崔金鵬 杜威 鄢雙紅

摘要：紅層軟巖地區(qū)隧洞圍巖穩(wěn)定控制難度較大，研究洞徑與洞形對圍巖穩(wěn)定性的影響十分重要。依托巴基斯坦卡洛特水電站導流隧洞工程，在對紅層軟巖地質特性分析基礎上，通過對不同洞徑和洞形工況下圍巖變形、塑性區(qū)和支護應力等的計算分析，確定了導流隧洞的體型和規(guī)模，妥善解決了隧洞圍巖的穩(wěn)定性控制問題和經(jīng)濟性之間的平衡?，F(xiàn)場監(jiān)測成果表明：導流隧洞圍巖變形整體較小，洞身襯砌結構受力穩(wěn)定，運行狀況良好。

關鍵詞：軟巖導流隧洞; 圍巖穩(wěn)定; 數(shù)值模擬; 洞徑與洞形; 卡洛特水電站; 巴基斯坦

中圖法分類號：TV551.1 文獻標志碼：A DOI：10.15974/j.cnki.slsdkb.2022.04.009

文章編號：1006 - 0081（2022）04 - 0054- 07

0 引 言

沉積巖作為組成地球巖石圈的主要巖石之一，在地球地表的巖石中占比約70%。作為沉積巖的重要組成部分，砂巖和泥巖（紅層）分布范圍廣泛。在紅層軟巖中開挖隧洞，圍巖穩(wěn)定是最為突出的問題。其中，洞徑和洞形是影響軟巖地區(qū)隧洞圍巖穩(wěn)定最主要的因素。以巴基斯坦卡洛特水電站導流隧洞為對象，對軟巖隧洞洞徑和洞形對圍巖穩(wěn)定展開研究[1]。

卡洛特（Karot）水電站地處巴基斯坦境內(nèi)吉拉姆（Jhelum）河畔，為Ⅱ等大（2）型工程，工程為單一發(fā)電任務的水電樞紐，水庫正常蓄水位461 m，正常蓄水位以下庫容1.52億m3，電站裝機容量72萬kW（4×180 MW）。樞紐建筑物主要由瀝青混凝土心墻堆石壩、溢洪道、電站引水及尾水系統(tǒng)、電站廠房等組成，最大壩高95.5 m。壩址處河道地形狹窄，呈“幾”型，河谷為“V”型窄谷，不具備開挖形成明渠導流的條件，無法采用分期導流[2-3]。因此，根據(jù)水文特性、地形地質條件和樞紐建筑物布置特點，卡洛特水電站采用圍堰一次攔斷河床、圍堰全年擋水、導流隧洞泄流的導流方式[4-6]。根據(jù)規(guī)范并綜合各方面因素，確定上、下游圍堰及導流隧洞為4級建筑物[2-6]，初期導流設計洪水標準[7-13]采用全年10 a一遇洪水，相應最大洪峰流量為6 740 m3/s?？逄厮娬緦Я魉矶创┰降貙又饕獮槟噘|粉砂巖夾粉砂質泥巖，巖性為軟巖，洞身圍巖主要以Ⅳ類為主，Ⅳ類和Ⅴ類所占比例達到70%，且?guī)r層產(chǎn)狀與洞軸線夾角較小[14]。導流隧洞區(qū)域具有時代新、成巖膠結程度較差、巖石較軟弱、巖性較復雜，較軟巖與軟巖呈不等厚互層狀分布和巖性較差等特點，加之工程區(qū)域的構造應力作用顯著，隧洞開挖將面臨洞室圍巖穩(wěn)定性較差、大斷面開挖施工難度較大等實際工程問題。為保障導流隧洞的圍巖穩(wěn)定性、保證支護正常受力、控制施工期導流風險，對導流隧洞穩(wěn)定性控制研究是有必要的，評價圍巖穩(wěn)定性和支護受力，可為軟巖大斷面導流工程設計提供建議和依據(jù)[15-16]。

1 巖石水理特性及其對圍巖穩(wěn)定性的影響

1.1 巖石水理特性

卡洛特水電站導流隧洞圍巖主要為泥質粉砂巖和粉砂質泥巖。室內(nèi)膨脹性試驗（表1）表明，泥質粉砂巖和粉砂質泥巖具弱膨脹性。同時現(xiàn)場鉆探取芯表明，該類巖石具有遇水膨脹、失水干裂的特點[14]，見圖1。

1.2 工程施工對軟巖隧洞穩(wěn)定性的影響

該類軟巖隧洞在開挖后，由于應力釋放和巖石含水量變化，開挖面表層開始風化。但由于巖石透水性很低，表層受外部水的作用強度降低，一般僅局限于開挖表面附近，且該過程較為漫長?，F(xiàn)場載荷試驗對其中一組粉砂質泥巖進行了承載力試驗。在表面浸水（3 d）后，泥巖強度并未出現(xiàn)明顯降低;現(xiàn)場大量開挖情況表明：開挖面3～6月內(nèi)未封閉的情況下，表層風化厚度一般為10～15 cm，風化深度有限。工程實踐表明：在隧洞開挖面經(jīng)過噴混凝土等保護之后，圍巖受外界環(huán)境影響很小，其含水量變化小，巖體風化緩慢，隧洞的整體穩(wěn)定性幾乎不受影響。

水下鉆孔取芯（圖2～3）及試驗表明，長期處于地下水浸泡之下的軟巖，由于含水量幾乎保持不變，強度與岸坡中泥巖強度沒有明顯差別。因此，在水下的開挖面只需要減少爆破擾動，開挖后及時進行封閉，在盡量保持其應力狀態(tài)和含水量不受影響情況下，巖石強度受影響有限。

由泥巖泡水試驗和水下鉆孔情況分析可知：在巖石塊度增大并保持含水量基本不變時，巖石崩解作用不明顯，并能保持較好的完整性;長期處于地下水浸泡之下的軟巖，由于其應力狀態(tài)及含水量保持不變，其強度與未受到水影響的泥巖強度沒有明顯差別。因此在隧洞開挖后及時封閉情況下，巖體強度不會因暴露在空氣中而發(fā)生迅速崩解破壞，其強度和完整性可基本保持原狀，這為隧洞圍巖穩(wěn)定計算時巖體物理力學性質參數(shù)取值提供了條件。

2 計算模型與計算理論

2.1 計算模型

考慮到下閘因素，卡洛特水電站導流隧洞進口20 m段為城門洞形，其后漸變?yōu)闃藴识炊?。為分析卡洛特水電站導流隧洞不同洞段和巖性條件下的圍巖穩(wěn)定性和支護受力，利用FLAC3D軟件建立卡洛特水電站導流隧洞三維計算分析模型，選取了A，B和C這3個典型截面進行分析。其中，截面A位于距洞臉約10 m的部位，作為進口段（城門洞形）的典型分析截面;截面B位于距洞臉約90 m的部位，處于V類圍巖洞段（標準段）;截面C位于距洞臉約150 m的部位，處于IV類圍巖洞段（標準段）。截面A，B和C圍巖均為泥質粉砂巖與粉砂質泥巖互層。根據(jù)卡洛特初始地應力實測成果，導流隧洞區(qū)域的最大水平主應力方向穩(wěn)定在N7°E～N16°E，水平向大主應力側壓力系數(shù)約為2.2，水平向小主應力側壓力系數(shù)約為1.5。計算分析時，根據(jù)上述信息，計算得到模型的初始地應力場，以考慮構造應力的影響。計算模型見圖4～6，計算參數(shù)取值見表2。

2.2 屈服準則

在巖土工程中，土體破壞準則應用最廣泛的準則即為屈服（Mohr-Coulomb）準則，若主應力σ1，σ2，σ3已知，并規(guī)定了σ1≥σ2≥σ3，則Mohr-Coulomb屈服條件用主應力表示為

[12（σ1-σ3）+12（σ1+σ3）sinφ-ccosφ=0]? （1）

式中：c為黏聚力，MPa;[φ]為內(nèi)摩擦角，（°）。

在計算中采用了基于Mohr-Coulomb準則的剪切屈服破壞和基于最大主應力準則的拉伸破壞的組合破壞準則，如圖7所示。

破壞包絡線f（σ1，σ3）=0，從A到B由剪切破壞準則f s=0定義：

[fs=σ1-σ3Nφ+2cNφ]? ? ? ? ? ? （2）

從B到C由拉伸破壞準則f t=0定義：

[ft=σ3-σt]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?（3）

式中：σt為抗拉強度，kN;[Nφ=1+sinφ1-sinφ]。

只有第一主應力和第三主應力在剪切屈服函數(shù)中起作用;第二主應力不起作用。當材料的內(nèi)摩擦角[φ]≠0時，則其抗拉強度不得超過[σtmax]，如式（4）所示：

[σtmax=ctanφ]? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （4）

3 隧洞穩(wěn)定性控制研究

3.1 隧洞穩(wěn)定性影響因素

隧洞圍巖的穩(wěn)定性對隧洞的施工和運行起到 至關重要的作用，除巖石性質、巖體結構與構造、地下水、巖體的天然應力狀態(tài)等自然因素外，其主要影響因素還有隧洞規(guī)模（洞徑）和隧洞洞形 [15]。因此，在卡洛特水電站導流隧洞布置方案以及標準段斷面設計方案中，主要采用數(shù)值分析方法，對圍巖穩(wěn)定性和支護受力進行了分析和評價[17]。

3.2 隧洞規(guī)模比選研究

3.2.1 圍巖變形

統(tǒng)計國內(nèi)外類似巖體條件導流隧洞設計情況，洞徑約為10～15 m，因此隧洞規(guī)模擬定2洞（洞徑15.2 m）和3洞（洞徑12.5 m）兩個布置方案進行比選研究。不同隧洞規(guī)模條件下，標準段體型為圓形和馬蹄形規(guī)律基本一致，本節(jié)以圓形方案進行論證。根據(jù)圖8～9可以看出，圓形斷面條件下，3洞方案典型截面各部位的圍巖變形量值總體上均小于2洞方案的圍巖變形量值。截面A中，3洞方案除底板部位以外，頂拱和邊墻區(qū)域的圍巖變形比2洞方案減小9.8%～13.2%;截面B中，3洞方案各部位的圍巖變形比2洞方案減小16.6%～30.5%;截面C中，3洞方案各部位的圍巖變形比2洞方案減小15.3%～19.6%。

3.2.2 圍巖塑性區(qū)

進口段截面A，2洞和3洞方案塑性區(qū)均貫穿頂拱上覆巖體（量值較大且對比不明顯，圖7未列出）。截面B和截面C，采用3洞布置方案洞周塑性區(qū)深度比2洞布置方案小0.2～2.6 m，見圖10～11。

3.2.3 錨桿應力

圖12可以看出，開挖完成后，3洞方案的錨桿應力值在總體上稍小于2洞方案。其中，3洞方案的截面A洞周錨桿應力與2洞方案基本相當;截面B洞周錨桿應力比2洞方案小11～24 MPa;截面C洞周錨桿應力比2洞方案小3～4 MPa。

可以看出，采用3洞布置方案時，圓形斷面和馬蹄形斷面條件下的標準段圍巖塑性區(qū)深度、圍巖變形和錨桿應力等指標均小于2洞布置方案，圍巖成洞條件及穩(wěn)定性更好。同時，由于2洞方案和3洞方案隧洞過流斷面面積基本相同，投資相差較小。綜上對比分析，3洞布置方案的開挖斷面尺寸相對較小，施工開挖對圍巖的卸荷擾動程度也較小，對保障圍巖穩(wěn)定性更為有利，因此推薦采用3洞布置方案。

3.3 隧洞洞形比選研究

3.3.1 圍巖變形

隧洞洞形主要有城門洞形斷面、圓形斷面和馬蹄形斷面，考慮圍巖受力條件和施工便利性，本節(jié)主要對標準段采用圓形斷面和馬蹄形斷面進行對比研究，見圖13和圖14。

標準段為圓形斷面方案的截面A圍巖變形量值均比馬蹄形斷面方案的圍巖變形增加1.1%～6.3%，這是由于與圓形斷面對應的進口段開挖斷面尺寸為21.9 m×17.7 m（寬×高），要稍大于與馬蹄形斷面對應的進口段開挖斷面尺寸（21.4 m×17.2 m）。截面B和截面C位于標準段，圓形斷面的開挖斷面尺寸與馬蹄形基本相當，但圍巖變形量值在總體上比馬蹄形斷面減小9.3%～24.0%，表明標準段為圓形斷面時，有利于限制圍巖變形。

3.3.2 圍巖塑性區(qū)

如圖15和圖16所示，圓形斷面方案與馬蹄形斷面方案截面A的圍巖塑性區(qū)深度和分布特征基本相當，均是頂拱和底板的塑性區(qū)深度較小，而洞間巖柱塑性區(qū)貫通（量值較大且對比不明顯，圖10未列出）。截面B和截面C位于標準段，圓形斷面的開挖斷面尺寸與馬蹄形基本相當，但圍巖塑性區(qū)深度在總體上比馬蹄形斷面減小0.2～2.4 m，表明標準段為圓形斷面時，有利于限制圍巖塑性區(qū)深度，降低開挖卸荷對洞周巖體的擾動。

3.3.3 錨桿應力

圓形斷面方案和馬蹄形斷面方案的各截面錨桿應力量值基本相當，差別較小，見圖17。

綜上對比分析，圓形斷面和馬蹄形斷面的圍巖穩(wěn)定計算結果規(guī)律及特征基本相似，但部分計算指標在量值上有所差異。標準段為圓形斷面時，更有利于限制圍巖變形、圍巖塑性區(qū)深度和降低開挖卸荷對洞周巖體的擾動，因此建議采用圓形作為軟巖導流隧洞標準段的斷面形狀。

4 實際開挖及運行情況

導流洞自2018年9月過水以來，已順利運行3 a。根據(jù)工程地質條件，工程總體布置以及結構受力等情況，在導流洞布置了兩個監(jiān)測斷面，選定的監(jiān)測項目分別為圍巖變形、支護錨桿受力、襯砌混凝土外水壓力，襯砌混凝土與圍巖的接縫開度、襯砌混凝土結構受力等，監(jiān)測成果如下。

（1） 導流洞洞身共布設多點位移計6套，目前測得各測點孔口端的變形在3.24～15.82 mm之間，當前月位移量變化量在0.08～0.19 mm之間。多點位移計實測巖體變形不超過16 mm，圍巖整體變形較小，導流洞開挖支護后各測點變形穩(wěn)定無異常。

（2） 導流洞洞身共布設錨桿應力計10支，目前錨桿應力計測值在-96.84～163.17 MPa之間，錨桿應力變化基本呈穩(wěn)定收斂趨勢，導流洞開挖支護后，錨桿應力實測值已經(jīng)基本穩(wěn)定。

（3） 導流洞洞身共布設鋼筋計8支，目前鋼筋計計測值在-73.64～54.00 MPa之間，大部分鋼筋計表現(xiàn)為壓應力，鋼筋應力測值基本穩(wěn)定。

（4） 導流洞洞身共布設混凝土應變計4支、無應力計2支。目前混凝土應變計測值在-132.24～82.87之間，混凝土的應變量變幅較小，應變無異常。

5 結 論

針對卡洛特水電站導流隧洞的圍巖穩(wěn)定性研究，采用三維數(shù)值計算方法，對導流隧洞的3洞布置方案和2洞布置方案進行了計算比選，并對標準段為圓形斷面和馬蹄形斷面的洞形設計方案進行了對比分析。主要結論如下。

（1） 雖然泥巖存在快速風化、遇水軟化的特性，但是長期處于地下水浸泡之下的泥巖，其強度與岸坡中新鮮巖石沒有明顯差別;即使在多年的水位變動條件下，若泥巖表層未脫落分離或支護封閉條件下，其風化和軟化程度也難以進一步加深。導流隧洞的支護設計應重點考慮開挖后對軟巖洞段及巖層交界洞段的及時封閉與支護，同時也要重視施工過程中的動態(tài)設計。

（2） 相比2洞布置方案，3洞布置方案開挖斷面尺寸相對較小，降低了洞群開挖對圍巖的卸荷擾動程度，圍巖塑性區(qū)深度減小0.2～2.6 m，圍巖變形減小0.8%～33.6%，錨桿應力減小2～25 MPa，圍巖成洞條件及穩(wěn)定性更好。因此，軟巖隧洞洞徑越小對圍巖穩(wěn)定越有利，但隧洞規(guī)模選擇還應綜合考慮施工進度、施工水平和經(jīng)濟性等因素，卡洛特水電站導流隧洞推薦3洞布置方案。

（3） 相比馬蹄形斷面，圓形斷面標準段的開挖斷面尺寸基本相當，但洞周圍巖變形量值減小9.3%～24%，圍巖塑性區(qū)深度減小0.2～2.4 m，圍巖成洞條件及穩(wěn)定性更好。因此，圓形斷面受力條件較馬蹄形更好，卡洛特水電站導流隧洞推薦采用圓形作為導流隧洞標準段的斷面形狀。

（4） 導流洞施工和運行期間監(jiān)測成果表明，導流洞圍巖變形整體較小，導流洞開挖支護后，圍巖變形基本呈穩(wěn)定收斂趨勢。隨著混凝土襯砌的施工完成，圍巖變形和支護受力均已逐步收斂，洞身襯砌結構受力基本穩(wěn)定，導流洞運行狀況良好。

參考文獻：

[1] 崔金鵬， 李昊， 郭鴻俊. 巴基斯坦卡洛特水電站軟巖導流隧洞設計與施工[J].水利水電快報， 2020， 41（3）：42-46.

[2] 鄭守仁，王世華，夏仲平，等.導流截流及圍堰工程[M]. 北京：中國水利水電出版社，2005.

[3] 全國水利水電施工技術信息網(wǎng).水利水電工程施工手冊第五卷施工導（截）流與度汛工程[M].? 北京：中國電力出版社，2005.

[4] 匡林生. 施工導流及圍堰[M]. 北京：水利電力出版社， 1993.

[5] 王曉春. 施工導流和圍堰技術在水利水電施工中的應用[J]. 科技創(chuàng)新與應用， 2014（30）：211.

[6] 尹思全. 水利水電工程施工導流方案決策研究[D]. 西安：西安理工大學， 2004.

[7] 翁永紅，饒志文，李勤軍，等.烏東德水電站導流規(guī)劃與設計[J]. 人民長江，2014，45（20）：64-67，84.

[8] 張超. 葉巴灘水電工程施工初期導流標準優(yōu)選[J].? 人民長江， 2016， 47（16）： 58-61.

[9] 李方平， 崔金鵬. 金沙江旭龍水電站施工導流關鍵問題研究[J]. 人民長江， 2019， 50（11）：174-177.

[10] 樓叔英. 二灘水電站施工導流設計[J].? 水電站設計， 1994（1）：47-52.

[11] 宋亦農(nóng)， 周潔. 龍灘水電站導流設計與施工[J]. 水力發(fā)電， 2003， 29（10）：51-53.

[12] 薛寶臣， 王劍濤， 史曉陽，等. 蘇洼龍水電站導流隧洞設計[J]. 四川水力發(fā)電， 2018（6）：120-121，128.

[13] 秦中平， 吳朝月， 彭戰(zhàn)旗. 土卡河水電站軟巖導流隧洞設計與施工[J]. 云南水力發(fā)電，2006，22（6）：25-27，30.

[14] 張必勇，徐俊，沈金剛，等.巴頓Q系統(tǒng)圍巖分類在軟弱巖體隧洞中的應用[J].水利水電快報， 2019，40（5）：59-61.

[15] 俞祥榮. 大型水電站不良地質段大斷面導流隧洞圍巖穩(wěn)定與施工技術研究[D]. 天津：天津大學， 2015.

[16] 袁光裕，胡志根.水利工程施工[M]. 北京：中國水利水電出版社，2009.

[17] 張雨霆，吳勇進. 巴基斯坦KAROT水電站導流隧洞布置方案及洞形比選研究[R]. 武漢：長江科學院，2014.

（編輯：唐湘茜）

Study on influence of diversion tunnel diameter and shape in red Bed soft rock on stability of surrounding rock

CUI Jinpeng， DU Wei， YAN Shuanghong

（Changjiang Survey， Planning， Design and Research Co. Ltd.， Wuhan 430010， China）

Abstract： It is difficult to control the stability of tunnel surrounding rock in red-bed soft rock area， and there are great influence of tunnel diameter and shape on the stability of surrounding rock. Relying on the diversion tunnel project of Karot Hydropower Station in Pakistan and based on the analysis of the geological characteristics of red-bed soft rock， through calculation and analysis of surrounding rock deformation， plastic zone and supporting stress under different tunnel diameters and shape conditions， the shape and scale of the diversion tunnel are determined， and the balance between economics and stability control of the surrounding rock of the tunnel is properly solved. According to the results of on-site monitoring， the surrounding rock deformation of the diversion tunnel is relatively small， the lining structure of the tunnel body is under stable force， and the operation is in good condition.

Key words： soft rock diversion tunnel; surrounding rock stability; numerical simulation; tunnel diameter and tunnel shape; Karot Hydropower Station; Pakistan