基于承载特性的挤扩支盘桩加固深厚软基作用机理研究

张坤标; 汪益敏; 陈页开; 丘燊; 易浩; 曾昭宇

doi:10.11779/CJGE2024S20009

基于承载特性的挤扩支盘桩加固深厚软基作用机理研究 English Version

1.
华南理工大学土木与交通学院, 广东广州 510641
2.
广东省交通规划设计研究院集团股份有限公司, 广东广州 510440
3.
广东省交通运输建设工程质量检测中心, 广东广州 510420

基金项目:

2021年度交通运输行业重点科技项目 2021-MS1-022

详细信息

作者简介:
张坤标(1995—)，男，博士研究生，从事软基处理、路基边坡等研究。E-mail: ctzhangkunbiao@mail.scut.edu.cn

中图分类号: TU473
计量
- 文章访问数: 92
- HTML全文浏览量: 7
- PDF下载量: 19
出版历程
- 收稿日期: 2024-06-20
- 刊出日期: 2024-09-30

Mechanism of reinforcement of squeezed branch piles for deep soft foundation based on load bearing capacities

1.
School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China
2.
Guangdong Communication Planning & Design Institute Group Company, Guangzhou 510440, China
3.
Guangdong Transportation Construction Engineering Quality Inspection Center, Guangzhou 510420, China

摘要

摘要: 针对深厚软土地基中挤扩支盘桩布置，结合汕头软基区挤扩支盘桩应用工程的单桩静载试验建立三维数值模型，探究了支盘桩在沉降过程中的荷载分担特点和盘-土相互作用机制。结果表明：未贯穿深厚软基的挤扩支盘桩桩端的荷载分担率远低于等截面直孔桩；挤扩支盘桩群桩效应系数η_g与桩体数目N和桩间距S_p密切相关，推荐桩间距S_p=8d为深厚软基区支盘桩的最优间距；支盘端部尤其下部支盘端部在极限沉降状态下分担大量荷载至盘周土体，盘净距S_b通过改变支盘结构持力土层性质而影响基桩承载能力。
- 挤扩支盘桩 /
- 承载特性 /
- 数值模拟 /
- 荷载传递 /
- 软土地基处理
Abstract: To address the layout of squeezed branch (SB) piles in deep soft soil, a 3D numerical model is established based on the single pile static load tests on the SB pile application project in Shantou soft soil area. The load sharing characteristics and the branch-soil interaction mechanism are investigated during the settlement development. The results show that the load sharing ratio at the pile tip of the SB piles that do not penetrate through deep soft foundation is 19.6%, significantly lower than that of straight piles. The group efficiency η_g of the SB piles is correlated to the number of piles N and pile spacing S_p, with an optimal spacing of 8d recommended for the SB piles in deep soft soil regions. The tip of branch, particularly the lower branch, can transfer a considerable load to the surrounding soil under the ultimate settlement conditions. The inter-branch spacing S_b affects the load bearing of piles by altering the properties of soil stratum of branches.
- squeezed branch pile /
- bearing characteristic /
- numerical simulation /
- load transfer /
- treatment of soft foundation

HTML全文

0. 引言

中国水利水电、能源矿山等大型地下洞室群开挖规模越来越大，且逐渐向深部地下空间转移，初始高应力及开挖诱发的二次应力集中导致大型地下洞室岩体破裂问题越来越突出^[1-3]，如锦屏一级水电站地下厂房的深部岩体大变形问题，白鹤滩水电站右岸地下厂房的深层破裂及深部变形问题等^[4-6]。大型地下洞室围岩内部破裂会进一步导致工程灾害的链动效应，诱发岩体大变形和支护结构失效，比如喷层开裂、锚索弹出及荷载突降等^[7-8]。研究高应力大型地下洞室岩体破裂及链动灾害的形成机制，建立合理的开挖支护设计原则，对于未来深部地下洞室的安全稳定建设具有重要意义。

目前，国内外已有较多学者对高应力大型地下洞室的岩体破裂与支护失效机制进行研究，江权等^[9]通过现场调查和钻孔摄像观测了白鹤滩水电站地下厂房玄武岩内部破裂的演化全过程，揭示了高应力下岩体破裂的空间非连续及破裂深度、裂隙宽度的时效增长现象。戴峰等^[10]通过常规测试和微震监测技术，揭示了猴子岩水电站地下厂房开挖卸荷过程围岩裂隙的萌生、发育和扩展的演化过程，分析了围岩裂隙演化与施工动态之间的相互关系。卢波等^[11]研究了锦屏一级水电站地下厂房岩体开裂及大变形、喷层开裂等与地应力场的关系。其他学者也通过现场调查、原位监测、地质力学机制分析或者数值模拟方法研究了锦屏一级水电站、白鹤滩水电站等高应力大型地下洞室的岩体变形破坏规律，并从地应力、地质构造、地下洞室群空间结构等方面分析了其形成机理^[12-15]。前人关于高应力大型地下洞室岩体变形破坏与支护失效机制的研究主要集中在地下厂房等长条形地下洞室，对于采用圆筒形结构的尾调室等大型地下洞室岩体变形破坏特征的研究还不是很多，特别是含大型地质构造和复杂工程布置条件下圆筒形地下洞室岩体变形破坏特征与形成机制需要研究，其围岩变形破裂及链动灾害的发展演化过程、形成机制及合理的开挖设计还需进一步探讨。

本文主要以白鹤滩水电站^#8尾水调压室为例，通过现场调查、原位监测和数值模拟等方法研究含大型地质构造条件下高应力大型圆筒形地下洞室岩体变形破裂及支护失效、喷层开裂等链动灾害的形成过程，揭示大型圆筒型洞室围岩内部破裂的形成机制，并基于裂化抑制思想探讨高应力大型圆筒形地下洞室的开挖支护设计原则，提出合理的支护建议。

1. 工程概况

白鹤滩水电站左右岸地下洞室群是目前世界上开挖规模最大的地下洞室群，具有初始地应力高（初始最大主应力超过30 MPa）、岩体硬脆性显著、地质条件复杂（多条错动带切割）的典型特征^[16]，图 1为白鹤滩水电站右岸地下洞室群，图中C3、C4和C5为切割洞室群的错动带，四大洞室轴线方向为NW10°。地下洞室群区域岩性为块状玄武岩，主要分为隐晶玄武岩、杏仁状玄武岩和斜斑玄武岩，第一主应力方向为N0°—20°E，量值约为22~26 MPa，属高地应力区。岩石天然单轴抗压强度约为120~150 MPa。岩体级别以Ⅲ₁类为主，地下厂房等洞室群开挖期间出现了显著的片帮、喷层开裂、深层变形等变形破坏问题^{[5-6, 17]}，图 2为白鹤滩水电站右岸地下厂房上游侧拱肩在Ⅲ层开挖时出现的长达近百米的大范围喷层开裂剥落破坏。

图 1 白鹤滩水电站右岸地下洞室群

Figure 1. Underground caverns at right bank of Baihetan Hydropower Station

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 右岸地下厂房上游拱肩喷层开裂脱落

Figure 2. Cracking and shedding of concrete spray layer on upstream spandrel of powerhouse at right bank

下载: 全尺寸图片幻灯片

地下洞室群中的尾水调压室采用穹顶圆筒形式，其中右岸^#8尾调室的体型、地质条件较为复杂，其穹顶直径为40 m，下部井身直径48 m，洞室总高116.5 m。层间错动带C4、C5分别斜切尾调室的井身上部和穹顶，两条错动带近于平行，产状为N40°—50°E，SN∠15°—20°。尾调室垂直埋深约450 m，水平埋深约670 m。尾调室采用自上而下、分层分块的开挖方式，穹顶段分层开挖高度4~12 m，井身段分层开挖高度3.5 m，且开挖一层，支护一层。尾调室采用喷锚支护，其中穹顶部位初喷CF30钢纤维混凝土10 cm，挂网复喷C25混凝土10 cm，6 m长C28普通砂浆锚杆与9 m长C32预应力锚杆间隔布置，预应力为150 kN，间距为1.5 m×1.5 m。尾调室穹顶与上部锚固监测洞采用无黏结对穿锚索，预应力为2000 kN，长度40~47 m，间距为4.0 m×4.0 m，穹顶其他部位采用压力分散型锚索，预应力为2000 kN，长度为25/30 m间隔布置，间距为4.0 m×4.0 m，4.8 m×4.8 m。井身部位：挂网喷C25混凝土15 cm，6 m长C28普通砂浆锚杆与9 m长C32普通砂浆锚杆间隔布置，间距为1.5 m×1.5 m。井身部位采用系统压力分散型锚索，错动带出露附近区域采用加强锚索，井身上部锚索预应力为1500 kN，长度25 m，间距4.5 m×4.5 m，井身下部锚索预应力为2500 kN，长度为25 m/30 m间隔布置，间距为4.5 m×4.0 m，其中2500 kN锚索仅在洞室方位角280°~330°，90°~145°部位布置。^#8尾调室工程布置及锚索支护参见图 3。

图 3 白鹤滩水电站^#8尾调室工程布置与锚索支护

Figure 3. Layout and support of anchor cables of No. 8 tailrace surge chamber of Baihetan hydropower station

下载: 全尺寸图片幻灯片

2. 围岩变形破坏特征

2.1 围岩变形破坏过程

^#8尾调室井身段开挖过程中曾出现围岩片帮、喷射混凝土开裂掉块，钢筋网鼓胀等破坏，在尾调室开挖接近完成时，又发生了较为严重的岩爆、喷层开裂、锚索钢绞线弹出等破坏现象，此次变形破坏过程从2019年4月初开始，持续近1个月，主要破坏发生在2019年5月1日前后。^#8尾调室洞周布置有大量的多点位移计、锚索应力计（见图 4），结合现场破坏调查、围岩位移和锚索应力变化，详述本次洞室围岩变形破坏的发展演化过程如下：

图 4 ^#8尾调室破坏区附近监测布置展布图

Figure 4. Monitoring arrangement near destruction area of No. 8 tailrace surge chamber

下载: 全尺寸图片幻灯片

（1）2019年4月10日开始，位于方位300°、高程617.8 m的多点位移计Mywt-8-11孔口测点位移持续增长，周增量为2~3 mm，此时3 m测点位移的周增量较小。位于方位角260°、高程610 m的锚索测力计DPywt-8-10，位于方位角300°、高程595 m的锚索测力计DPywt-8-12的荷载都不断增长。

（2）从2019年4月27日开始，Mywt-8-11孔口位移和3 m处位移的两日增量分别达到2.26，1.99 mm。4月28日15:00，DPywt-8-10荷载达到最大值2200.28 kN。DPywt-8-12的荷载为2359.33 kN，位于方位角301°高程568 m的锚索测力计DPywt-8-18的荷载为4033.98 kN。4月30日16:00，DPywt-8-10荷载为2199.00 kN，DPywt-8-12的荷载仍为2359.33 kN，DPywt-8-18的荷载为4011.78 kN。4月30日18:00起，Mywt-8-11孔口位移和3 m测点位移迅速增长，5月1日9:00相比4月30日18:00，孔口位移增量为12.99 mm。多点位移发生突变后，^#8尾水调压室跟着发生了岩爆和开裂掉块现象。9:30—10:45连续发生5次岩爆，震动较大，井壁两侧有小石掉落，11:00—14:30，又连续发生3次响岩爆，13:50岩爆震动较大，岩爆过程中有碎石掉落。

（3）5月1日16:00时相比9:00时，Mywt-8-11孔口位移增量为6.55 mm，孔口和3m处累积位移分别为84.85，8.42 mm。5月1日22:00相比16:00，位移增量又分别为5.40，4.35 mm。5月1日相比4月30日，多点位移计Mywt-8-11的孔口和3m位移日增量总计为24.94，18.46 mm，累积位移分别为90.25，12.77 mm。多点位移计Mywt-8-11的位移时程演化曲线参见图 5。

图 5 多点位移计Mywt-8-11位移

Figure 5. Displacements of multi-point displacement meter Mywt-8-11

下载: 全尺寸图片幻灯片

（4）2019年5月2日从9:15至16:29，又前后发生6次岩爆，其中16:29时岩爆响声较大，岩爆过程中有块体掉落，其他为岩爆过后有少量碎石掉落。5月3日9:20和10:17，发生两次岩爆，伴有少量块体掉落。多点位移计Mywt-8-11在5月2日、5月3日的孔口位移和3 m位移日增量为3~4 mm。5月2日16:00，DPywt-8-10荷载骤降到601.09 kN，DPywt-8-12荷载降到1499.83kN，DPywt-8-18荷载降到2284.94 kN。锚索测力计DPywt-8-10、DPywt-8-12和DPywt-8-18荷载时程演化曲线参见图 6。

图 6 锚索测力计荷载变化曲线

Figure 6. Curves of load of anchor cables

下载: 全尺寸图片幻灯片

（5）5月4日从3:28至14:37发生6次岩爆，伴有少量块体或碎石掉落，其中两次岩爆声音较小，无块体或碎石掉落。5月6日发生2次岩爆，分别在21:10，21:51，有少量碎石掉落。5月7日发生1次岩爆，时间为21:50，有少量碎石掉落。5月4日至5月9日多点位移计Mywt-8-11的日变形增量稳定在1 mm。5月4日9:00，DPywt-8-10荷载又降低到414.73 kN，5月17日荷载又减小到202.45 kN。DPywt-8-12荷载未再有明显变化。

从5月1日至5月7日，累计发生25次岩爆，每次岩爆后都伴随有小的喷层掉块出现，5月1日和5月2日两天的岩爆较为剧烈，从5月3日至5月7日岩爆次数、震动程度总体呈逐渐减弱趋势。从4月27日开始，孔口位移和3 m处位移的增量均有显著增长。可见，距洞壁3 m处已经出现了较为显著的开裂。此后在整个岩爆发生过程中孔口位移和3 m位移保持了量值接近的增量，说明此后位移的增长主要是3 m与9 m测点之间的岩体开裂引起的。

2019年5月3日现场调查发现，尾调室高程572.5~610 m、方位263°—310°有约10束锚索钢绞线弹出，每束弹出1—2股，弹出长度约为2 m。在高程570~616 m、方位角260°~350°形成大范围的喷层开裂，并出现8条明显裂缝，裂缝迹线主要以竖直方向为主，裂缝最大长度近46 m，开裂部位喷层表面鼓胀30~50 cm，喷层开裂之前岩体内部听到爆裂声响，参见图 7。

图 7 ^#8尾调室喷层开裂和锚索钢绞线弹出破坏

Figure 7. Shotcrete fracturing and strande ejection of anchor cables of No.8 tailrace surge

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.2 围岩内部破裂

为了精细判断岩体内部破裂情况，在喷层开裂区钻设^#1、^#2两个地质钻孔，通过钻孔摄像观察岩体内部破裂分布。^#1孔高程588.6 m，方位323°，长度为59.0 m，^#2孔高程599.2 m，方位335°，长度为50.8 m，两孔均斜向上，两钻孔起点均在尾闸室。图 8为两孔的钻孔摄像展布图，^#1孔距洞壁5.4 m（孔深50.3 m）至孔口范围围岩破裂严重，破裂面间距5~30 cm，一般10 cm左右，距洞壁7.0~5.4 m（孔深48.3~50.3 m）微破裂，发育5条破裂面，破裂面间距0.1~1.0 m。^#2孔距洞壁1.7 m（孔深48.9 m）至孔口范围围岩破裂程度相对较严重，破裂面间距10~30 cm，距洞壁5.2~1.7 m（孔深45.0~48.9 m）微破裂，发育3条微破裂面，破裂面间距1 m左右。故可判断^#1孔与^#2孔所在位置洞室围岩严重破裂区深度约为1.7~5.4 m，损伤破裂区范围约为5.2~7.0 m。

图 8 ^#1，^#2物探孔内摄像

Figure 8. Borehole camera of geophysical holes No. 1 and 2

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.3 围岩变形破坏演化模式

分析整个围岩变形破坏过程可得，随着洞室开挖，洞壁围岩位移不断增长，导致支护应力也呈现逐渐增长趋势，不过此时岩体内部尚未产生明显开裂。随着洞室进一步开挖，围岩应力集中区逐渐向深部围岩转移，围岩内部逐渐产生轻微开裂，导致开裂位置和洞壁之间的围岩位移产生近于同步的增长。随着围岩位移的不断增长，支护应力逐渐增加，直至达到峰值。随着围岩内部破裂扩展加剧，围岩位移迅猛增长，洞壁围岩产生明显鼓胀，此后孔口位移和破裂范围与洞壁之间的内部测点位移增量保持同一数量级快速增长。当围岩位移增加到超出锚索可承受拉伸范围时，部分钢绞线断裂，并从锚墩头弹出。由于围岩内部破裂增长导致表层围岩鼓胀不断加大，同时由于钢绞线断裂瞬间卸荷，失去约束的表层围岩和混凝土喷层在鼓胀、锚索卸载和巨大的震动冲击影响下快速碎裂掉块，并出现明显声响。断续的鼓胀和喷层开裂逐渐贯通形成裂缝和大面积的掉块。整个围岩变形破坏的演化模式如图 9所示。

图 9 围岩变形破坏演化模式

Figure 9. Evolution mode of deformation and failure of surrounding rock

下载: 全尺寸图片幻灯片

观测围岩内部破裂可见，在距洞壁5~7 m的位置仍有较为显著的开裂，此即是距洞壁3 m测点位移也出现突增的主要原因。从整个岩体内部破裂、位移增长和支护应力演化过程看，三者既有依次先后顺序影响，又形成闭环的致灾效应。岩体内部破裂引发了位移增长，由于岩体破裂和位移增长又导致了支护应力的逐渐增长，当锚索应力超出承受极限时，钢绞线断裂瞬间卸荷，围岩约束减弱，内部开裂迅速扩展，位移进一步增长，同时导致了表层围岩鼓胀和喷层开裂的出现。

3. 围岩变形破坏机制

^#8尾调室岩体喷层开裂和钢绞线弹出等围岩破坏主要发生在洞室开挖临近完成时，围岩变形破坏主要集中在方位角260°~350°范围。考虑到白鹤滩水电站右岸地下洞室群最大主应力方向为NE0°—20°，尾调室岩体破裂范围与初始最大主应力方向夹角较大，符合洞室围岩应力型破坏发生位置及延伸方向与洞室横剖面内最大主应力近于平行的认识^[18]，可见初始地应力场对本次洞室围岩变形破坏具有重要影响，参见图 10。

图 10 ^#8尾调室岩体破坏范围与最大主应力方向

Figure 10. Fracturing zone of rock mass with direction of maximum principal stress of No.8 tailrace surge chamber

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11为建立的包含^#5~^#8四个尾调室，C3、C4和C5三个错动带，以及临近的进场交通洞、尾水连接管和尾水隧洞等交叉洞室的三维数值计算模型，其中尾水连接管尺寸为23.8 m×16.0 m（高×宽），尾水隧洞尺寸为22.0 m×18.5 m（高×宽），进场交通洞尺寸为11.5 m×10.6 m（高×宽）。按照各洞室开挖顺序模拟其开挖过程，岩体本构模型采用可反映硬岩脆性破坏的应变软化模型，错动带采用莫尔-库仑理想弹塑性模型，岩体和错动带的力学参数分别见表 1，2。

图 11 尾调室区域三维数值计算模型

Figure 11. Three-dimensional numerical simulation model for tailrace surge chambers

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 岩体力学参数

Table 1. Mechanical parameters of surrounding rock

弹性模量/GPa	泊松比	初始黏聚力/MPa	残余黏聚力/MPa	初始内摩擦角/(°)	残余内摩擦角/(°)	抗拉强度/MPa	黏聚力等效塑性剪应变	内摩擦角等效塑性剪应变
15.1	0.25	15	3	21.8	42	1.2	3×10^-4	4×10^-4

下载: 导出CSV

| 显示表格

表 2 错动带力学参数

Table 2. Mechanical parameters of dislocation zone

错动带	弹性模量/GPa	泊松比	黏聚力/MPa	内摩擦角/(°)	抗拉强度/MPa
C4	2.0	0.32	1.2	32	0.2
C3、C5	5.0	0.32	1.5	35	0.5

下载: 导出CSV

| 显示表格

为^#8尾调室开挖完毕后580 m高程剖面围岩偏差应力（ ${\sigma _1} - {\sigma _3}$ ）的分布云图，可见尾调室NW和SE方位围岩处于应力集中区，由于^#15和^#16尾水连接管开挖引起的应力叠加的影响，NW方位的应力集中程度强于SE方位，NW方位局部围岩偏应力超过了45 MPa，甚至超过了50 MPa。已有研究显示隐晶玄武岩硬脆性特征明显，岩样启裂时有明显声响，临近破坏时岩片迅猛弹射，内部含有隐微裂隙，启裂强度较低，当岩体应力超过45 MPa就有大量的微破裂声发射信号产生^[19-20]，故洞室NW方位围岩内部破裂风险较高。在图 13中A点、B点和C点距洞壁分别约为9，4，1 m，提取3点偏差应力随洞室开挖过程的演化曲线可见，在尾调室井身开挖之前，各测点偏差应力只有轻微增长，随着尾调室井身下挖，偏差应力逐渐增大。当尾调室井身开挖至高程596 m时，三点偏差应力分别达到了29.2，30.4，31.3 MPa，当尾调室井身开挖至高程576 m时，3个测点所在断面已经开挖，此时3点偏差应力分别为49.5，21.9，10.2 MPa，从B、C两点偏差应力的迅速减小可推测B点和C点已经进入了塑性区，由于计算采用的本构模型为应变软化模型，其偏差应力逐渐变小，并且C点的应力莫尔圆更小。由于临近洞壁岩体进入损伤破坏阶段，应力集中区向深部围岩转移，A点偏差应力迅速增加。洞室开挖完毕后三点不同的偏差应力揭示的岩体损伤破坏演化结果与钻孔摄像显示的围岩破裂区范围具有同样的趋势，临近洞壁的1.7~5.4 m范围岩体破裂较为严重，该范围内岩体进入残余阶段偏差应力较小，5.4~7.0 m范围岩体仍有轻微破裂出现，此段范围内岩体进入峰后损伤破坏阶段，偏差应力也有明显降低，而对于临近峰值的峰前损伤区和弹性区，其偏差应力将逐渐增大，直至达到45 MPa。可见数值模拟分析的岩体变形破裂位置、深度等与现场观测结果一致，分析结果可用于工程实践应用。

图 12 尾调室580 m高程剖面偏差应力云图

Figure 12. Cloud map of deviation stress of tailrace surge chamber with elevation of 580 m

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 13 尾调室580 m高程3个测点偏差应力随开挖演化

Figure 13. Evolution of deviation stress of three measuring points in tailrace surge chamber with elevation of 580 m with excavation

下载: 全尺寸图片幻灯片

可见，^#8尾调室的岩体破裂部位初始地应力较大，随着尾调室逐渐下挖，位于方位260°~350°范围围岩应力集中逐渐增强，隐晶玄武岩启裂强度较低，易发生由表及里的渐进破坏。当洞室开挖至临近尾水连接管上方时，受到交叉洞口应力叠加影响，同时应力集中区预应力锚索数量不足，在多方面综合因素影响下导致了围岩内部的严重开裂。岩体破裂范围内的非弹性位移出现突增，锚索由于无法承受巨大位移引起的荷载增长而拉断，从而导致了钢绞线拉断弹出。在围岩内部开裂和锚索失效情况下，洞壁表层围岩和喷层受到的约束减弱，发生鼓胀开裂。

4. 开挖支护建议

高应力硬岩地下洞室围岩内部开裂诱发了位移突增、锚索失效和喷层开裂等变形破坏，故应以控制围岩内部开裂为目的，通过开挖优化和支护优化降低岩体破裂深度和破裂程度^[1]，其中开挖优化主要包括开挖高度、开挖顺序、开挖进尺，支护优化主要包括支护参数（结构形式、支护长度、支护刚度）和支护时机等。在洞室围岩应力集中部位应及时喷射混凝土和施加预应力锚杆，给围岩提供初期围压，提高岩体的起裂强度，减轻洞壁表层岩体破裂程度，增强表层围岩的承载能力，这有助于减轻应力集中向深部围岩的转移深度。对于高应力硬岩大型地下洞室，在应力集中区部位应设置足够数量和长度的预应力锚索，预防围岩深层破裂的出现，考虑到可能的岩体开裂、岩体位移突增及引起的锚索荷载迅猛增长，预应力锚索的初期张拉力不应大于设计强度的70%~80%。在洞室群的交叉部位，也需要及时施做一定长度的预应力锚杆和预应力锚索，减轻多面卸荷诱发的岩体开裂，增强应力集中转移的深部围岩稳定。在洞室开挖过程中加强围岩内部开裂、围岩位移和支护应力监测，必要时考虑增加微震、扰动应力和声发射等监测手段，实现全过程多方位洞室围岩稳定性的控制与预警。

考虑到^#8尾调室圆筒形的体型及玄武岩硬脆性特点，核心关键在于抑制应力集中区围岩的渐进性开裂。^#8尾调室井身段开挖分层高度为3.5 m，每层采用由内到外分块开挖，且支护基本紧跟开挖^[21]，但其应力集中区的支护锚固力偏弱，仅在洞室井身中下部^#15、^#16尾水连接管上方高程586.00~572.50 m、方位角280°~330°布置了4排2500 kN锚索，支护作用效果有限。针对此次破坏，设计单位提出了以下补强措施：

（1）重新挂设主动防护网，将喷层开裂掉块部位彻底清撬，重新挂网喷射C25混凝土12 cm。

（2）在高程606.25~565.75 m、方位角223°~345°范围内插10排全长黏结型预应力锚索，预应力3000 kN，长度30 m/35 m间隔布置；高程587.25~564.75 m、方位角99°~175°范围内插6排全长黏结型预应力锚索，预应力3000 kN，长度30 m/35 m间隔布置。

（3）在^#15，^#16尾水连接管与尾水调压室交岔口顶拱分别布置4排有黏结型1500 kN预应力锚索，长度15 m。

图 14为洞室井身下部^#15，^#16尾水连接管上方新增锚索布置示意图。图 15为洞室开挖完毕后设计张拉力为2100 kN时各锚索轴力的计算结果，绝大多数锚索轴力基本在2000~2500 kN，但是在^#15尾水管上方有7根锚索轴力超过了5000 kN，其中有1根甚至达到了近7000 kN，这说明应力集中区锚索轴力相对较大，也验证了前边应力集中区部分锚索易拉断的事实。但是在补强加固锚索实施后，对整个洞室围岩的应力集中程度有较大程度的改善，图 16为是否施加补强加固锚索情况下A、B、C 3点偏差应力的对比，施加补强加固锚索后A点应力集中程度降低，而B点处偏差应力高于未施加情况，C点处偏差应力相差不大。说明B点处岩体虽然同样进入峰后阶段，但其损伤程度相对无加固锚索时略低，洞壁表层岩体相对完整，承载能力相对较高，位于深部的A点应力集中程度就会有明显降低，从而深部围岩破裂风险降低，洞室稳定性提高。

图 14 尾调室井身下部223°~345°范围补强加固锚索位置

Figure 14. Location of reinforced anchor cables in the range of 223°~345° in lower part of tailrace surge chamber

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 15 尾调室井身补强加固锚索轴力

Figure 15. Reinforcement of shaft of tailrace surge chamber and axial forces of anchor cables

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 16 有无加固锚索情况下三点偏差应力

Figure 16. Three-point deviation stresses with or without reinforced anchor cables

下载: 全尺寸图片幻灯片

5. 结论

针对白鹤滩水电站^#8尾调室为代表的高应力大直径圆筒形洞室出现的岩爆、喷层开裂、锚索钢绞线弹出等围岩变形破坏问题，通过现场调查、原位监测和数值分析，获得了其形成发展演化过程，揭示了围岩内部破裂特征，分析了其形成机制，并提出了支护建议，得到以下3点结论。

（1）高应力大直径圆筒形地下洞室的岩爆、喷层开裂、锚索弹出等围岩变形破坏问题是链动灾害现象，首先在洞室围岩应力集中区易发生岩体内部开裂，诱发破裂范围内围岩位移突增，进而导致锚索荷载突增，钢绞线在超载时拉断弹出，由于围岩约束减弱，洞室围岩向洞内卸荷膨胀，导致喷层开裂出现。

（2）^#8尾调室喷层开裂、锚索弹出等强应力型破坏的发生是地应力、岩性、工程结构布置及支护等综合因素引起的。洞室围岩变形破坏区域位于高应力集中区，而玄武岩起裂强度低、弹脆性显著，尾水连接管等交叉洞室开挖导致应力集中叠加，同时围岩应力集中区预应力锚索数量不足，支护强度较弱。

（3）高应力大直径圆筒形地下洞室应该采用裂化抑制思想进行开挖、支护设计，在分层开挖高度、预应力锚索位置和张拉力等方面进行优化，需加强应力集中区岩体破裂监测，洞室围岩应力集中区应采用表层预应力锚杆和深层预应力锚索的组合支护。

图 1 支盘桩单桩静载试验图

Figure 1. Diagram of a single squeezed branch (SB) pile load tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 挤扩支盘桩单桩静载试验结果及模型验证

Figure 2. Results and validations of single SB pile static load tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 支盘桩载荷试验的几何及网格划分

Figure 3. Geometry and mesh of load tests on SB piles

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 2×2直孔桩与支盘桩的归一化荷载沉降曲线对比

Figure 4. Comparison of normalized load settlement curves between 2×2 straight piles and SB piles

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 62.5 mm沉降对应的桩端附近土体沉降云图

Figure 5. Settlement contours of soil element near pile tip corresponding to settlement 62.5 mm

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 群桩效率系数η_g随桩体数目N变化

Figure 6. Variation of η_g with number of piles N

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 群桩效率系数η_g随桩间距S_p变化

Figure 7. Variation of η_g with pile spacing S_p

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 支盘结构周边剪应力τ_s变化

Figure 8. Variation of shear stress τ_s along branch structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 支盘范围的有效主应力矢量图

Figure 9. Diagram of effective principal stress within branches

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 有限元计算土体参数

Table 1 Soil parameters for finite element calculations

参数	耕填土	④₁淤泥质砂	④₀淤泥	⑤₁粉质黏土	⑤₄细砂	⑥₁₁淤泥质黏土	⑦₁粉质黏土	参考文献
本构模型	HS	SS	SS	HS	HS	SS	HS	[6]
γ/(kN·m^-3)	16.95	15.85	15.08	18	18.5	17.2	17.78	[2]
e₀	0.74	1.15	1.55	0.68	0.52	1.2	0.58	[2]
E₅₀^ref/MPa	6.5	λ^=0.036 κ^=0.007	λ^=0.085 κ^=0.017	18.8	32	λ^=0.045 κ^=0.009	26.7	[2，6]
E_oed^ref/MPa	6.5			18.8	32		26.7
E_ur^ref/MPa	29.4			73.3	105		112
$c'$ /kPa	10	3	4	14	2	6	13	[2，7]
$\varphi '$ /(°)	26	24	18	26	32	21	28	[2，7]
注：HS为硬化土模型；SS为软土模型；γ为重度；E_oed^ref为参考切线模量；E₅₀^ref为参考割线模量；E_ur^ref为参考卸载再加载模量； ${\lambda ^}$ 和 ${\kappa ^}$ 分别为修正压缩指数和修正回弹指数； $c'$ 为有效黏聚力； $\varphi '$ 为有效内摩擦角。

下载: 导出CSV

表 2 设计工况及参数一览表

Table 2 Overview of simulated conditions and parameter values

工况	桩体数目N	桩间距S_p	直径比ξ	盘净距S_b
桩数系列	2, 4, 6, 9	8d	2.5	8d, 14d
桩间距系列	4, 9	5d, 6.5d, 8d, 9.5d, 11d	2.5	11d
直径比系列	4	6.5d	2.0, 3.0	8d, 14d

下载: 导出CSV

表 3 估算群桩效率系数的经验公式

Table 3 Empirical formulae for estimating group efficiency ${\eta _{\text{g}}}$

公式	参考
$\eta_{\mathrm{g}}=1-\frac{\arctan \left(d / S_{\mathrm{p}}\right)}{90^{\circ}} \times\left[\frac{(n-1) m+(m-1) n}{m n}\right]$	C-L法^[10]
$\begin{aligned} \eta_{\mathrm{g}}= & 1-\frac{d}{\mathtt{π} S_{\mathrm{p}} m n} \times[m(n-1)+n(m-1)+ \\ & \sqrt{2}(m-1)(n-1)] \end{aligned}$	Das法^[10]
注：m和n为多桩的行数和列数。

下载: 导出CSV

参考文献(10)

[1]	李国维, 赵星宇, 张黎明, 等. 支盘桩加固既有填砂路基深层软土的模型试验研究[J]. 岩土工程学报, 2024, 46(8): 1768-1775. doi: 10.11779/CJGE20230277 LI Guowei, ZHAO Xingyu, ZHANG Liming, et al. Model experiment on deep soft ground improvement of existing sand-filled subgrade with squeezed branch piles[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2024, 46(8): 1768-1775. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE20230277
[2]	易浩, 张坤标, 陈页开, 等. 软土地区挤扩支盘桩竖向承载特性研究[J]. 世界桥梁, 2021, 49(5): 79-86. YI Hao, ZHANG Kunbiao, CHEN Yekai, et al. Study of vertical bearing capacity of squeezed branch pile in soft soil area[J]. World Bridges, 2021, 49(5): 78-86. (in Chinese)
[3]	XIONG L, LI G W, ZHOU Y, et al. Experimental and analytical investigation of the bearing capacity of bulbs for squeezed branch pile[J]. International Journal of Geomechanics, 2023, 23(5): 04023045. doi: 10.1061/IJGNAI.GMENG-8298
[4]	LI T, PENG X, YANG G Q. Investigation into bearing performance of concrete expanded-plates piles: field test and numerical modelling[J]. Engineering Structures, 2022, 271: 114954. doi: 10.1016/j.engstruct.2022.114954
[5]	ZHANG M X, XU P, CUI W J, et al. Bearing behavior and failure mechanism of squeezed branch piles[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2018, 10(5): 935-946. doi: 10.1016/j.jrmge.2017.12.010
[6]	BRINKGREVE R, ENGIN E, SWOLFS W. PLAXIS 3D user manual[S]. Deflts, The Netherlands: PLAXIS Bv, 2020.
[7]	李国维, 余彦杰, 熊力, 等. 陀螺桩垫层加强袋装砂井排水地基现场试验[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(3): 425-431. doi: 10.11779/CJGE202103004 LI Guowei, YU Yanjie, XIONG Li, et al. Field tests on top-shaped concrete block cushion-reinforced soft soil foundation drained with sand bag well[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43(3): 425-431. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202103004
[8]	ALWALAN M, ALNUIAM A. Axial loading effect on the behavior of large helical pile groups in sandy soil[J]. Arabian Journal for Science and Engineering, 2022, 47: 5017-5031. doi: 10.1007/s13369-021-06422-9
[9]	CRISP M P, JAKSA M B, KUO Y L. Toward a generalized guideline to inform optimal site investigations for pile foundation[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2020, 57(8): 1119-1129. doi: 10.1139/cgj-2019-0111
[10]	ATEŞ B, ŞADOĞLU E. Experimental investigation for group efficiency of driven piles embedded in cohesionless soil[J]. KSCE Journal of Civil Engineering, 2023, 27(12): 5123-5134. doi: 10.1007/s12205-023-1580-0

施引文献(7)

期刊类型引用(3)

1.	裴书锋，郝文锋，樊义林，陈浩，李文涛. 大型水利水电工程锚固系统运行状况分析. 长江科学院院报. 2024(02): 142-150 . 百度学术
2.	苏都都，范勇，吴进高，杨广栋，冷振东. 穿越断层破碎带深埋洞室爆破开挖围岩破坏机理研究进展. 三峡大学学报(自然科学版). 2024(04): 25-34 . 百度学术
3.	周嵩，潘岳，刘永胜，谢韬，张理蒙，张继超. 极高地应力破碎地层斜井进正洞力学行为分析及施工优化研究. 现代隧道技术. 2024(04): 142-150 . 百度学术