陈 特，邓云瑞，谢道强，项 勋，任旭华

(1.中国电建集团中南勘测设计研究院有限公司，湖南 长沙 410014；2.山东省济南市长清区万德镇水务局，山东 济南 250309；3.河海大学水利水电学院，江苏 南京 210024)

0 引 言

在隧洞开挖阶段，围岩应力释放且存在应力重分布现象[1-2]。工程实践表明，围岩应力调整和变形过程并非短时间内完成，与隧道设计尺寸、工程地质条件、开挖方法、支护时机等多因素有关，因此确定围岩释放率是一个比较棘手的问题。高俊合等[3]对比分析开挖荷载释放的3种模拟方法——Mana法、单元应力内插法和位移法，并对Mana法进行改进，所得计算结果精度显著提高；张传庆等[4]基于快速拉格朗日法基本原理，讨论实现应力释放法的理论依据；朱彦鹏等[5]采用应力释放法合理模拟黄土隧道的施工过程，分析施工对黄土及支护结构力学特性的影响；常智慧[6]围绕深埋隧洞展开研究，通过建立开挖荷载释放率、变形完成率和掌子面超越距离之间的关系，确定深埋隧洞最佳初次支护时机；胡天明等[7]通过研究不同初期支护时机对围岩应力变形及塑性区的变化影响，指出支护时机提前会增加支护结构受力，同时围岩稳定性将显著提高。

以上研究大多以公路隧洞为主。针对水工隧洞，围岩整体稳定一般依靠初期支护来维持，二次衬砌主要用于承受运行期的内外水压力。鉴此，本文依托某电站右岸尾水隧洞工程，采用荷载释放法确定尾水隧洞最佳初期支护时机，并依据此最佳支护时机分析毛洞开挖和喷锚支护开挖对于隧洞整体应力变形和塑性区扩展的影响。

1 计算原理与方法

1.1 初始地应力

地应力是各种地下结构开挖施工阶段围岩变形和塑性破坏的原始动力，因此合理确定围岩初始地应力场是进行围岩稳定性分析和开挖支护设计决策的关键。本文数值模拟中，初始地应力场只考虑自重和侧向压力的作用，未考虑地质板块间构造作用的影响。地应力场基于金尼克假定，即垂直应力等于上覆盖层的质量，即

(1)

式中，σv为铅垂应力；σh为水平应力；ν为泊松比；H为距自由面铅直距离。

1.2 开挖模拟

模拟开挖时，赋予开挖部位空模型并获取开挖表面节点力{Ft}k(t表示开挖自由面边界)，开挖单元全部节点产生的荷载释放节点力向量为[4，8]

(2)

将获取的节点力{Ft}k按照不同比例a反向作用于开挖界面原节点位置，余下的节点荷载(1-a){Ft}k则由围岩单独承担，待模型计算平衡后，在模型开挖面节点位置施加反向节点荷载a{Ft}k，同时施加相应支护措施并进一步求解平衡。

2 有限元计算数值模型建立

2.1 工程依托

某水电站位于我国西南地区金沙江流域，枢纽工程主要由挡(泄)水建筑物、发电厂房等组成。输水发电系统分布于右岸，包括岸塔式进水口、引水隧洞、尾水隧洞、调压室、主厂房、母线洞、主变室等。厂址区山体雄厚，地表基岩裸露，岩体完整性好，根据厂址区附近钻孔和平硐揭露，厂房区洞室围岩以厚～巨厚层状灰岩为主，围岩类型属Ⅲ1类，局部节理密集带为Ⅲ2类，断层破碎带和层间挤压破碎带为V类。与输水发电建筑物有关的结构面主要为小断层、层间挤压破碎带等少量III级结构面、以及节理裂隙等IV、V级结构面。地面调查和勘探揭露，灰岩中层间软弱夹层不甚发育。

2.2 计算模型及材料参数

本文选取右岸尾水隧洞典型断面建立有限元计算模型，模型包括2条内径为20.6 m的圆形断面隧洞，轴线间距65 m，模型埋深约为300 m。计算中，取顺河向为x轴，横河向为y轴，竖直向上为z轴建立笛卡尔坐标系，模型单元总计24 585个。整体模型见图1。

图1 数值计算模型

模型整体分3部分开挖(开挖1～3)，隧洞顶拱位置采用中导洞法开挖。有限元计算采用的材料参数根据勘测资料取定，弱风化灰岩采用摩尔-库伦本构模型，喷混凝土及衬砌采用弹性本构模型。有限元计算材料参数见表1。

表1 有限元计算材料参数

2.3 计算假定及测点位置

在确定隧洞最佳支护时机时，假设隧洞全断面一次性开挖。利用FLAC3D内嵌的fish语言，采用应力释放法[9]，获取隧洞开挖后围岩瞬时的开挖荷载等效节点力，根据荷载系数将等效节点力分为10份(每份10%)，并依次施加。本文对隧洞周边位置设置多个测点，以监测不同荷载释放率下测点变形变化趋势。各监测点位置见图2。

图2 尾水隧洞典型断面监测点布置

2.4 支护措施及相关参数

依据设计资料初定如下的支护方案：隧洞顶拱240°和底拱120°分别采用不同支护措施，初期采用喷混凝土加系统锚杆支护，后期采用混凝土衬砌支护。本次模拟中，初期喷混凝土和后期衬砌采用实体单元模拟，锚杆支护等采用结构单元模拟。模型具体支护参数见表2。

表2 尾水隧洞支护参数

3 计算结果分析

3.1 初次最佳支护时机确定

将隧洞一次性全断面开挖，模拟开挖荷载分10期进行释放，计算得到各测点不同开挖释放率下变形，见表3。

表3 尾水隧洞不同释放率下的各测点变形 mm

为更加直观地表征不同测点变形随荷载释放率的变化，绘制开挖荷载释放率-变形增量关系，见图3。通过曲线拐点对应的荷载释放率确定围岩初期支护最佳时机。从图3可知，对于尾水隧洞段，随着荷载释放率的提高，不同测点的变形均有所增加，当开挖荷载释放率小于70%时，围岩变形大致呈现随着开挖荷载释放率线性变化，变形增量几近不变；当荷载释放率达到70%以后，不同测点的围岩变形增量显著的提升。综上可知，围岩释放率在70%左右施加初期支护，对于发挥围岩自承能力以及保证围岩和初期支护的稳定性较为有利。因此，本文选取释放率为70%作为最佳支护时机。

图3 不同开挖荷载释放率下特征点围岩变形增量

3.2 围岩稳定性分析

本文分别计算毛洞开挖和喷锚支护开挖2种工况。在喷锚支护中，每开挖一步进行围岩应力释放分析并施加初期支护，待断面开挖完成后，初期支护施加完毕，进行二次混凝土衬砌施工。

3.2.1 围岩变形

尾水隧洞围岩变形结果见表4。从表4可知，毛洞开挖与施加喷锚支护措施后洞室开挖呈现的整体规律大致相同，均表现为顶拱沉降，底拱隆起，洞室向洞内变形；随着开挖进程，隧洞洞顶沉降值逐步增大并最终趋于稳定，隧洞底部隆起逐步减小。裸洞开挖顶拱最大沉降值为21.55 mm，底拱最大隆起达到17.77 mm；经喷锚支护后，洞室开挖阶段最大隆起、沉降变形分别为16.61 mm和19.99 mm，相较于毛洞开挖对应值分别减小了4.6%和17.7%。由此可见，喷锚支护能有效改善围岩整体变形。

表4 不同工况各开挖阶段隧洞围岩变形 mm

3.2.2 围岩应力

围岩最大主压应力见图4。从图4可知，随着洞室开挖进程，洞室周边局部范围岩体扰动，呈现围岩应力重分布现象。由于围岩应力释放，在洞周出现一定的拉应力区。第1步开挖结束，毛洞和喷锚支护洞室最大主压应力均出现在两侧拱脚位置，最大值分别为26.7 MPa和22.98 MPa，拱顶和拱底主压应力值较小；随着后续开挖步的进行，最大压应力逐渐转移至隧洞左右两侧中部围岩处，且呈纺锤体状分布，整体应力分布符合洞室开挖一般规律，相较于毛洞开挖，施加喷锚支护后围岩整体最大主压应力均有所降低。

图4 围岩最大主压应力(单位：kPa)

3.2.3 塑性区

开挖过程中，围岩塑性破坏形式主要以剪切破坏为主。最终围岩塑性破坏区分布见图5。从图5可知，塑性破坏区主要集中于洞周两侧部位，洞室拱顶及拱底位置塑性区较小，塑性区整体分布规律与最大主压应力分布大致对应。施加喷锚支护后围岩塑性区范围有一定的降低，且塑性区最大扩展深度约为3 m，小于锚杆的长度9 m。

图5 最终围岩塑性破坏区分布

4 结 语

本文以围岩特征点变形量为量化指标，采用荷载释放率法确定某电站尾水隧洞最佳支护时机，并基于此最佳支护时机，对该隧洞进行毛洞开挖和喷锚支护开挖后围岩整体稳定性分析，得出以下结论：

(1)洞室开挖过程洞周应力释放，围岩应力出现重分布。为保证围岩整体稳定，同时考虑支护成本和施工工期等多因素，合理支护时机确定至关重要。

(2)随着围岩荷载释放率的增加，洞室最大变形量也有所增加。当围岩应力释放率达到70%时，测点变形增量显著增加。计算发现，围岩应力释放在70%～80%期间为最佳支护时机。

(3)毛洞开挖围岩整体稳定性较差，施加喷锚支护能有效降低围岩变形和塑性区扩展深度，改善围岩整体应力分布。