大型地下厂房洞室群围岩稳定分析

第 27 卷 增 1 岩石力学与工程学报 Vol.27 Supp.1 2008 年 6 月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering June，2008 收稿日期：2006–11–06；修回日期：2007–03–29 作者简介：陈秀铜(1976–)，男，1998 年毕业于武汉水利电力大学水利水电建筑工程专业，现为博士研究生，主要从事水电工程建设方面的管理及研 究工作。E-mail：chenxiutong@gmail.com 大型地下厂房洞室群围岩稳定分析 陈秀铜 1，2，李 璐 3 (1. 武汉大学 水利水电学院，湖北 武汉 430072；2. 二滩水电开发有限责任公司，四川 成都 610021； 3. 西南石油大学，四川 成都 610500) 摘要：锦屏一级水电站最大坝高 305 m，为混凝土双曲拱坝，电站装机容量 360×104 kW，总库容 77.6×108 m3， 调节库容 49.1×108 m3，是目前已建、在建和 设计 领导形象设计圆作业设计ao工艺污水处理厂设计附属工程施工组织设计清扫机器人结构设计 中的世界最高拱坝，其设计难度处于世界最高水平。针对地下 厂区围岩类别较低、结构面发育、高地应力场以及洞室群规模巨大等情况，应用损伤力学理论，对地下洞室群的 稳定性进行三维非线性弹塑性损伤有限元模拟计算，以判定地下厂房洞室群布置、施工开挖顺序、围岩支护参数 的合理性，并对数值模拟结果与地质力学模型试验结果进行对比分析。结果表明，数值模拟和模型试验结果基本 吻合，地下厂房洞室群围岩的整体稳定状态良好。 关键词：岩石力学；弹塑性损伤；地下洞室群；三维非线性有限元；地质力学模型试验 中图分类号：TU 45 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2008)增 1–2864–09 STABILITY ANALYSIS OF SURROUNDING ROCK OF LARGE UNDERGROUND POWERHOUSE CAVERN GROUP CHEN Xiutong1，2，LI Lu3 (1. School of Water Resources and Hydropower，Wuhan University，Wuhan，Hubei 430072，China； 2. Ertan Hydropower Development Company Ltd.，Chengdu，Sichuan 610021，China； 3. Southwest Petroleum University，Chengdu，Sichuan 610500，China) Abstract：Jinping first stage hydropower station is a concrete double-curvature arch dam with a maximum height of 305 m. It has a total capacity of 360×104 kW，the total reservoir capacity is 77.6×108 m3，and the regulating capacity is 49.1×108 m3. It is the highest in the world，and its design complexity is at the world′s top level. In response to the low surrounding rock classification，developed structure planes，high geostress and massive underground cavern group，the 3D nonlinear elastoplastic damage finite element method is applied to analyze and compute the stability of underground cavern groups to make certain the rationality of the layout of underground cavern group，the sequence of construction and support parameters of surrounding rock. By analyzing and comparing the numerical simulation results and geomechanical model experimental data，it is indicated that the numerical simulation results agree well with the experimental data. The stability of the underground cavern group satisfies the requests of design. Key words：rock mechanics；elastoplastic damage；underground cavern group；3D nonlinear finite elements； geomechanical model experiment 1 引 言 锦屏一级水电站位于四川省盐源县、木里县 交界的雅砻江干流，是雅砻江水能资源最富集的 中、下游河段五级水电开发中的第一级。水库正 常蓄水位 1 880 m，总库容 77.6×108 m3，死水位 1 800 m，调节库容 49.1×108 m3，为年调节水库。挡 第 27 卷 增 1 陈秀铜，等. 大型地下厂房洞室群围岩稳定分析 • 2865 • 水建筑物为混凝土双曲拱坝，坝顶高程 1 885 m， 建基面最低高程 1 580 m，最大坝高 305 m，电站 装机容量 360×104 kW。 锦屏一级水电站发电厂房采用地下厂房形 式，布置在右岸山体内，厂房尺寸为 276.99 m× 29.2 m×68.83 m。地下厂房洞室群主要包括厂房、 主变室、尾水调压室、压力管道、尾水洞、母线洞、 出线井等，其中主变室布置于厂房和尾水调压室之 间，三大洞室平行布置，尾水调压室中心线和厂房 顶拱中心线间距为 145 m，主变室和厂房间岩柱厚 度为 45 m，从而形成以三大洞室为主体、纵横交错、 上下分层的地下厂房洞室群。地下厂房洞室群布置 如图 1 所示。 图 1 地下厂房洞室群布置 Fig.1 Layout of underground cavern group 地下厂房洞室群布置在水平埋深约 120 m、垂 直埋深约 160 m 以上的大理岩夹绿片岩中，围岩类 别以 III1 类为主，涉及岩性为 T2–3z 层杂色厚层角 砾状大理岩夹绿片岩透镜体、厚层状大理岩、中～ 厚层状条带状大理岩夹少量绿片岩条带，岩体新 鲜，完整～较完整，以厚层～块状结构为主，少量 为薄～中厚层状结构，岩层产状 N40°～60°E，NW ∠15°～35°。在副厂房及主变室、尾水调压室位置 分布一条煌斑岩脉，N40°～70°E，SE∠65°～70°， 厚 1.5～2.0 m，新鲜，裂隙较发育，呈次块～镶嵌 结构。f13断层带位于安装间中部，为 V 类围岩，其 上盘 NW 向裂隙密集带为 IV1类围岩；主厂房、主 变室、1#尾水调压室将穿过 f14 断层，f14 断层带为 IV1～V 类围岩。 本文应用损伤力学理论，根据反演初始地应力 场，按照确定的洞室群布局、洞室间距、施工开挖 顺序和围岩支护 方案 气瓶 现场处置方案 .pdf气瓶 现场处置方案 .doc见习基地管理方案.doc关于群访事件的化解方案建筑工地扬尘治理专项方案下载 ，建立模拟全部 6 台机组段的 三维非线性弹塑性损伤有限元模型[1～11]，对锦屏一 级水电站地下厂房洞室群围岩整体稳定性进行分析。 2 弹塑性损伤本构模型 设单位体积岩体内含有 M 组概化优势节理裂 隙，其中任意第 k 组节理面的法向单位矢量为 )(kn ，平均体积密度为 )(vkρ ，统计特征尺寸为 )(ka ， 根据 Betti能量互易定理可求得裂隙岩体的等效弹 性–初始损伤柔度张量 od-eopklC ： =+= odeod-e opklopklopkl CCC +⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ −++ klopolpkplok E v E v δδδδδδ 0 0 0 0 )( 2 1 +−∑ = )()()()( 1 )( 1 )( 0 1(2[{1 3 k l k k k p k o k v k M k k v nnnnCGaE ρ ++− )()()()(2)(2 ()1(5.0 klkpkoklkokpks nnnnCG δδ )]}4 )()()()()()()()( kl k k k p k o k k k olp k k k plo nnnnnnnn −+δδ (1) 式中： eopklC 为无损岩体的弹性柔度张量； 0E ， 0v 分别为无损岩体的弹性模量和泊松比； 1G ， 2G 均 为节理裂纹形状系数。 由于地质构造的影响，岩体通常处于压剪应 力状态，因此根据三维节理裂纹压剪闭合、扩展 断裂机制，可得到节理岩体因节理裂纹扩展产生 的损伤演化柔度张量 adopklC ： += ∑ = )()()()( 0 )( 1 1 )()( 0 ad [{1 2 k l k k k p kk m k kk vopkl nnnnBaE C ρ ++ koklkpkpklkk nnnnB δδ )()()()(0)(2 ( )]})()()()( lokkkplpkkko nnnn δδ + (2) 在考虑岩体的初始损伤和损伤演化后，可得 到节理岩体等效弹性–损伤柔度张量 e-dopklC ： adodee-d opklopklopklopkl CCCC ++= (3) 将 e-dopklC 求逆可得到节理岩体的等效弹性–损 伤刚度张量 e-dopklE ： 1e-de-d )( −= opklopkl CE (4) 根据能量损伤理论，可得到弹性损伤刚度张 量定义的反映岩体各向异受损的损伤张量 opmnω ： ee-d klmnopklopmnopmn CEI −=ω (5) 由于损伤演化是加载历史函数，将式(5)两边 对虚拟时间尺度求导可得到节理岩体的能量损伤 演化方程： 2(2)～(8) • 2866 • 岩石力学与工程学报 2008年 rsklmn rs opkl opmn C E σσω �� e e-d ∂ ∂−= (6) 损伤除了与弹性变形耦合外，还与塑性变形 耦合，对此通过有效应力耦合损伤与塑性变形， 并根据有效应力空间岩体的塑性损伤屈服面方程 0)( =qf ij，σ ，依据岩体的能量损伤演化特性，可 推导出节理岩体在初始损伤、损伤演化和塑性损 伤变形状态下的三维弹塑性损伤本构关系： rsklrskl K εσ �� = (7) 式中： klrsK 为节理岩体的弹塑性损伤模量张量，可 表示为 −= e-dklrsklrs EK ⋅ +⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ∂ ∂ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ +∂ ∂ ∂ ∂ ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ∂ ∂ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ +∂ ∂ AfECE C Ef fECECE rs opklijopmnopmn kl ijop rskl ij iab cduvabcdqtcdqt uv abcd uvkl σσσσ σσσ ee-de ad e-d ee-de ad e-d AfECE C Ef ECE C Ef rs opklijopmnopmn kl ijop rskl ij opfgijopmnopmn fg ijop rsfg ij +⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ∂ ∂ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ +∂ ∂ ∂ ∂ ⎥⎥⎦ ⎤ ⎢⎢⎣ ⎡ ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ +∂ ∂ ∂ ∂ σσσσ σσσ ee-de ad e-d ee-de ad e-d (8) 式中：σ 为岩体的有效张量；f 为岩体的塑性损伤 屈服面方程；A 为反映 材料 关于××同志的政审材料调查表环保先进个人材料国家普通话测试材料农民专业合作社注销四查四问剖析材料 软硬化特性的参数，由 试验确定。 3 围岩整体稳定性计算 3.1 计算模拟范围 计算坐标规定为：x 轴为 NE25°，与厂房纵轴 线方向垂直，指向下游为正；y 轴为 NW65°，与厂 房纵轴线方向重合，从①号机组指向⑥号机组为正； z 轴与大地坐标重合，铅直向上为正；坐标原点位 于厂房纵轴线与①号机组中心线的交点。计算范围 沿 x 轴方向从厂房上游－254.0 m 到下游 376.0 m， 共 630 m；沿 y 轴方向计算范围从－76.0～212.0 m， 共 288 m；沿 z 轴方向计算范围为高程 1 421.4～ 2 310.0 m，共 888.6 m。计算模型共剖分了 13 779 个二十节点空间等参元。三维有限元网格如图 2，3 所示。 3.2 地下厂房洞室群施工开挖顺序 地下厂房洞室群施工开挖顺序如图 4 所示。 3.3 初始地应力场及反演结果 图 2 三维有限元网格 Fig.2 3D finite element grid 图 3 三维有限元网格消隐图 Fig.3 Blanking diagram of 3D finite element grid 图 4 地下厂房洞室群施工开挖顺序 Fig.4 Construction sequence of underground cavern group 地下厂区初始地应力场三维有限元反演计算主 要依据现场 4 个测点进行，初始应力场反演成果与 主厂房测点处的实测成果基本吻合。在实测点处， 反演计算的主应力值和应力分量值与实测值在量值 和方向上都相当接近，反演回归的复相关系数为 0.998 8。厂区回归拟合后的初始地应力场在实测点 处的主应力值与实测成果对比情况如表 1 所示。 3.4 材料物理力学参数 f13 f14 f14 f13 A B C D E F G 1 a b c d e f g 2 3 层数 方案 第一层 A，① 第二层 B，a 第三层 C，1，b，② 第四层 D，2，c，③ 第五层 E，3，d，④ 第六层 F，e，⑤ 第七层 G，f，g 第 27 卷 增 1 陈秀铜，等. 大型地下厂房洞室群围岩稳定分析 • 2867 • 表 1 地应力实测值与回归值对比 Table 1 Comparison of measured and regressive geostress σ1/MPa α1/(°) β1/(°) σ2/MPa α2/(°) 测点 编号 实测 计算 实测 计算 实测 计算 实测 计算 实测 计算 1 －27.11 －27.11 137.4 137.6 29.0 28.8 －21.20 －21.19 332.2 332.4 2 －15.42 －15.62 292.8 294.3 12.6 10.2 －9.61 －9.41 51.5 51.0 3 －21.27 －21.32 151.1 149.9 29.6 29.8 －9.47 －9.46 326.9 327.8 4 －24.55 －24.72 147.3 148.2 26.2 26.4 －16.71 －16.78 307.1 308.4 β2/(°) σ3/MPa α3/(°) β3/(°) 测点 编号 实测 计算 实测 计算 实测 计算 实测 计算 1 60.1 60.4 －13.39 －13.38 50.9 51.1 －6.4 －6.3 2 71.4 68.2 －6.00 －5.99 203.7 200.7 18.4 19.1 3 60.2 60.2 －6.05 －6.05 62.3 59.4 3.1 0.9 4 62.3 62.2 －12.34 －12.57 53.2 54.1 8.2 8.1 地下厂区洞室主要围岩 III1 类大理岩的力学参 数如表 2 所示。 表 2 围岩的力学参数 Table 2 Mechanical parameters of surrounding rock 抗剪断强度 抗剪强度 岩性 变形模量/GPa 泊松比 f ′ c′/MPa f c/MPa 大理岩 25.1 0.23 1.35 2.00 1.03 0.7 4 计算结果分析 4.1 洞周围岩破坏区分布规律 (1) 第一期开挖后，从沿厂房纵轴线方向的破 坏区分布规律看，位于 III1 类岩体中的②～⑥号机 组段顶拱的破坏区都很小，基本限制在 0.5～1.0 m， 仅局部达到 3 m。受 IV1 类岩体和 f13断层的影响， ①号机组和安装间顶拱的破坏区范围稍大，围岩的 破坏深度达到 2～3 m。至开挖完毕，顶拱的破坏区 基本没有发展。 (2) 在分期开挖过程中，主厂房边墙的破坏区 从第二期开始逐渐发展，但由于采用了锚固支护， 边墙的破坏区扩展不大。开挖完毕，位于 III1 类岩 体中的②～⑥号机组段边墙的破坏区深度一般为 2～8 m，破坏特性以塑性破坏为主；靠近 IV1 类岩 体的①号机组段，下游边墙局部破坏区达到 5～8 m， 以拉裂破坏为主；厂房左端墙岩体参数较高，没有 出现拉裂破坏区，只有部分塑性回弹区；安装间端 墙由于受 IV1类岩体影响，出现了 3～4 m 的开裂破 坏区。由此可见，岩体特性对围岩稳定影响较大， 对于安装间部位的 IV1类岩体和 f13断层的支护应适 当加强。分期开挖各机组段洞周围岩破坏区发展如 图 5(a)～(g)所示，开挖完毕②号机组段横剖面、副 厂房端墙和安装间端墙破坏区分布分别如图 5(h)～ (j)所示。 (3) 从主变室和尾水调压室纵剖面塑性开裂破 坏区分布特征看，其边墙的破坏范围相对较小，破 坏区主要分布在洞室交叉口和断层穿过的部位。由 此说明主变室和尾水调压室开挖后的围岩稳定特性 较好，但在断层穿过的部位和洞室交叉口处应加强 支护。开挖完毕主变室和尾水调压室围岩破坏区分 布如图 5(k)和(l)所示。 开挖完成后，洞周围岩破坏区深度一般不大， 设计的锚杆、锚索长度一般都大于洞周围岩破坏区 的深度，并深入完整岩体一定长度。对于主厂房下 游边墙等破坏区深度较大的局部部位，预应力锚索 长度已足够满足要求。 4.2 洞周位移分布规律 (1) 主厂房顶拱位移一般在第一期开挖最大， 在以后的开挖过程中，主厂房顶拱位移不断回弹， 但量值总体变化不大，位移矢量均指向洞内。例如， 第一期开挖，②号机组主厂房顶拱的位移为 1.55 cm，开挖完毕位移回弹至 1.37 cm。开挖完成后， 各机组段主厂房顶拱位移沿厂房纵轴线，从①号机 • 2868 • 岩石力学与工程学报 2008年 (a) 第一期开挖厂房下游边墙破坏区分布图 (b) 第二期开挖厂房下游边墙破坏区分布图 (c) 第三期开挖厂房下游边墙破坏区分布图 (d) 第四期开挖厂房下游边墙破坏区分布图 (e) 第五期开挖厂房下游边墙破坏区分布图 (f) 第六期开挖厂房下游边墙破坏区分布图 (g) 开挖完毕厂房下游边墙破坏区分布图 (h) 开挖完毕②号机组段围岩破坏区分布图 第 27 卷 增 1 陈秀铜，等. 大型地下厂房洞室群围岩稳定分析 • 2869 • (i) 开挖完毕副厂房左端墙围岩破坏分布图 (j) 开挖完毕安装间端墙围岩破坏分布图 (k) 开挖完毕主变室上游边墙破坏区分布图 (l) 开挖完毕尾水调压室围岩破坏区分布图 图 5 破坏区分布图 Fig.5 Distribution of damage zones 组到⑥号机组逐渐减小，变化范围为 1.91～0.98 cm。 (2) 主厂房边墙位移随着开挖的进行而不断增 大，开挖完成后，位移矢量均指向洞内，沿厂房纵 轴线，①～⑥号机组位移量值逐渐减小。从各机组 段洞周位移等值线图和位移矢量图分布规律看，在 洞室交叉口处，位移梯度变化较大，矢量分布不均 匀。主厂房边墙最大位移为 5.84 cm，发生在①号机 组上游边墙与压力管道交叉口处。主厂房下游边墙 与母线洞交叉口处的位移量值一般为 0.94～3.83 cm，与尾水管交叉口处位移量值一般为 1.29～4.76 cm。开挖完毕沿②号机组横剖面位移等值线图和矢 量图分别如图 6 和 7 所示。 (3) 开挖完成后，安装间端墙位移量值明显大 于各机组段边墙和厂房左端墙的位移量值，整个洞 周的位移矢量都趋向洞内。由于厂房左端墙位于 III1 类岩体中且靠近山外，其位移量值较小，为 0.69～ 1.40 cm；而安装间位于 IV1类岩体中且受 f13断层的 图 6 开挖完毕沿②号机组横剖面位移等值线(单位：cm) Fig.6 Displacement contours along cross-section of unit No.2 after excavation(unit：cm) 影响，其端墙位移量值达到 4.41～8.21 cm，主厂房 下部①号机组附近端墙处最大位移值达到 9.46 cm。 (4) 主变室顶拱位移在开挖过程中，受厂房开 挖影响，位移变化有所反复。例如，②号机组段主 变室顶拱位移在开挖起止时的变化规律为 0.97→ • 2870 • 岩石力学与工程学报 2008年 图 7 开挖完毕沿②号机组横剖面位移矢量图 Fig.7 Vector diagram of displacement along cross-section of unit No.2 after excavation 0.85→0.94 cm。由于主变室断面尺寸较小，洞周位 移值远小于主厂房位移，一般为 0.37～1.92 cm；尾 水调压室为圆筒形结构，受力条件较好，洞周位移 等值线变化梯度较小，位移矢量分布较均匀，位移 量值一般为 0.50～0.95 cm，但在受断层切割影响部 位，位移值达到 1.3～1.8 cm。 由此可见，厂房、主变室和尾水调压室洞周位 移分布规律正常，除洞室交叉口处、安装间端墙以 及断层与洞室相交处位移值量值稍大外，位移量值 都在合理范围内，对于以上部位应加强支护。 4.3 洞周围岩应力分布规律 (1) 开挖完毕后，①～⑥号机组段洞周围岩的 应力分布规律基本相同，第三主应力基本为径向应 力，第一主应力基本为切向应力；洞周围岩应力总 体上分布较均匀，未发现异常现象，但在拱座、洞 室交叉口和洞室拐角等部位的第一主应力矢量较 大，发生了明显的应力集中，在主厂房下游侧母线 洞和尾水管之间岩体出现了应力松弛区。沿②号机 组中心线剖面第一、第三主应力等值线分布和矢量 分布如图 8～11 所示。 (2) 开挖完成后，在厂房下游边墙处，第三主 应力出现了部分拉应力，量值较小，为 0.71～－0.19 MPa；第一主应力均为压应力，量值为－20.66～ －35.84 MPa，从山外向山里应力量值逐渐增大。 ①～⑥号机组段洞周的应力集中部位和特征基本相 同，都是发生在洞室交叉口和拱座等结构突变处， 但应力集中程度随着机组段的位置不同而有所差 别。洞室交叉口处压应力值一般达到－35.0～－46.0 图 8 开挖完毕沿②号机组横剖面第一主应力等值线 (单位：MPa) Fig.8 Contours of the first principal stress along cross-section of unit No.2 after excavation(unit：MPa) 图 9 开挖完毕沿②号机组横剖面第一主应力矢量图 Fig.9 Vector diagram of the first principal stress along cross-section of unit No.2 after excavation 图 10 开挖完毕沿②号机组横剖面第三主应力等值线 (单位：MPa) Fig.10 Contours of the third principal stress along cross-section of unit No.2 after excavation(unit：MPa) 第 27 卷 增 1 陈秀铜，等. 大型地下厂房洞室群围岩稳定分析 • 2871 • 图 11 开挖完毕沿②号机组横剖面第三主应力矢量图 Fig.11 Vector diagram of the third principal stress along cross-section of unit No.2 after excavation MPa，靠近山里的①号机组段的应力集中程度最 大，局部应力达到－43～－51 MPa；主厂房拱座处 的应力集中程度也是山里侧大于山外侧，靠近山里 的①～③号机组段，压应力值达到－64～－68 MPa， ④～⑥号机组段主厂房拱座处的最大压应力值为 －48～－58 MPa。说明受岩体特性、山体地形和地应 力场分布影响，各机组段的应力分布都有所差别。 (3) 厂房左端墙位于 III1 类岩体中，出现了拉应 力，最大拉应力为 0.9 MPa，最大第一主应力值为 －26.7 MPa，最大偏张应力为 24.2 MPa；位于 IV1 类岩体中的安装间端墙，由于围岩类别较低，结构 面发育，承载能力较差，与原岩应力相比调整幅度 不大，未出现拉应力，最大第三主应力值为－1.26 MPa，最大第一主应力值为－30.4 MPa，最大偏张应 力为 27.5 MPa。两侧端墙应力的差别说明了岩体特 性对围岩应力分布有较大影响。 (4) 开挖完成后，洞周围岩应力扰动范围不大。 主厂房和主变室洞周的应力扰动范围为 8～12 m， 尾水调压室由于是圆筒型结构，受力条件较好，应 力扰动范围为 3～5 m。 综上可知，除了洞室交叉口和洞室拱座处局部 发生应力集中外，整个洞室群开挖后围岩应力分布 规律正常，应力状态良好，说明施工开挖方式和锚 固支护参数是合理的。对洞室拱座和洞室交叉口处 的开挖和支护应予以重视，对处于 IV1 类岩体中并 受 f13 断层影响的安装间支护应适量加强。 5 数值模拟和模型试验成果对比 平面地质力学模型试验研究是选取②号机组段 进行模拟的，模型几何比尺为 1∶200，模型应力比 尺为 1∶8。模型示意图见图 12，有限元计算结果和 模型试验结果对比如表 3 所示。由表 3 可知，模型 试验结果与数值模拟结果相比偏小，但各自所揭示 的规律性基本相同，无本质差别，均在一定程度上 揭示了该地下厂房洞室群的围岩稳定特性。 图 12 地质力学模型示意图 Fig.12 Sketch of geomechanical model 表 3 有限元计算结果和模型试验结果对比 Table 3 Comparison of calculation results by finite element and model experiment results 洞周位移极值/cm 围岩最大压应力值/MPa 围岩拉应力极值/MPa 项目 顶拱 下游边墙 上游边墙 顶拱 下游边墙 上游边墙 顶拱 下游边墙 上游边墙 三维弹塑 性损伤有 限元 0.98～1.91(①～⑥ 号机组段逐渐减 小) 1.27～3.93(①～⑥ 号机组段逐渐减小) 2.03～5.84(①～⑥ 号机组段逐渐减 小) －64～－68 －20.7～－35.8 (洞室交叉口处 达－35～－46) －20.7～－35.8 (洞室交叉口处 达－35～－46) －0.12～0.86 －0.19～ 0.71 －0.19～ 0.71 平面地质 力学模型 试验 0.75(顶拱中部测 点位移) 0.40( 中 部 测 点 位 移) 1.19( 中部测点位 移) －40 －17～－26 －18～－24 未出现 拉应力 未出现 拉应力 未出现 拉应力 f13 T2–3Z 2(5) T2–3Z 2(4) T2–3Z 2(3) f14 T2–3Z 2(2) T2–3Z 2(1) T2–3Z 1 T2–3Z 2(2) • 2872 • 岩石力学与工程学报 2008年 6 结 论 三维弹塑性损伤有限元计算表明，地下厂房洞 室群分期开挖分期支护后，洞周围岩的破坏区分布、 位移场分布、应力状态以及锚杆和锚索的受力条件 都较合理，围岩的整体稳定状态良好，表明地下厂 房洞室群的布置间距、施工开挖顺序和围岩锚固支 护参数是合理的、可行的。对于安装间段、断层与 洞室相交处以及洞室交叉口处，由于围岩破坏区深 度、位移量值以及锚杆应力较大，应力状态较差， 应加强这些部位的支护。对于厂房下部开挖，由于 高边墙形成，应严格控制开挖爆破，采用时空交差 和小方量开挖，以减小围岩的扰动和破坏量。 参考文献(References)： [1] 张强勇. 岩土工程强度与稳定计算及工程应用[M]. 北京：中国建 筑工业出版社，2005.(ZHANG Qiangyong. Strength and stability analysis of geotechnical engineering and application[M]. Beijing： China Architecture and Building Press，2005.(in Chinese)) [2] 李九红， 杨菊生. 岩体损伤弹塑性非线性有限元分析[J]. 岩石力 学与工程学报，2000，19(6)：707–711.(LI Jiuhong，YANG Jusheng. The elastoplastic nonlinear finite element analysis of rock damage[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2000，19(6)： 707–711.(in Chinese)) [3] 杨 强，陈 新，周维垣. 岩土材料弹塑性损伤模型及变形局部 化分析[J]. 岩石力学与工程学报，2004，23(21)：3 577–3 583. (YANG Qiang，CHEN Xin，ZHOU Weiyuan. Elastoplastic damage model for geomaterials and strain localization analysis[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2004，23(21)：3 577– 3 583.(in Chinese)) [4] 王水林，李春光，史贵才，等. 小湾水电站地下厂房洞室群弹脆 塑性分析[J]. 岩石力学与工程学报，2005，24(24)：4 449–4 454. (WANG Shuilin，LI Chunguang，SHI Guicai，et al. Analysis of underground powerhouses in Xiaowan Hydropower Station by elastic- brittle-plastic constitutive models[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2005，24(24)：4 449–4 454.(in Chinese)) [5] 黄岩松，周维垣，杨若琼，等. 拉西瓦拱坝稳定性分析和评价[J]. 岩石力学与工程学报，2006，25(5)：901–905.(HUANG Yansong， ZHOU Weiyuan，YANG Ruoqiong，et al. Stability analysis and evaluation of Laxiwa arch dam[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006，25(5)：901–905.(in Chinese)) [6] 李 宁，张 鹏，于 冲，等. 锦屏左岸拱肩槽边坡稳定性及预 应力锚索加固措施研究[J]. 岩石力学与工程学报，2007，26(1)： 36–43.(LI Ning，ZHANG Peng，YU Chong，et al. Research on stability of left abutment slope of Jinping Hydropower Station and reinforcement measurements of prestressed anchorage cable[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2007，26(1)： 36–43.(in Chinese)) [7] 黄 达，黄润秋，周江平，等. 雅砻江锦屏一级水电站坝区右岸 高位边坡危岩体稳定性研究[J]. 岩石力学与工程学报，2007， 26(1)：175–181.(HUANG Da，HUANG Runqiu，ZHOU Jiangping， et al. Study on stability evaluation of unstable rock masses on right bank high altitude slope in the Jinping first stage hydropower station[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2007，26(1)：175–181.(in Chinese)) [8] 谢 晔，刘 军，李仲奎，等. 在大型地下开挖中围岩块体稳定 性分析[J]. 岩石力学与工程学报，2006，25(2)：306–311.(XIE Ye， LIU Jun，LI Zhongkui，et al. Stability analysis of block in surrounding rock mass of large underground excavation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006，25(2)：306–311.(in Chinese)) [9] 茹忠亮，冯夏庭，李洪东，等. 大型地下工程三维弹塑性并行有 限元分析[J]. 岩石力学与工程学报， 2006， 25(6)：1 141–1 146. (RU Zhongliang，FENG Xiating，LI Hongdong，et al. 3D elastoplastic parallel finite element analysis of large-scale underground engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006，25(6)： 1 141–1 146.(in Chinese)) [10] 李 宁，陈蕴生，陈方方，等. 地下洞室围岩稳定性评判方法新 探讨[J]. 岩石力学与工程学报，2006，25(9)：1 941–1 944.(LI Ning，CHEN Yunsheng，CHEN Fangfang，et al. Research on tunnel stability criterion[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006，25(9)：1 941–1 944.(in Chinese)) [11] 刘耀儒，周维垣，杨 强，等. 三维并行有限元计算及其工程应 用[J]. 岩石力学与工程学报，2005，24(14)：2 434–2 348.(LIU Yaoru，ZHOU Weiyuan，YANG Qiang，et al. Parallel 3D finite element analysis and its application to hydraulic engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2005，24(14)： 2 434–2 348.(in Chinese))