第六节　现场综合原位试验

一、试验背景

上面的研究都是基于室内试验的基础上展开的,试验的对象都是针对岩块尺度,而在工程实践中很少能遇到完整的岩石,更多的是岩体,而岩体强度参数的选择对于估计隧洞周围岩体的力学行为至关重要。由于常规性水电工程中一般不遇到高应力的作用,工程岩体不发生高应力破坏或高应力破坏不占主导地位,因此,了解破坏前的变形和破坏是否发生一般即可满足工程设计和建设的需要。对于深埋隧洞而言,隧洞开挖以后的应力水平可能普遍超过岩体强度,即破坏肯定会出现,工程中关注的是破坏的性质、表现形式和程度等,以满足进行工程措施设计的需要。也就是说,工程中关注的是应力超过岩体峰值强度以后岩体表现出的力学特性。其中锦屏大理岩岩石的非线性特性和破裂特性均可以通过室内试验获得,而现场岩体的非线性和破裂特性则需要借助于原位试验来实现。

大型原位试验研究是把握岩体力学特性的重要环节,已经成为目前国际上地球科学力学问题研究最前沿的手段,同时也是验证设计理念和技术方法的最佳场所。从20世纪80年代开始,国际上陆陆续续地建立了一些大型的地下深埋实验场,目前国际上已经完成39座地下试验场的建设,其中大部分为满足高放核废料深埋隔离处置的需要,并且相关的实验项目一般都进行了中长期的阶段性规划,其持续科研时间跨度一般都达到数十年。在已经完成建设的地下试验场中,以加拿大URL对岩石力学的贡献最突出。

在地下工程的设计过程中,把握岩体在开挖过程中的反映至关重要。为了达到这个目的加拿大原子能机构(AECL)规划了URL,如图3-35所示。在过去的几十年中,AECL在URL中针对岩体开挖响应进行了大量的研究,增加了人们对地下开挖过程中岩石力学特性的把握[12]。

二、试验仪器

根据国际上的岩体力学特性的研究方法,在锦屏工程中也规划并实施了大型原位实验项目,以期全面了解隧洞开挖过程中的围岩变形特征、围岩破损特征、围岩应力变化等全部环节的开挖响应。图3-36表示了试验洞的平面布置,它利用了3号洞TBM掘进落后于2号和4号洞的现场条件,在2～4号洞之间的交通横通道内顺隧洞轴线方向开挖一5m×5m的试验洞,在该洞内向3号隧洞所在位置的周边围岩中预埋相关测试仪器和元件,系统地收集3号TBM逼近、通过和远离监测断面时的围岩开挖响应,帮助了解现场岩体的破裂特征,重点是监测开挖过程中围岩应力变化、破裂过程和破裂区状态之间的对应关系。其中的应力变化通过围岩应力计测试,而破裂过程可以采用声发射、光栅光纤等技术,围岩破裂区状态还可以利用声波测试及钻孔成像技术得到进一步检测。具体的监测方案目的如下。

应力监测:了解和把握隧洞开挖过程中围岩应力状态和围岩状态的动态发展变化过程。

声发射监测:判断引水隧洞横断面应力调整过程中微破裂发生的位置和范围,掌握破裂发展与时间的关系。

波速测试:确定松动圈范围随时间的发展过程,根据松动圈的扩展,评价破裂随时间发展的关系。

围岩变形监测:了解围岩的变形随时间的发展特征。

数字钻孔摄像:帮助直观地了解围岩宏观破裂的发展过程。

(一)应力监测

围岩应力监测仪器选择不同的两种设备类型:弦式单向/双向岩石应力计和空心包体式应变计。

1.单向/双向岩石应力计

单向/双向岩石应力计又称振弦式孔内岩石应力计,是一种可以自动测量并且可以取代便携式古德曼千斤顶的仪器,一般安装在37～39mm的钻孔内。应力计包含圆形传感部分、楔形装备感应应力部分、压板和电缆等,应力计装置上的激励线圈用来激励振弦,测量振动频率。振弦式孔内岩石应力计结构原理见图3-37。

应力计的安装是通过在仪器和钻孔壁上的压板之间楔入楔块装置达到指定的预加荷载值,应力计在高预载条件下可测得基质材料受压后应力的变化量。应力计接好以后,激励信号传送至线圈,引起振弦产生谐振。振弦振动的频率信号通过接收线圈经传输电缆输入读数仪显示读数。振弦传感器用楔块和压板加载在钻孔里,变化的岩石应力在仪器壳体上强加为变化的荷载从而引起机体变形,并且这个变形量按变化的应力使张紧的振弦共振频率产生变化并被记录下来。振动频率的平方直接按比例反应为应力计直径的变化,并按率定系数转换为岩石应力的变化。

2.空心包体式应变计

空心包体式应变计(CSIRO Hollow Inclusion)的元件是在环氧树脂圆筒外壁上贴上3组应变花,用接线装置引出导线,再在应变花外涂一薄层环氧树脂作为保护层的组件。为了使圆筒紧贴测孔壁面,将环氧树脂胶结剂在现场安装前储存于圆筒中的空心“柱塞”内。柱塞由丙烯酸管做成。移动柱塞位置即可将其内的黏结剂挤至探头周围,从而使探头和围岩黏在一起,一旦环氧树脂固化,应变传感器将牢固地黏结好,与孔壁有1.5～2mm的距离,这是数据处理容许的范围之内。测量时,先在岩体中钻一大孔至待测区,然后在大钻孔孔底中心钻一同轴小孔,在小孔中安装应力计探头。空心包体式钻孔三向应变计在空心包体上等间距地布设了3组应变花,每个应变花由4个应变片组成,应变花在圆筒上均匀布置,互成120°角。这里叙述的应力监测是空心包体式应变计永久地留放在原地监测相对应力随时间的变化,CSIRO空心包体(HI)探头结构及应变片布置原理见图3-38和表3-3。

在应变计环氧树脂层中嵌固的3组应变花,序号用i表示,对应的极角为θi;这里假设每组应变花由4个应变片组成,本次试验用序号用j表示,对应的角度为ψij。根据应变观测值εk与岩体应力状态的关系,可得到下列观测值方程组:

其中

式中:K1、K2、K3、K4为应变花并非直接黏贴在钻孔岩壁上的修正系数,它们根据钻孔半径R、应变计内径R1、应变片嵌固部位的半径ρ、围岩的弹性模量E、泊松比μ和环氧树脂层的弹性模量E1、泊松比μ1按下列计算确定:

其中

空心包体式钻孔三向应变计的一次测量可获得12个观测值方程,解6个应力分量的未知量,利用最小二乘法原理,得到求解应力分量最佳值的正规方程组:

(二)声发射监测

材料内部产生裂纹或裂纹扩展时,应变能的瞬态释放会产生弹性波的现象,借助于专门的设备可以接受弹性波的波形,这种监测称之为声发射监测。整套设备一般包括传感器、前置放大器、声发射采集仪、主机系统和分析软件。通过对波形的分析可以判断出裂纹的性质;通过多个传感器的分时接受可以实现对裂纹发生位置的定位。

深埋隧洞可以借助于声发射监测动态地了解围岩的破裂特征,即损伤演化特征。生产声发射监测系统的厂商很多,其中美国物理声学公司的产品线比较齐全。图3-39是PAC公司的Sensor HighwayⅡ智能型远程监控声发射16通道数据采集系统,系统频率1kHz～1MHz(AE)/1～20kHz(振动),18位A/D转换,20MSPS采样率。

图3-40所示是PAC公司的R.45IC-LPAST低功耗、内置前放传感器,峰值频率约20.8kHz,有效接收信号频率范围0～50kHz,具有防水、自动传感器测试(AST)等功能。

加拿大的URL开展了一系列声学方法监测围岩EDZ区域的试验,图3-41是试验区域,该试验属于TSX(Tunnel Sealing Experiments to simulate radioative waste repository conditions)项目的一部分,项目启动于1997年,2003年研究告一段落,其中声发射/微震监测试验于1997年完成[13]。

根据URL的研究,围岩开挖后的损伤区域可以分成两个部分:内损伤区域和外损伤区域。内损伤区域具有两个重要特征:①应力调整产生的裂纹肉眼可见;②区域的渗透率较未开挖前增大7个数量级。

相应地,外损伤区域的两个重要特征是:①应力调整产生的微裂纹肉眼不可见,但是可以通过波速测试和渗透率测试分辨出其深度;②外损伤区的渗透率较开挖前增大10～100倍。

(三)光纤光栅监测

光纤光栅传感器是一种沿光纤长度方向折射率的周期扰动而形成的元件,光纤光栅的制造源于光纤的光敏特性,其工作原理是:当光栅周围的温度、应变或者其他待测物理量发生变化时,将导致光栅周期或纤芯折射率的变化,从而产生光栅信号的波长位移,通过监测波长位移即可获得待测物理量的变化情况,基本原理见图3-42。

根据耦合理论,当宽带光在光纤布拉格光栅(Fiber Bragg Grating)中传输时,产生模式耦合,当宽光谱光源照射光纤时,由于光栅的作用,在光栅的工作波长附近的一个窄带光谱源部分被反射。但是,由于待测物理量变化的影响,使光栅反射回的波长产生一个位移,因而可以很方便地测试出待测物的待测物理量,如应变、温度等。光纤光栅传感器就具备许多独特的优点:小巧紧凑,易于埋入材料内部;制作时对光纤无机械损伤,是一种本征传感器,可靠性好;不受光强度影响,对于环境干扰不敏感;具有波长自参考特点,能实现绝对测量;能方便地使用波分复用技术,在一根光纤中串联多个光栅进行分布式测量。

三、试验方案设计

(一)应力监测

应力监测断面位置及传感器位置分布示意图见图3-43和图3-44。

2-1号横通洞试验应力监测内容为:1-1断面(单/双向岩石应力计)和2-2断面(三向岩石应力计)2个监测断面,计划进行的应力监测内容见表3-4。

(二)声发射监测

该空间监测网络采用的声发射监测设备为美国物理声学公司(PAC)的Sensor HighwayⅡ智能型远程监控声发射16通道数据采集系统(SH-Ⅱ-SRM),11-11断面和12-12断面,每个断面均为3个钻孔,每个钻孔安装2个声发射传感器,断面对应2号引水隧洞桩号分别为引(2)13+440.50和引(2)13+443.50,声发监测孔布置形式及主要监测区域见图3-45和图3-46。

11-11断面和12-12断面声发射传感器空间位置分布情况见图3-47。

(三)波速测试

波速测试包括两个方面的内容:①对整个原位试验项目的全部钻孔都进行波速测试;②对5-5和6-6两个断面分别在TBM掘进前、掘进过程中和通过测试断面后进行多次观测。前一个测试项目的内容在于帮助了解该区域的精细地质条件(后文的实验成果分析,将会介绍如何采用全部孔的波速测试成果生成精细的地质模型),并且了解仪器埋置部位是否存在地质结构面或其他地质缺陷。后一个方面的监测内容用于了解TBM开挖通过后,围岩的实际损伤深度,以及损伤演化特征,并且这一结果将用于复核和综合评判声发射、光纤光栅两种方法所监测到的围岩破损深度。

本钻孔声波监测采用单孔声波法,所用的仪器为武汉岩海工程技术开发公司生产的RS-UT01C智能型岩体声波监测仪,具有数字采集和存储功能,超声换能器采用一发双收换能器。单孔声波监测是利用钻孔声波监测技术,把一发两收声波探头放入孔中,利用一只换能器发射声波,另外两只换能器接收声波,读取两只接收换能器声波初至时间差,把两只接收换能器的间距除以时间差即为接收换能器所在位置孔壁岩体的声波速度,根据相关规范要求,测试点距一般为10～20cm。单孔声波测试示意图见3-48。

围岩松弛厚度(也即损伤深度)判断一般是取钻孔深部岩体声速的平均值作为岩体松弛的临界声速,并结合声速随深度的变化及趋势确定围岩松弛厚度。进行过对比测试的钻孔则根据观察同一钻孔多次的声速变化情况对岩体松动圈厚度进一步进行验证和分析,同时可以辅助分析该钻孔沿孔深方向孔壁附近岩体构造或结构的分布和发育状况。

(四)光纤光栅监测

光纤光栅监测项目的钻孔参数和仪器埋设信息详见图3-49和表3-5。

(五)多点位移计

多点位移计监测选用振弦式多点位移计,供应商为欧美大地仪器设备公司,直接安装在钻孔里,监测不同深度围岩的变形位移。通过放置在保护管套管内部的延长杆将锚头和测头进行连接,保护套管保证延长杆可以自由移动,将锚头产生的位移传递给顶部测头位置的参考杆,测量锚头相对于测头部分参考点的位移量,可以同时测量几个点产生的位移量。每支传感器读数计算为:读数=AF2+BF+C,其中A、B、C为仪器率定系数;F为读数频率。具体埋设信息见图3-50和表3-6。

四、试验区精细地质描述

岩体的结构面和非均匀性可以显著地影响各种原位试验项目的测试成果,比如结构面附近的岩石应力计所监测到的,更多的是结构面的开挖响应,其量值和规律与完整岩体开挖后的应力变化有着本质的区别;声发射监测、变形监测、钻孔摄像等监测内容也是如此。从这个角度看,深入分析各项原位实验成果所揭示的力学含义离不开测试区域的精细地质模型,并且地质模型越精细,后续分析工作也就可以开展得越深入。

2-1号实验洞采用了多种方法手段帮助了解实验区段的地质条件,这些手段具体包括如下方面:

(1)地质雷达扫描。分别在2号横通洞、2-1号实验洞的边壁进行了地质雷达的扫描工作,这项工作可以从宏观角度判断雷达发射面前方30～35m范围内的地质弱面。

(2)对30个地质钻机完成的钻孔,进行了岩芯素描、钻孔波速测试和钻孔数字成像3项工作。

(3)对2-1号仪器安装洞和3号引水隧洞所对应的试验区段进行了较为详细的地质素描工作,包括记录了3号引水隧洞开挖后的围岩高应力破坏位置。

在获得上述3个方面的成果后,一个具体的问题是如何综合这3个方面的成果建立精细地质模型,即解决地质建模的具体工作思路。本项目采用如下工作方法建立地质模型:

(1)根据地质雷达的成果确定试验场址内主要结构面,地质雷达的测试成果可以解译出主要的地质弱面及其延展情况,但是无法判断结构面的产状,因此需要结合其他方法确定结构面产状。

(2)30个地质钻孔的岩芯素描、钻孔波速测试和钻孔数字摄像成果可以用于复核地质雷达所解译的结构面延展情况。需要指出的是,这种复核过程需要借助于高端地质建模软件中的分析模块加以实现,本项目选择了GoCAD作为钻孔数据的分析软件。

(3)2-1号仪器安装洞和3号引水隧洞的地质素描成果可以确定洞壁揭露出的结构面产状和充填情况,但是无法判断部分结构面的迹长或尖灭情况,而结构面的迹长恰好可以通过第一步和第二步的工作加以确定。因此,借助于地质分析软件可以综合3个方面的成果,比较精细地确定相应的地质模型。

根据上述思路最终确定的地质模型如图3-51所示,图中表达了正北方向、2号横通洞、2-1号仪器安装洞和3号引水隧洞,结构面的产状和迹长以及结构面和洞室之间的关系也在图中得以呈现。显然,S1、S2、T2和T3这4条结构面均位于试验区域,因此会很大程度上影响到测试成果,这也是后续测试成果分析环节中需要重点考虑的内容。

下面简要地叙述根据上述工作思路建立精细地质模型的过程,首先是利用地质雷达的解析资料,地质雷达的扫描范围涵盖了2号横通洞上、下游壁,2-1号试验洞掌子面、左侧壁和相应区域的2号引水隧洞南侧边墙、4号引水隧洞北侧边墙,详见图3-52。

本次扫描所采用的地质雷达探测是拉脱维亚Zond-12e型雷达(编号:0153),配备150MHz和75MHz地面耦合天线,以满足不同探测深度与探测分辨率的要求。各个测线的地质雷达扫描的结果如图3-53～图3-57所示。

根据上述地质雷达的扫描结果,并结合现场地质素描的结果可以推断出原位试验区域的主要结构面,具体见图3-58。

在引水隧洞2号横通洞上游侧雷达探测范围内,主要发育四条较大结构面,分别是S1、S2、S3和S4,这4条结构面的性状初步判断如下:

(1)近EW向节理S1,在2-1试验洞掌子面出露,延伸长,张开为主,充填岩屑、碎石、泥质、铁锰质。

(2)近EW向节理密集带S2,在2-1试验洞左侧壁出露,延伸长,闭合为主,沿面铁锰质渲染,在2～3m范围内密集发育,岩体破碎掉块。

(3)NEE向结构面S3,延伸长,张开,局部溶蚀含水。

(4)NEE向结构面S4,在2号横通洞上游壁揭露,延伸长,张开,局部溶蚀含水。

原位试验测试所针对的岩体主要位于S2和S3之间,而该区域在仪器埋设钻孔工作结束后,针对30个地质钻孔所完成的波速测试成果和钻孔摄像成果可以用于进一步了解试验区段的精细地质条件。我们知道在波速测试过程中,低波速带往往意味着岩体破碎段或结构面,如果低波速带的位置与地质雷达推测的结构面相一致,并且钻孔摄像也可以直观地观察到相应位置的破碎段,那么就有足够的证据确定该结构面的真实性以及其空间展布。图3-59是其中一个地质钻孔波速测试成果在GoCAD中的表达,从图中可以看到钻孔的中段和末端波速有明显的跌落,意味着该处可能有一些性状较差的结构面与钻孔方向相交。

由于30个钻孔并不处在同一个平面,并且在空间上也对应着不同的方向,人工直接采用这些资料校核地质雷达的解译成果并不现实,需要借助于地质建模软件的分析功能对30个钻孔的波速测试成果进行区域性分析,即确定低波速带的空间分布。

选择GoCAD软件(Geological Object Computer Aiding Design)对30钻孔的波速测试成果进行区域性分析,即为地质对象计算机辅助设计软件。GoCAD经过5年的底层技术开发和4年时间的完善和测试以后,于1998年9月开始面向市场,成为商业化产品。GoCAD并非单纯的地质绘图软件,它具备强大的分析功能,或许正是由于GoCAD强大的地质建模功能和地质、物探数据分析功能,不同的行业在GoCAD的基本模块上进行了扩充,形成了石油模块、采矿模块等专用模块。本次分析,主要用到GoCAD的地质信息空间插值功能,利用30个钻孔的波速成果生成钻孔覆盖空间区域的波速分布。

地质信息的空间插值并非简单的数学拟合,它涉及一个专门的学科:空间地质统计学。长久以来,一直使用经典统计学理论和方法对地质参数进行归纳和回归,但传统的统计学方法的研究对象是随机变量,且服从某个已知概率分布,它无法考虑各变量值的空间分布规律。因此,以区域化变量理论为基础,以变异函数为基本工具,研究那些展布于空间并呈现一定的结构性和随机性的自然现象的地质统计学理论在20世纪70年代应运而生,这一新生学科的主要目的就是更好地理解和模拟地质信息的空间变异性。早期地质统计学主要利用Kriging估计方法模拟地质信息的空间分布。Kriging方法其实是一种插值技术,它独立于数据值本身,而且并不比其他传统的空间插值方法有多少优势,因此当时地质统计学的应用十分有限。20世纪90年代开始,随机模拟方法取代Kriging估计方法,成为了地质统计学中的重要模拟技术,Kriging方法则主要被用来建立随机模拟过程中模拟点的局部条件概率分布。

由于Kriging估计的结果过于连续,不能很好地反映数据的空间变异性,20世纪70年代,Journel等人提出了随机模拟方法,最初这种方法被用来纠正和细化Kriging估计的结果,后来出现了顺序指示模拟等适用性广泛的随机模拟方法,并且这种方法在反映地质数据的局部空间变异性有很好的效果,且能够生成很多等概率的结果,以此进行不确定性分析,因此随机模拟逐渐取代了Kriging估计方法,成为地质统计学的主流方法,而Kriging方法则被用来建立随机模拟需要的各点的局部概率分布。

最为常用的随机模拟方法采用图3-60所示的基本算法[14],可以概括为五个方面:

(1)随机地选择一个还没有模拟值的网格节点。

(2)使用Kriging方法估计该处的局部条件概率分布,该步骤引入变异函数。

(3)从局部条件概率分布中随机地抽取一个数值。

(4)将模拟的数值作为条件化数据。

(5)重复步骤(1)～(4),直到所有的网格节点都有一个模拟值为止。

本次对30个钻孔的波速测试成果进行空间插值的目的是为了校核地质雷达解译出来的结构面,以及调整2-1号仪器安装洞、3号引水洞地质素描工作所推测的结构面产状。从这个意义讲,采用Kriging或是采用顺序模拟方法对结构面校核的最终成果并不存在根本性的差别,区别在于顺序方法对岩体波速的局部空间变异性反映得更好一些,而Krigind的插值成果在局部空间分布上显得过于连续。图3-61是30个钻孔波速测试成果的表达。

图3-62是30个钻孔波速测试的成果的离散表达,在实际测点位置采用颜色表示波速测试成果,颜色浅的表示低波速,颜色深的表示高波速。图3-62实际上是由数千个带颜色的小球组成,每一个小球分别带4个信息,分别是坐标x、y、z和该点的波速v。这数千个离散点是采用Kriging方法进行空间波速插值的基础资料,插值的范围见图3-62中白色长方形线框,该长方形线框的范围由30个钻孔所占据的空间体积确定。

图3-63是Kriging拟合成果在3个正交方向上的波速切片显示,图下方的色带显示的是不同颜色所对应的波速。靠近2-1号试验洞是连续的浅色区域,该处对应着2-1号试验洞开挖所形成的“松弛区”,其余部位的浅色对应着钻孔波速检测所探测到的结构面或地质缺陷。

在GoCAD中也可以采用体积的形式表示不同波速的分区,图3-64是波速介于0～4000m/s的体积,这部分体积主要包含两个部分:2-1号试验洞开挖后形成的松弛区域和地质缺陷,30个钻孔进行波速测试时,该区段的3号引水隧洞并未开挖,因此3号引水隧洞洞壁未见低波速体积。

图3-65是波速介于0～5000m/s的体积,白色线框中空白部分的波速均大于5000m/s。在利用波速Kriging插值成果校核结构面产状和迹长时,更为关注的是波速相对较低的区域所处的位置和占据的体积,这些往往对应着地质缺陷,其延展情况可以校核推断结构面的尖灭情况。

图3-65已经可以用于校核推断结构面的空间展布,图3-66是波速介于0～5500m/s内的体积,可以看到波速5000～5500m/s之间的岩体基本上还是集中在地质缺陷附近,对应着地质缺陷与完整岩体之间的过渡区域。

图3-67中表达了如何采用Kriging插值成果校核和调整地质素描、地质雷达解译出来的主要结构面。2-1号试验洞的地质素描工作揭露了两条规模较小的张性破碎带,分别如下:

(1)F2:走向N73°E,倾NW∠81°破碎带,宽0.5～9cm,充填岩块、岩屑及流塑状黄泥,在其向洞外侧65cm范围内发育三条同产状节理,节理面平直粗糙,闭合状。

(2)S3:走向N75°E,倾NW∠71°破碎带,宽8～20cm,带内充填岩块、岩屑,沿两侧铁锰质渲染,附泥膜,沿面渗水,面见擦痕,在洞顶尖灭。

同时2-1号试验洞在F2和S2之间还揭露了两组结构面,分别是S1和S2,其产状和性质如下:

(1)S1:N50°～77°W,SW∠45°～88°,节理面起伏粗糙,延伸长,张开2～3cm,充填岩屑,黄泥质,两侧2～3m范围内同产状的节理发育,间距20～80cm,岩体呈弱风化妆,破碎。

(2)S2:N85°E,NW∠75°～80°,节理面起伏粗糙,延伸长,张开0.5～1cm,充填岩屑,铁锰质渲染,两侧2m范围内同产状的节理发育,间距0.1～0.3cm。

根据图3-66可以判断,性状较差的节理组S2并未一直向3号引水隧洞延伸,而是向NE方向延伸一段距离后尖灭掉了。F2和S2的产状也决定了这两组结构面不会影响到测试区域。

根据地质素描、地质雷达和波速测试成果的Kriging插值成果这三者之间的相互印证,发现F2、S2两条结构面均未延伸至3号引水隧洞洞壁,图3-68是3号引水隧洞揭露出来的T2结构面的现场照片,以及该结构面在GoCAD中的表达。

五、应力监测成果分析

(一)单/双向岩石应力计监测成果

由于深孔条件下埋设质量不佳,单/双向岩石应力计并没有取得预期的结果,主要表现为获得的应力增量很小,仅为几个兆帕的量级水平,不符合一般规律。但测试元件对于掘进过程的响应时间可能仍然存在一定的参考价值,它揭示了在1850m埋深条件下12.4m隧洞全断面掘进对掌子面前后围岩应力分布的影响范围,对指导工程设计、特别是支护时机选择可能仍然具备一定的指导意义。

图3-69表示了1-1断面上岩石应力计测试成果,其中的C21-4.1和C21-5.1布置在隧洞开挖范围内的掌子面前方,记录了TBM逼近和通过测试断面过程的应力变化。其余3个测点布置在围岩应力集中区范围内,主要揭示测点所在部位围岩应力变化和掌子面位置之间的相关关系。

在掌子面逼近测试断面过程中,所有5个测试点都揭示了很小的应力变化。不过,这很可能是测试质量的问题,测试结果不仅不符合一般认识,也和空心包体应变计测试结果不符。

在掌子面达到测试断面时,围岩应力测试结果发生显著变化,这种变化出现在掌子面通过测试断面大约1倍开挖洞径的过程中,或者说掌子面后方1倍洞径内仍然是应力变化相对剧烈的区域,以大约1/2洞径范围内最突出。当掌子面掘进超过这一范围后,围岩应力变化趋于稳定。

(二)空心包体应变计测试成果

2-2断面引(3)13+415采用空心包体应变计监测围岩应力调整,3个空心包体的测量结果如图3-70～图3-72所示,每只空心包体包含了12个应变片。

根据每个空心包体的12个应变片的测量结果再结合岩石的弹性模量和泊松比可以求出3号引水隧洞TBM开挖过程中包体埋置位置的围岩应力变化。岩石的弹性模量和泊松比需要根据包体埋置位置岩芯的双轴试验成果获得,本次试验由于钻孔较深,ϕ38mm的钻孔未取得完整岩芯,因此无法准确获知包体埋设位置的岩块弹性模量和泊松比,这给精确计算围岩应力的变化带来了困难。对于深埋岩体的地应力测试,即便可以取出完整的ϕ38mm岩芯实施双轴试验,试验获得的是损伤样的弹性模量和泊松比,而非原岩的弹性模量和泊松比,因为对于深埋岩体而言套钻过程中将不可避免地发生应力调整所导致的损伤。

鉴于上述困难,我们认为无法准确地获取围岩的应力变化,但求围岩应力变化6个分量之间的相对关系或比值是准确的,因为应力分量之间的相对关系和比值是独立于岩块弹性模量的,这也给后续的数值分析验证工作带来了启示。下面通过公式简要地说明弹性模量和泊松比对解译成果的影响。

假定某一测定值的误差Δεi所导致的应力分量误差为Δσx,Δσy,…,Δτzx,用最小二乘法原理求解,必须满足方程:

式(3-10)减去式(3-9),可以得到式(3-11):

式(3-7)表述了应变测量误差与求解所得的应力误差之间的关系,最左侧和最右侧的两个6×6和6×1的矩阵中的每个元素只与泊松比和应变片的方向有关,与应变测量值和岩块弹性模量无关。因此,可以获得如下结论:

(1)由测定值误差导致的应力求解成果误差,只与应变测定值的误差大小有关,与应变值本身大小无关。

(2)测定值误差与其所导致的应力分量误差是成正比的线性关系。

(3)12个测定值的误差所导致应力分量误差的大小是不相同的。

类似式(3.12)的写法,对岩块弹性模量进行敏感性分析,可以得到如下表达形式:

将式(3-8)减去式(3-7),可以得到式(3-9):

再将式(3-8)除以式(3-9),可以得到弹性模量的误差与求解应力误差之间的关系:

根据式(3-10),可以获知岩块弹性模量对求解应力的影响:①岩块弹性模量的改变不影响求解应力的方向;②求解应力与弹性模量之间是简单的线性关系,比如弹性模量增大1.1倍,那么求解出来的应力的6个分量均等比例地增大1.1倍。

泊松比对求解应力影响要更复杂一些,求解应力式(3-7)中,最右侧的系数矩阵与岩块泊松比相关,因此无法将泊松比做类似弹性模量的分离。所幸的是硬岩的泊松比一般变化不大,因此导致的应力误差也不会很大。

本次实验由于无法获得仪器埋置位置的岩块弹性模量,因此对弹性模量进行了一些敏感性分析(40GPa、30GPa和20GPa),由于岩块泊松比变化不大,计算取为0.24。求解围岩应力时,所采用的坐标系如图3-73所示。实际布置的3个空心包体应变计距洞壁的距离分别为1.50m(C31-3)、3.18m(C31-2)和4.74m(C31-1)。其中第二个空心包体应变计(C31-2)在埋置过程中出现了一些问题,在3号引水隧洞的TBM掘进过程中未采集到有效数据,因此数据分析主要围绕距离洞壁最近(C31-3)和最远(C31-1)的两个空心包体应变计展开。

图3-74和图3-75是岩块弹性模量取40GPa,泊松比μ取0.24时,距离洞壁4.74m(C31-1)和1.50m(C31-3)的两个空心包体应变计的应力调整过程。

图3-76和图3-77是岩块弹性模量取30GPa,泊松比μ取0.24时,距离洞壁4.74m(C31-1)和1.50m(C31-3)的两个空心包体应变计的应力调整过程。

图3-78和图3-79是岩块弹性模量取20GPa,泊松比μ取0.24时,距离洞壁4.74m(C31-1)和1.50m(C31-3)的两个空心包体应变计的应力调整过程。

与前面理论推导相一致的,采用不同的岩块弹性模量求解出来的各应力分量之间的比值和方向不变,但是大小成比例增大或减小。比如,当弹性模量分别取40GPa和20GPa时,前者求解出来的各应力分量是后者的两倍。另外,根据C31-1和C31-3两个空心包体的测量结果,关于围岩应力调整的过程有如下结论:

(1)应力扰动范围。距离洞壁4.74m的空心包体在3号引水隧洞TBM开挖过程中读数发生明显的变化,因此可以判断隧洞开挖后应力调整的深度超过4.74m,这一结论与传统的认识是吻合的,传统的观点认为二次应力的调整深度是3～5倍的开挖洞径。

(2)掌子面效应。距离洞壁4.74m空心包体的监测数据显示,当3号引水隧洞的掌子面距离监测断面15m时,空心包体的监测数据开始发生变化,当掌子面超过监测断面0～10m时是应力调整最剧烈的阶段。换言之,在隧洞掘进过程中,掌子面前方应力发生变化的深度至少为1.2倍的开挖洞径,而掌子面后方大约1倍洞径的范围内是应力调整最为强烈的区域,或许正是基于这个原因,国外的一些深埋地下工程要求将系统支护控制在1倍洞径以有效控制高应力破坏。

(3)距离洞壁4.74m的C31-1应变计的应力变化曲线显示,该深度的围岩在垂直方向上(Y轴)的应力在3号引水隧洞开挖前后发生了比较大的变化,达到约35MPa(若岩块弹性模量取40GPa)的量值,说明这个深度属于应力增高区域,也即常说的二次应力分布的高应力区域,结合后面波速测试成果获得的围岩破损深度约为3m,认为C31-1该空心包体测得的结果与围岩损伤的测试成果是一致的。

(4)距离洞壁1.50m的C31-3空心包体应变计由于埋置深度较浅,在3号引水隧洞掌子面推进的过程中更容易受到围岩破裂的影响,若应力调整产生的微裂纹处于应变片位置,就可以导致该应变片读数异常。实际监测表明,当掌子面超过空心包体埋置断面2.8m时,其中的B135和E90号应变花超量程,其原因是围岩应力调整产生的裂纹穿过这两个应变片,后期B45、C0和D90这3个应变片均因为同样的原因而超量程。应变片超量程的时间和掌子面之间的关系如表3-7所示。

(5)C31-3空心包体应变计的应变片超量程,可以用剩下应变片联立方程求解方程,但获得的应力解答的精度有所降低。总体上认为对于C31-3号空心包体应变计,在掌子面掘进至仪器埋置断面2.8m之前的应力解答是准确的,之后的应力解答仅作为参考,不建议在数值计算中作为验证地应力和岩体参数的基本资料。

六、变形监测成果分析

(一)多点位移计监测成果

7-7断面的M1-1多点位移计的监测布置形式如图3-80所示,当时设置多点位移计是为了与光纤布拉格光栅的监测成果对比,全面了解围岩的变位特征。图中给出了其中4个测点位置,还有一个测点靠近2-1号仪器安装洞。总体上,多点位移计埋置断面的地质条件比较复杂,会受到结构面S2和T2的影响。

TBM掘进距A7-7多点位移计M1-1不同距离各测点实测位移统计见表3-8,M1-1多点位移计实测位移过程线见图3-81,TBM掘进距A7-7多点位移计M1-1前后各1D(3号洞径)各测点实测位移断面图见图3-82。

本次多点位移计监测成果显示,对于深埋脆性大理岩而言,隧洞开挖后的围岩变形特征并不显著,以表3-8的监测成果而言掌子面通过监测断面3倍洞径时最大的围岩变形仅为3.53mm,结合前面的监测成果知道实际上此时损伤区围岩的大部分破裂已经形成,但多点位移计的读数仍然较小,对围岩稳定的判断而言难以起到比较理想的预警作用,这也是国际范围内深埋地下工程强调应力监测、声发射等围绕围岩应力变化和损伤演化特征监测的原因,常规的多点位移计监测可以起到辅助判断的作用。

另外,注意到图3-82中各测点的位移断面图与常规的监测成果存在差异。在理想均质假设的条件下,隧洞开挖后从洞壁向围岩内部,围岩的变形逐渐减小,因此一般条件下多点位移计监测到的位移变化规律也是如此。本次试验7-7断面多点位移计的监测结果在距洞壁3.5m深度的围岩变位最大而其他位置的围岩变位都比较小,其原因可能是T2结构面对测量结果有很大影响,也有可能是距离洞壁1.5m的测点发生了损坏。

(二)光纤光栅监测成果

本次光纤布拉格光栅监测采用自动化数据采集,采集频率为1次/min。监测钻孔位置以及钻孔附近的地质条件如图3-83所示,图中还同时表达了该钻孔的波速测试成果和每个布拉格光栅的实际安装位置。

波速测试成果显示,该钻孔末端局部位置波速出现陡降,其他布拉格光栅安装位置波速变化相对比较平缓。除此之外,在钻孔末端附近有一条T2结构面通过,该结构面在TBM开挖过程中的响应可能会给光纤传感器带来整体性的影响。本次光纤光栅监测的18个应变传感器的布置范围涵盖距离3号引水隧洞洞壁8.8m的位置,表3-9列出了18个应变传感器与3号引水隧洞洞壁的具体位置。

每个布拉格应变传感器的长度为15cm(图3-84),每两个传感器之间的间距为50cm,因此每个布拉格应变传感器测量的是15cm范围内的应变变化值。光纤布拉格光栅应变传感器的测量精度为2～10με,本次监测选择的布拉格应变计长度为15cm,因此可以测量15cm范围内精度为3×10-5～15×10-5cm的位移变化,显然这种测量精度远远超过常规的位移监测手段,这种超精细的测量精度可望捕捉到围岩的微裂开度变化引起的位移变化。

1～13号光纤布拉格应变计覆盖的范围是距离洞壁2.8～8.8m之间,图3-85是这些测点在TBM开挖过程中的时程曲线,横坐标是时间,纵坐标是每个布拉格光栅应变计所测量到的应变值。从图中可以看到,应变的变化主要发生在12月13号至12月15号,也即TBM掌子面距离监测断面1倍洞径时,这13个光纤布拉格光栅的读数开始发生变化,而当TBM掌子面距超过监测断面1倍洞径时,光纤光栅的测量应变值开始趋于平稳。总体上,光纤布拉格光栅所反映的掌子面效应与空心包体应变计的测量结果是比较一致的,即对于硬岩隧洞而言,掌子面效应的影响范围主要集中在掌子面前后1倍洞径的范围。

14～18号光纤布拉格应变传感器距离洞壁较浅,覆盖了0.3～2.3m范围内的区域。根据上节的波速测试成果,可以知道本实验场址3号TBM开挖后,距离洞壁2.6～3.2m深度范围内形成损伤区,这种损伤区主要由于隧洞开挖后二次应力的调整所致,表现为一系列不同尺度的微裂缝和宏观裂缝。显然,埋设在该范围内的光纤布拉格光栅可能会捕捉到裂缝的产生过程。每一个光纤布拉格光栅的长度是15cm,如果该范围内产生了应力破裂,那么破裂引起的15cm范围内的应变变化可以完全为布拉格光栅所监测。

图3-86是14～18号光纤布拉格光栅传感器在TBM开挖过程中的时程曲线,这5条曲线的变化规律与图3-87中的测量结果差别较大,主要表现在测量值的突变方面,1～12号传感器监测的是距离洞壁3.3m范围以外的围岩应变变化,这个深度基本上超过了波速测试成果解译出来的围岩损伤深度,相应地,在TBM掌子面通过该监测断面的过程中,这12个测点未发生突变,因此有足够的理由认为该深度范围内的围岩未产生张开的宏观裂纹。

15号、16号和17号这3个光纤布拉格光栅传感器在TBM通过后其读数均发生了跳跃性的变化,体现了应力裂缝开合所导致的应变响应特征。

图3-87给出了10～18号传感器的监测数据与TBM掌子面之间的关系,从图中可以发现如果应变传感器的监测值不发生突变,那么掌子面超过监测断面约12m后(也即1倍洞径,读数趋于稳定),15号、16号、17号这3个测值发生突变的光纤布拉格光栅传感器距离洞壁的深度分别是1.8m、1.3m和0.8m。注意到应力破裂所导致的应变响应具有“突发性”和“震荡性”,在掌子面超过监测断面11m时,这3个布拉格应变计的应变监测成果均发生了突变,但随后监测到的应变又出现了“回缩”,这种变化对应着裂缝的张开和闭合,随着TBM继续向前推进,监测到的应变又经过两次“震荡”,最后完全张开。根据本章第二节的空心包体应变计的监测结果,知道掌子面超过监测断面1倍洞径时,距离洞壁围岩4.7m深度围岩应力已经调整结束,而本节1～12号布拉格光栅的测量结果也表明了距离洞壁深度超过3.3m的围岩应变响应是连续的,当掌子面超过监测断面1倍洞径后,布拉格光栅的应变响应趋于平稳。结合着两个监测成果,做出如下推论:

(1)掌子面效应引起的应力变化和围岩位移特征按其变化规律可以分成两部分,损伤区和未损伤区(其界限可以采用波速测试的成果加以界定)。

(2)未损伤区域的围岩应力变化和围岩变形在掌子面掘进至监测断面1倍洞径时开始有响应,在掌子面通过监测断面1倍洞径后趋于平稳。

(3)损伤区域在应力调整的过程中产生了许多应力裂缝,因此应力的变化比较复杂。掌子面通过监测断面1倍洞径后,由于部分裂缝仍然在调整,所以损伤区的应力变化和位移响应可能出现滞后的特征。本次试验中光纤布拉格光栅应变计就抓住了这种裂纹调整的过程,这种现象早在辅助洞的开挖过程中就已被观察到,称之为大理岩的滞后破裂,该现象在现场的主要表现为普遍的破裂行为滞后掌子面一定的距离出现(通常为30～50m)。现场观察的大理岩滞后现象与图3-87中的监测成果是一致的,本次试验的监测成果表明损伤区的裂缝在距离掌子面1倍洞径时产生,在距离掌子面40m左右时完全张开,张开时裂缝的开度为0.2～0.75mm,可以想象如果支护不及时,裂缝的开度还将进一步变大。

七、破裂监测成果分析

(一)波速测试成果

声波监测5-5断面共有3个监测钻孔,其中A5-5和B5-5监测区域主要为右侧顶拱和右侧拱肩位置,C5-5钻孔的监测区域主要为右侧接近底部位置。另外由于B5-5钻孔在距洞壁4.8m和7.6m存在两个结构面,其破碎岩块在完成第一次声波测试后即对钻孔底部(即接近3号引水隧洞)造成堵塞,无法完成之后的3次声波测试。

根据A5-5钻孔和C5-5钻孔的波形特征及开挖前后的声速对比情况并结合相关地质可知,两处位置的松弛深度分别为3m和2.6m,B5-5钻孔处的松弛深度不能确定,该断面的岩体松弛情况见图3-88。

6-6断面也布置了3个钻孔,其中A6-6和B6-6监测区域主要为右侧顶拱和右侧拱肩位置,C6-6钻孔的监测区域主要为右侧接近底部位置。

根据A5-5钻孔、B5-5钻孔和C5-5钻孔的波形特征及开挖前后的声速对比情况并结合相关地质资料可知,其松弛深度分别为3.2m、3m和1.8m(图3-89)。

(二)声发射监测成果

声发射监测断面附近的地质条件如图3-90所示,其中直线表示埋设声发射探头的钻孔,每个断面3个钻孔,一共6个钻孔,每个钻孔埋置2个声发射探头,图中小点表示声发射探头的安装位置,12个探头组成了空间类似长方形的网络,从而进行声发射事件的空间定位。图中不规则形状体表示采用Kriging方法对波速测试成果进行空间插值得到的低波速区域,注意到12-12断面靠近3号引水隧洞洞壁位置出现了明显的低波速区域,结合地质素描和地质雷达的物探成果,被认为是T2结构面向围岩内部的延伸所导致的低波速带。

显然,11-11断面和11-12断面组成的区段2由于T2结构面的存在,围岩的损伤演化特征不同于围岩较完整区段的损伤演化特征。完整围岩区段开挖后损伤破裂由洞壁向围岩内部扩展,以围岩破损的方式耗散开挖引起的应变能;含结构面的围岩开挖后,岩体本身以破裂损伤的方式耗散能量,此外结构面也以错动和张开的形式耗散能量,某些情况下结构面端部也可能以继续扩展的方式耗散能量,这些耗能方式都会产生声发射事件,并可能被探头所接受。

总的来说,含结构面岩体的开挖响应较相对完整岩体的开挖响应要复杂很多,目前国际上关于深埋岩体破裂损坏的研究主要集中在完整性较好的硬岩中,关于深埋岩体中结构面开挖响应的试验研究和理论研究均不够系统和深入。区段2的T2结构面迹长约为10m,声发射探头包裹的网络恰好覆盖了该结构面,因此提供了一个研究结构面开挖响应的机会。

图3-91是声发射事件数沿着隧洞径向的分布图,统计的间隔为0.5m。与区段1的试验一致,声发射事件在距离洞壁约7m位置减小接近0的水平,在距离洞壁1～5m深度范围内是声发射事件的主要产生部位,并且在3m深度达到峰值。与区段1的监测差别在于声发射事件数沿着隧洞径向出现波动现象,这是由于结构面的存在,在隧洞开挖过程中部分事件实际上捕捉到的是结构面剪切滑移产生的声信号。

AE设备监测到的每一次围岩破裂产生的声发射信号都包含多个信息,其中能量信息度量的是该次声发射事件所释放的能量大小,能量越大往往意味着围岩损伤破裂产生的裂纹尺度越大。图3-92是损伤破裂所产生的能量沿着洞壁向围岩内部的变化特征,可以看到能量的变化特征比较复杂,在2m和4m深度到达最高,在声发射事件数较多的3m深度,围岩破裂损伤释放的能量反而较少,显然上述特征按照连续介质的观点是难以解释的,并且这种规律与围岩完整性相对较好的区段1截然不同。

图3-93为高能量声发射事件的空间分布图,可以看到高能量事件主要集中在T2结构面附近,这些高能量事件很可能对应着结构面滑移产生的声发射,监测到的是结构面的开挖响应。

图3-94是能量介于10000～40000AJ的事件,从图中可以看到大部分事件仍位于结构面附近,属于结构面错动产生的声发射事件。

将声发射事件的能量范围放宽至5000～40000AJ,从图3-95中可以看到部分能量事件沿着T2结构面产生,同时还有一部分能量事件与围岩破裂相关。总体上,围岩破裂产生的能量事件要小于结构面错动而产生的能量事件。

图3-96将低能量的声发射事件也在GoCAD的地质模型中进行了表达,低能量的往往意味着围岩的损伤,对应着一些小尺度的微裂纹扩展。低能量的声发射事件的规律性并不强,在整个监测范围内都有产生。

图3-97统计了TBM逼近和远离监测断面时每一个TBM进尺所对应的声发射能量总和,从图中可以看到掌子面后方5～10m是声发射能量主要产生的区段,对应着掌子面效应所产生的结构面错动和围岩破裂;掌子面后方15m的距离依然会产生一些声发射,这些声发射事件对应着围岩滞后破裂所产生的声发射事件,即对应着光纤布拉格光栅所监测到的外损伤区破裂开合效应。

11-11断面和12-12断面组成的监测区段所采集到的声发射数据包含了两部分:结构面错动产生的声发射事件和围岩损伤破裂产生的声发射事件,经分析得出如下结论:

(1)当围岩包含十几米尺度的结构面时,隧洞开挖后,一些高能量的声发射事件沿着结构面产生,意味着围岩以结构面错动的形式耗散能量。

(2)低能量的声发射事件意味着围岩的损伤,围岩损伤没有明显的分布规律,在整个探头所形成的空间网络范围内均有分布,并没有特殊的规律。

(3)根据监测范围内围岩的声发射事件数和声发射能量沿着隧洞径向的变化规律,可以判断监测区段内是否存在明显的结构面开挖响应。如果声发射事件数和声发射能量沿着隧洞径向先增大后减小,这种变化特征属于完整性较好岩体的开挖响应;如果声发射事件数和声发射能量沿着隧洞径向出现了多个“波峰”,那么监测区段内包含了结构面滑移错动而产生的声发射事件,通过绘出高能量声发射事件的空间位置可以帮助判断结构面的位置。

(4)测得的围岩声发射事件数在距离洞壁约7m深度减少为接近0的水平,可以认为是隧洞周边围岩损伤区深度。

(5)关于掌子面效应。掌子面后方2～10m的范围是围岩破裂和结构面错动的主要区域,围岩70%以上的破裂在该范围内产生。