tài)，降低圍巖開挖變形松弛問題風險，提高其承載力和安全裕度。

其中，增設扶壁墻方案的具體措施包括：①巖壁吊車梁下方增加扶壁墻結構；②墻體與巖壁之間布置3排插筋32@1.4 m×1.4 m，長度L=9 m，外露0.9 m；③2 004.35 m高程增設1排普通砂漿錨桿32@0.7 m(L=9 m，外露1.4 m)，上仰15°；④將原設計高程為1 997 m的預應力錨索調整至1 998.5 m，與2001.5 m的錨索共同將扶壁墻固定在巖壁上，錨索長度均采用20 m。

4.2 加固效果評價

4.2.1巖壁開挖成型效果

研究洞段受巖體蝕變、順洞向優(yōu)勢結構面等影響，巖體質量整體較差，廠房第Ⅲ層中間抽槽開挖后，預留保護層的松弛破裂現(xiàn)象較普遍。之后，隨著預留保護層的開挖完成，該洞段永久邊墻的半孔率不高，局部巖臺開挖成型相對偏差，開挖成型總體一般，但巖壁吊車梁的斜巖臺基本保留完整，下拐點未見明顯缺失，通過適當加固后可以作為巖錨梁的承載基礎，現(xiàn)場開挖情況見圖8。

圖8 巖體蝕變洞段的巖壁開挖成型情況

4.2.2增設扶壁墻效果

圖9為運行期僅考慮輪壓荷載(700 t和150 t兩臺單小車橋機)下引起的巖壁吊車梁變形增量。相比無扶壁墻方案，增設扶壁墻后巖壁吊車梁最大變形增量由1.4 mm降低到0.8 mm左右，降低了約40%，可見，增設扶壁墻對輪壓荷載作用下巖壁吊車梁變形有較好的控制作用。另外，分析巖壁吊車梁錨桿受力特征，在運行荷載作用下，無扶壁墻方案的受拉錨桿應力增量可達到90 MPa，而增設扶壁墻方案的受拉錨桿應力增量一般在40 MPa左右，扶壁墻可以提高巖壁吊車梁錨桿的安全裕度。進一步分析巖壁吊車梁應力特征，現(xiàn)場在實施上述針對性加強處理措施后，考慮運行荷載時巖臺的最大壓應力小于0.5 MPa(不增設扶壁墻方案下的巖臺最大壓應力為1.4 MPa)，未超過蝕變巖體的允許承載力。可見，蝕變巖體影響區(qū)域巖壁吊車梁在采用增設扶壁墻的補強加固方案后具有較明顯的優(yōu)勢，對結構的整體安全穩(wěn)定較有利。

圖9 巖壁吊車梁輪壓荷載作用下變形增量對比

4.2.3安全監(jiān)測與預警

地下廠房開挖完成后，巖壁吊車梁部位的圍巖最大累計變形達70 mm(預埋式多點位移計，廠左0+19下游側1 998 m高程)，圍巖變形可趨于穩(wěn)定，見圖10；另一方面，在整個廠房后續(xù)開挖(第Ⅳ～Ⅸ層)中，該部位各分層的開挖變形增長和累計變形增量均基本控制在安全預警指標以內，見表4。表4中預警指標根據(jù)開挖揭示地質條件、工程類比、數(shù)值反饋分析與實時監(jiān)測等綜合擬定，并在施工中動態(tài)修正?？梢姴扇∩鲜黾訌娭ёo措施后，該洞段的圍巖變形及松弛問題得到了有效控制，表明以上針對性開挖支護方案取得了較好的工程效果。

圖10 廠房廠左0+19下游邊墻實測變形時程曲線

表4 廠房巖體蝕變帶2 006 m和2 009 m高程分層開挖實測變形增量與安全預警

5 結 論

a.通過系統(tǒng)分析巖體蝕變洞段圍巖的宏觀地質條件、監(jiān)測數(shù)據(jù)、聲波檢測資料及巖石力學試驗，提出了基于巖體縱波波速的巖體質量分區(qū)、力學參數(shù)綜合評估方法，查明了該不良地質體的圍巖質量空間分區(qū)及演化特征，該方法可以快速、動態(tài)、定量地將檢測結果與數(shù)值模擬技術有機結合。

b.施工期開展動態(tài)監(jiān)測反饋分析，建立了可靠的數(shù)值模型，對巖體蝕變帶的不利影響開展定量分析評價，并提出了施工期安全預警標準，及時評估各開挖階段圍巖穩(wěn)定性和潛在工程風險，為工程設計優(yōu)化提供了技術支撐。

c.針對巖體蝕變帶對廠房高邊墻及巖錨梁穩(wěn)定性的不利影響，綜合采取了控制爆破開挖技術和系統(tǒng)性加強支護措施，其中“增設扶壁墻+預應力錨索”的聯(lián)合加固措施較好解決了局部洞段巖臺松弛及承載力偏低的問題，相關數(shù)值分析及安全監(jiān)測均表明上述工程對策合理可靠。

d.地下廠房巖體蝕變帶的工程特性及影響機制復雜，結合現(xiàn)場地質調查、試驗研究、物探檢測及安全監(jiān)測，開展數(shù)值反饋分析與動態(tài)設計，對保障工程安全性和經濟性具有重要意義。