陈磊 余国祥

摘要： 针对白鹤滩水电站地下厂房周边洞室群衬砌混凝土在厂房开挖过程中所出现的多条裂缝现象，以右岸地下厂房南侧下游边墙的电缆廊道和进厂交通洞南侧支洞-2为例，通过对衬砌裂缝进行定量排查和定性分析，再现了该区域衬砌裂缝产生及演化的过程，给出了衬砌裂缝产生的原因。并结合整个地下洞室群的建设过程给出预防衬砌混凝土开裂的主要对策，保证厂房边墙围岩的稳定，防止工程灾害的发生。结果表明：洞室衬砌混凝土的破裂及发展其本质是围岩的松弛破裂扩展，是围岩在开挖后体积扩容的一种外部表现，具有明显的时间效应;两洞室衬砌混凝土的破裂主要是由于厂房高边墙形成过程中，尤其是第Ⅶ层开挖期间顶拱应力集中加剧所致，可通过前期洞室的开挖、支护及衬砌混凝土破裂后的补强支护、回填灌浆、裂缝观测等措施得到预防及治理。研究成果可为白鹤滩水电站及相关地下工程建设提供参考。

关 键 词： 地下厂房围岩稳定; 衬砌裂缝; 地下洞室群; 白鹤滩水电站

中图法分类号：  TV 61

文献标志码：  A

DOI： 10.16232/j.cnki.1001-4179.2021.08.022

0 引 言

水利水电工程建设多集中于高山峡谷区域，一般具有“高地应力、强卸荷、地震烈度高”等主要特征[1-5]。由于水电工程的特殊地质条件和功能要求，需要开挖断面结构不同、长短相异、空间分布极为复杂的大型地下洞室群[6]。水利水电工程的大型地下洞室群一般具有以下共同特征：① 地质条件极为复杂，主要表现为工程岩体结构复杂，地应力量级大;② 断面尺寸大，具有明显的尺寸效应;③ 边墙高且稳定性受开挖方案的影响，因此对于开挖设计具有较高要求;④ 洞室群密集分布，且洞室群之间相互影响[7]。因此，同交通隧道、采矿巷道等单一洞室相比，大型水电地下洞室群具有体量大、分布复杂等特征。

大型水电地下洞室群的围岩变形及其破坏主要由围岩应力场的重新分布所导致，是地下结构的地质条件、洞室群的结构及规模、开挖过程的时序及控制、洞室支护的强度与时机等因素综合作用的结果[6]。因此，在水电工程地下洞室群的开挖过程中，受岩体类别、地应力分布甚至是地下水因素的多重影响，难免会出现相应的变形问题。例如，大岗山水电站地下厂房在施工过程中出现顶拱辉绿岩脉塌方的灾害，且塌方达3 000 m3，严重影响了施工进度和施工安全[8];锦屏I级水电站地下厂房在开挖过程中出现片帮剥落、围岩松弛深度较高甚至岩爆等灾害，对地下洞室的安全、施工工期等造成重要影响[9]。

水电洞室衬砌裂缝形成的首要因素为洞室围岩的变形甚至破坏。因此，国内外许多专家学者采用现场调查、室内试验、监测分析及工程类比等多种手段对洞室围岩的分级、力学特性、变形及协调机制、洞室群轴线布置等问题进行了大量的研究，并取得了很多有益的研究成果。在围岩失稳研究方面，Hoek等[10]在考虑地应力及岩体结构的基础上，将洞室围岩的破裂分为块体的失稳、片帮、岩爆、断层滑动等类型;Martin等[11-12]基于控制因素将围岩变形破坏模式分为结构控制型和应力控制型、复合控制型等。对于地下洞室衬砌的裂缝问题，Malla等[13]对水电廊道中所出现的水平贯通裂缝采用三维有限元进行模拟，模拟结果揭示了廊道裂缝的产生机制，即由于衬砌混凝土的碱骨料反应导致混凝土总体体积的增加，进而引起廊道产生非弹性变形并造成衬砌水平裂缝的产生。Chen等[14]基于数值计算方法对施工期洞室廊道应力状态进行了分析，认为洞室廊道由于顶拱的自重应力作用，使得位于倒悬部分的衬砌因环向拉应力增大而产生浅表裂缝。马克等[15-16]基于微震监测方法，对大岗山水电站高拱坝廊道的衬砌混凝土裂缝形成因素进行了全面分析，给出了廊道衬砌混凝体破裂的原因。江权等[17-18]对高应力作用下硬岩的卸荷破裂因素进行了全面分析，并在此基础上给出了大型硬岩地下洞室群稳定性设计的优化方法。

由于白鹤滩水电站地下洞室群规模宏大，包括导流洞、泄洪洞、引水洞、母线洞、尾水洞等建筑物，且由于这些线状布置的建筑物的地层岩性、埋深和展布方位等不尽相同，因此其不同断面上的应力场差别极大[19]。同时，由于部分洞室之间的净距较小，衬砌混凝土及围岩出现裂缝将会对水电工程的安全及稳定性产生重要影响。因此，本文以右岸地下厂房南侧下游边墙的进厂交通洞南侧支洞-2和电缆廊道衬砌裂缝为研究对象，通过定期排查观测、定性分析等方法，对两洞室衬砌混凝土开裂的形成机制进行研究，并给出预防和治理洞室衬砌开裂的主要对策，旨在为白鹤滩水电站地下洞室开挖及其他相关工程建设提供指导。

1 工程概况

1.1 研究对象

本文研究区域主要岩石类别为玄武岩岩浆喷发所形成的火成岩，包括隐晶質玄武岩、杏仁状玄武岩和角砾熔岩，具有岩质坚硬、性脆、隐微裂隙发育、起裂强度低等特点。隐晶质玄武岩饱和单轴抗压强度为112 MPa，杏仁状玄武岩饱和单轴抗压强度为99 MPa，角砾熔岩饱和单轴抗压强度为74 MPa[20]。

右岸地下厂房的垂直埋深为420～540 m，地应力测试结果表明，其最大应力值可达30.99 MPa[20]。高地应力下大型地下厂房的开挖卸荷显著地改变了围岩的应力状态，从而诱发围岩强烈卸荷和应力重分布，导致围岩的一些部位出现应力显著降低和最大应力值明显增大的不利应力状态[16]，最终导致玄武岩围岩的脆性开裂和应力型片帮剥落破坏，如图1所示。围岩的脆性开裂及应力型片帮剥落等会导致其表层喷护或衬砌混凝土产生破裂，从而极大地影响地下洞室的稳定及安全。对于衬砌混凝土的破裂，以位于右岸地下厂房南侧下游边墙的进厂交通洞南侧支洞-2和电缆廊道两洞尤为突出，如图2所示。

图3为进厂交通洞南侧支洞-2与电缆廊道的布置图。如图3所示，进厂交通洞南侧支洞-2为主变洞与主厂房间的交通通道，其轴向N80°E，与厂房轴线正交。其起点位于厂房下游边墙桩号右厂0-32.75 m处，底板高程为590.4 m，终点位于主变洞上游边墙桩号右厂0-32.75 m处，底板高程与起点一致。洞室总长为60.65 m，净断面尺寸为6.7 m×7.0 m，混凝土衬砌设计厚度为50 cm。

电缆廊道为主变洞与主厂房之间的电缆通道，其轴向为N71.05°E，与厂房轴线交角为81.05°。起点位于厂房下游边墙桩号右厂0-056.3 m处，底板高程为595.9 m;终点位于主变洞上游边墙桩号右厂0-046.75 m处，底板高程为602.0 m。洞室总长为61.39 m，净断面尺寸为3.5 m × 3.5 m，混凝土衬砌设计厚度为40 cm。两洞室间岩墙厚度为7.3～16.9 m，其中桩号K0+011 m处岩墙厚15 m。

1.2 基本地质条件

如图4所示，地质条件特征上，进厂交通洞南侧支洞-2及电缆廊道地面高程约1 080～1 100 m，垂直埋深443～491 m，水平埋深420～500 m。两洞所在地层为单斜岩层，总体产状为N48°～50°E，SE∠15°～20°。岩层走向与洞室轴线小角度相交，交角区间为25°～30°。岩性主要为隐晶质玄武岩、杏仁状玄武岩、角砾熔岩，地质构造较不发育，开挖过程中偶见片帮现象，影响深度一般5～20 cm，围岩类别为Ⅲ1类。

1.3 洞室开挖前后围岩应力条件变化特征

白鹤滩水电站右岸地下厂区初始地应力以构造应力为主，其中第一主应力方向为N0°～20°E，与厂房轴线夹角10°～30°，倾角2°～11°，量值约22～26 MPa（最大实测值为30.99 MPa）;第二主应力量值为14～18 MPa，方向与厂房轴线方向近垂直;第三主应力近垂直，量值为13～16 MPa，与上覆岩体自重应力相当，如图5（a）所示。

为具体研究地下厂房开挖前后围岩应力的变化情况，图5（b）对此进行了分析[20]。数值分析成果表明：

在地下厂房高边墙的形成过程中，其顶拱应力集中程度逐渐增强，导致顶拱浅层岩体破裂加深，承载力降

低，进而削弱了下游边墙的支撑力;而边墙部位则产生应力显著降低现象，其应力松弛范围逐渐加大，边墙松弛破裂深度扩展，围岩向洞内变形。在此影响下，位于厂房下游边墙的进厂交通洞南侧支洞-2及电缆廊道在厂房开挖过程中产生衬砌混凝土开裂、掉块，底板隆起，钢筋向洞内弯曲等现象。

2 衬砌混凝土及围岩破裂演化过程

为详细研究白鹤滩水电站右岸地下厂房南侧下游边墙两洞室衬砌裂缝形成机制，找到防治此类破坏的对策。本节以进厂交通洞南侧支洞-2及电缆廊道为例，结合两洞衬砌裂缝形成演化的过程对其衬砌混凝土破裂特征及原因进行详细分析。

2.1 进厂交通洞南侧支洞-2

对于进厂交通洞南侧支洞-2，其洞室衬砌混凝土破裂产生于厂房第Ⅴ层（高程为584.3～589.8 m）开挖期间，同时在厂房的开挖及完成过程中不断发展，其裂缝扩展特征如图6所示。为详细分析衬砌混凝土的破裂特征，将裂缝特征随厂房开挖的扩展情况列于图7。

具体地，厂房第Ⅴ层开挖完成后，2017年6月23日排查发现距厂房下游边墙0～12 m范围内边墙衬砌混凝土开裂明显，裂缝发育间距20～70 cm/条;同时，北侧边墙的衬砌混凝土裂缝较南侧边墙更为发育，且底板分布有5条裂缝。裂缝在走向上，以近N10°W的横向裂缝为主，即与厂房边墙近平行。在裂缝宽度上，边墙衬砌混凝土的缝宽小于1 mm，底板缝宽一般介于2～6 mm。其中，底板距厂房边墙4 m处开裂最为严重，其裂缝宽度达2～3 cm，最大可见深度约30 cm。

厂房第Ⅵb层（高程567.8～573.3 m）开挖完成后，于2017年11月9日第二次排查发现底板中部的纵向裂缝向厂房侧延伸约2 m，桩号K0+011 m处横向裂缝新增2条分支，且缝宽由第Ⅴ层开挖时的4～6 mm增大为1～3 cm。同时，南侧边墙新增10条环向裂缝，裂缝间距为40～60 cm/条，缝宽1～2 mm。

厂房第Ⅶ层（高程563.4～567.8 m）开挖期间，2017年12月2日第三次排查发现桩号K0+011 m处底板横向裂缝宽度由1～3 cm增大为1.5～4.0 cm，且桩号K0+020 m处新增一条横向裂缝，宽度为1～3 mm。同时原底板中部的纵向裂缝由桩号K0+013 m延伸至K0+018 m，顶拱及南北侧边墙各新增3条环向裂缝，缝宽1～2 mm。

厂房在第Ⅶ层基本开挖完成后，2018年1月2日第四次排查发现位于桩号K0+011 m处的底板横向裂缝宽度由1.5～4.0 cm增大为8～10 cm，且两缝壁间产生垂直错动，错距4～7 cm;K0+020 m处横向裂缝宽度也由1～3 mm增加至1～2 cm，并同样产生垂直错动，错距2～3 cm，如图8所示。顶拱及南北侧边墙桩号K0+010-K0+020 m范围内新增多条环向裂缝，缝宽以1～2 mm为主，局部可达5 mm，同时伴以衬砌混凝土的脱落、衬砌钢筋的外露及向洞内弯折现象。

厂房机坑（高程为563.4 m）以上部位开挖完成后，2018年3月20日排查发现，顶拱桩号K0+017 m处新增一处衬砌混凝土脱落、掉块，南侧边墙K0+011 m处原衬砌混凝土开裂、脱落部位的内部横向钢筋被拉断5根（均位于距边墙底部1.5 m范围内），钢筋的最大断距达1 cm。

2.2 电缆廊道

对于电缆廊道，其洞室衬砌混凝土的破裂于厂房第Ⅵb层（高程567.8～573.3 m）开挖期间排查发现（此前由于不具备排查条件未排查），同时在厂房的开挖及完成过程中不断发展，其裂缝展示图如图9所示。具体地，电缆廊道于2017年10月26日，厂房第Ⅵb层开挖期间排查发现距厂房下游边墙4～11 m范围内底板衬砌混凝土出现4条近N10°W的横向裂缝，缝宽约2～4 mm，随后对该部位布置砂浆条观测。11月3日再次排查发现砂浆条上普遍出现1～3 mm裂缝，如图10所示。

厂房第Ⅶ层（高程为563.4～567.8 m）基本开挖完成后，2018年1月3日第二次排查发现廊道北侧边墙距厂房下游边墙9～16 m范围内断续发育10条裂缝，间距10～50 cm;南侧边墙距厂房下游边墙10～16 m范围内断续发育5条裂缝，间距1.0～1.5 m;顶拱距厂房下游边墙9～16 m范围内断续发育11条，间距10～50 cm。走向上，裂縫整体以近N10°W的横向裂缝为主，与厂房边墙近平行，缝宽一般1～3 mm，局部5～10 mm。大部分裂缝未产生错动，仅北侧边墙有3条裂缝存在错动，错距5～8 mm。底板的横向裂缝由原来的4条增加到7条，其中有4条裂缝产生水平错动，错距为0.3～2.0 cm，并在第6条与第7条裂缝中间新增纵向裂缝（近N80°E，垂直厂房边墙），缝宽一般0.5～1.5 cm。

厂房机坑（高程为563.4 m）以上部位开挖完成后，2018年3月12日排查发现电缆廊道北侧边墙桩号K0+011 m处的衬砌混凝土沿裂缝产生脱落，内部钢筋向洞内弯折，如图10所示。其余部位新增裂缝相对较少，主要有4条，位于边墙部位，均为环向裂缝，走向约N15°W，宽度约1 mm，延伸长一般约1～2 m。

2.3 衬砌裂缝形成机制分析

综上所述，两洞室衬砌混凝土破裂在时间上多发生于厂房第Ⅶ层开挖期间，在空间上主要位于距厂房下游边墙0～12 m范围内。这是由于第Ⅶ层开挖过程中，厂房高边墙最终形成，应力释放，从三向应力状态转变为双向受压应力状态，临空方向应力释放后发生围岩松弛，出现平行于临空面的竖向裂缝。在裂缝产生的时间顺序上，底板先于边墙及顶拱;在裂缝宽度上，底板大于边墙及顶拱。这主要是由于两洞室设计时底板衬砌混凝土未配筋，浇筑完成后，其抗变形能力相对最弱所导致。

对两洞衬砌混凝土裂缝的多次排查结果表明，衬砌混凝土的破裂及发展伴随着围岩的松弛破裂扩展，是围岩在开挖后体积扩容的一种外部表现，具有一定的时间效应。具体表现在从厂房第Ⅴ层开始开挖至第Ⅶ层开挖完成，衬砌混凝土破裂进一步向洞内发展，开裂范围延伸至距厂房下游边墙20 m处。在具体特征上，表现为裂缝增多，变宽，缝宽最大可达10 cm;底板挤压变形后隆起，边墙及顶拱处钢筋向洞内弯折，表层混凝土脱落。

在破裂因素上，两洞室衬砌混凝土的破裂缝主要受向厂房侧临空影响且进厂交通洞南侧支洞-2与电缆廊道隔墩岩体临空面多，破裂相对较为严重。在厂房高边墙形成过程中，尤其是第Ⅶ层开挖期间，顶拱应力集中加剧，导致顶拱浅层岩体破裂加深，承载力降低，对下游边墙的支撑力削弱，加上地应力方向原因，促使下游边墙进一步向洞内变形。同时，下游边墙应力松弛范围逐渐加大，边墙松弛破裂深度扩展，围岩往洞内变形，形成对顶拱围岩的挤压，又促进顶拱向洞内变形，最终导致两洞的衬砌混凝土裂缝增多，增宽，钢筋向洞内弯折。

3 衬砌混凝土破裂防治对策及效果

高地应力下大跨度地下厂房开挖过程中，围岩应力调整剧烈，其周边洞室群围岩、喷护及衬砌混凝土破裂较为明显，对厂房的稳定性造成一定影响。为保证厂房的整体稳定性，对衬砌混凝土破裂给出相应的预防及治理对策，其本质是力求在开挖及支护这过程中减小对围岩的损伤，提高围岩的整体稳定性，降低厂房下挖过程中围岩的破裂风险，防止工程灾害发生。

3.1 衬砌混凝土破裂的预防

（1） 在厂房开挖方式上可采用中间抽槽，两侧预留保护层的开挖方式，每层开挖高度控制在5 m内。中槽与保护层之间先进行施工预裂，中槽采用手风钻或多臂台车进行水平开挖，保护层采用水平光面爆破，且上下游保护层应错距开挖。同时应进行爆破振动测试，严格控制单响药量，以减小开挖爆破及围岩应力调整对岩体的损伤。

（2）  在厂房开挖与支护关系上，其中部拉槽与保护层开挖之间的距离应小于20 m，以便及时支护。对于开挖后产生脆性开裂和应力型片帮剥落破坏等部位，每开挖完成一循环，立即进行“L”型随机锚杆（长度3 m，端部弯折20 cm）施工，防止围岩表层破坏向深部发展。同时初喷混凝土应紧跟开挖面;砂浆锚杆最多滞后开挖面1～2个循环;预应力锚杆滞后开挖面应小于20 m;锚索下索滞后掌子面小于30 m，张拉小于80 m，上一层锚索全部完成才进行下一层的开挖。

（3） 在厂房高边墙形成后，其下部机坑的开挖支护方式上，应重视机坑隔墩的保护，机坑开挖前可采用在隔墩部位预先设置沉头锚杆、顶部浇筑混凝土盖板和竖向锚索相结合的机坑隔墩支护方式。同时机坑在平面上应分序间隔开挖，可采用垂直预裂的开挖方案，保证机坑开挖后隔墩的成型质量，使隔墩能充分发挥其支撑作用，保证厂房边墙围岩的稳定。

（4） 在厂房支护方式上，可采用纳米钢纤维混凝土、预应力锚杆、对穿预应力锚索等锚固措施，来提供表层支护约束，限制表层围岩松弛破裂扩展。开挖过程中，对已完成系统支护但围岩变形仍快速增长部位可在原系统锚索中间内插相同荷载甚至更高荷载的预应力锚索。主厂房与主变洞之间可增设对穿锚索，并根围岩变形情况加密锚索间距。锚索的封锚预应力应小于设计预应力，以预留应力增长空间，避免锚索荷载超限。在顶拱部位可增设钢筋拱肋，并进行低压固结灌浆，灌浆压力0.2～0.3 MPa为宜，以加强顶拱围岩的整体性，使其能形成拱效应，提升厂房的整体稳定性。

（5）  在厂房周边洞室的衬砌支护上，如母线洞、进厂交通洞、电缆廊道等，可采用增设钢拱架以及强喷锚的方式来加固洞口，以提高围岩的整体性，减少松弛开裂。在围岩整体趋于稳定后，可进行衬砌施工，以限制少量的时效变形。 同时衬砌部位应全部配筋，尤其是底板，如本文两洞室在底板部位未配筋，因此其抗变形能力相对最弱，混凝土破裂最为严重。必要时可在衬砌混凝土内部配置工字钢，提高衬砌强度。

3.2 衬砌混凝土破裂的治理

（1） 在补强支护上，可对厂房周围衬砌混凝土破裂严重的洞室，进行二期混凝土衬砌，修复破裂混凝土的同时缩小洞室断面尺寸，提升围岩整体稳定性。衬砌前应先对开裂破碎的混凝土进行清除，原衬砌混凝土表面应凿毛。随后进行低压注浆施工，以进厂交通洞南侧支洞 -2为例，其低压注浆孔在顶拱入岩3 m，在边墙入岩1.5 m，在底板入岩2 m，孔间距1.5 m×2 m，第一排孔距厂房边墙1.5 m，注浆压力0.2～0.3 MPa，采用强度等级42.5的普通硅酸盐水泥，其浆液水灰比1 ∶1～0.5 ∶1。低压注浆完成后可利用注浆孔扫孔后施工锚杆，锚杆施工完成后再进行新增衬砌混凝土施工。

（2） 在回填封堵上，优先選择已产生衬砌混凝土破裂的施工支洞、交通洞等断面尺寸较小且工程完工后将不使用的洞室进行施工，以减小洞室群效应，提升厂房边墙的稳定性，防止周边洞室的衬砌混凝土破裂进一步发展。封堵时，混凝土浇筑段长度不宜超过15 m，混凝土浇筑入仓温度不大于20 ℃，封堵段顶拱应预埋灌浆管进行回填灌浆，灌浆压力0.2～0.3 MPa，水灰比0.5 ∶1。

（3） 在观测记录上，应定期对已产生衬砌混凝土破裂的洞室进行排查，绘制裂缝展示图，同时设立简易观测点，记录其裂缝变化特征。对破裂严重部位可通过钻孔定期进行钻孔摄像及声波测试，分析内部围岩松弛破裂扩展情况，以便及时采取相应补强加固措施进行处理，预防工程灾害的发生。

3.3 衬砌混凝土破裂防治后的实际效果

厂房下游侧边墙桩号右厂0-056 m（高程593.4 m）代表性测点围岩变形时序过程线见图11。该测点位于电缆廊道正下方。由图可见，在厂房高边墙正式形成后，该区域附近围岩变形位移量开始陡增。在厂房下游边墙的内插预应力锚索，进厂交通洞南侧支洞-2及电缆廊道的二次衬砌等支护措施逐步实施后，其围岩变形逐渐平稳，变形测值曲线趋于平缓。后续通过机坑分序间隔开挖，强支护等方式，保证了机坑开挖后隔墩的支撑作用，保证了厂房边墙围岩的长久稳定，在变形曲线上则始终表现为一个平缓的状态。

在宏观表现上，两洞室二次衬砌完成后，2018年11月5日再次对其进行了裂缝排查，排查过程中仅发现少量细微的收缩缝，并在后期的多次排查中，裂缝的宽度跟数量均未产生明显变化。

4 结 论

本文以白鹤滩水电站右岸地下厂房南侧下游边墙的电缆廊道和进厂交通洞南侧支洞-2的衬砌裂缝为研究对象，通过对两洞衬砌裂缝的现场定量排查及定性分析，得到以下结论：

（1） 洞室衬砌混凝土的破裂及发展其本质是厂房高边墙形成后，应力释放，从三向应力状态转变为双向受压应力状态，临空方向应力释放后发生围岩松弛，出现平行于临空面的竖向裂缝，是围岩在开挖后体积扩容的一种外部表现。其具有一定的时间效应，随着时间会有一定程度的发展，具体表现在衬砌混凝土裂缝宽度的增大，开裂范围的扩展。

（2） 两洞室衬砌混凝土的破裂主要是由于厂房高边墙形成过程中，尤其是第Ⅶ层开挖期间，顶拱应力集中加剧，浅层岩体破裂加深，承载力降低，对下游边墙的支撑力削弱，加上地应力方向的影响，促进下游边墙进一步向洞内变形。同时，下游边墙应力松弛范围逐渐加大，边墙松弛破裂深度扩展，围岩往洞内变形，形成对顶拱围岩的挤压，又促进顶拱向洞内变形。

（3） 衬砌混凝土的破裂防治其实质是对围岩本身破裂的防治，这对预防深部围岩产生工程灾害具有重要意义。可通过前期洞室的开挖、支护及衬砌混凝土破裂后的补强支护、回填灌浆、裂缝观测等措施进行预防及治理。

参考文献：

[1]  国家能源局.水电发展“十二五”规划（2011～2015 年）[R].国加能源局，2012.

[2] 宋胜武，冯学敏，向柏宇，等.西南水电高陡岩石边坡工程关键技术研究[J].岩石力学与工程学报，2011，30（1）：1-22.

[3] 冯夏庭，陈炳瑞，明华军，等.深埋隧洞岩爆孕育规律与机制：即时型岩爆[J].岩石力学与工程学报，2012，31（3）：433-444.

[4] 谢和平，高峰，鞠杨.深部岩体力学研究与探索[J].岩石力学与工程学报，2015，34（11）：2161-2178.

[5] 何满潮，谢和平，彭苏萍，等.深部开采岩体力学研究[J].岩石力学与工程学报，2005，24（16）：2803-2813.

[6] 董家兴，徐光黎，李志鹏，等.高地應力条件下大型地下洞室群围岩失稳模式分类及调控对策[J].岩石力学与工程学报，2014，33（11）：2161-2170.

[7] 申艳军，徐光黎，宋胜武，等.高地应力区水电工程围岩分类法系统研究[J].岩石力学与工程学报，2014，33（11）：2267-2275.

[8] 魏志云，徐光黎，申艳军，等.大岗山水电站地下厂房区辉绿岩脉群发育特征及稳定性状况评价[J].工程地质学报，2013，21（2）：206-215.

[9] 黄润秋，黄达，段绍辉，等.锦屏Ⅰ级水电站地下厂房施工期围岩变形开裂特征及地质力学机制研究[J].岩石力学与工程学报，2011，30（1）：23-35.

[10]  HOEK E，BROWN E T.岩石地下工程[M].连志升，田良灿，王维德，等译.北京：冶金工业出版社，1986：148-195.

[11] MARTIN C D，KAISER P K，MCCREATH D R.Hoek-Brown parameters for predicting the depth of brittle failure around tunnels[J].Canadian Geotechnical Journal，1999，36（1）：136-151.

[12] 蔡明，赵星光，KAISER P K.论完整岩体的现场强度[J].岩石力学与工程学报，2014，33（1）：1-13.

[13] MALLA S，WIELAND M.Analysis of an arch-gravity dam with a horizontal crack[J].Computers and Structures，1999，72（1）：267-278.

[14] CHEN P P，ZHANG G X.Study on the prevention measures and causes of cracks in arch crests of galleries in high concrete dams[J].Advanced Materials Research，2014，（3）：813-819.

[15] 马克，金峰，唐春安，等.基于微震监测的大岗山高拱坝坝踵蓄水初期变形机制研究[J].岩石力学与工程学报，2017，36（5）：1111-1121.

[16] 馬克，庄端阳，唐春安，等.基于微震监测的大岗山水电站搞拱坝廊道裂缝形成原因研究[J].岩石力学与工程学报，2018，37（7）：1608-1617.

[17] 江权，樊义林，冯夏庭，等.高应力下硬岩卸荷破裂：白鹤滩水电站地下厂房玄武岩开裂观测实例分析[J].岩石力学与工程学报，2017，36（5）：1076-1087.

[18] 江权，冯夏庭，李邵军，等.高应力下大型硬岩地下洞室群稳定性设计优化的裂化‐抑制法及其应用[J].岩石力学与工程学报，2019，38（1）：1-22.

[19] 侯靖，石安池，江亚丽，等. 西部水电工程脆性岩体高应力破裂问题与控制措施研究[R].杭州：中国电建华东勘测设计研究院，2017.3.

[20] 李良权，陆健健，钱军，等.金沙江白鹤滩水电站右岸地下厂房小桩号洞段围岩加固专题报告[R].杭州：中国电建华东勘测设计研究院，2018.5.

（编辑：郑 毅）

引用本文：

陈磊，余国祥.高地应力下洞室衬砌裂缝形成机制与防治对策：以白鹤滩水电站为例

[J].人民长江，2021，52（8）：142-150.

Formation mechanism of lining cracks in caverns under high ground stress and

countermeasures：case of Baihetan Hydropower Station

CHEN Lei，YU Guoxiang

（ Zhejiang Huadong Construction Engineering Co.，Ltd.，Hangzhou 310014，China ）

Abstract：

In view of the lining cracks in the underground powerhouse of the Baihetan Hydropower Station，this paper takes the cable corridor at south downstream side wall and No.2 branch hole of transportation tunnel as an example，and through quantitative inspection and qualitative analysis on lining cracks，we simulate the concrete lining crack generation and evolution in this area and give the reasons for lining cracks generation.Afterwards，we give the main countermeasures to prevent crack of concrete lining in combination with the whole construction process of underground cavities.The results show that the crack development in the lining concrete is essentially a reflection of relaxation and fracture of the surrounding rock，which is an external manifestation of the volume expansion of the surrounding rock after excavation and has an obvious time effect.The lining concrete cracks of the two holes were mainly caused by the formation of high side wall process，especially by the stress concentration at top arch due to the excavation of the Ⅶ layer.These cracks can be prevented and controlled by the measures of rational excavation，reinforcement support in excavation stage and backfill grouting and crack observation in the post stage.

Key words：

rock mass stability of underground powerhouse;lining cracks;underground caverns;Baihetan Hydropower Station