某水电站对外公路隧道开挖的空间效应数值模拟

张启明

(新疆水利水电勘测设计研究院，新疆 乌鲁木齐 830000)

1 工程概况

某水电站的进厂公路隧道的施工地段位于海拔2700 m的高度。隧道起讫里程 K9+234～K16+650，全长7416 m，隧道洞身处的最大埋深约1234 m。隧道地质构造简单，为单斜构造，岩性为细粒石英砂岩，岩性较坚硬，岩体较完整，洞身以Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ级围岩为主。K13+581处穿越一断层带。隧道经过地段为粉砂质绢云板岩，局部含炭质绢云板岩，有机质含量不高，瓦斯等有害气体含量很小，隧道不存在放射性危害问题。隧道洞身段无地表水出漏，洞身围岩富水性较差，枯水期施工不会出现涌水的可能，洞身段主要为裂隙水。本项目所处地带干湿季节分明，雨季(5—10月)降水量为 671.3 mm，为全年的95%，多年平均气温为 11.3 ℃。极端最高气温为 36.4 ℃，极端最低气温为-17.2 ℃；该地区的蒸发量比较大，多年平均蒸发量为 2000.5 mm，相对湿度比较小，多年平均值为57%，最小仅2%。隧道全长7416 m，穿山而过，隧道的桩号K9+234～K16+650。进厂公路隧道主要开挖于两河口组中段，该段岩石以深灰至灰黑色砂质碳质板岩夹变质石英砂岩为主，层面发育完全，节理较不发育，矿物成份以长石、石英为主。整个施工区域内无大的断层，断裂构造主要是构造节理，并形成了北西-南东向的构造线。该区域内水文地质条件较为简单，地下水主要包括第四系松散堆积层孔隙水和基岩裂隙水两大类。孔隙潜水的主要补给源为地表径流和大气降水以及部分地下水，基岩裂隙水的补给源为大气降水，只有少量是由高山融雪水补给。该段地质构造简单，为单斜构造，以细粒石英为主，砂岩，岩石较坚硬，无不良地质和特殊岩层。洞身围岩为弱风化变细粒石英砂岩，以Ⅳ、Ⅴ级围岩为主[1-3]。

2 研究方法

本文取桩号为 K13+000～K13+060 段隧道作为计算区域。勘察结果表明，本段隧道平均埋深为600 m。数值模型坐标原点选择了距离地面以下 680 m 的位置，计算区域向左右各取60 m，最终计算区域为 680 m×140 m×50 m。隧道半径为 5.7 m，隧道断面形状为三心圆式，一次衬砌为喷射厚为0.2 m 的C25混凝土。模型底部施加Z方向位移约束，与洞轴线平行的边界采用Y方向位移约束，与洞轴线垂直的边界采用X方向位移约束，模型的侧压力系数取1。本段隧道工程一次衬砌采用了喷射混凝土支护。锚杆长4 m，采用梅花形布置，纵环向间距为1.5 m×l.5 m。锚杆作用的机理是增加了作用区的黏聚力，一次衬砌外层建立注浆锚固区来模拟锚杆的作用，注浆锚固区的半径设定4.0 m，这与锚杆的长度相一致，注浆及锚杆的作用会使该区域围岩参数产生较大变化，其中隧道的分区示意如图1所示，各区域参数如表1所示。

图1 隧道的分区示意图

表1 隧道各个围岩计算参数表

依据上述计算范围与参数，使用ADINA有限元软件建立有限元模型的划分采用四节点矩形网格剖分，网格密度为4 m，最大网格密度为10 m，将隧洞处的网格进行局部加密，共剖分 133 563节点，126 793个单元。计算模型如图2所示。

图2 隧道的有限元计算模型

3 结果与分析

3.1 隧洞围岩的沉降变化量

图3为隧道开挖前初始条件下的整体应力图，由图可知在隧道开挖前，隧道应力呈现出线性分布，但是后期随着埋深的增大，隧道受压力逐渐增大，此时数值计算中模型底部压力为20.03 MPa，与理论计算19.82 MPa 的结果相近。在初始应力条件正确后，对隧道进行开挖支护工序，衬砌的变形与围岩的变形一致，所以这里只对衬砌的受力进行分析研究。隧道施工完毕后，衬砌拱脚处的压力最大，最大值为 29.79 MPa，因此必须在隧道拱脚处采用保护措施，防止拱脚处围岩与衬砌由于压力过大，而产生破坏。在隧道的底拱处，受到的最大拉应力为 1.84 MPa，此时的拉力偏大，应当采用预防措施[4-7]。

图3 隧道在初始条件下的整体应力分布图

通过数值计算可以得出，在对隧道开挖过程中，出现了拱部效应，隧道开挖中，最大的竖向沉降位移总是发生在拱顶处，最大的位移隆起发生在隧道的底拱处；对于隧道受力来说，主要受压应力的作用，拱脚处隧道所受压力最大，仅在隧道底拱处，隧道受到拉应力的作用，这也是底拱处隧道隆起产生的原因；四个断面上拉应力最大为 1.64 MPa，最大压应力为-25.62 MPa，因此在隧道的底拱和拱脚处应加以防护，防止隧道受拉压破坏。实际拱顶沉降结果与数值模拟结果对比图如图4所示。

图4 监测位移和数值模拟位移沉降量对比图

由图4可知，在实际监测资料中，隧道在 K13+000、K13+020、K13+040、K13+060断面拱顶处的竖直位移量分别为 45.42 mm、43.63 mm、43.24 mm和 43.66 mm，数值计算结果分别为 46.77 mm、46.02 mm、43.21 mm 和 43.57 mm，相对误差率分别为2.97%、1.48%、-0.07%和-0.02%；相比于工程实测的数据，数值计算的结果要偏大，这是由于在工程测量中，在隧道开挖过后，才进行位移监测仪器的安置，因此仪器得到的数据并不能完全记录围岩由于开挖而产生的位移，特别是隧道前期位移量，无法在监测仪器中获得；而在数值模拟结果中，这些数据都可以得到记录。所以数值计算结果整体上符合实际工程测量值。

3.2 空间效应分析

在对比分析了数值模拟最终位移量与实测结果之后，为了探讨隧道开挖过程中的空间效应规律，对数值模拟结果进行处理，根据数值模型中各节点处的竖直位移量，绘制出各个断面隧道变形随着有限元程序开挖时间步的变化关系如图5所示。

图5 K13+000到K13+060断面处变形曲线

数值模拟开挖时，K13+300 首先开挖，然后依次开挖到 K13+060断面。当K13+000断面开挖时，该断面受到较大影响位移量已达到18.2 mm，而此时 K13+020、K13+040、K13+060断面处的位移值分别为3.02 mm、2.21 mm、1.59 mm。当K13+000断面的大变形已基本完成，位移值为44.50 mm，此时 K13+020、K13+040、K13+060 断面位移值依次为8.93 mm、3.21 mm、2.23 mm。可以看出，隧道开挖的影响随距离的变化关系，在该断面被开挖时，位移变形最大，在开挖面前方，离开挖面的距离越远，受到的影响越小；当 K13+020断面开挖时，此时该断面的位移为18.29 mm，K13+000断面处的围岩变形已基本稳定为49.20 mm，而开挖面前方的 K13+040、K13+060断面的竖直位移分别为3.88 mm、2.43 mm；可以看出，随着开挖的进行，开挖面前方围岩的变形有微小增加，主要的大变形发生在该断面被开挖后。

为了分析研究在隧道开挖中围岩变形与隧道开挖距离的变化关系，本文绘制了该进厂道路隧道施工工程中 K13+000到K13+060围岩变形随开挖距离的变化关系图，本次数值模拟中，以S为开挖面距离观测截面的距离，R为隧道半径，则K13+000断面只得到 S/R 为-2～7 的数据，K13+020得到 S/R 为-3～5 的数据，K13+040 断面得到 S/R 为-5～3 的数据，K13+060断面得到 S/R 为 -6～2 的数据，绘制出的纵剖面变形曲线如图6所示。图中，S/R=0 时，表示该断面正处于开挖位置上；S/R<0 时，表示该断面在开挖面前；S/R>0 时，表示该断面已被开挖，在开挖面后方。

图6 K13+000到K13+060隧道拱顶纵剖面变形曲线

由图6可知，四个断面下的变形曲线基本一致，尽管数据采集的区间不同，但反应的总体规律是一致的； K13+000、K13+020、K13+040、K13+060四个断面的最终位移量分别为 45.61 mm、45.33 mm、45.91 mm、45.51 mm，可以知道，在相同的地质围岩条件下，由开挖引起的变形基本相同。

4 结 论

本文通过该水电站进厂道路隧道工程实际，选取一段隧道建立有限元模型，对实际开挖中的隧道的纵向变形曲线进行了预测，得到了隧道的最终竖直位移量并与工程实测资料进行了验证，主要结论如下：

(1) 该水电站进厂道路隧道开挖中，最大的竖向沉降位移总是发生在拱顶处，最大的位移隆起发生在隧道的底拱处；对于隧道受力来说，主要受压应力的作用，拱脚处隧道所受压力最大为-25.62 MPa，在隧道底拱处，隧道受到拉应力的作用，最大为1.64 MPa，因此在这两处应当采用保护措施，防止围岩受拉压破坏。

(2) 该水电站进厂道路隧道工程数值计算的拱顶位移沉降结果较实测结果偏大，但总体上符合实测数据；当开挖面超过各个断面4R的距离时，拱顶位移变形曲线基本平缓，可以认为此时的隧道围岩变形基本完成。