設計基準假設

一、前言

4.1 設計基準假設

對於核能廢料貯存隧道計畫，有以下之基本假設：

1、貯藏隧道之堆置物回收最少歷時 50 年。

2、地層控制應在經永久封閉後仍為穩定狀態。

3、地層控制應與地質圖相吻合。

4、地層控制應考慮襯砌及岩釘之安全係數。

5、地層控制應考慮材料之使用在經長期核廢影響後仍呈可接受狀態。

6、地層控制應保護落盤以避免傷害到工作人員。

7、地層控制應於設計未能預知之載重下，操作期間仍能維持穏定，不增加額外的維護工作。

4.1.1 本研究數值分析基本假設

z 由於岩盤中的水受現地地質條件的影響而不易掌握，因此本研究分析時，不單獨考慮水的效應。

z 根據 Hoek & Brown（1980）所整理的側向壓力係數與覆土深度的關係如圖 3.11，整體來說K 值是隨著深度增加而減少，依據該圖所示，在深度 500m 以內，K 值多半大於 1；

而深度500m~1500m 之間時，K 值約等於 1；當深度超過 1500m 以上時，K 值多半小於 1。對於國內情況而言，鄺寶山（1993）根據台灣中部及東部 180 個隧道記測記錄的反算分析結果，如圖3.12 示，K 值多集中於 1.0 附近。而本研究係模擬之覆土深度為 300m，

並假設初始應力時其側向壓力係數K 值等於 1.0 來進行分析。並同時考量 K 值等於 0.5 及2.0 之情形，以進行比較Ｋ值對隧道掘進開挖及貯存溫度之影響。

z 在網格之邊界上乃假設不受開挖或外力之影響，因此需以 Roller 與 Hinge 來限制邊界處之運動與位移方向。本研究以輥支撐（Roller）束制網格之前後左右與網格底部，並於分析之網格上方施以因上部岩體自重所產生之荷重。

z 地溫梯度主要受到岩石熱傳導係數的影響。一般而言，隧道內之地溫梯度為 25~33 /℃ ㎞。

本研究之參考案例為美國 Yucca Mt.地下貯置場，其假設地溫梯度為 1.4 /100m℃ ，且貯藏隧道中心溫度為22.38℃。而本研究網格邊界以隧道圓心為中心軸上下各為 125m，故上邊界之溫度為20.63℃；下邊界之溫度為 24.13℃。

4.1.3 本研究隧道斷面圖

A B

C

E

F D

圖 4.1 本研究隧道斷面圖表 4.1 本研究隧道斷面圖

名稱參考案例本研究採用尺寸

Ａ貯藏隧道直徑 18＇ 5.5m Ｂ岔道上部半徑 13＇ 4.0m Ｃ貯藏隧道中心線 11＇8＂ 4.0m Ｄ仰拱支距 2＇8＂ 1.25m E 岔道隧道寬度 26＇ 8.0m F 岔道中心線 10＇ 4.0m 註主隧道圓形 25＇同岔道

4.1.2 研究範圍:

核廢料地下貯藏庫可能遭遇各項影響岩盤力學之情況，除岩盤初始應力分佈狀況外，重點在於:

(1)三維弧形交叉隧道之銜接

(2)貯藏隧道輻射引致之熱應力效應

以上關鍵的問題，在公路隧道與鐵路隧道通常不納入考量，因此國內雖然在興建中的鐵公路隧道不少，但在這二方面的研究仍待補充，是本研究的目標。

4.1.3 研究架構：

首先蓃集美國 YUCCA Mountain 核廢料貯存場及其他國家相關資料，再配合本國地質狀態，研究架構如圖 4.2:

研究參考及

根據陳錦清等(1997)及林志明(2000)提出 RMR>50 時(Bieniawski,1978)

2 1

E

m =

RMR

圖 4.3 HOEK-BROWN FAILURE CRITERION -2002 EDITION (摘自 www.rocscience.com)

4.3 數值分析參數及網格的建立

為支撐系統，厚度為 30cm。

EDITION(Roc Lab 程式)求取參數，進行分析。

參照該

道及

a Mountain 之隧

5.以 HOEK-BROWN FAILURE CRITERION -2002

在地下貯藏庫中，較具代表性為美國 Yucca Mountain 核能廢料貯藏庫計畫，本研究主要係計畫之隧道配置作為研究主題，其中有關該計畫各設施之配置貯藏庫之配置分佈、貯藏隧道之結構圖、主隧道及交叉匝道之配置圖、主隧道與貯藏隧道連接之匝道示意圖如圖 2.1~2.7 所示。

從上述 Yucca Mountain 計晝隧道，為利分析，本研究將尺寸作部分簡化(如表 4.1)，將主隧匝道視為同尺寸之運輸隧道，以高、寬尺寸為 8 公尺，隧道上部為半圓形之擬馬蹄形進行模擬；而貯藏隧道則同樣為直徑 5.5 公尺，隧道之支撐結構為厚度 30 公分之襯砌。

在建立 FLAC3D 之網格模式時，考量隧道掘進之非對稱性，以(圖 4.4)模擬 Yucc

道配置形式，匝道之曲率半徑為 200ft，隧道交叉範圍內之掘進距離以 2 公尺模擬(如圖 4.5)。

其分析之範圍為主隧道中心軸左、右(x-軸)各 112 公尺，上、下(z-軸)各 125 公尺，隧道掘進方向(y-軸)交叉隧道段 80 公尺，前後再取 48 公尺為掘進邊界，合計 176 公尺，以隧道位於地下 300 公尺處進行數值模擬(如圖 4.6)所示。

本數值分析採用之參數，係利用HOEK-BROWN FAILURE CRITERION-2002 EDITION 之Roc Lab 程式，

圖4.4 數值分析模擬之隧道配置

分別以RMR70及RMR30分別代表良好及破碎之岩盤，其數值分析之輸入參數如(表二)所示。

2.75m

8.0m

(a) 主隧道開挖 (b) 匝道及貯藏隧道開挖

圖4.5 FLAC3D網格模擬及建立(n為掘進次數)

Z= 250m

y=176m X=224m

地下300m

R=200ft (約 61m)

交叉隧道掘進方向@2m

n=101 n=135

主隧道掘進方向 n=62

n=61

n=51

n=1

表 4.2 岩體材料參數選用值 RMR 岩體評分 30 70

柏松比 ν 0.3 0.3

岩體單位重 γ 2700 kg/m3 2700 kg/m3 岩體變形模數 Em 1.05 GPa 28.72 GPa 岩體剪力模數 G 0.404 GPa 11.05 GPa 岩體體積模數 B 0.875 GPa 22.67 GPa 凝聚力 c 0.53 MPa 2.22 MPa 摩擦角 f 26.3° 51.2°

張力σt -0.023 MPa -0.335 MPa 襯砌厚度(shell) 30cm 30cm

襯砌 E(shell) 21.88GPa 21.88GPa

( )

15100

kg

E f c

cm

f c =210

kg

₂

cm

4.4 分析方法

首先取地下貯藏庫之地層為 RMR70 進行數值分析，發現在交叉隧道掘進第 27 公尺隧道有最大垂直變位，第 33 公尺為隧道分叉銳角斷面，及等間距第 39 公尺處之斷面作比較(如圖 4.7 所示)。

並以第 33 公尺之主隧道開挖後之最大變位量、塑性區、最大及最小主應力等圖為比較基準(圖 4.8)，再分別與第 27、33 及 39 公尺之開挖完成斷面比較，發現第 27 公尺處因有最大隧道跨距，

最大變位量於頂拱及仰供明顯擴大並增加(圖 4.9)，第 33 公尺處交叉隧道交角處已產生塑性區(圖 4.10)，以及第 39 公尺斷面主隧道與匝道間仍存在塑性區及最大主應力之增量(圖 4.11)。再取主隧道中心縱剖面(圖 4.12 斷面 A)及交叉隧道銳角平分剖面(圖 4.12 斷面 B)取其變位量(圖 4.13)、

塑性區(圖 4.14)、最大主應力(圖 4.15)以及最小主應力(圖 4.16)比較，發現交角處之之塑性區及最大主應力增量，明顯延伸至主隧道第 39 公尺斷面，故本研究以交叉隧道最大跨距頂拱 a 點、

交叉隧道交角之側壁 b 點、第 39 公尺斷面主隧道頂拱 c 點、以及第 39 公尺斷面交叉隧道側壁之間 d 點作重點探討。

0 27 33 39

y(m)

圖4.7 交叉隧道頂拱垂直變位示意圖(RMR70)

(a) 變位圖 (b) 塑性區

(c) 最大主應力 (d) 最小主應力

圖4.8 主隧道開挖完成示意圖(RMR70)(y=33m)

(a) 變位圖 (b) 塑性區

(c) 最大主應力 (d) 最小主應力

圖4.9 交叉隧道開挖完成示意圖(RMR70) (y=27m)

(a) 變位圖 (b) 塑性區

(c) 最大主應力 (d) 最小主應力

圖4.10 交叉隧道開挖完成示意圖(RMR70)(y=33m)

(a) 變位圖 (b) 塑性區

常用之支撐評估方式有 Q System(圖 4.17)以及支撐系統(表 4.3)(RMR System 估計支撐需求) (Bieniawski 1989)，但對於岩體之 c、f 值，則利用 HOEK-BROWN FAILURE CRITERION 方式進行評估。

評估參數:1.RQD、2.Jn:節理組數、3.Jr:節理粗糙度、4.Ja:節理蝕變或填料、5.Jw:地下水壓或水量、6.SRF:應力折減

ESR(Excavaion Support Ratio)

A 臨時採礦開挖 3-5、B 永久採礦開挖或水力隧道等 1.6、C 貯藏庫、水處理廠、鐵路隧道 1.3、

D 發電廠、主要鐵道路等 1.0、E 地下核電廠、車站、運動場等 0.8 圖 4.17 Q System 支撐建議

表 4.3 支撐系統(RMR System 估計支撐需求) (Bieniawski 1989)建議在跨距小於 10m 之馬蹄形

評估參數:

1.單軸強度 2.RQD

3.不連續面間距 4.不連續面狀況 5.地下水位 6.不連續面方位

在評估岩體參數，本研究係以HOEK-BROWN FAILURE CRITERION -2002 EDITION(Roc Lab 程式 From

www.rocscience.com )求取參數，進行分析。分別以RMR=70 及 30 代表較為良好及破碎之岩

盤進行分析比較(如圖 4.18、4.19，其中GIS=RMR-5)。

4.4.2 支撐系統

本研究以 30cm 厚之噴凝土作為隧道開挖後之支撐。

以 FLAC3D 中 shell 元素模擬噴凝土噴凝土

^E

=¹⁵¹⁰⁰

^{f c}

( ^kg cm

)

其中

f c 取 210

kg

₂

cm

4.4.3 分析網格之建立

針對隧道不同掘進距離以及不同貯存隧道間距進行比較，以掘進 2m(圖 4.20)及 4m(圖 4.21)，

以及隧道間距為 80m(圖 4.22)、60m(圖 4.23)進行分析比較。

圖 4.18 HOEK-BROWN FAILURE CRITERION -2002 EDITION (RMR=70)

圖 4.19 HOEK-BROWN FAILURE CRITERION -2002 EDITION (RMR=30)

圖 4.20 隧道掘進@4m

48m

80m

交叉隧道分析範圍@2m

80m

交叉隧道分析範圍@4m

48m

圖 4.21隧道掘進@4m

隧道間距 80m

圖 4.22 貯存隧道間距 80m

3@間距80m

交叉隧道分析範圍網格@4m

48m 48m

3@間距60m

交叉隧道分析範圍網格@4m

48m 48m

圖 4.23 貯存隧道間距 60m

五、結果與討論

5.1 隧道掘進開挖交叉段之力學行為

如(圖 5.1)所示，為監測點位之變位量，橫座標為開挖掘進次數，主隧道開挖起始於交叉隧道起點前 48 公尺處，計有 10 次掘進(加計起始狀況，n=11)，主隧道與交叉隧道範圍為 80 公尺，

每次開挖掘進 2 公尺，計有 40 次掘進，在交叉隧道範圍後，主隧道繼續開挖 48 公尺，為 10 次掘進(加計末次加襯砌，n=11)，主隧道總計縱向開挖 176 公尺，計 60 次掘進(n=62)。在主隧道開挖完成後，以每 2 公尺掘進開挖交叉之匝道及接續之貯藏隧道，其中匝道開挖次數計 39 次(n=39)，

貯藏隧道開挖次數計 34 次(n=34)，總在本分析中，掘進開挖 133 次(監測值有 135 個)。

因此數值分析監測點位 a、b、c、d 四點在主隧道掘進開挖時，分別於 n=25、28、32、32 通過掘進隧道面之橫斷面；在交叉隧道擴挖及掘進開挖時，分別於 n=75、77、79、80 通過掘進隧道面之橫斷面；而主隧道與交叉隧道間之掘進分界點為 n=62。

(圖 5.1)RMR70 監測點位之頂拱變位量，主隧道開挖之頂拱(c 點)之最大變位量約為 0.15cm，

而於交叉隧道開挖完成後頂拱(a 點)之，最大變位量約為 0.28cm，其頂拱之變位增量達約 90%。

而就隧道交叉角而言，於交角處側壁(b 點)因已受主隧道開挖掘進開挖影響已產生塑性變形 (圖 5.3、5.4)，故於交叉隧道再掘進開挖時，其變形增量已不明顯，而距交角 8m 處側壁 d 點，

變位量則可能由於交叉匝道之掘進開挖之解壓，而有回縮減小現象。

另就 c 點頂拱主應力在主隧道掘進開挖面到達時，有明顯的主應力路徑轉折(圖 5.4)現象，

在對照(圖 5.2)主應力掘進曲線，並無明顯主應力增減變化。而交叉隧道頂拱 a 點監測點並非主隧道頂拱(離主隧道頂拱 4.2m)，當主隧道掘進開挖時並未造成該監測點之塑性變形，故無明顯的應力轉折，惟在交叉隧道開挖，其擴挖掘進面達 a 點時為頂拱位置，主應力變化明顯轉折，該點產生塑性變化最大，主應力由最大 14.8MPa 降至 8.88MPa，降幅達 40%。

就交角側壁主應力(圖 5.3)，交角處監測點 b＇(距隧道交角約 2.8m)，在主隧道掘進開挖面到達時，即產生主應力路徑轉折(圖 5.4)，判斷已觸及破壞包絡線，產生塑性變形；而在交叉隧道掘進擴挖面到達時，再次發生主應力掘進曲線轉折，判斷僅係應力之重新分配，未再次產生塑性變形。另就距交角 8m 處側壁之監測點 d，主應力於主隧道掘進開挖面通過後有明顯掘進主應力轉折現象，參照(圖 5.4)，並未達破壞包絡線，未產生塑性變形，其最終之最大主應力增量較起始應力超過 1 倍，其中於主隧道掘進開挖階段增量約 55%，略大於交叉隧道掘進開挖階段之增量約 50%。

通常斜交隧道交角之銳角處，在實際施工及爾後之營運操作，通常會將隧道銳角之交角作鈍

化處理。從(圖 5.5) 隧道中心水平剖面塑性區示意圖中，發現交角的鈍化並未對隧道交叉段之塑性區範圍有明顯的增加，因此適當的交角鈍化可減少交角處不穏定之塑性區，增加隧道之可靠性。

但由於交角鈍化後，交叉隧道斷面之頂拱跨距因而增大，其變位量之變形範圍亦將隨之增加(圖 5.6)。

因此就原先之監測點 a、b、c、d 之變位如(圖 5.7)所示，對於監測點頂拱之變位量並無明顯

在文檔中深層地下貯置場之穩定分析(III) (頁 25-0)

一、 前言

4.1 設計基準假設

A B

C

E

F D

E

RMR

(

)

Em

Em

RMR

σc

Em

RMR

σc

Em

RMR

Em

RMR

σc

Em

RMR

σc

4.3 數值分析參數及網格的建立

2.75m

8.0m

8.0m

(a) 主隧道開挖 (b) 匝道及貯藏隧道開挖

Z= 250m

y=176m X=224m

地下300m

n=101 n=135

主隧道掘 進 方向 n=62

n=61

n=51

n=1

( )

kg

E f c

cm

f c =210

kg

cm

4.4 分析方法

y(m)

(a) 變位圖 (b) 塑性區

(c) 最大主應力 (d) 最小主應力

(a) 變位圖 (b) 塑性區

(c) 最大主應力 (d) 最小主應力

(a) 變位圖 (b) 塑性區

(c) 最大主應力 (d) 最小主應力

(a) 變位圖 (b) 塑性區

(c) 最大主應力 (d) 最小主應力

(a) 斷面A(主隧道縱剖面) (b)斷面B(交叉隧道與主隧道間剖面)

(a) 斷面A (b) 斷面B

(a) 斷面A (b) 斷面B

(a) 斷面A (b) 斷面B

(a) 斷面A (b) 斷面B

www.rocscience.com )求取參數，進行分析。分別以RMR=70 及 30 代表較為良好及破碎之岩

E

f c

( kg cm

)

f c 取 210

kg

cm

48m

80m

交叉隧道分析範圍@2m

80m

交叉隧道分析範圍@4m

48m

3@間距80m

交叉隧道分析範圍網格@4m

48m 48m

3@間距60m

交叉隧道分析範圍網格@4m

一、前言

主隧道掘進方向 n=62

^E

^{f c}

( ^kg cm