白鹤滩水电站左岸主厂房洞室稳定性及主要变形破坏模式分析研究

董 源，裴向军，张 引

(成都理工大学 地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室，成都 610059)

0 引 言

白鹤滩水电站坐落于四川省宁南县与云南省巧家县境内，位于金沙江下游，属于高山峡谷地貌，建成后为中国第二大水电站。此水电站的拦河坝为混凝土双曲拱坝，坝高289 m，河流左右岸引水发电系统对称，分别安装有八台单机容量1 000 MW的水轮发电机组，装机总容量为16 000 MW。

深切河谷地区受到构造、河水下切等地质作用的影响，使得该区域地质条件较为复杂。该地区发育有大型的缓倾软弱层间错动带(C2)、层内错动带，陡倾的断裂带等对该工程不利的地质构造。地下主厂房埋深较大，受地应力的影响也较为明显。伴随着地下厂房的开挖，普遍揭露有玄武岩应力型破坏[1]、层间软弱结构面的变形、破坏等典型的岩石力学问题。

孟国涛总结出白鹤滩水电站地下厂房开挖过程中揭露脆性玄武岩破坏、开挖揭露面边墙岩体破裂松弛导致应力重分布引发的围岩大变形、破坏的现象及相关规律[2]；刘国锋归纳总结地下厂房围岩片帮破坏的基本特征与规律，重点探讨厂区地应力、岩体结构、岩性、施工因素等对围岩片帮的影响规律，得出片帮的形成与发生机制[3]；卢波总结得出影响围岩稳定性的两大控制因素为地应力和岩体结构，岩体结构对地下厂房围岩变形和稳定性控制作用较地应力更为明显[4]；李守柱根据原位监测资料，阐明了不同变形阶段洞室各部位的变形速率、变形量以及这些变形的时空效应[5]；段淑倩归纳总结了错动带导致结构变形失效破坏实例得出，含错动带岩体的破坏模式分为：塑性挤出型拉伸破坏、结构应力型塌方/掉块、剪切滑移型破坏[6]。

本文主要将现场地质勘查资料、监测成果、岩石力学试验、数值模拟结果结合，针对白鹤滩水电站左岸主厂房开挖后不同部位的围岩破坏类型进行相应分析；对洞室开挖可能产生的片帮破坏现象，进行了玄武岩岩石力学试验、声发射试验、数值模拟，同时与现场实际情况对比，得出主厂房开挖片帮发生的总体规律；对洞室开挖岩壁梁变形问题，采用现场监测与数值模拟相结合方法进行分析研究；对洞室开挖导致边墙块体破坏问题，采用理论研究结合现场实测数据，得出主厂房开挖后边墙围岩的一般破坏模式、相应块体的稳定性分析。本文研究的三大问题是高地应力、高埋深、大跨度洞室常见的几类问题，对这些问题有清楚的认识有助于为今后大型地下洞室的合理设计、科学开挖提供参考。

1 左岸主厂房的基本地质环境条件

1.1 白鹤滩水电站左岸主厂房概况

白鹤滩水电站的修建受到该区域地形前提的约束，地下厂房只能建在高埋深的山体内。左岸主副厂房洞长438 m，高88.7 m，岩壁梁以上宽34 m，以下宽31 m。为世界迄今为止最大的水电站地下洞室工程[7]。主副厂房洞和主变洞平行布置，洞室轴线方向为N20°E。

1.2 白鹤滩水电站左岸主厂房地质条件

白鹤滩水电站左岸主厂房区主要出露二叠系上统(P2β3)峨眉山组玄武岩。左岸岩层总体产状为N40°～45°E，SE∠15°～20°。岩性主要为P2β13层斜斑玄武岩、角砾熔岩、杏仁玄武岩、隐晶质玄武岩。主厂房轴线方向与岩层走向呈大角度相交[8]。

白鹤滩水电站左岸主厂房区域地质条件、构造复杂，主厂房在分级开挖过程中揭露多条错动带和不利的地质构造。C2错动带通过左岸地下厂房区域，与主厂房、主变洞边墙相交，是直接关系地下厂房稳定性的层间错动带。

白鹤滩左岸主厂房沿轴线方向岩石物理力学性质差异较大，S侧厂房岩体质量较差，一般为Ⅲ2～Ⅲ3类围岩，N侧厂房岩体质量较好，一般为Ⅱ1～Ⅱ2类围岩；断层、较大的层内错动带分布也不均匀，左0+228处，左0～10处分布最为广泛。由于岩性、构造的差异性，必定导致洞室开挖围岩差异性变形，需要引起重视。

表1 地下厂房主要地质构造特征[9]Tab.1 Main geological structure characteristics of Underground Powerhouse [9]

图1 C2错动带素描图Fig.1 Geologic sketch map of C2 fault belt

图2 C2附近不稳定块体Fig.2 Unstable block nearby C2

图3 地下厂房轴线工程地质剖面图(单位：m)Fig.3 Engineering geological section of underground powerhouse axis

图4 3组裂隙与厂房轴线赤平面投影图Fig.4 The three groups of fissures and the axial relationship of the plant axis are projected

主厂房区发育的优势节理可以分为三组，①：N35°～60°W，SW，∠75°～85°；②：N24°～55°E，SE，∠68°～78°；③：N35°～50°E，SE，∠15°～22°，三组裂隙与左岸地下主厂房洞轴线的赤平投影图，如图4所示[7]。

1.3 白鹤滩水电站左岸主厂房地应力

白鹤滩位于小江断裂带的北侧、交际河断裂的东侧。受喜山期运动(NW-NWW方向的区域挤压)的影响，白鹤滩水电站左岸主厂房围岩的应力以构造应力为主。

图5 天然地应力实测曲线Fig.5 Measured curve of natural ground stress

主厂房区地应力为典型的“驼峰状”应力分布形式[10]。左岸主厂房的水平埋深950～1 050 m，垂直埋深260～330 m。左岸厂房区的σ1为19～23 MPa(实测最大主应力33.9 MPa)，方向以N40°W左右，倾角5°～15°；(根据水利水电工程地下建筑物工程地质勘查技术规程[10]的初始地应力分级方案，属于高地应力，硬质岩：开挖过程中可能出现岩爆，洞壁岩体有剥离和掉块现象，新生裂纹较多。)σ3为6.7～8.7 MPa，方向变化大，倾角多50°～75°；中间主应力总体倾向河谷，倾角2°～11°，地应力的数值和产状特征都有所变化[7]。

图6 最大主应力与主厂房纵轴线关系示意图[11]Fig.6 The main stress is schematic with the vertical axis of the main houses axes[11]

1.4 研究内容

本文主要分析研究河谷高地应力条件下开挖大型地下洞室可能发生的围岩变形破坏问题，以白鹤滩水电站左岸主厂房开挖为例。通过资料收集(现场地质调查、相关文献收集、监测数据采集)，初步判定主厂房开挖会导致：片帮破坏、围岩大变形、边墙块体失稳破坏。对洞室开挖可能产生的片帮破坏现象，进行了岩石力学试验、声发射试验、数值模拟结合分析其产生部位、规模；对洞室开挖岩壁梁变形问题，采用现场监测数据与数值模拟相结合方法分析其大变形产生部位及原因；对洞室开挖导致边墙块体破坏问题，采用理论研究结合现场实测数据对比得出主厂房开挖后边墙围岩的一般破坏模式、相应块体的稳定性分析。本文的技术路线图见图7。

图7 技术路线图Fig.7 Technology roadmap

2 脆性玄武岩破坏特征分析

2.1 玄武岩基础岩石力学试验

白鹤滩左岸主厂房围岩以二叠系上统P2β3的玄武岩为主，强度高，脆性性质明显；该地区具有较大的初始地应力场，导致围岩的应力、强度比值较高，约为0.25，介于0.15～0.4之间，具备岩石应力破坏的发生条件，且以中等破坏为主[12]。由于局部的围岩应力、岩性、地质构造的差异，左岸主厂房分层开挖过程中，出现了破裂、片帮、弱岩爆等岩体的应力型破坏及岩体的时效变形现象。

图8 试件轴向破坏图Fig.8 Axial failure of specimen

图9 压制拉裂破裂示意图Fig.9 Schematic diagram of cracking and cracking

图10 脆性玄武岩声发射试验Fig.10 Laboratory AE monitoring for intact brittle basalt

图11 脆性岩石临界破裂强度特征Fig.11 Critical fracture strength characteristics of brittle rock

室内单轴试验成果表明，玄武岩的单轴抗压强度σc较大，其值约为70～90 MPa。如图7所示为岩样在单轴压缩试验后的破坏形态，其破裂面主要与加载方向平行，属于压致拉裂破坏(见图9)，与片帮形成、破坏模式类似[3]。片帮为高地应力、硬脆性岩体中常见的一种破坏，表现为岩体的片状或者板状剥落。声发射试验表明，当轴向荷载约为40 MPa时，岩石试件内部开始破裂，使试件声发射事件数明显增多，(见图10)，由此可以推断该玄武岩试件的临界破裂强度为40 MPa。

白鹤滩左岸地下主厂房玄武岩，根据室内力学试验及前人研究成果，可以将σ1-σ3>0.4σc定义为岩石的临界破裂点[13,14]。当洞室的应力大于岩石临界破裂点时，则可能发生围岩应力型破坏，按照严重程度可以分为：损伤、破裂、片帮、岩爆等。

2.2 左岸主厂房拱顶片帮破坏特征分析

片帮都是发生在完整或较完整的岩体内，凭据岩体质量划分依据，岩体片帮破坏主要发生在Ⅱ、Ⅲ类围岩之中。不同级别的结构面对片帮发生的范围和影响程度不同[11]。层间、层内错动带等软弱地质构造部位片帮揭露较少，此区域以掉块为主；硬性、长大裂隙出露部位附近片帮破坏较为发育，这些区域应力更易集中，更容易导致片帮(见图12)。

图12 下游侧拱脚片帮破坏模式Fig.12 Failure mode of lower side arch foot

白鹤滩左岸主厂房开挖、卸荷面近于平行σ3，洞室开挖后主厂房沿着σ3方向卸荷。最大主应力σ1与主厂房洞轴线大角度相交，这样使得σ1在洞室开挖面切向方向的分力较大；洞室开挖导致切向应力进一步增大，容易造成距开挖面一定范围内的岩体发生劈裂破坏，使得岩体较为破碎，围岩位移量较大。σ1偏向下游，这样对厂房区下游侧部位围岩稳定性不利[11]。

2.3 左岸主厂房拱顶片帮破坏数值模拟分析

选取Hoek-Brown本构模型，可以准确的考虑深埋洞室围岩的脆-延-塑性，反映围压及破坏后效应[15]。采用Midas数值模拟(Hoek-Brown破坏准则)对主厂房分层开挖进行数值模拟，得出其位移与应力的关系。

主厂房高度为88.7 m，垂直埋深约260～330 m，洞室的高度与埋深比值较大，因此由不同埋深造成的应力差异是不能忽视的，同时考虑河谷应力场的影响。因此，模型应该考虑整个山体的应力状态，而不仅仅只考虑单一的初始地应力场和洞室影响范围内的围岩。模型如图13所示。

图13 主厂房数值模拟模型图Fig.13 Numerical model of the main houses axes

2.3.2 边界条件设置

位移边界条件：①左侧边界(河谷位置)为x轴方向位移固定边界；②模型底部为y轴方向位移固定。

荷载条件：①力边界条件：以水平荷载作用在右侧边界上，从而模拟水平构造应力，按实测数据拟合得到水平荷载线性关系：Px=65 000-5.5y(模型底面y=0，右侧坡顶y=1 000)。②岩体自重荷载：按玄武岩岩石重度2.7～2.9 g/cm3的试验数据，设置模型重度为2.7 g/cm3，重力加速度为9.81 m/s2。

2.3.3 岩石本构关系及参数选择

(1)破坏前线弹性关系显著：玄武岩的应力应变具有较好的线性关系，在中低压的循环加载中表现出良好的线弹性性质，只有在临近破坏的极小范围内出现非线性性质。

(2)变形时间效应不明显：根据现场围岩位移监测数据，洞室每次开挖后变形在较短的时间内达到稳定，因此可以不考虑其蠕变效应。

1）定干。定干高度依据苗木情况，如果肥水条件良好，可以在苗木最顶端饱满芽处定干。如果肥水条件不好，就要低定干，确保苗木成活。顶芽萌动时，在苗木距地面70 cm以上部分涂抹6-BA，促使主干多发分枝、细枝，当年发枝量达到12～18个为好。

数值模拟模型将玄武岩考虑为线弹性变形材料，破坏准则选择Hoek-Brown经验准则，相关材料参数如表2所列。

(1)

注：m，s为Hoek-brown准则中的经验参数；m′，s′表示岩石的残余Hoek-brown强度参数。

2.3.4 数值模拟结论分析

若规定拉应力为正、压应力为负，通过考察最大主应力的分布可得有无拉应力(出现正值的区域有拉应力，若全为负值则所有岩体处于受压状态)。主厂房第一层开挖：压应力分布：由最小主应力计算结果(图16)，最大压应力集中区域(图17)在拱顶偏上游位置(其应力值为43～54 MPa)和开挖底面靠下游边墙的小范围区域(其应力值为63～78 MPa)。由于边墙与开挖面的垂直关系造成应力奇点，在小范围内有极高的应力集中(特别是下游边墙底部)，可能使得围岩产生片帮剥落(如图18)。

拱顶片帮破坏现象，数值模拟结果与现场实际情况一致。针对该种情况，应该注意上游侧拱顶、下游侧拱脚处支护处理。

图14 左岸主厂房第一层开挖围岩片帮破坏[3] Fig.14 Relationship between stress controlled or stress-structure controlled failure and principal stress during first layer excavation of left underground chamber [3]

图15 左岸主厂房第一层开挖混凝土喷层剥落Fig.15 Exfoliation of concrete shotcrete in the first floor of the main building on the left bank

图16 最小主应力分布图(第一层开挖)Fig.16 Minimum principal stress distribution diagram(First floor excavation)

图17 最大主应力分布图(第一层开挖)Fig.17 Maximum principal stress distribution diagram(First floor excavation)

3 洞室开挖岩壁梁变形分析

3.1 左岸主厂房监测设备布置介绍

白鹤滩左岸主厂房布置有位错计、锚杆应力计、多点位移计、滑动测微孔等。地下洞室开挖后，洞室周边岩体发生位移。一般表现为拱顶下沉，边墙向临空面收敛。断面的多点位移计布置形式如图18(以左岸地下厂房3号机组，即0+77断面为例)[17]。

图18 多点位移计监测布置示意图(单位：m)Fig.18 A schematic diagram of monitoring and layout of a multi point displacement meter

3.2 洞室开挖岩壁梁的变形分析

左岸主厂房不同位置围岩位移量如下图，左0-10；左0+228附近围岩位移量大，结合地下厂房轴线岩体质量分区图分析，左0-10岩体质量较差，同时该处存在断裂构造，该处洞室开挖围岩位移量大；左0+228处，岩体质量较好，但是该处地质构造发育，存在多条断裂、错动带，导致该处洞室开挖围岩位移量大。对比可以得出岩体自身结构对洞室开挖围岩变形影响更大。

左岸主厂房分层开挖使得围岩表现为时效变形特征。围岩受到洞室分层开挖的影响，围岩变形量在施工期间变形呈：“台阶状”上升趋势，洞室各层开挖结束后，随着支护措施、开挖作业面远离，围岩的变形量增长速率减缓，并且趋于稳定[18-20]。

玄武岩是脆性岩石，围岩变形随着开挖完成后在短时间内变形完成，(如图21)，几乎没有变形延后效应，因为洞室开挖短时间内围岩的变形问题是需要我们着重考虑研究的。

图19 左岸地厂上游岩壁梁距开挖面不同深度围岩变形图Fig.19 Deformation map of surrounding rock at different depths of rock face from upstream Bank of left bank

图20 地下厂房轴线岩体质量分区(单位：m)Fig.20 Quality division of rock mass on the axis of Underground Powerhouse

图21 围岩位移时序过程线Fig.21 surrounding rock displacement sequence process line

图22 实测第三层开挖位移Fig.22 Measured excavation displacement of third layers

图23 第三层开挖位移云图Fig.23 The first three layer excavation displacement nephogram

主厂房第三层开挖后，上、下游岩壁梁围岩位移量明显增加，下游岩壁梁围岩的位移量18 mm大约是上游岩壁梁的3倍。由于上下游岩壁梁暴露在开挖层位内，使得上、下游岩壁梁处围岩向临空面方向卸荷，围岩位移量增值较大。需要对其进行支护处理。避免变形进一步加速变化。

白鹤滩左岸主厂房分层开挖完成后，边墙部位为应力松弛区。洞室开挖过程中，岩壁梁应力集中，由于左岸主厂房的轴线方向N20°E与最大主应力近N-S方向小角度相交，厂房开挖断面的破坏形式主要由中间应力(倾向河谷，倾角2°～11°)和最小主应力共同影响。以主厂房第三层开挖为例：

图24 最小主应力分布图(第三层开挖)Fig.24 Minimum principal stress distribution diagram(Third layer excavation)

图25 最大主应力分布图(第三层开挖)Fig.25 Maximum principal stress distribution diagram(Third layer excavation)

主厂房第三层开挖后，压应力分布：由最小主应力计算结果(图24)，最大压应力集中区域(图25中红色位置)在拱顶偏上游位置(其应力值为63～68 MPa)和开挖底面靠下游边墙的小范围区域(其应力值为73～84 MPa)。

4 洞室开挖边墙块体稳定性分析

洞室开挖，由于开挖临空面的影响，与岩体原生裂隙面共同组合成块体边界，可能导致浅层边墙的块体失稳破坏。

4.1 洞室开挖边墙变形分析

白鹤滩水电站左岸主厂房开挖揭露范围内，存在一条延伸很远的软弱层间错动带C2(位于第四开挖层内)，C2使得高边墙围岩位移量大大增长；使揭露范围内的岩体发生块体破坏。

下游边墙围岩变形量普遍大于上游边墙围岩的变形量，其变形量约为其3倍；上、下游边墙围岩位移量明显增加，围岩位移量增值较大，可能出现边墙浅层块体掉落现象。

图26 实测第四层开挖位移Fig.26 The displacement diagram of first four layer excavation

4.2 洞室开挖边墙块体破坏模式分析

以主厂房第4层开挖为例。上、下游边墙具有不同的块体失稳破坏模式。主厂房的优势节理方位和节理特征如表3所示。

表3 工作区优势节理产状[7]Tab.3 Work area advantage joint production[7]

(3)

式子：α为岩层层面倾角；σ1为围岩切线方向应力；σ3为围岩法线方向应力；τ为岩层层面剪应力；σn为岩层层面正应力。

岩层面的法向压应力随开挖面法向应力的卸载而逐渐减小，而且岩层倾角越大减小得越快；岩层面的切向剪应力随开挖面法向应力的卸载逐渐增大，而且岩层倾角越大增大得相对较快。

厂房区岩层面倾角较缓(平均小于20°)，开挖卸荷主要增加岩层面法向压缩应力，而切向剪应力增大相对较小，对于下游边墙(岩层顺向)，迅速增大的法向压缩应力使得层面的抗剪切应力增高，易发生张裂破坏[21]，其块体破坏的可能性较小；对于上游边墙(岩层反向)，过大压应力容易使得岩层折断，在陡倾裂隙的作用下形成块体，失稳破坏，可能性较大。

图27 洞室上、下游边墙形成块体示意图Fig.27 Block diagram of the wall formation of the upper and lower side walls of a cavern

图28 洞室下游边墙块体破坏示意图Fig.28 A schematic diagram of block failure in the downstream wall of a cavern

4.3 洞室开挖边墙块体稳定性分析

下游边墙处块体实测三组节理的产状：节理1:流层面节理，140°∠25°；节理2：X型共轭节理，120°∠82°；节理3：X型共轭节理，50°∠80°。

上游边墙处块体实测三组节理的产状：节理1:流层面节理，130°∠20°；节理2：X型共轭节理，310°∠83°；节理3：X型共轭节理，45°∠80°。

图29 下游边墙典型不稳定块体Fig.29 Typical unstable block of downstream side wall

块体沿着流层面节理发生滑动，取该结构面抗剪强度参数综合取值tanφ为0.45～0.6，C为0。

图30 上游边墙典型不稳定块体Fig.30 Typical unstable block of upstream side wall

(4)

将参数带入公式(4)，下游边墙处块体的抗滑稳定性系数为：1.2～1.6，该块体的稳定性系数较差，易发生块体滑动破坏；上游边墙处块体的抗滑稳定性系数为：0.9～1.2，该块体的稳定性系数很差，易发生块体滑动破坏，上游边墙处发生块体滑动的可能性大于下游边墙处。

5 结 论

白鹤滩水电站左岸主厂房洞室开挖后，通过现场勘查、监测分析、室内力学试验、数值模拟等手段对各种围岩破坏类型进行分析研究，得出结论如下。

(1)围岩在河谷高地应力条件下局部产生破裂、片帮、弱岩爆。下游侧拱脚、偏上游侧顶拱应力集中，围岩变形较大，片帮发育。

(2)岩壁梁围岩变形量沿轴线差异巨大，岩体质量差、断裂结构发育的位置其变形量较大。

(3)岩壁梁部位由于应力集中产生较大变形。由于应力方向的差异导致下游岩壁梁应力更加集中。洞室第三层开挖后，下游岩壁梁围岩的位移量为18 mm，大约是上游岩壁梁的三倍。

(4)层间软弱带C2处岩体破碎，围岩变形量显著增大，且有浅层块体失稳破坏现象，上游边墙处块体稳定性小于下游边墙处块体的稳定性。

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