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目 录 绪 论 第一章 隧道新奥法设计的简介 第一节 设计方法和阶段 一、设计方法 二、设计阶段 三、新奥法的设计程序 第二节 施工前预设计简介 一、隧道断面设计 二、隧道衬砌设计 三、预留变形量 四、选择施工方法与施工顺序 第三节 信息反馈修正设计 一、信息反馈设计的基本要求 一、施工信息的应用 三、信息反馈修正设计的内容 四、设计参数的修改和认定 第四节 辅助施工措施设计简介 一、辅助施工措施的运用范围 二、辅助施工措施的主要手段 三、超前锚杆和超前小钢管 四、管棚加强支护 五、地面砂浆锚杆 六、小导管周壁预注浆 七、深孔预注浆 第二章 新奥法初期支护——喷锚支护 第一节 喷锚支护的作用原理 一、喷层的力学作用 二、锚杆的力学作用 第二节 锚杆的设计与计算 一、支护均质层状软岩 二、支护块状围岩 三、加固裂隙围岩 第三节 喷射砼设计与计算 一、支护危岩 二、支护软弱围岩 第四节 喷锚支护 一、结构承载力计算法 二、支护抗力计算法 第三章 隧道围岩变形 第一节 概 述 一、稳定蠕变 二、不稳定蠕变 三、初期支护后隧道围岩变形 第二节 隧道围岩变形的影响因素 一、隧道设计 二、围岩特性 三、施工方法 四、支护类型及支护时间 五、端面效应 六、爆破震动效应 七、量测温度效应 八、量测误差 第三节 变形速率 一、量测间隔时间的计算 二、变形速率的特性 三、变形速率的变化率——隧道围岩变形的二阶导数（变形加速度） 第四章 隧道新奥法监测技术 第一节 量测项目及其分类 一、量测在新奥法设计施工中的意义和作用 二、量测项目及其分类 第二节 隧道内目测观察 一、观察目的 二、目测观察内容 三、目测观察中围岩的破坏形态分析 四、利用目测结果修改设计、指导施工 第三节 隧道收敛位移量测 一、内空收敛位移量测的目的 二、量测设备的选择 三、KM—1型收敛计使用方法 四、监测断面的设置 五、测桩埋设与测线布置 六、量测频度 七、拱顶下沉量 第四节 地表下沉量测 一、量测目的 二、量测方法与测点布置 三、量测频度 四、量测数据整理 第五节 锚杆抗拔力量测 一、量测目的 二、量测方法 三、注意事项 四、试验要求 第六节 锚杆轴向力测定 一、测定锚杆轴向力的目的 二、量测方法与量测设备 三、量测锚杆的布置形式 四、钻孔规格及钻凿要求 五、量测锚杆埋设 六、量测与量测频度 七、量测计算 八、量测结果分析 第七节 钢架荷载量测 一、量测的目的 二、量测设备与量测方法 三、压力计安设 四、量测与量测数据分析 第八节 围岩内变形量测 一、围岩内变形量测的目的 二、量测设备的选择 三、单点位移计的的结构 四、多点位移计的的结构与工作原理 五、SW—1型四点位移计安装工艺 六、量测方法与量测频度 七、隧道围岩绝对位移计算法 八、注意事项 九、利用量测结果判断围岩内变位状态 第九节 喷射砼层应力的量测 一、量测应力量测的目的 二、量测方法 三、GHL－2型砼应力计 四、GPC－l型频率仪 第十节 二次衬砌应力量测 一、量测目的 二、量测设备与量测方法 三、液压枕 四、二次衬砌应力量测实测 第十一节 现场量测规划 一、量测项目的确定 二、量测手段和仪表的选择 三、量测部位的确定和测点的布置 四、量测管理工作 第五章 量测数据处理与应用 第一节 量测数据的处理 一、数据处理的目的 二、量测数据的散点图和曲线 三、围岩变形——时间关系曲线 四、量测数据的回归分析 五、量测数据处理工程实例 第二节 隧道围岩最终位移的预测 一、概述 二、初期变位速度和最终变位量的关系 三、容许变位量 四、容许变位速率 五、稳定情况下的位移及其最终稳定位移预测 第三节 利用量测结果修改设计指导施工 一、根据内空变位速度预报险情 二、根据内空变位速度修改设计 三、根据最终变形量修改开挖断面尺寸 四、根据内空变位速度确定二次被覆构筑时机 五、提高围岩类别，节约投资 六、降低围岩类别，加强支护确保工程质量 第四节 位移反分析 一、概述 二、虚拟力法 三、位移反分析 五、应用实例 第六章 声波监测技术 第一节 概述 第二节 声发射技术 一、 基本原理 二、 声发射检测仪器 三、 地音仪 四、 岩音频度与岩性的关系 五、 岩体破坏程度与岩音频度的关系 六、 岩音定位简介 七、 声发射技术在工程中的应用 第三节 声波测试技术 一、 基本原理 二、 声波的激发方式 三、 声波测试设备 四、 声波测试的工作方式 五、 声波测试中应注意的几个问题 六、 声波在岩体中的传播规律 七、 声波测试在岩体工程中的应用 第七章 超前探测技术在隧道施工中的应用 第一节 概述 一、 地质雷达的特点及其应用现状 二、 探测设备 三、 隧道开挖面超前探测的主要内容 四、 探测原理及地质雷达方程 五、 主要影响因素 第二节 探测方法 一、 探测方案设计 二、 操作方式 三、 地质构造识别技术 第三节 华蓥山隧道地质雷达超前探测不良地质结构的应用 一、 隧道概况 二、 地质构造、地层及水文地质条件 三、 华蓥山隧道地质雷达探测点的布置 四、 地质雷达探测的成果 绪 论 新奥法是新奥地利隧道施工方法的简称，原文是New Austrian Tunneling method，简写为NATM。它是奥地利拉布西维兹（L.V.Rabcewicz）教授等在长期从事隧道施工实践中，从岩石力学的观点出发而提出的一种合理的施工方法，是采用喷锚技术、施工测试等并与岩石力学理论构成的一个体系而形成的一种新的工程施工方法。 新奥法是应用岩体力学原理，以维护和利用围岩的自稳能力为基点，将锚杆和喷砼集合在一起作为主要支护手段，及时进行支护，以便控制围岩的变形与松弛，使围岩成为支护体系的组成部分，形成了以锚杆、喷射砼和隧道围岩为三位一体的承载结构，共同支承山体压力。通过对围岩与支护的现场量测，及时反馈围岩——支护复合体的力学动态及其变化状况，为二次支护提供合理的架设时机；通过监控量测及时反馈的信息来指导隧道和地下工程的设计与施工。 新奥法构筑隧道的主要特点是通过多种量测手段对开挖后隧道围岩进行动态监测，并以此指导隧道支护结构的设计与施工，其理论是建立在岩体力学特性和岩体变形特性以及莫尔学说的基础上，并考虑到隧道掘进时的空间效应和时间效应对围岩应力与变形的影响。它集中体现在支护结构种类、支护结构的构筑时机、岩体压力、围岩变形四者的关系上，贯穿在不断变更的设计与施工过程中。新奥法提出了与传统方法完全不同的新概念和新观点，它指导着喷锚支护的设计和施工，指导着构筑隧道的全过程。 为使围岩与初期支护形成稳定的支承结构，应遵循以下原则： 1、应当考虑岩体的力学特性。 2、应当在适宜的时机构筑适宜的支护结构，避免在围岩中出现不利的应力——应变状态。 3、对于软弱岩层，为使围岩形成力学上十分稳定的中空筒状支承环结构，必须构筑一个闭合的支护结构。 4、由现场量测监控围岩动态，根据允许变形量求得最适宜的支护结构。 新奥法不同于传统隧道工程中应用厚壁砼结构支护松动围岩的理论，而是把岩体视为连续介质，在粘弹、塑性理论指导下，根据在岩体中开挖隧道后，从围岩产生变形到岩体破坏要有一个时间效应，适时地构筑柔性、薄壁且能与围岩紧贴的喷射砼和锚杆的支护结构来保护围岩的天然承载力，变围岩本身为支护结构的重要组成部分，使围岩与支护结构共同形成坚固的支承环，共同形成长期稳定的支护结构，因此，其基本要点可归纳如下： 1、开挖作业多采用光面爆破和预裂爆破，并尽量采用大断面或较大断面开挖，以减少对围岩的扰动。 2、隧道开挖后，尽量利用围岩的自承能力，充分发挥围岩自身的支护作用。 3、根据围岩特征采用不同的支护类型和参数，及时施作密贴于围岩的柔性喷射砼和锚杆初期支护，以控制围岩的变形和松弛。 4、在软弱破碎围岩地段，使断面及早闭合，以有效地发挥支护体系的作用，保证隧道稳定。 5、二次衬砌原则上是在围岩与初期支护变形基本稳定的条件下修筑的，围岩与支护结构形成一个整体，因而提高了支护体系的安全度。 6、尽量使隧道断面周边轮廓圆顺，避免棱角突变处应力集中。 7、通过施工中对围岩和支护的动态观察、量测，合理安排施工程序，进行设计变更及日常的施工管理。 新奥法是一个具体应用岩体动态性质的完整的力学概念，科学性较传统的隧道修建方法先进，因而不能单纯将它看成是一个施工方法或支护方法，也不能片面理解，将仅用锚喷支护或应用新奥法部分原理施工的隧道，就认为是采用新奥法修建的，事实上，锚喷支护并不能完全表达新奥法的含义，因此应全面理解新奥法的内容。 新奥法的适用范围很广，从铁路隧道、公路隧道、城市地铁、地下贮库、地下厂房直至水电站输水隧洞、矿山巷道等，都可用新奥法构筑。就应用新奥法构筑隧道跨度来看，在双线铁路及三线公路隧道的构筑中，其跨度已达10m以上，而在水电站发电机组厂房峒室的构筑中跨度已达30m左右。从构筑隧道埋深来讲，由覆盖只有几米的浅埋至千米的深埋隧道都有；就隧道所处位置的地面状况来看，从山岭隧道到都市隧道都有；从地质条件来看，不仅在硬岩、软岩中运用，就是在具有膨胀性地层、湿陷性土层以及软弱砂土地层中也能施工，此外在偏压地带和高地应力地区也可使用新奥法。 隧道新奥法施工在我国推广应用以来，通过科研、设计、施工三结合，在修建下坑、西坪、大瑶山、军都山等铁路隧道以及修建中梁山、华蓥山、铁山坪、二郎山、西山坪等多座公路隧道中，应用新奥法原理及其相应的技术，取得了较大的成就。而施工中的监控量测是隧道新奥法施工的重要组成部分。由于隧道工程的受力特征及其复杂性，通过现场监控量测来监视围岩与支护的稳定性，应用现场量测结果来修改设计指导施工是成功的。在新奥法支护结构的设计方面，不少专家学者寻求过数解法，但因岩体的生成条件和地质作用的影响，以及岩体的产状和结构的复杂多变，并且在隧道构筑过程中，开挖方法、支护类型、支护时机、支护参数等都对围岩稳定性产生影响，因而寻求正确反映岩体状态的物理力学模型是非常困难的。目前新奥法的设计工作是在其基本原理及定性成果指导下，参考已建工程的设计参数，即应用工程类比法与初步数值分析法进行，再通过施工过程中对围岩的量测信息进行数据分析与综合判断，从而进一步完善设计并采用相应的施工对策。 新奥法量测工作是伴随着施工过程同时进行的，是新奥法构筑隧道中十分重要的部分，它既监视围岩是否安全稳定，又检验支护结构是否合理。因此量测工作是监视工程设计与施工是否正确的指针，大量工程实践证明量测手段配合其它量测工作，能使设计、施工达到更满意的效果，对提高工效、降低成本、保证安全均有非常重要的作用。 新奥法量测工作的作用和目的，主要是为了掌握围岩动态和支护结构的工作状态，利用量测结果修改设计指导施工；预见事故险情，以便及时采取措施，防患于未然；积累资料，为以后设计提供类比依据；为确保隧道安全提供可靠信息，为二次衬砌提供合理的支护时机并为进一步深化理论研究提供原始数据。 在新奥法施工过程中，通过现场量测可以判断围岩稳定性，及早发现异常情况后可以及时采取措施，因而能保证安全施工，在隧道长期运营过程中，还可以通过经常性的量测来预测和监视隧道的稳定状况。我国不少研究单位、高等院校和设计部门的专家学者在数值分析和理论研究方法上进行了积极探讨，汇集了现场施工与实测的诸多经验，应用有限元法（FEM）、边界元法（BEM）、离散元法（DEM）等开发出了不同类型的数值分析程序。如西安矿业学院的刘怀恒教授1978年开发出“岩石力学平面非线性有限元分析程序NCAP—2D”；同济大学的黄伟、杨林德教授于八十年代初期开发了“锚喷支护地下洞室非线性有限元分析程序”，中国人民解放军总参工程兵第四设计研究所的李世辉于1985年开发出“典型工程类比隧道力学分析边界元程序BMP-84”，同济大学的朱合华教授于1997年推出了“地下工程施工模拟通用正反分析计算软件”，东北大学的王泳嘉、刘连峰开发了“3D离散元软件TRUDEC”。目前对位移量测的数据可以采用指数函数、对数函数以及双曲线函数通过回归分析，推测出最终变形量与围岩的稳定状态，也可用灰色理论及人工神经网络的方法来预测隧道围岩的最终变形量和围岩的状态。由于目前在现场直接测试岩体力学性质的有关参数和初始应力状态费用较高，比较困难，而且难以反映整个工程范围内的真实情况。所以，现在更多的是进行围岩变形的量测，然后用反分析方法来反算岩体的某些参数及原岩应力，再利用正分析对围岩或支护的安全度作出超前预测，并预测隧道围岩最终状态是否稳定。 由于地下工程支护系统工作环境的不同和围岩状况的复杂多变以及理论上的不完善，目前还找不到一种计算模型能全面、准确地表达各种情况下围岩状况及其与支护系统的相互关系和支护系统的工作条件，通过力学计算来设计也是困难的。因而现今的施工前预设计主要是依靠某些勘探资料及工程类比法进行的，在实际施工过程中会发现由于工程地质、水文地质、施工方式、支护特性等的出入与变化，常常使原设计不尽合理，喷锚支护的采用和新奥法的实施，使得有必要在隧道开挖过程中及时对围岩变形进行监测，通过这种监测对围岩稳定性作出判断，并且使客观地评价支护与围岩的状态和合理地设计成为可能。从而使围岩受力状态达到平衡与稳定。但由于围岩条件的复杂性，施工操作的不一致性，支护结构及标准的不均衡性，以及支护构筑时间的差异性等，使得目前要用某些力学理论来解决这种非线性的多因素关系的实际问题尚存在相当大的困难。基于这种情况，对于现场监测，目前多从隧道开挖时围岩内空变位量测入手，结合现场工程地质状况，开挖施工条件以及支护的工作状态等考察来研究隧道围岩的变形规律及其与隧道施工，支护类型的关系，找出围岩变形速率与稳定性的关系，变形速率与开挖面距离的关系，开挖时间与稳定时间的关系，并预测围岩最终稳定时间以及最终变位量的判断准则等。因此，新奥法的理论尚待进一步完善。 本教材除简要地介绍了隧道新奥法设计和辅助施工措施设计外，还对新奥法初期支护（喷锚支护）设计方法与计算，隧道围岩变形，新奥法各量测项目的量测方法与有关注意事项，量测数据处理、分析与应用等进行了全面介绍，以便从事隧道工程的工程技术人员在工程实践中加以参考，也可以供高等院校地下工程及岩土工程等专业学生学习参考。 第一章 隧道新奥法设计的简介 第一节 设计方法的设计阶段 一、设计方法 新奥法的设计目前以工程类比法应用最广，并以现场监控量测进行工程实际检验。考虑到地下工程地质条件的复杂性，在某些特殊地形，地质条件（如浅埋、偏压、通过通过严重湿陷性黄土层、膨胀性地层、原始应力过大的地层等）下，以及大跨度地下洞室等，无相似工程类比或仅凭工程类比尚不足保证设计的合理性时，宜采用解析法加以验算，进行综合分析研究。 目前通常采用的解析法为理论解析法（如收敛约束法）、数值解析法（有限元、边界元等）以及杆系结构分析法等，其中有些方法国内一些单位已编制了各种电算程序可供选用。 近年来，国内发展起来的利用施工期间位移量量测数据反馈来计算围岩力学参数和支护衬砌静力工作状态的位移收敛反馈法，也获得了一定的应用。 二、设计阶段 新奥法的设计应有的两个阶段，即施工前预设计阶段和信息反馈修改设计阶段。 施工前预设计是在认真研究勘测资料的基础上进行的。在该阶段，一般很难完全详细地掌握实际的工程地质和水文地质条件，常常会有一定幅度的变动，故通过施工中的地质调查和现场监控量测，确认和修正预设计是极为重要的。因此，新奥法的设计必然要有信息反馈修正设计阶段，这是最终确定设计参数并据以实施的阶段。 但是，对施工组织和支护结构进行大规模的变更会造成工期和工程费用的变动，应尽量避免。因此要求勘测阶段地质调查的内容和精度必须满足预设计的要求，预设计必须在认真研究勘测资料和地质调查成果的基础上进行。 三、新奥法的设计程序 新奥法设计应按图1—1所列的程序进行。 1．研究实测资料 设计者根据批准的初步设计文件，在现场进行具体方案的勘测落实，并通过定线、测角、中桩、高程横断面等以及其它勘测资料的测量调查及内业工作为施工图设计搜集、提供有关资料。 2．掌握围岩的各种性状和隧道的环境条件 在评勘的基础上要查清隧道所穿过围岩的物理力学性质，对隧道各类围岩的稳定性作出定性评价，详细划分隧道穿过不同岩层的围岩类别，为隧道预设计提供地质依据。 在对自然概况、地质条件、不良地质现象调查的基础上，除了要查清隧道附近有无山体滑坡、泥石流等地质灾害以便采取措施治理确保隧道的安全；同时要查明隧道所穿过的岩层有无有害气体或矿体存在，如有有害气体存在，如有有害气体存在时，应按劳动保护、环境保护等条例，查明有害气体的含量、预测释放程度，以对人体、环境不发生危害为限，超出现实的允许值时，设计时须采取必要的防护措施；对于矿体的存在，应查明矿体的赋存条件，埋置深度以及隧道所穿过矿体的位置，以便设计时合理而准确地留设安全矿柱。
图1—1新 法 设 计 程 序 3．施工前预设计 预设计主要包括隧道断面形状的选择，几何尺寸的拟定；衬砌类型的选择及支护参数的确定；隧道预留变形量；选择施工方法以及现场监控量测设计工作等，其有关内容将在下节详细介绍。 4．隧道开挖与开挖工作面地质调查、现场监控量测 施工单位根据隧道的地质条件，结合本单位的设备情况，技术力量等因素选择适当的施工方法进行隧道开挖，并及时初期支护，同时对开挖工作面的地质状况进行现场目测与隧道内空收敛的量测。根据工作面地质观察与隧道内空收敛值的大小、判断隧道围岩在初期支护的条件下是否稳定，支护体系是否合理，如果隧道围岩稳定，支护结构参数合理，说明设计满足要求，即可在适当时机进行二次衬砌；否则将有关住处反馈对预设计修正。在软弱破碎围岩地段信息反馈修改设计往往需要进行多次，才能满足要求。 第二节 施工前预设计简介 施工前预设计一般包括：隧道断面形式及几何尺寸的拟定；衬砌类型的选择和支护参数的确定；预留变形量的大小；施工方法和施工工序的选择；现场监测设计；必要时作辅助施工措施设计以及排、防水设计等。 一、隧道断面设计 1．隧道断面形式的确定 衬砌断面的内轮廓，若为铁路隧道应符合国家现行的《标准轨距铁路建筑限界》标准及远期轨道类型的要求。而公路隧道应按《公路隧道设计规范》（JTJ026—90）中有关规定进行。 断面形式应尽可能圆顺，其目的是为减少衬砌围岩中产生较大的应力集中。 Ⅲ类及Ⅲ类以下围岩地段应采用曲墙式带仰拱的衬砌断面，这是因为Ⅲ类及以下围岩地质条件较差，隧道支护体系除必须考虑施工过程中的受力状态外，还应考虑隧道建成后衬砌的受力状态及运营中列车振动时对支护体系的影响，设置复合式衬砌能较好地保证隧道在上述应力作用下的长期稳定性。Ⅳ类及以上围岩地段的双线隧道宜采用曲墙式衬砌断面，其目的是防止衬砌产生较大的偏心压缩。对于Ⅳ类以上围岩，由于围岩各稳定或基本稳定，且侧压力较小，墙部是稳定的，也可采用其墙式衬砌断面，既可便利施工，又可减少墙部开挖量。 特别软弱围岩的隧道，不宜采用单侧高式侧沟不对称的断面形式。原因是在皖赣线的下坑隧道Ⅱ类围岩地段采用了中心水沟对称式断面，大沙线枫林1号、2号隧道的Ⅱ类围岩地段采用双侧小水沟对称式断面，效果较好，故有上述之规定。 2．公路隧道横断面的尺寸规定 （1）公路隧道横断面设计深应符合隧道建筑限界的规定外，还应考虑洞内排水、通风、照明、防火、监控、运营管理等附属设施所需要的空间，并考虑土压影响施工方法等必要的富裕量，使确定断面形式及尺寸达到安全、经济、合理。 人行道设计应结合考虑隧道所在地区的行人、隧道长度、交通量及交通安全等因素而定。 （2）各级公路隧道建筑限界一般规定如图1—2所示，在建筑限界内，不得有任何部件侵入。 各级公路隧道建筑限界基本规定如表1—1所示。 图1—2 隧道建筑限界（尺寸单位：m） 图中： W—行车道宽度，按表2.6.1的规定采用； S—行车道两侧路缘带宽度，按表2.6.1的规定采用； C—余宽，当计算行车速度≥100km/h时为0.50,计算行车速度<100km/h时为0.25； H—净高，汽车专用公路、一般二级公路为5m，三、四级公路为4.5m； E—建筑限界顶角宽度，当L≤1m时，E=L；当L>1时,E=1m； L—侧向宽度，如图2.6.1所示，高速公路、一级公路上的短隧道，其侧向宽度宜取硬路肩宽度； R—人行道宽度；J—检修道宽度。 各级公路隧道建筑限界基本宽度，规定如表1—1所示。 表1—1 各级公路隧道建筑限界基本宽度（m）
注：1. 汽车专用公路隧道只在左侧设检修道;；2. 山岭重丘区的四级公路,只有当路基宽度为4.5米时,行车道宽度可采用4.5米；3. 四级公路一般可不设人行道。 （3）高速公路、一级公路一般应设计为上、下行分离的两座独立隧道。两相邻隧道最小净距视围岩类别、断面尺寸、施工方法、爆破震动影响等因素确定，一般情况下可依据表1—2的规定选用。 表1—2 两相邻隧道最小净距
注：B—隧道开挖断面的宽度(m) (4) 高速公路、一级公路的特长隧道，应根据需要放置紧急停车带。平车道隧道，除两端洞外应设错车道处，洞内视隧道长度设置错车道，错车道间距不宜大于200m。 隧道内边沟设计可结合人行道或余宽等布置。 在横断面设计时，应尽力选择净断面利用率高，结合受力合理的衬砌形式，图1—3为横断面的一般布置形式。 图1—3 隧道横断面示意图（尺寸单位：m） 3．隧道纵断面 （1） 隧道内的纵坡应不小于0.3%，并不大于3%，独立的明洞和短于50米的隧道其纵坡不受此限。 （2）隧道内的纵坡不应小于0.3%，是考虑到隧道在施工时和建成后洞内排水的需要，为了使隧道涌水和施工用水流在坑道内排水侧沟中流出，需要0.3%的坡度。 （3） 隧道内的纵坡形式，一般可设置成平面坡，当隧道采用平坡时，纵坡不宜大于3%，平坡隧道对通风有利，但处于顶位的洞口，在隧道出碴及排水上有困难，当涌水管较大时应减低纵坡。地下水发育的隧道及特长和长隧道可用人字坡。采用人字坡，从二个洞口开挖隧道时，施工涌水容易排出，但通风条件稍差，所以一般把纵坡控制在1%以下为宜，便于控制排放有害气体。 二、隧道衬砌设计 设计隧道衬砌应与道路等级，交通功能及性质相适应。由于隧道衬砌是永久性的重要结构物，应有相当的可靠性和保证率。一旦破坏，运营中很难恢复，因此要求衬砌密实、抗渗、抗侵馈，不产生病害，衬砌能长期、安全地使用。所以，衬砌类型的选择和衬砌参数的确定是非常重要的。 1．衬砌类型的选择 根据隧道围岩类别、工程地质和水文地质条件、隧道埋置深度、隧道、隧道宽度和施工条件等确定。 （1）对Ⅲ类及以下围岩，由于地基松软，往往侧压力较大，宜采用曲墙带仰拱的衬砌）（与隧道断面形式结合考虑）当设仰拱后，不仅满足了地基和载力的要求，更重要的是能够减小沉隆变形，调整围岩与衬砌的压力状态，提高侧墙抵抗侧压的能力，使衬砌处于稳定状态。因而Ⅲ类及以下围岩地段应采用复合式衬砌。 （2）对Ⅳ类及以上硬岩的隧道，围岩具有较好的自承能力，且侧压较小，隧道围岩稳定，一般地区也可采用直墙式衬砌，而并非必须设置复合式衬砌，但考虑到防水及有利通风和养护要求，可采用复合式衬砌。 （3）对于Ⅴ类及以上围岩，在围岩良好、完整而稳定的地段，当地下水不发育，无侵蚀性和能保证光爆破效果的前提下，可以采用锚杆喷砼作为永久衬砌。 根据《公路隧道设计规范》的要求，隧道衬砌设计还应符合以下规定： （1）隧道洞口内应设置加强衬砌段，其长度以伸入洞内深埋段一般不宜小于10m。 （2）围岩较差段的衬砌应向围岩较好段延伸5m以上，偏压衬砌段应延伸至一般衬砌段内5m以上。 （3）设仰拱的隧道，路面以下庆以浆砌片石或费砼回填。 （4）在软硬地层和衬砌结构类型变化处，应设置沉降缝。 2．衬砌参数的确定： （1）锚喷网衬砌的设计参数 隧道处于Ⅳ类及以上的围岩可采用锚杆喷砼作为永久衬砌，当围岩良好、完整、稳定地段，可采用喷砼衬砌；在层状围岩中，如遇硬软岩石互层，薄层或层间结合差，或其产状对稳定不利，可采用锚杆喷射砼衬砌；当围岩呈块碎状镶嵌结构，稳定性较差时，可采用钢筋网锚杆、喷射砼衬砌。 有关锚喷网衬砌的设计参数如表1—3所示。 表1—3 锚喷衬砌的设计参数
注：1、Ⅲ类及以下围岩采用锚喷衬砌时，设计参数应通过试验确定； 2、边墙喷射混凝土的厚度可取表列参数的下限值，如边墙围岩稳定，可不设置锚杆和钢筋网； 3、配置钢筋的网格间距一般为15～30cm，钢筋网保护层不小于2cm （2） 复合式衬砌的设计参数 复合式衬砌由外层和内层复合而成，其外层为初期柔性支护，可用喷射砼、锚杆、钢筋网、钢支撑等支护型式，单一或组合而成；内层为二次衬砌，一段采用现浇砼衬砌。两衬砌层间宜采用防水夹层措施。 复合式衬砌是目前国内、外普遍采用的衬砌形式，其设计施工工艺、过程，与其相应的衬砌及围岩受力状态均较合理；其质量较好，可靠性较强。能够达到较高的防水要求；初期支护也便于采用喷锚网等先进的工艺。它既能充分发挥锚喷支护优点，又能发挥二次衬砌永久支护的可靠性。 有关复合衬砌的设计参数，分列于表1—4、表1—5及表1—6。 表1—4 复合式衬砌初期支护的设计参数
注:采用钢架时,宜选用轻型钢材制作,钢架外喷射混凝土保护层不小于4cm 表1—5 单线隧道复合式衬砌的设计参数
注： ① 配置钢筋网时,钢筋直径宜采用6～10mm,网格间距宜为15～30cm,钢筋网保护层不应小于2cm。 ②二次衬砌应在围岩和初期支护变形基本稳定的情况下施作。 表1—6 单线隧道复合式衬砌的设计参数
注： ① 配置钢筋网时,钢筋直径宜采用6～10mm,网格间距宜为15～30cm,钢筋网保护层不应小于20cm，Ⅱ类围岩必要时可设双层钢筋网。 ② Ⅱ类围岩在采取辅助施工措施或钢Ⅱ架充分发挥作用时，可酌情减少拱部锚杆。 ③ 二次衬砌应在围岩和初期支护变形基本稳定的情况下施作。 说明表1—5及表1—6系参照“铁路隧道复合衬砌”的有关资料列出。 三、预留变形量 1．隧道开挖轮廓应预留适当的变形量，其值可根据围类别和隧道宽度采用工程类比法确定，当无类比资料可按表1—7选用。 表1—7 开挖轮廓预留变形量（cm）
2．Ⅴ、Ⅳ类围岩变形量小，施工前预设计时可予以考虑。 3．表1—7所列数值，在硬岩隧道取小值，软岩隧道取大值。当隧道跨度大于11m时，取大值。 四、选择施工方法与施工顺序 隧道施工属地下作业，洞内工作条件与地面工作有很大不同，工作面狭小，机具集中，光线不足，噪音大，施工中不安全因素多，所以隧道施工要特别强调安全，要有严格的安全生产制度和完备的安全设施。隧道建筑一经完成，修复和改建都比较困难，因此，施工要求高质高标准。隧道开挖和围岩的变形有一定的规律，衬砌的设置有最佳的时机，开挖面长时间的暴露会直接影响其自身的稳定。给后续施工造成困难，甚至形成坍塌，所以贯彻快速施工，是隧道施工的基本原则，经济效益也体现其中。所以，选择施工方法，对设计与施工都有重要意义。施工方法选择是否正确，直接影响工程造价，工期长短，甚至工程的成效。地质条件是选择施工方法的主要依据，除此之外，还要考虑一箭双雕隧道的长短及辅助坑道的设置。而断面尺寸、跨度的大小也是选择施工方法的重要因素。公路隧道一般跨度在8—13m之间，对于三车道大跨度的公路隧道，有其特有的施工要求，如果施工方法选择不当，会给施工造成一定的困难，同时会直接影响造价和工期。对施工单位来讲，选择施工方法时，除了考虑以上因素外，还要结合本单位的设备情况，技术力量和施工习惯等因素，要充分发挥自己之长，使施工快、好、省，隧道达到高质量的标准。 新奥法是已被工程实践所证实了的先进的隧道修筑方法，它是集设计与施工为一体的完整的工程概念，是国内外普遍采用的隧道施工方法，我国在推广新奥法方面也取得了不少经验。在选择掘进方法时，宜优先采用全断面法，在三车道和双车道紧急停车带区段属特大断面，为了防止围岩失稳应采用先拱后墙的施工顺序，拱部支护后再开挖下部岩体；如果侧墙岩体稳定性差，可采用先墙后拱的施工顺序，先从隧道两侧沿边墙轮廓以小断面分别开挖两侧边墙部分的岩体，中间留下适当的岩柱。边墙支护后，再开挖拱部岩体，拱部支护后的岩柱。拱部支护后，最后挖出中间岩柱，这样的施工顺序较为安全可靠。 总之，对地质条件变化较大的隧道，在选择施工方法与施工顺序时，要有较大的适应性，以便地质条件发生变化，原有的开挖方式不能继续使用时，能尽快的调整施工方法与施工顺序，从而较少地影响施工进度。 第三节 信息反馈修正设计 一、 信息反馈设计的基本要求 采用新奥法时，设计、施工必须紧密配合，共同研究，综合分析各顶施工信息，及时反馈，最终确定修正参数。 1．反馈修正设计，系指在隧道开挖后，根据施工观察、现场地质调查、现场监控量测等信息（施工信息），对施工前预设计所确定的结构形式、支护参数、预留变形量、施工工艺、施工方法以及各工序施作时间等的检验和修正，贯穿于整个施工过程的设计阶段。 2．信息施工是隧道开挖后围岩稳定性的动态反映，也是修正设计的依据。对各种住处进行综合分析，互相印证，对预设计支护参数的修正和施工方法的改进是不可缺少的过程。 及时整理量测资料，分析研究各项施工信息，是保证施工安全的需要。当出现异常现象时，立即采取加强锚喷支护，改变施工对策（方法、顺序、工艺），及早形成闭合环等措施，使可能出现的险情，塌方防患于未然，以保证隧道稳定。 3．铁路隧道采用新奥法以来，取得了许多成功的经验，但个别工点也有过一些教训。同一隧道、同类围岩、同样的设计参数，可得到两种完全不同的结果，其根本原因在于施工中是否认真遵循新奥法的基本原则。因此，需要对反馈的信息的全面分析，不应对新奥法设计任意进行修正。 二、 施工信息的应用 1．根据一个断面的施工信息综合分析结果进行设计参数修正，只运用于该断面前后不大于5m的同类围岩地段。 2．隧道较长地段同类围岩设计参灵敏的修正，特别是降低设计参数，必须以不少于三个断面的施工信息综合分析依据。按修正后的设计参数进行开挖地段，其设计参数的正确性和合理性仍应根据施工信息综合分析予以验证。 由于围岩是千差万别的地质体，同一地段同类围岩的物理力学性质、工程和水文地质条件相同时，可以根据断面施工信息修正设计参数。同一隧道不同地段的同类围岩，地质条件不完全一致，物理力学性质也有差别，因此，规定同一地段必须有三个以上以上断面施工信息的综合分析，才能修正本段该类围岩的设计参数。 三、 信息反馈修正设计的内容 （1）施工方法变更的建议 由于采用的施工方法与断面形式不同，围岩—支护体系的应力状态也不一样，当某种方法不能满足该类围岩稳定性要求时，应及时变更施工方法及选择对隧道稳定有利的断面形式或辅助施工措施。 （2） 施工工序更改的建议 当施工信息给出不稳定征兆时，应检查是否由于工序不当所造成。改变施工工序，如暂停开挖，及时锚喷，二镒喷砼紧跟或提前施作仰拱等，都可以促使围岩—支护体系趋向稳定。 （3） 预留变形量的修正 施工前预设计的预留变形量，采用工程类比或理论计算确定。因此，预留变形量不可能和实际变形安全一致，当预留变形量与现场量浊结果不符时，应及时修正未开挖地段的预留变形量，以满足设计净空二次衬砌厚度的要求，或减少开挖量及二次衬砌回填量，以节省开支。 四、 设计参数的修改或认定 在隧道施工过程中，通过对工作面目测观察和围岩内监测后，认为预设计有关支护参数满足要求，即可按预设计参数，继续进行施工，若发现以下两种情况 时，庆及时个性预参数。 在施工过程中，如发现以下现象之一时，应修改设计参数，增强初期支护。 （1） 道开挖后，工程地质、水文地质条件、围岩类别比预计的差。 （2） 测位移量超出表1—8规定或类似条件下的隧道位移值时。 （3） 观察发现砼层裂纹多，裂缝大或不断扩展时。 喷射砼是初期支护的重要组成部分，一般喷射2—3层可达设计厚度，长一次喷射砼是在隧道开挖后立即施作的。由于围岩应力调整，洞轴产生径向位移。喷射砼收缩及温差等因素的影响，喷射砼一般都会出现裂纹，当某处喷射砼喷足设计厚度并距开挖面一倍洞径后，喷砼层不应再出现裂纹，既有的裂纹也不应再有扩展的趋势，否则属异常状态，应予加强。 （4） 位移量可能超出预留变形量。 表1—8 隧道周边允许相对位移值（%）
（5）稳定特征出现异常状态 稳定性特征一般正常状态为：开挖工作面超过埋测点时，位移可能出现加速度，此后位移迅速减缓，并不再出现加速度（可能出现负加速度，因为Vt=Vo+at）；地表下沉速度小于相对相应位置的隧道拱顶下沉速度；20—30d内可以达到围岩初期支护变形基本稳定及施作二次衬砌的条件。 1．增强初期支护的措施： 增强初期支护可用降低围岩类别的办法，改用相应的设计参数，或选用如下加强措施。 （1） 增设钢筋网或改用钢纤维喷射砼。 （2） 加密或加长锚杆。 （3） 增加喷射砼厚度。 （4） 改用早强喷射砼或早强砂浆锚杆。 （5） 采用或加密钢架。 （6） 增设临时仰拱及时形成支护封闭环。 2． 在施工过程中，若发现以下现象之一时，应改变设计参数，适当降低初期支护 （1）确认围岩类别，工程地质条件，水文地质条件比预计的有明显好转，或有具有工程类比时。 （2）初期支护未全部完成前，位移已收敛，达到施作二次衬砌的指标。 （3）初期支护全部施作完毕，位移量远小于表1—8的规定时，可按施工信息应用的要求及有关规定，降低其它地段初期支护设计参数。 3．二次衬砌的设计参数的修正 二次衬砌施作时间必须符合前述的有关规定，在局部塌方地段，二次衬砌应根据实际受力情况予以加强。 二次衬砌的加强可采用以下措施： （1） 在满足隧道建筑界限的条件下，根据断面实际情况，增加衬砌厚度。 （2） 由于净空限制，不能采用上述措施时，根据验算，改用钢筋砼衬砌。 （3） 提高衬砌砼的标号。 第四节 辅助施工措施设计简介 一、辅助施工措施的适用范围 对在自稳时间短的较弱破碎岩体，浅埋软岩和产生严重偏压、岩溶流泥地质、砂层、砂卵（砾）石层、断层破碎带以及大面积淋水地质修筑还差，可采用辅助施工措施和锚杆喷射砼支护相结合的加强手段，来保证施工的安全的长期运营的稳定。 二、辅助施工措施的主要手段 由于初期锚喷支护强度的增长速度不能满足洞体稳定的要求，可能导致洞体失稳，或由于大面积淋水，涌水地段，难以保证洞体稳定时，可采用超前锚杆、超前小钢管、管棚、地表预加固地层和围岩预注浆等辅助施工措施，对地层进行预加固，超前支护或止水。 因此辅助措施主要有： （1） 超前锚杆、超前小钢管。 （2） 管棚。 （3） 地面砂浆锚杆。 （4） 超前小导管注浆、深孔预注浆。 三、超前锚杆和超前小钢管 超前锚杆和超前小钢管设计宜符合下列要求： （1） 设计参数可按表1—9选用。 表1—9 超前锚杆超前小钢管设计参数
注：① 外插角为锚杆（小钢管）与隧道纵向开挖轮廓线间的夹角； ② 超前锚杆，超前小钢管的长度与掘进循环一起考虑并应根据实际施工能力适当选择。 （2） 超前锚杆，超前小钢管的设置应充分考虑岩体结构面特性，一般可仅在拱顶部设置，必要时也可在边墙局部设置。 （3） 超前锚杆，超前小钢管纵向两排的水平投影应有不小于100cm的搭接长度，如图1—4所示。 （4） 超前锚杆宜采用早强砂浆锚杆。 （5） 超前锚杆、超前小钢管尾端一般应置于钢架腹部或焊接于系统锚杆尾部的环向钢筋，以增强其共同支护作用。 （6） 超前锚杆可根据围岩情况 ，采用双层或三层超前支护。 超前锚杆、超前小钢管是一种起超前预支护作用措施，表1—9所列参数是根据近几十年铁路隧道使用超前锚杆、超前小钢管的经验得出的，设计时，应根据围岩的具体情况、实际施工能力、工序进度安排等因素选择。
使用超前锚杆、超前小钢管隧道，一般岩体均甚破碎，开挖工作面有可能坍滑，因此，纵向两排锚杆或小钢管应采用不小于100㎝的水平搭接长度，如图1—4所示。由于施工进展的要求，超前锚杆设置后，一般随即进行下一次掘进循环，当采用一般砂浆作胶结物时，则爆破能影响其强度，为此要求采用早强砂浆作为超前锚杆与岩层孔壁间胶结物，以及早发挥超前支护作用。 四、管棚加强支护 1．运用条件 管棚由钢架和钢管组成，故名管棚。它可起加强支护的作用现就其运用条件及有关要求分述于后。 管棚运用于特殊困难地质，如极破碎岩体，塌方段，岩堆等地段。上述地质在钢管内辅以灌浆效果会更好，当遇流塑状岩体或岩溶严重流泥地段，采用管棚与围岩内预注浆相结合的手段，也是行之有效的方法。 2．管棚与钢架的设计规定 （1）钢架可选用I型（或钢轨）、H型钢、U型钢、钢筋格棚等轻型钢、材制造。 （2）格棚钢架的主筋直径不宜小于22㎜，材料宜采用20MnSi或A3钢筋，联系钢筋可按具体情况选用 （3）钢架的设计强度，应保证能单独承受2～4M高的松动岩柱重量。 （4）钢架的纵向间距，一般不宜大于1.2M，两榀钢架之间应设置直径20～22㎜的钢拉杆。 （5）钢架如与钢筋网喷射砼联合使用，应保证钢架（或格栅钢架主筋）与围岩之间的砼厚度不小于40㎜。 （6）钢架立柱埋入底板深度不应小于15㎜，当有水沟时并不应高于水沟底面。 （7）钢管钢架应在钢管上设置注浆孔，架设后注满水泥砂浆。 3. 钢架的选择 钢架的选用考虑隧道断面尺寸，安装机械，材料来源及其特点等因素。 （1）钢架、加工简易、使用方便，由于截面纵横方向不是等刚度和等强度，而易失稳在较大跨度中使用有困难，适用于单线隧道。 （2）H型、U型钢架，虽克服了I型钢架的缺点，但自重大，又费钢材，并带来安装困难，使用不广。另外，和I型钢架一样，其与砼粘结不良，且与围岩间的空隙难于用喷射砼充填密质。 （3）钢管钢架，比H型钢架轻便，必要时可在管内压注砂浆或砼，以增强钢管钢架支护力，但与喷射砼粘结不好，造价也高，使用也不广。 （4）格栅钢架系用钢筋焊接而成有格栅构架，受力性能好，安装方便，并和喷射砼结合较好，节省钢材，优点较多，目前已用于双线和单线隧道。 4．钢管参数的确定 至于钢管设计宜根据地质情况及施工条件参照下列要求进行。 （1）钢管直径宜选用80～180㎜，钢管中心间距30—50㎝。 （2）钢管长度一般为10—45m,当采用分段连接时，可采用长4—6m钢管，并用丝扣连接。 （3）钢管宜采取沿隧道开挖轮廓纵向近水平方向设置。 （4）根据需要，钢管内可灌注水泥砂浆，砼或放置钢筋笼并灌注水泥砂浆。 （5）纵向两组管棚之间应有不小于1.5m的水平搭接长度。 文内所列参数是根据当前国内采用管棚的实践经验得出有待进一步完善。 五、地面砂、浆锚杆 1．使用条件 地面锚杆是一种地表预加固地层的措施，适用于浅埋，洞口地段和某些偏压地段，该项技术曾在我国一些铁路隧道中应用，效果良好。为保证预加固的效果，锚固砂浆达到设计强度70%以上后才进行下方洞体开挖。由于岩层松软破碎，锚杆应力超过屈服强度的可能性不大。 2．使用时应注意事项 （1）锚杆宜采用20锰硅螺纹钢，直径为16—22㎜。 （2）地面砂浆锚杆的长度可根据洞室覆盖层厚度和实际施工能力确定。 （3）地面横向加固范围可根据地形和推测的破裂面确定。 （4）地面锚杆一般为垂直设置，根据地形及岩层层面具体情况也可倾斜设置，锚杆间距一般为1.0—1.5m，并按矩形或梅花型布置。 （5）安置地面锚杆的钻孔直径一般不小于5㎜。 （6）地面锚杆宜采用全长粘结型普通水泥砂浆锚杆。 六、小导管周壁预注浆 1．适用条件 小导管周壁预注浆是沿开挖外轮廓线，以一定角度，打入管壁带孔的小导管，并以一定压力向管内压注浆液的施工措施，它既能将洞周岩体预加固，又能起超前预支作用，适用于自稳时间很短的砂层，砂卵（砾）石层，断层破碎带、软弱围岩浅埋地段或处理塌方等地段。 小导管周壁预注浆施工较简单，且注浆时间短，但此法由于注浆大力不宜过高，所加固的地层范围较小，一般带需辅以钢架支撑，以稳固围岩，为防止孔口跑浆，要求止浆岩墙一般为1.5—2m，最后一个渗浆孔至管端的距离应大于100㎝，必要进可设置止浆塞，以防浆液外漏。 2．使用时应注意事项 小导管周壁预注浆可根据地质情况 ，设备能力，施工条件等参照下列要求设计。 （1）小导管外径可根据钻孔直径选择，一般选用φ42—50㎜的热轧钢管，长度3—5m，外插角10—30º，管壁每隔10—20㎝交错钻眼眼径6—8㎜。 （2）采用水泥砂浆或水泥水玻璃浆液灌注时，浆液配合比应由现场试验确定，也可参照深孔预注浆的方法选择，注浆压力一般为0.5—1.0Mpa，必要时在孔口设置止浆塞。 （3）纵向两组小导管间应有不小于100㎝的水平搭接长度，环向间20—50㎝。 （4）浆液扩散直径可根据导管密度确定，考虑注浆范围相互重叠的原则，扩散半径Rk可按 (1—1)式计算。 Rk=（0.6～0.7）Lo (1—1) 式中：Lo—导管之间中心距离 （5）单根导管的浆液注入量Q1可按（1—2）式计算。 Q1=πR2KLηα·β （1—2） 式中：L—导管长度 η—岩体孔隙率 α—浆液充填率 α=0.7～1.0 β—浆液损耗系数 β=1.1～1.4 如果将液充填率α与浆液损耗系数的乘积假设为1，那么，单根导管的浆液注入量的计算式可简化为 Q1=πR2KLη （1—3） 2．使用时应注意事项 深孔预注浆加固地层宜按下列要求设计。 （1）在进行地层预注浆设计前，应搜集有关注浆地段的岩性、涌水量、涌水压力、水温和化学性质等，以决定浆液、注浆压力和配合比。 （2）为了掌握浆液的配合比，凝结时间，注浆量、注浆压力、注浆效果，因注浆引起的周围环境的变化等因素，应做现场单孔或群孔注浆试验。 （3）注浆范围应根据工程地质、水文地质、注浆目的及开挖方式等因素确定，洞周岩体被加固范围直径一般为毛洞开挖直径的2～5倍，每一循环注浆长度为15～40m。 （4）注浆压力应根据岩性、注浆目的、施工条件、涌水压力等因素确定，一般最终压力为涌水压力的2～3倍，即 Pz=(2～3)P （1—4） 式中：P—涌水压力 Pz—注浆压力 对密实性好，颗粒较小的中砂、细砂、粉砂及砂粘土，注浆压力可稍高些，有特殊要求的地段，如为防止地表隆起影响地面建筑物安全时，注浆压力应适当降低些。 （5）浆液可采用水泥浆液，水泥水玻璃浆液，或其它水泥类、化学类浆液，水泥浆液的水灰比可采用1：1～0.5：1，水泥与水玻璃两液的体积比可取1：0.5～1：1。 水玻璃模数n=2.4～3.4，波美度Be=30～40。 （6）注浆孔直径一般采取75～110㎜，注浆孔孔底间距应根据各个注浆孔的扩散半径相互重叠的原则，一般按注浆孔的孔底约1.0～1.5m间距布置，浆液扩散半径一般应通过现场试验确定，有困难时也可以工程类比法选用。 （7）总注浆量根据岩体空隙率及浆液在其中的充填率进行估算，一般可按下式计算。 Qz=V·η·α （1—3） 式中：V—注浆有效范围内岩体体积（m3）。 η—岩体空隙率（%） α—浆液充填率（%）其取值为：粘土类20～40，砂类40～60，砾石类约60。 第二章 新奥法的初期支护—喷锚支护 喷锚支护是喷射砼支护与锚杆支护的简称，新奥地利隧道施工法是喷锚联合支护使用比较成熟的施工方法，它并不是一般的喷射砼和锚杆的联合支护，而是一种“设计、施工、监测相结合”的隧道建造方法。喷射砼、锚杆的现场监控量测被认为是新奥法的三大支柱，它在国内外的工程实践中不断充实与提高，从而获得了极为迅速的发展，特别在困难地质条件下，修建隧道以及控制围岩的高挤压变形方面，显示了很大的优越性，在工程实践中，积累了大量经验，不仅总结了一整套完善和先进的施工方法，而且提出了喷锚支护的设计原理和原则，很值得研究和借鉴。 新奥法的具体作法是，随隧道掘进及时喷射一层砼，封闭围岩暴露面，形成初期柔性支护，随后按设计要求系统布置锚杆加固深部围岩。锚杆、喷杆、喷层和围岩共同组成和载环，支承围岩压力，形成了新奥法初期支护结构，通常把这部分支护结构称为“外拱”。在施工过程中，通过监测了解外拱围岩的变形情况 ，待支护抗力与围岩压力相适应时进行外拱封底，使变形收敛，隧道围岩趋于稳定，随后进行二次衬砌—复喷砼或现浇砼，习惯上把二次衬砌称为“内拱”，实际上，内拱为储备强度。 第一节 喷锚支护的作用原理 从支护作用原理上讲，喷锚支护能充分发挥围岩自承能力，从而使围岩压力降低，支护厚度减薄。在施工工艺上，喷射砼支护，实现了砼的运输、浇注动捣因的联合作业，且机械化强度高，施工简单，因而有利于减轻劳动强度和提高工效。据我国统计，喷射砼支护与现浇砼支护相比，支护厚度可减薄1/2～1/3，节省岩体开挖量10～15%，加快支护速度2～4倍，节省劳动力50%以上，降低支护成本30%以上。在工程质量上，通过国内外工程实践表明是可靠的，在我国各类地下工程使用喷锚支护相继解决一一批传统支护难以解决的技术难题，显示出喷锚支护具有的独特优越性。 喷锚支护是建立在岩石力学的现代支护原理基础上的一种科学支护方法，它的设计与施工是以理论为指导，采用有现场监浊手段相配合的科学施工方法。工程使用期间继续进行各种监测工作，检查工程质量，以保证良好的技术经济效果。因此，喷锚支护具有广阔的发展前途。 应当指出，到目前为止，喷锚支护仍在发展和不断完善之中，无论是作用机理探讨，还是设计与施工方法的研究，均有待于科学技术工作者作出新的成就，以缩短理论和实践的差距。 现代喷层与锚杆的力学作用分述如下： 一、喷层的力学作用 1．防护加固围岩，提高围岩强度 隧道开挖后，立即喷射砼及时封闭围岩暴露面，由于喷层与岩壁密贴，故能有效地隔绝水和空气，防止围岩因潮解风化产生剥落式膨胀，避免裂隙中充填物流失，防止围岩强度降低。此外，高压高速喷射砼时，可使一部分砼浆液渗入张开的裂隙或节理中，起胶结和加固作用，提高围岩强度。 2．改善围岩和支护的受力状态
含有速凝剂的砼喷射液，可在喷射后二至十分钟内凝固，及时向围岩提供支护抗力Pi（径向力），使围岩表层岩体由未支护时的二向受力状态变为三向受力状态，提高了围岩强度，如图2—1所示。 无喷层时，相当于原理角承受外压力Po（原岩应力），距隧道中心为r的任一点外的径向应力σr和切向应σθ分别为： （2—1） （2—2） 在隧道周边即r=a时则： σr=0 σθ=2Po 喷射砼后，隧道围岩封闭，表面有内压Pi的作用，相当于原壁筒承受内、外压力。于是，在距道中心为r的任一点处的应力为： （2—3） （2—4） 当r=a时，作用在隧道周边上的径向应力σr和切向应力σθ分别为： σr=Pi (2—5) σθ=2Po-Pi （2—6）
其莫尔应力图如图2—1（b）所示。 喷层是一种柔性支架，它允许围岩因导求新的平衡所产生的有限位移，并可发挥自身对变形的调节作用逐渐与围岩变形直辖市，从而改善围岩的应力状态，降低围岩应力，充分发挥围岩的自承能力，如图2—2所示。 由于传统支护不能与围岩均匀接触，围岩与支架间易造成应力集中，使围岩或支架过早破坏，喷射砼能使砼与围岩紧密均匀接触，并可通过调整喷层厚度，调整围岩变形，使应力均匀分布，避免应力集中。因此，它比传统支护更能发挥砼和承载能力。有关实验证明，分层喷射比一次喷射不同厚度砼的承载能力高。 二、锚杆的力学作用 锚杆对围岩所起的力学效应主要有以下一些作用。
1．吊悬作用 认为锚杆的作用是将不稳定的岩层悬吊在坚固岩层上，以阻止围岩移动滑落。锚杆本身交拉，其拉力即为所悬吊岩体的重量，如图2—3所示。在块状结构或裂隙岩体中使用锚杆可将松动区内的松动岩块悬吊在稳定的岩体上，也可把节理的面切割形成的岩块连接在一起，阻止其沿滑面滑动，这种作用，称为悬吊作用。 2．减跨作用
在隧道顶板岩层中打入锚杆，相当于在顶板上增加了支点，使隧道跨度由Lo减为L1，从而使顶板岩体的应力减小，起到维护隧道的作用，如图2—4所示。 当然，要使锚杆能有效地起到悬吊和减跨作用，锚杆顶端必须锚固于坚硬稳定岩层中。
3．组合作用 在层状岩层中打入锚杆把岩于岩层锚固在一起，类似于将叠道的板梁组成组合梁，从而提高了顶板岩层的自支承能力，起到了保护隧道的作用，如图2—5所示。 4．挤压加固作用
预应力锚杆群锚入围岩后，其两端附近岩体形成圆锥形压缩区，如图2—6所示。按一定间距排列的锚杆，在预应力的作用下，构成一个均匀的压缩带（或称承载环），压缩带中的岩体由于预应力作用处于三向应力状态，显著地提高了围岩的强度。 无预应力的粘结式锚杆（砂浆锚杆），由于其前后两端围岩位移的不同，使锚杆受拉，同时，锚杆的约束力使围岩锚固处径向受压，从而提高了围岩的强度。 第二节 锚杆设计与计算 一、支护均质层状软岩 以层状岩体中使用粘结式砂浆锚杆为例来说明其主要参数的计算。 1． 锚杆长度的确定 根据钢筋抗拉能力与砂浆粘结力相等的强度原则，求出锚杆插入稳定岩层中的长度L1（即锚固深度）。 因为： 所以： （2—7） 式中：[C]—砂浆与锚杆间的作用粘结力 [σt]—锚杆钢材的作用拉应力 d—锚杆直径，常用φ16～22㎜螺纹钢。 工程实践中，要求L1≥300㎜。 从锚杆的组合和悬吊作用出发，锚杆总长度应按下式计算。 （2—8） 式中：L2—锚杆外露长度，一般为50～100㎜ hn—锚杆的有效长度，一般取顶板岩层变形厚度，对整体性好的岩层可取规则拱形滑落时的自然平衡拱高。 2． 锚杆间 如果采用等距离布置，每根锚杆所负担的岩体重量即其所承受的荷载。 （2—9） 式中：i—锚杆间距 r—岩体的岩重 k—安全系数，通常取k=2～3 锚杆受拉破坏时，其所承受的荷载应小于锚杆的允许抗拉能力，即 故有 （2—10） 不难理解锚杆的拉应力、间距、杆径是互为函数的，确定其中任意两个量后，即可求出另一个量，但是，为了使各锚杆作用力的影响范围能彼此相交，在围岩中形成一个完整的承载体系（承载环），锚杆长度应为其间距I的两倍以上，即L≥2i。
二、支护块状围岩 当地质结构比较发育，岩体将被切割成各种不同的块状结构体，开挖后，隧道顶部围岩块体互相连锁，彼此咬合，如图2—7所示。围岩坍塌时，总是从表面某一易于坍塌的“危岩”开始，“危岩”的坍落，最后形成整个围岩的破坏，这种连锁反应的可能坍塌顺序如图2—7的序号所示。 因此，要维持块状围岩的状态，关键在于及时对防止“危石”的坍落，只有这样，才能充分利用岩块间的相互咬合动支撑，发挥围岩的自承能力，以保证围岩的整体稳定。由此可见，在块状围岩中对“危石”及时支护的措施是极其重要的。 图2—8 用锚杆支护“危岩” 以图2—8（a）中的“危石”ABC为例，说明锚杆加固对锚杆受力状态的分析，设“危石”的重量为W，它沿锚杆EF的分力T使锚杆承受拉力，W沿破裂面AB的分力Q使锚杆EF沿AB方向承受着力。如果以α和β分别表示“危石”AB面及AC面与水平方向的夹角，如图2—8（a）所示，于是，在图2—8（b）中根据正弦定律，可得： （2—11） 由此可得锚杆的拉力T和剪力Q为： （2—12） 由上式根据锚杆的强度，可确定锚杆的横载面积。至于锚杆的长度应以穿过块状岩块并标入整体岩层一定深度为宜。
三、加固裂隙围岩 设在隧道顶部围岩出现裂隙，为了防止其进一步扩展，以致危及顶部岩的稳定，可采用预应力锚杆加固。假设锚杆锚于裂隙面AB的法线方向，锚杆所受的预拉力T（也就是裂隙岩体中所用的加固压力），如图2—9所示。另外，在围岩顶部还作用有水平方向的压力P（与裂隙面的夹角为α）。根据图2—9的相对关系，即可求得垂直于裂隙面AB的法向力N。 （2—13） 裂隙面上的抗滑力 （2—14） 式中：φ—裂隙面的内摩擦角。 沿裂隙AB的下滑力 （2—15） 为此，要使得裂隙面不产生锚杆，必须满足的条件是： 图而可求得预应力T。 （2—16） 第三节 喷射砼设计与计算
一、支护危岩 危岩除用锚杆支护外，也可采用喷射砼薄层进行支护，如图2—10所示。危岩的重量W由砼喷层支承。喷层厚度太薄会产生图2—10（a）所示的“冲节型”破坏，喷层与岩面间的粘结力过小会出现图2—10（b）所示的“撕开型”破坏。因此，喷层的厚度可按以下方法确定。 1．按“冲切型”破坏的验算喷层的厚度 设危岩自重为W，危岩底面周长为L，喷层厚度为h，砼的抗拉滑度为St。 由图2—10（a）可知，要使喷层不产生“冲切型”破坏，应满足下式： （2—17） 2．按“撕开型”破坏验算喷层的厚度 验算岩面与喷层间是否由于其间粘结力不足而产生“撕开型”破坏，必须首先得由于“危岩”自重的作用在喷层与岩面之间所产生拉应力q的大小。计算q时，可利用单性地基梁上半元限的长梁公式如图2—11（a）所示。本元限长梁左端承受集中荷载P，长梁右侧延伸至无限长，这时，长梁与地基间的接触应力q可按下式计算： （2—18） 式中： E—梁的弹性模量 K—地基弹性拉伸系数 h—梁的厚度 x—梁与地基接触面上的任一点到集中荷载P的距离 图2—11 按“撕开型”破坏的计算喷层 为了便于理解，设想将图2—11（a）中的地基与梁的位置颠倒成如图2—11（b）所示的情况，亦即假想地营位于半无限长梁的上面，同时，梁的左端作用着集中拉力P，这时，地基与梁之间的接触应力将出现如图2—11（b）的拉应力，其q的大小仍由（2—18）式计算，由（2—18）看出，最大拉应力qmax必然产生在X=0处，其值为： (2—19) 利用图2—11（b）所示的计算最大接触应力qmax的原理可直接计算危岩在岩面与衬砌间所产生的最大拉应力。2—11（c）单独给出隧道顶部砼薄层衬砌，其中A表示危岩底面积，其周长为L，设有重量为W的危岩，对薄层衬砌产生的冲切作用时，危岩沿其底面周长传出周边的力为p，该力为单位周长上的力，即集中力如图2—11（c）。其值为： （2—20） 在图2—11（c）所示的薄层衬砌上，切取一单位宽度的狭长条ab，P为其起始端的集中荷载。在P力的作用下，ab的受力方式显然与图2—11（b）所示的长梁受力方式相类似，因此利用（2—19）式可计算出衬砌与岩面之间所产生的最大拉应力为： 若以SLu表示喷层与岩面间的计算粘结强度，则可得不产生撕开破坏的条件为： 将qmax代入上式可得， （2—21） 式中：h—喷层厚度（㎝） SLu—喷层与岩面的粘结强度（KN/㎝2） W—危岩重量（KN） L—危岩底面积周长（㎝） E—砼的深弹性模量（MPa） K—岩体弹性拉伸系数（MPa） 二、支护软弱围岩 奥地利拉布希维兹等人，通过模拟试验和实际观测认为喷射砼的破坏是剪切破坏，其表层几乎不出现拉应力。 有关砂箱模拟试验证明，在均实地层中圆形隧道喷射砼的破坏形态，当垂直方向的原岩应力大于水平方向的原岩应力时，由于压应力集中在左右两侧，从而在隧道两侧围岩中形成锥形塑性区，称为锥形剪切体。当锥形剪切体扩展到一定范围，在地压作用下便向洞内空间滑移，喷层因抗力不足，沿滑移面呈剪切破坏。 根据莫尔强度理论，破坏面与最大主应力σ1的夹角，见图2—12。试验表明喷层表面破裂点至隧道中心的连线与隧道截面纵坐标轴间的夹角为α1。 图2—12 剪切破坏原理示意图 由图2—12可知，若喷层剪切面长度则喷层抗剪力为： （2—22） 若已知喷层所受地压，则喷层厚度可按下式计算： （2—23） 式中：t——喷层厚度 Pi——作用在喷层上的变形地压，由芬强尔公式求得 h——锥形剪切体的底宽，圆形隧道，a为隧道半径；α1为围岩的剪切角，拱形隧道取洞高。 τB——喷层材料的抗剪强度，可取其抗压强度的20%。 α1——喷层材料的剪切角，其中φ1为喷层材料的内摩擦角。 第四节 喷锚支护 喷锚支护是喷射砼与锚杆这两种支护手段的有机组合，这种支护方法适用于多种围岩条件。 喷锚支护的要点是用锚杆加固深部围岩，用喷层封闭隧道表面，防止围岩风化，抵抗围岩压力，喷层厚度较大时，为避免喷层因收缩而断裂，可在喷层中敷设钢筋网，构成喷锚网联合支护。 在第二、三节中分别介绍了单独使用锚杆和单独使用喷射砼支护的设计计算，在本节就喷锚联合支护的设计计算，介绍以下两种方法。 一、结构承载力计算方法 这种计算方法的重点认为喷层，锚杆和围岩共同组成承载结构阻止隧道围岩两侧锥形剪切体位移，按经验初选某些参数，然后验算结构承载能力。 1．外拱设计 （1）初选喷层厚度t，按经验公式： （2—24） 式中：a——隧道半径。 （2）确定锚杆直径d，长度L和间距i。 根据现场施工条件和岩体特征选取锚杆直径d。一般情况下多选用直径16～22㎜的螺纹钢筋。 锚杆长度应保证标入稳定岩体有足够的深度，计算方面军法同前，实践证明，在比较软弱的岩层中，短的锚杆往往能更有效地控制围岩位移。此外，锚杆的长度与其布置方式有关，应根据围岩特性，应力状态以及现场条件统一考虑。应当指出，在喷锚联合支护设计中，仍应满足锚杆长度与锚杆间之比大于或等于2的要求。 （3） 计算喷层抗力Pb1 喷层抗剪力应等于围岩两侧锥形剪切体对喷层的压力。 （2—25） 式中符号同前。 （4） 计算承载环内的岩体的承载力Pb2 图2—13 喷锚联合支护计算 从图2—13中可以看出，岩石承载环的厚度为W，锥形体产生剪切滑动时，承载环受剪切面为。受剪面S上产生的抗力可按极限平衡条件下环内岩石在该受剪面上的切向抗力τM的法向抗力σM来确定，即岩石承载环的承载能力应与剪切滑动面 和 的水平分力的态和相平衡，即 所以，承载环的内岩体的承载能力： (2—26) 式中：σM——围岩极限平衡时的法向抗力
τM——围岩极限平衡时的剪切抗力 S——承载环的剪切长度，其近似值为 σM、τM值的大小由莫尔强度曲线确定，如图2—13（b）所示。承载环厚度W的近似计算方法如图2—14所示。 又
式中：δ——相邻锚杆间夹角之半 φ——剪切滑移曲线与水平面的夹角 φ角在S范围内为变量（如图2—13），可按下式近似计算。 (2—27) θ0为剪切滑移曲线与承载环的外界交点处相对隧道纵坐标的方向角，见图2—13。 θ0—α1可按以下方法求得。 当切滑移曲线方程为 当r=时，θ=θ0代入上式可得： (2—28) (2—29) （5）计算锚杆的承载能力Pb3 (2—30) 式中：F——锚杆截面积 [τs]——锚杆钢材的许用及抗剪应力 n——剪切长度S范围内的锚杆数 β——锚杆轴线与水平线的夹角平均值 （6） 校核喷锚结构的承载力 喷锚结构承载能力之和应稍大于最小变形地压，即： (2—31) 若不满足（2—31）式则说明喷锚结构承载力不足，若这么超过最小变形地压值，则支护结构不合理。这两种情况均应重新调整设计参数（通常多改变锚杆间距的长度），直到满足上述条件为止。 2．内拱设计 外拱封底围岩稳定之后设置内拱。内拱的承载力实际上是喷锚支护结构的安全储备，因此，设置内拱后，喷锚支护的安全系数为： (2—32) 为此内拱的承载能力可由下式决定 (2—33) 式中：Pi1——外拱承载能力 Pi2——内拱承载能力 根据工程中的实测数据和经验建议安全系数K=1.5～2.0内拱喷层厚度t2可按下式样计算： (2—34) 二、支护抗力计算法 这种计算方法常应用于软弱岩体隧道的喷锚支护设计中 1．喷锚支护参数的设计原则 （1）锚杆布置原则 根据施工具体条件，采用重点布置与系统布置相结合，当原岩应力以垂直应力为主（即λ<1）时，在洞内两帮围岩中出现压应力集中，在两帮围岩周边处出现最剪应力，所以塑性区在隧道两侧形成，此时，应在隧道两帮设置较密锚杆。当原岩应力以水平应力为主（即λ>1）时，塑性区出现在隧道顶部，所以顶部锚杆应加密，在隧道周边落有危险岩块，应注意加固节理和弱面，以防失稳脱落。 锚杆数量和锚杆间距 锚杆数量和间距的大小，一般以充分发挥喷层的作用和施工方便为原则。合理的锚杆数量应该是恰好使初次喷层刚好达到稳定状态，而复喷厚度就作为支护强度提高的安全系数。为了防止锚杆之间的岩体发生塌落，通常要求锚杆纵横向间距不大于锚杆长度的一半。此外，锚杆的纵向间距最好与一次桩的进度相适应，以便于施工。 锚杆的长度和锚杆的直径 锚杆长度的选取应当是充分发挥锚杆的强度作用，并以获得经济合理的锚固效果为原则。因此，应尽可能使锚杆所受的拉应力值δt接近于锚杆的抗拉强度[δt]。同时，应使锚杆长度大于围岩松动区半径，小于塑性区半径。为了充分发挥锚杆钢材和承载能力，通常选用直径为16～22㎜的螺纹钢筋。 （2） 喷层厚度 合理的喷层厚度应当充分发挥柔性薄型支护的优越性，即要求围岩有一定的塑性位移，以降低围岩压力和喷层的变弯作用。同时，喷层还应维持围岩稳定和保证喷层本身不致破坏。因此，在设计中存在一个最佳厚度，过厚的喷层显然不合理，但为了含有一定的骨料，喷层厚度应小于小石子粒径的1.5㎝，大跨度硐室可取25㎝以上。喷层最小厚度一般为5㎝，破碎软弱岩层（断层破碎带）中喷层的最小厚度为10㎝。 2．λ=1时圆形隧道喷锚支护的计算 （1）喷锚支护上围岩压力的计算 围岩中径向设置锚杆时，锚杆因限制围岩径向位移而受拉，锚杆的锚固力对围岩产生附加抗力δb。故围岩深受喷层抗力P的作用外，还受锚杆附加抗力δb的作用。同时，由于锚杆的挤压作用，还可以提高围岩的C、φ值，阻止围岩发生径向变形（位移），因此，隧道有锚杆之比无锚杆时的围岩塑性区与塑性变形均减小。 下面分析研究有锚杆作用时的塑性区半径Rob、隧道周边位移Uab和围岩压力Pi间的关系： ① 有锚杆作用时塑性区半径Rob与压力Pi的关系式为： (2—35) 式中：Rob——有锚杆时围岩塑性区半径 δb——锚杆对围岩的附加抗力 C1——有锚杆时围岩的内聚力，C1可用单位面积岩体因有锚杆所增加的抗剪力估算。 (2—36) 式中：F——锚杆截面积 e、i——锚杆纵、横向间距 τs——锚杆钢材的抗剪强度，τs=0.6St ② 有锚杆作用量，支护抗力与隧道周边位移的关系式为： (2—37) 式中：φ1——锚杆后围岩的内摩擦角，通常φ1=φ Uob——有锚杆时，隧道周边位移 Ib——有锚杆时隧道位移系数 Eo——塑性区平均变形模量 由（2—36）和（2—37）式可知，两个方程式中含有4个未知数（Pi、δb、Rob、Uob），只靠两个方程不可能求得Pi和Rob。为此，必须首先确定δb和Uob，然后验算等求解。 ③ 确定锚杆附加抗力δb 为了确定锚杆附加抗力δb，必须先要弄清锚杆所受的拉力Q，根据锚杆与围岩同时变形的规律，每根锚杆的平均拉应力可按下式计算。 (2—38) 式中：Eb——锚杆钢材的弹性模量 Ubi——锚杆前端围岩的径向位移 Ui——锚杆后端围岩的径向位移 L——锚杆的有效长度 F——锚杆的截面积 ④ 计算锚杆前、后端围岩的径向位移 由于锚杆是安置在塑性区围岩中，并与围岩紧密地连结在一起变形，因此，可根据隧道周边位移与塑性区半径的关系式计算锚杆前、后端围岩的位移。 锚杆前端围岩的径向位移 (2—39) 式中：Δuob——锚杆安装前隧道周边位移，依施工条件选用实测数据。 锚杆后端围岩的径向位移Ui可根据塑性区体积不变的原则求得，即：
(2—40) 将（2—39）和（2—40）式代入（2—38）式可求得锚杆拉力Q。 当已知锚杆的拉力Q后，按锚杆纵向与横向间距e、i即可计算锚杆附加抗力δb。 (2—41) 当锚杆上的预加拉力为Q1时，则： (2—42) 应当指出锚杆拉力必须小于锚杆的锚固力（系指锚杆锚固部分与岩石的粘活力，通常以锚杆被拉出或拉断的最大荷载作为锚杆的锚固力）。否则，应减小锚杆直径，降低锚杆拉力。如果锚拉应力大于锚固力，则锚杆被出拉出。 由以上的计算过程可知，计算δb时，需已知有锚杆时的塑性区半径Rob而计算时，又必须已知Pi+δb。矛盾如何解决？在实际计算中，首先设Pi+δb为已知，然后计算Rob，再反算δb，待δb确定后，再计算支护抗力Pi。 最后用支护与围岩变形协调条件，经验有锚杆后支护总抗力Pi+δb的假设值是否合理，否则，重新假设，并重复以上计算，直到满足要求为止。 ⑤ 有锚杆时隧道围岩周边径向位移 根据位移与塑性区半径的关系，计算有锚杆时隧道围岩的径向位移。 (2—43) 式中：ΔUob——锚杆安装前隧道周边位移，根据现场实测值定。 ⑥ 根据喷层的变形，求出隧道周边围岩的径向位移 (2—44) 式中：ΔUo——支护前隧道周边位移 Ub——喷层外壁的位移 （Ke——支架刚度系数） 由支护与围岩变形协调的关系，有锚杆时隧道周边位移应与喷层外控壁位移相等。 若（2—43）式与（2—44）式计算结果相等，说明原假设Pi+δb合理。否则，应重新假设Pi+δb，并重复以上计算，直至满足上述条件为止。 显然，按上述方法求得的支护抗力Pi就是围岩作用在喷层支护上的压力。 （2）喷锚支护设计 ① 锚杆的设计计算 锚杆的设计既具有通过受拉增加支护抗力的作用，又具有通过受剪提高围岩C、φ值的作用。因而，合理的设计方法，应当以发挥锚杆的这两种作用为先决条件。 为了充分发挥锚杆的受拉作用，应使锚杆所受的拉应力σt尽量接近锚杆的抗拉强度[σt]，同时，使锚杆具有一定的安全度，即 (2—45) 式中：K1——锚杆抗拉安全系数，K1=1.5～1（粘结式锚杆取大值） 上式即为校核锚杆断面的公式。 锚杆的长度应满足锚杆的有效长度不小于松动半径的条件即： (2—46) 式中：Lmin——锚杆最小有效长度； Rb——有锚杆时围岩松动区半径由下式计算。 (2—47) ② 喷层的设计算 喷层所受的抗力Pi应满足以下条件： (2—48) 而喷层的最小抗力Pimin应能维持松动区内岩体滑动时的重力平衡，即： (2—49) 式中：r——围岩的容重 Rminb——有锚杆且相应的支护抗力为最小（即Pimin+σb为最小）时的围岩岩动区半径按下式计算。 (2—50) 有锚杆时，最大支撑抗力Pimax可用下式求得： 当已知Pimin和Pimax后，即可按（2—46）式校核支护抗力Pi。 喷层抗力的安全系数K2为： (2—51) 据统计，K2在3～6范围内为宜，否则，应修正喷层厚度，改变锚杆数量或变更支护时间。 从强度较核出发，要求喷层内璧的切向应力σθ小于喷层材料的抗压强度Sc，按厚璧圆角理论有： (2—52) 当r=a0时：
式中：a0、b——喷层的内、外半径 因为喷层厚度t=b—a0，故其数值大小可按下式计算： (2—53) 式中：K3——喷层强度安全系数 Sc——喷层材料的抗压强度 b——喷层的外半径 至于喷锚支护参数的确定也可参考表1—3、表1—4、表1—5及表1—6选择。 第三章 隧道岩体变形 第一节 概 述 隧道岩体的变形不仅表现出弹性和塑性，而且也具有流变性质。所谓流变性质，就是指岩体的应力—应变关系与时间因素有关的性质。岩体在变形过程中具有时间效应的现象，称为流变现象。 岩体的的流变性质包括蠕变，松弛和弹性后效。 蠕变是指当荷载不变时，变形随时间而增长的现象。 松弛是指当应变保持不变时，应力随时间增长而减小现象。 弹性后效是指当加载或缺陷载时，弹性应变滞后于应力的现象。 根据试验及工程实践表明，蠕变现象在一些蠕变效应比较明显的岩体或者是受高温、高压的岩体中更为常见，在这些岩体中，岩体工程的破坏，往往不是因为围岩的强度不够，而是由于岩体还未达到其破坏极限，却因蠕变而产生过大的变形，导致岩体工程发生毁坏。因此，对这类岩体中的岩体工程进行设计时，必须考虑岩体蠕变的影响。 由于岩体性质的不同，岩体的蠕变性质也各不相同，通常用蠕变曲线（ε-t曲线）来表示这种差异。曲线的坐标系统是：以时间T为横坐标，以各时间对应的应变值ε为纵坐标，根据试验，岩体的蠕变曲线大致可分以下两类。
一、稳定蠕变 这类蠕变曲线的特点是：蠕变开始阶段，变形增加较快，随后逐渐减慢，最后趋于某一稳定的极限值。如图3—1所示。荷载大小不同，这一稳定值也是不同。通常，稳定后的变形量ε比初始值的瞬时变形量εa增大30—40%，由于这种蠕变最终是稳定的，所以，在多数情况下，不可能对工程造成危害。大部分较坚硬的岩体，如砂岩，石灰岩、大理岩、砂质岩等具有这种蠕变性质。 二、不稳定蠕变 这类蠕变的特点是：变形随着时间的延长而不断增长，蠕变不能稳定于某一极限值，而是随时间无限地增长，直到岩体破坏。具有不稳定蠕变特性的岩体，主要是一些软弱岩体，如粘土、砂质粘土、硬质粘土、板岩、靡棱岩、片麻岩以及具有不连续面的岩体等。 一般来讲，软弱岩石的蠕变曲线根据蠕变速度不同，其蠕变过程可分三个阶段。 1．初始蠕变阶段
在此阶段内，初始应变速率最大，随后则逐渐减小，变形速率（）呈逐渐减小的趋势，即变形加速度小于零。ε-t曲线上凸起，如图3—2所示中的AB段。而初始蠕变的后期，岩体尚未产生永久变形，因而岩体仍保持着弹性性能，这时的岩体处于稳定状态不可能产生破坏。 2．等速蠕变阶段： 在此阶段内，应变速率保持不变（），变形的加速度（）等于零。应变与时间近于线性关系，如图3—2中的BC段。这时在岩体中已产生永久变形说明岩体已临近破坏，而C点则为岩体开始破坏的起始点。预板整体失稳，可从这点对应的时间开始。 3．加速蠕变阶段 在此阶段内，应变速率（）迅速增加，变形加速度（>0）大于零，说明呈上升趋势，从而使变形无限发展，造成岩体失稳破坏。当加速度蠕变阶段曲线上某点的切线与横坐标t呈90º角时，此点对应的时间tn即为岩体破坏的时间。
在工程实践中，通过监测有时会出现初始阶段变形速度呈现递减趋势，而在某一时间内变形突然增大，但变形速率仍然逐渐减小，这种现象可能反复多次出现。这是由于某种原因（如地下水增大，岩体出现偏压以及开挖影响等）使岩体变形增大，从总的发展趋势来扑看，变形逐渐趋于稳定。出现险情的情况较小，但是如果变形近于该岩体的允许变形，应及时采取措施，以防患于未然。 一种岩体既可发生稳定蠕变，也可发生不稳定蠕变，其关键取决于作用在岩体上的恒定荷载的大小。显然，由稳定蠕变向不稳定蠕变转化时，其间必然有一个临界荷载或临界应力。小于临界应力时，只产生稳定蠕变，不会导致岩体破坏，大于临界应力时，则产生不稳定蠕变，并随时间的增长，将导致岩体破坏。因此，工程上把这个临界应力称为长期强度，它对设计考虑蠕变影响的岩体工程具有很重要的意义。 三、初期支护后隧道围岩的变形 对于隧道工程，由于工作面开挖后，即在隧道围岩进行了锚杆和喷射砼的支护措施，一般不会出现不稳定变形，为了施工安全，确保工程质量，在施工过程中，不允许隧道围岩发生不稳定变形，在正常情况下，如果喷锚支护及时，隧道围岩的变形是处于稳定状态。
在隧道工程实践中，通过实测，隧道围岩的稳定变形根据围岩变形速率的不同可分为以下三个阶段。 1． 急剧变形阶段 隧道开挖后围岩变形的初始最大，以后逐渐降低，呈下降趋势，变形与时间关系曲线呈下弯型。这一阶段的变形量约为最终变形量的60—70%，这一阶段所延续的时间称为急剧变形期。 2． 缓慢变形阶段 随着变形速率的递减，围岩的变形越来越小，当近于0.1㎜/d时，围岩基本上处于稳定状态，这一阶段所延续的时间称为缓慢变形期。 3． 基本稳定阶段 由于隧道围岩的日趋稳定，变形不再增加而变形速率等于零，，这时隧道围岩基本稳定，这一阶段所经历的时间称为基本稳定期。 华蓥山隧道新奥法施工监测所得原始资料进行处理，经回归分析，统计后得到各类围岩变形三个阶段的时间取值范围列于表3—1。 华蓥山隧道围岩变形的三个阶段时间取值范围 表3—1
第二节 隧道围岩变形的影响因素 隧道内空变形是与多种因素有关的变形，它既有时间效应，又有空间效应，既与隧道所处的位置有关，更与地质、施工、量测技术等条件密切相关，归纳起来，在新奥法监控量测中，影响隧道内空变形的主要因素有以下几个方面。 一、隧道设计 隧道穿过山体的何种地层，并以何种方向与岩层相交，以及隧道埋深等直接影响隧道变形的大小，一般说来，隧道通过软弱岩层，隧道轴线与岩层走向平行、隧道埋深较大、开挖时隧道变形较大。反之，变形较小。另外，隧道本身的断面形状、跨度、高度等对变形也有较大的影响，例中梁山隧道设计成似圆形，开挖时的毛断面宽达12～13m，停车带宽约15m，横部曲线因此显得较平，这些对于隧道围岩稳定性并不十分有利。 二、围岩特性 隧道穿过的围岩越坚硬，其内空变形相对的变形越小，如果所穿过的围岩软弱，那么隧道围岩变形就大。 华蓥山隧道所穿过的围岩，按岩体的物理力学性质、岩体结构类型、地质构造及其自身稳定性等均存在很大差异。其中有些地质存在断层、破碎带、软弱夹层、洞、岩溶裂缝以及地下水等。例如，在同一类型的灰岩中量测发现，在有断层破碎带的围岩内空变形往往比完整性的围岩内空变形高达1倍以上，另外，在地下水丰富的地质也比无水的地方内空变形要大，这充分说明，隧道在不同围岩特征的岩层中通过，其变形是各不相同的，因而必然影响隧道内空变位及隧道的稳定性。 三、施工方法 隧道开挖方式不同，引起隧道围岩的变形也不同，在同一类型的围岩中全断面开挖较半断面开挖其变形相对较小，因为半断面开挖时，在上部测点处将受两次扰动，所以变形较大。因此，施工方法不同必然引起隧道围岩变形的差异。 四、支护类型及支护时间 支护类型及支护时间对隧道内空变形有很大影响，刚性支护较柔性支护可使隧道内空产生较小的变形，但刚性支护上所受的压力较柔性支护所受的压力较大。另外的初期支护的喷射砼较厚，锚杆架设较密，可使隧道内空变形较小，反之则大。隧道开挖后及时进行支护相对而言隧道内空变形较小。如果支护不及时，隧道围岩的自身强度和稳定性未能得到良好的保护，有时会出现岩层断裂及岩块垮落现象，这些必然会对围岩内空变形产生明显的影响。 五、端面效应 隧道开挖后的短时间内，工作面前方的岩体，对隧道起着支撑作用，约束着后方岩体变形的发展，再加上应力滞后于变形的特点，必然出现由于开挖面的向前推进，使其对隧道拱部的变形产生端面效应，其过程可由图3—5加以说明。 q q q O B C F C C1 O B O B P C C1 q q q B C C C1 O O B O B P C C1 （a） (b) (c) 图3—5 端面效应 当开挖壁面C距隧道拱部某一定点B（如测桩）很近，即小于0.2D(D为隧道直径)时，必然形成支撑力F，使刚开挖的拱部岩体得以被支撑而围岩处于平衡状态，相应的变形越小，如图3—5（a），它可简化成为一悬臂梁单元体，其顶部受均布荷载q的作用，在两端约束条件不相同（O端可视为稳定的岩体，C端可看作刚性的约束端），岩体的IE（抗弯刚度）不变时，梁的挠度（隧道顶部的下沉量）与（设为L1）长度密切相关，由于较小，因而岩体在较小的q·(+)作用下，下沉量较小，当开挖面C推进到1D以上时，原来在C处的端面约束被解除，工作面前进至C1点处，故BC1（BC1>BC）增大，荷载q·(+)必然增大，但IE未变。因此，B点下沉量必然增加，且随（工作面的前推进）的增大而增大，即产生空间效应，如图3—5（b）,随着喷射砼的凝固并逐步达到设计强度，在段及段形成了支护抗力P，同时，围岩拱部在一定变形与次生应力的调整过程中达到了新的平衡，形成了承载体。虽然增大了数倍，但因围岩变形已得到了控制，隧道变形不再增大，日趋稳定。 现以中梁山隧道西段实测断面中三个具有代表性的围岩变形U与开挖面距离S的对应数据作分析探讨如图3—6。 图3—6 量测断面至开挖面距离与围岩变形的关系 从图3—6中可以看出，Ⅳ类围岩在1.5D以前，Ⅲ类围岩在2.8D以前，两端面效应有着明显的影响，Ⅱ类围岩则在4D以后端面效应消失，形成空间效应。 从图中可以看出，围岩类别越低，其端面效应影响的范围越大。 六、爆破零动效应 开挖爆破是一种带有强烈冲击与震动作用的工序。围岩在爆破后较短时间内会出现变形不连续性，使变形量呈跳跃性突变，突变强度随时间延长而减小，最终消失。为便于数据正确处理，将施测时间安排在某一工序（现场实测表明最好在装满时间）过程中就可自动消除这种影响，另外还可进一步优化装药结构，最大限度地减轻对围岩爆破震动，现就中梁山隧道Ⅲ类围岩在爆破前后所量测的水平收敛数据所绘曲线如图3—7所示。
A点为起爆前量测的水平收敛法，a点是A测试之后数分钟，约在爆破后17分钟所测得的水平收敛数值。b点是a点之后56分钟的量测法，C点b点之后29分钟的量测值，d点是C点后38分钟的量测值，B点是d点后129分钟的量测值。其中，A、B两点几乎位于正常量测值的u—t曲线上。从其间加测次数所得不同的量测值可以看出，爆破后短时间内围岩的收敛值出现跳跃，先是出现变形增加，随后变形逐渐恢复，甚至出现少量负收敛，以后又以微弱波动趋于平稳。水平收敛敛值法经过A、a、b、c、d、B跳跃波动后，恢复到正常的u—t曲线上的AB。C、e、f、g、D系第二次爆破后所测数据的曲线图。由此可见，爆破的冲击密切作用在短时间内会引起围岩跳跃性变形，这与岩层弱面性质，岩体中弹性势能的贮存与释放，岩块与摩擦及约束受力等条件有关。但时间一长（3～4小时）又趋向正常变形，岩层的弱面，岩体原岩应力及次生应力都会因此而发生变化。并且与结构面的摩擦力大小及受力方向有关，由于此类围岩属中等硬度的块状岩体，结构面平均间距（0.45m）与洞跨度（12.8m）之比δ=0.035，处于0.03≤δ≤0.15之间，这时围岩在开挖爆破前后存在短时间跳跃性位移，但量值不大，省略运去起爆后加测的测量值，从总体上可近似认为围岩变形是平缓的，因此，为了消除这种短时间跳跃造成的数据处理不便，量测时间最好选在离爆破后3个小时以上的间隔为宜。 七、量测温度效应 由于所用收敛计的钢带尺系普通钢材制成，因而具有温度效应，隧道现场量测常用钢尺挂孔水平长度为11～12米，温度相差一度时，其误差值达0.1386～0.1512㎜/℃,而现场收敛量有时仅为几十微米，且温度变化越大，误差也越大，当隧道内实测温度变化在26℃增到11℃（冬季）之间时，而钢尺的长度变化随温度的改变如图3—8所示。 d(mm) +0.90 +0.83 0 10 20 30 t(℃) 11 (a) 26 -1.24 (b) -1.36 图3—8 温度效应对量测值的影响 (a)——为11米钢尺 (b)——为12米钢尺 由图示可知，钢尺长度误差δ与温度ΔT成正比变化，故只要将此误差修正，即可得到标准条件（20℃）下的变形值。该数才具有可比性和处理的价值，因此，收敛量测值u应作如下修正计算。 (3—1) 式中：ut——（20-t）L·α=δ（㎜） u’——实测收敛值（㎜） t——实测温度值（℃） L——实测挂几钢尺长度（㎜） α——钢尺膨胀α=1.26×10-6/℃ 为避免实测中由于钢尺伸缩的不均匀，造成实际误差与理论误差的差别，具体做法是，到量测点后开箱嵌出收敛计，得15分钟后再进行量测可使这一误差获得解决。 八、量测误差 1．量测随机误差 量测过程中，存在着各种偶然因素引起的误差，主要包括读取随机误差，仪器本身的随机误差，量测环境引起的随机误差等。 仪器本身的误差主要是指弹簧式收敛计在弹簧处于平衡状态附近位置时，由于内部构件与弹簧组件产生磨擦阻力使平衡点不与上次量测时的平衡点完全重合而造成的随机误差，这是仪器本身结构所致，可通过改进仪器内部的“动件”与“静件”的接触方式及润滑条件来进一步减小。 量测环境主要指空气液流动速度，由于钢尺有10㎜左右的宽度，洞内日常通风进有一定风速，会引起钢尺弯曲和振动，当空气流速发生变化时，也会使钢尺弯曲程度出现差别，对该数会产生明显影响，因而，只有通过避开或减弱风速来加双解决。除此之外，重复量测多次取连续测量数据相似的一组作为该取值，并取平均值可减小随机误差。 2．系统误差 KM—1型收敛计系螺旋测微计式仪器，使用日久后，螺纹间隙增大，会出现一事实上的系统误差。因此，除了尽量保持钢尺拉力平衡点外，量测者的操作技术和经验起很大作用，常常需要均衡平缓地用力，均匀振动，并向同一方向旋转误取量测值，此外，在测试一段时间后用标准重锤并转动调节螺钉，可较正弹簧张力。 第三节 变形速率 从分析、判断围岩稳定性及支护系统的可靠性出发，采用新奥法的隧道施工不仅关心围岩的变形量U，更关心变形速率的大小，前者是用变形值的大小，最终变形量来反映围岩变形特性及稳定状态。而后者则是从一定时间内发生的变形量来相对比较围岩变形的发展趋势，若变形速率超过该类围碉通常的极限变形速率值，则预示着围岩即将出现失稳破坏，急需采取加强支护的措施以阻止隧道围岩的过大变形而造成自身强度降低和承载能力的下降。所以，变形速率对隧道工程新奥法施工至关重要。由于变形速率是变形与时间的关系，故需对量测时间加以精确计算。 一、量测间隔时间的计算 为了使变形收敛量测值与相应的量测时刻准确对应，以适应现场条件及量测具体情况的变化，也便于计算机输入，量测时间间隔以天为单位，在实际量测中不足或超出的小时及分钟，全部折算成净天数，以利与相应的围岩收敛值准确对应。每次量测时均记录下其准确的量测值及与其对应的小时及分钟数，以便计算变形速率。而量测间隔时间按量测时读取准确时刻用下式计算： （3—2） （3—3） 式中：Δti——第i次量测与第i-1次量测的时间间隔 hi——第i次量测的钟点小时数（小时） hi-1——第i-1次量测的钟点小时数（小时） mi——第i次量测的钟点分钟数（分） mi-1——第i-1次量测的钟点分钟数（分） 1440——每天折算出的分钟数（分） D——第i次与第i-1次量测的间隔天数（天） Tn——第1次到第n次量测的累计时间（天） 二、变形速率的特征 变形速率（亦称变位速率、收敛速率或位移速率），从不同的角度出发，采用不同的手段，变形速率有以下三种计算方法。 （1）用本次收敛量测值减去上次收敛量测值所得之差，再除以这两次量测时所经力的时间，即为此间收敛速率，即： （3—4） 式中：Ui——第i次量测所得收敛速率（㎜/d） Ui——本次量测所得总收敛值（㎜） Ui-1——上一次量测所得总收敛值（㎜） ΔTi——本次与上一次量测时刻的之间所经历的时间差（d） 采用此法的特点是：能及时反映当天（即两次量测之间）所发生的变形速率，量值反映灵敏，信息反馈迅速，且不受其它量测值的干扰，对预报险情有一定的作用，但由于量测值存在偶然误差，变形速率时间曲线波动幅度较大，因而此法的某些测算值存在偏差，所以用它来表示变形速率的发展趋势显然是不确切的。 （2）用实测量测所得的各组数据作回归计算，求得残差平方和最小的一条曲线方程，即利用最小二乘原理求其最佳拟合曲线，用此方程再反算各量测值时刻对应的累计收敛值，从而计算出某一时间间隔内围岩的变形速率值。 （3—5） 式中：Ui’——第i次量测所得回归计算速率（㎜/d） Ui’—U’i-1——第i次、第i-1次量测时回归计算累计收敛值 Ti、Ti-1——第i次、第i-1次量测时的时间 这种计算法测量对各量测散点进行拟合，用一条能反映绝大多数量测值真实情况的曲线代替了原有的离散跳跃点，具有连续、平滑的特征，因此，用回归方程反算某一小段时间内的平均速率比实测计算的平均速率更具有总体趋势和代表意义，偶然误差被“均衡”，因而更能体现宏观规律的整体发展过程。但由于此回归分析需要在较多的数据基础上进行，因而，即时性不强。此外，也因回归运算并不照顾个别特殊远离点，因而围岩收敛若真有特殊变化，此种方法不能明显地反映出来，但从总体上看，此法是在对前一方法中各数据的拟合结果，所得数据也必然是其真实反映。由量测所得数据进行曲线拟合所得回归方程的表达式有以下几种形式。 （1）指数函数 （3—6） （2）对数函数 （3—7） （3）双曲函数 （3—8） 式中：A、B——回归常数 t——初误散后的时间（d） 综上所述，三种变形速率计算法各有特点，其中方法（1）因反映最直接、真实、迅速，很适合短时间监测判断，一般只需2—4天的实测数据即可判定，因而最实用，评价结论是可靠的。方法（2）与方法（3）由于回旧拟合结果具有整体归纳性，因而需在获得足够数据后（一般2—3个月的实测数据）才能对以前的观测结果作出总体评价，它对远期最终变形量预计是有效的。另外，方法（1）存在量测偶然误差，不可凭某一次量测值下定论，方法（2）是回归收敛值的短时平均计算速率，方法（3）则是瞬时速率计算值，这两者需较长的时间和较多的数据才能作出评价和预计。其低于围岩稳定限值（0.1㎜/d）所需时间比方法（1）稍短。 三、变形速率的变化率—隧道围岩变形的二阶导数（变形加速度） 围岩变形状态及其发展趋势，除研究其急收敛值，收敛速率外，还可通过考察其收敛加速度来判断其稳定性或危险性。隧道围岩变形速率的变化率，即（变形加速度）一般有以下三种情况： 1．变形加速小于零（<0） 当变形另速度小于零时，说明隧道围岩变形，随着时间的增加，变形处于越变越小的状况，对应的变形速率也在逐步减小。这预示着隧道围岩逐渐趋于稳定。从岩体的流变特性看，处于稳定蠕变阶段。 2．变形加速度等于零（=0） 岩变形加速度等于零时，说明隧道围岩变形为一恒定值，其对应的变形速率也保持某一数值进行恒速变形（除零位移）。这表明围岩的变形，并未日趋减小，而是在单位时间内以等值的变形持续增加，它预示着围岩处于临界状况，隧道围岩有可能失稳。 3．变形加速度大于零（>0） 当变形加速度大于零时，说明隧道围岩变形在逐步增大，其变形速率不断加快，这往往表示围岩很快将出现破坏和垮塌，隧道围岩处于危险状态，必须及时采取措施进行特殊支护或用其它措施加固围岩，这时围岩处于加速蠕变阶段。如不立即采取措施，加固围岩，隧道围岩会垮落破坏。 通过以上分析研究，说明围岩变形的变化率（即的值）也可以判断隧道围岩的稳定性与破坏情况，因此，围岩变形变化率，同样具有实际的工程价值。 现就中梁山隧道D—5H量测断面量测值的变形加速度结合施工情况具体分析探讨。图3—9为该断面量测值的变形加速度——时间曲线图，表3—1为其对应的测算值表。 从曲线图及表中对应的数值可以看出，量测开始围岩变形加速度值为正，且数值最大。第三次量测计算值仍为正，但数值比第一次小些，这说明这两次量测期间速度变化较大，为变形速率增长阶段，而第二次至第三次量测期间也是变形速率增长阶段。但因数值较小，因而变形速率增长率不如前者大，这与变形速率值所反映的特点是一致的，第四次量测计算值出现了负加速度，且绝对值较大，说明变形速率为负增加，即变形速率减小，这一时间恰好对应着开挖爆破后不久，围岩应力调整及初期变形明显的现象，随着初期支护的凝固和所起支撑作用，围岩的变形开始变化，而第六次量测出现的变形加速度为正，且数值稍大，这正对应着变形速度增大的波动状态，由于进行了补喷砼，再往后加速度多为负值，表明围岩变形趋于收敛。从相应的变形速率来看，也是逐步减小。其中个别点的负加速度值还比较大，正好对应着围岩变形速率为负，围岩变形扩张的情况。第十三至第十五次间加速度变正，且数值增大，这时的现场情况对应着开挖爆破作用使端面的约束进一步解除，并且震动所产生的围岩应力与应变也发生了进一步的变化，随着锚杆发挥了支护作用，以后的变形加速度几乎都为负值，且绝对值逐渐趋于零，少数正加速度变形在数值上也是很小的，因此，这段时期的围岩可认为是基本稳定的。是施作二次衬砌的良好时机。 图3—9 变形加速度——时间曲线 中梁山隧道D—5H量测断面量测值计算值 表3—2
第四章 新奥法量测 第一节 量测项目及其分类 一、量测在新奥法设计施工中的意义和作用 自从新奥法技术问世以来，隧道和地下工程的设计与施工技术已有较大的进展。新奥法构筑隧道的特点是，借助现场量测对隧道围岩进行动态监测，并据以指导隧道的开挖作业和支护结构的设计与施工。在新奥法支护结构的设计问题上，许多学者曾寻求过数解法。1978年以来也发表了许多数解法的文章。但是，由于岩石的生成条件和地质作用的复杂性，岩石的产状和结构也非常复杂，并且在隧道构筑过程中，由于开挖方法、支护方法、支护时机、支护结构刚度等对围岩稳定性都有影响。所以，寻求能正确反映岩体状态的物理力学模型非常困难。因此，用数解法所得到的成果至今还不能作为新奥法设计的依据。 目前，新奥法的设计工作是在其理论基础的指导下，参考已建工程的设计参数进行初选设计后，再通过施工过程对围岩的量测分析来完善设计。因此，量测工作是监视设计、施工是否正确的眼睛，是监视围岩是否安全稳定的手段，它始终伴随着施工的全过程。是新奥法构筑隧道非常重要的一环。实践证明，利用工程类比法和量测手段获得有关参数进行设计是可以收到满意的效果的。 例如，在慕尼黑地铁设计中，应用数解法得出的喷射砼厚度应为30cm，但根据工程类比经验判断，有15cm厚就够了。后来在实际施工中的量测结果表明，喷砼有15cm厚足够了，所以量测工作也是新奥法设计工作的组成部分。 新奥法量测工作的作用（或目的）为： 1．掌握围岩动态和支护结构的工作状态，利用量测结构修改设计，指导施工。 2．预见事故和险情，以便及时采取措施，防患于未然。 3．积累资料，为以后的新奥法设计提供类比依据。 4．为确定隧道安全提供可靠的信息。 5．量测数据经分析处理与必要的计算和判断后，进行预测和反馈，以保证施工安全和隧道稳定。 二、量测项目及其分类 隧道施工的监测旨在收集可反映施工过程中围岩动态的信息，据以判定隧道围岩的稳定状态，以及所定支护结构参数和施工的合理性。因此量测项目可分为必测项目和选测项目两大类。 1．必测项目 必测项目是必须进行的常规量测项目，是为了在设计施工中确保围岩稳定、判断支护结构工作状态、指导设计施工的经常性量测。这类量测通常测试方法简单、费用少、可靠性高，但对监视围岩稳定，指导设计施工却有巨大的作用。必测项目是新奥法量测的重点：主要包括： （1）隧道内目测观察 （2）隧道内空变位量测 （3）拱顶下沉量测 （4）锚杆拉拔力量测 2．选测项目 选测项目是对一些有特殊意义和具有代表性的区段进行补充测试，以求更深入地了解围岩的松动范围和稳定状态以及喷锚支护的效果，为未开挖区段的设计与施工积累现场资料。这类量测项目测试较为麻烦，量测项目较多，费用较高，因此，除了有特殊量测任务的地段外，一般根据需要选择其中一些必要的项目进行量测。 必须指出在各类围岩中，不论是单线或是双线隧道，深埋或者是浅埋，地质和支护状况观察均列为必测项目。实践证明，开挖工作面的工程地质与水文地质观察和描述，对于判断围岩稳定性和预测开挖面前方的地质条件是相当重要的，开挖面附近初期支护状态的观察和裂缝描述，对判断围岩的稳定性和支护参数的检验也是不可缺少的。在I、II、III、IV类围岩中，也不论是单线或是双线隧道，深埋还是浅埋，隧道周边位移和拱顶下沉的量测也是主要的必测项目。此外，锚杆或锚索内力及抗拔力，也是隧道新奥法施工监测的必测项目。 在隧道新奥法施工的测试中，隧道周边位移、拱顶下沉和锚杆抗拔力试验是最有意义和最常用的项目。它具有稳定可靠、简便经济等特点。量测结果可直接指导施工，验证设计、评价围岩和初期支护的稳定性。由于周边位移和拱顶下沉量测以及锚杆抗拔力试验较其它量测项目实用，并便于推广应用，因此将这三项测试项目均列为必测项目。 I~III类围岩为软弱破碎岩层，其稳定性差，如果覆盖岩厚度很薄，于是在隧道开挖时地表会产生下沉，为了判定开挖对地面的影响程度和范围，因此需要进行地表下沉量测。 关于量测仪表，设备以及有关工具的选择，将在各量测项目中介绍。 第二节 隧道内目测观察 在地下工程中，开挖前的地质勘探工作很难提供非常准确的地质资料，所以，在施工过程中对前进的开挖工作面附近围岩的岩石性质、状态进行目测。对开挖后动态进行目测，对被覆后围岩动态进行目测，在新奥法量测项目中占有很重要的地位。 一、观察目的 细致的目测观察，对于监视围岩稳定性是既省事而作用又很大的监测方法，它可以获得与围岩稳定状态有关的直观信息，应当予以足够的重视。所以目测观察是新奥法量测中的必测项目。因此隧道目测观察的目的是： 1．预测开挖面前方的地质条件 2．为判断围岩、隧道的稳定性提供地质依据 3．根据喷层表面状态及锚杆的工作状态，分析支护结构的可靠程度 二、目测观察内容 1．开挖后没有支护的围岩的目测，主要是了解开挖工作面的工程地质和水文地质条件。 （1）岩质种类和分布状态，境界面位置的状态； （2）岩性特征：岩石的颜色、成分、结构、构造； （3）地层时代归属及产状； （4）节理性质、组数、间距、规模、节理裂隙的发育程度和方向性，断面状态特征，充填物的类型和产状等； （5）断层的性质、产状、破碎带宽度、特征； （6）地下水类型，涌水量大小、涌水位置、涌水压力、水的化学成分，湿度等； （7）开挖工作面的稳定状态，顶板有无剥落现象。 将目测观察到的有关情况和现象，应详细记录并需绘制以下图册： （1）绘制隧道开挖工作面及两帮素描剖面图。 要求每个监测断面绘制剖面图1张 （2）剖面图位置及间距 一般情况下剖面图的间距应随类型、构造、水文地质条件不同而异。 II类围岩剖面素描图间距为10m III类围岩剖面素描图间距为20m IV类围岩剖面素描图间距为40m V类围岩剖面素描图间距为50~100m （3）现场绘出草图，室内清绘成正规图件，装订成册。 2．开挖后已支护段的目测内容 （1）初期支护完成后对喷层表面的观察以及裂缝状况的描述和记录。 （2）有无锚杆被拉脱或垫板陷入围岩内部的现象。 （3）喷砼是否产生裂隙或剥离，要特别注意喷砼是否发生剪切破坏。 （4）有无锚杆和喷砼施工质量问题。 （5）钢拱架有无被压屈现象。 （6）是否有底鼓现象。 观察中，如果发现异常现象、要详细记录发现时间、距开挖工作面的距离以及附近测点的各项量测数据。 3．观察时间： 每次隧道开挖工作面爆破后立即进行观察情况及有关现象，接要求及时记录整理。 三、目测观察中围岩的破坏形态分析 1．危险性不大的破坏 构筑仰拱后，在拱肩部出现的剪切破坏，一般都进展缓慢，危险性不大，特别是当拱肩部的剪切破坏面上有锚杆穿过时，因锚杆的抵抗作用，更不会发生急剧破坏。 2．危险性较大的破坏 在没有构筑仰拱的情况下，当隧道内空变位速度收敛很慢且内空变位量很大时，拱顶喷砼因受弯曲压缩而产生的裂隙常常进展急骤，时常伴有砼碎片飞散，是一种危险性较大的破坏。 3．塌方征兆的破坏 拱顶喷砼层出现对称的，可能向下滑落的剪切破坏的现象时，或侧墙发生向内侧滑动的剪切破坏，并伴有底鼓现象时，这两种情况都会引起塌方事故的破坏形态。 四、利用目测结果修改设计、指导施工 1．开挖后目测到的地质情况与开挖前勘测结果有很大不同时，则应根据目测的情况重新修改设计方案。 变更后的围岩类列，地下水情况以及围岩稳定性状态等，由设计单位和监理组确认，报主管部门审批后，对原设计进行修改，以便选择可行的施工方法与合理地调整有关设计参数。 2．当发现开挖工作面自稳时间少于1小时的情况时，则可采取下列措施。 （1）采用环形切割法进行研究，先使核心部残留、支护后再开挖核心部 （2）采用分块开挖法 （3）对开挖工作面前方拱顶用斜锚杆支护后再开挖 （4）对开挖工作面做喷砼防护后再开挖 （5）用水平朝前木锚杆或玻璃纤维束锚杆对开挖工作面加固后再开挖 （6）对围岩进行注浆加固后再开挖 3．开挖后没有支护前，发现顶板剥落现象时，可采用下列措施 （1）开挖后尽快施作喷砼层，缩短掘进作业时间 （2）对开挖工作面前方拱顶用斜锚杆进行预支护后再开挖 （3）缩短一次掘进长度 （4）采用分块开挖法 （5）增加钢拱架加强支护 （6）对围岩进行注浆加固后再开挖 4．开挖工作面有涌水时，可根据涌水量大小，由小到大依次选取下列措施中的一项或几项 （1）增加喷砼中的速凝剂含量，加快凝结速度 （2）使用编织金属网改善喷砼的附着条件 （3）对岩面进行排水处理 （4）设置防水层 （5）打排水孔或设排水导坑 （6）对围岩进行注浆加固。 5．发现有锚杆拉断或垫板陷入围岩壁面内的情况时，可采取下列措施。 （1）加大锚杆长度 （2）使用弹簧垫圈的垫板 （3）使用高强度锚杆 6．发现有喷砼与岩面粘结不好的悬空现象时，可采取下列措施 （1）开挖后尽早进行喷砼作业 （2）在喷砼层中加设编织金属网 （3）增加喷砼层厚度 （4）增长锚杆或增加锚杆数量 7．发现钢拱架有压屈现象时，可采取下列措施 （1）适当放松钢拱架的连接螺栓 （2）使用可缩性U型钢拱架 （3）喷砼层留出伸宿缝 （4）加大锚杆长度 8．发现喷砼层有剪切破坏时，可采取下列措施 （1）在喷砼层增设金属网 （2）施作喷砼时留出伸缩缝 （3）增加锚杆长度 （4）使用钢拱架或U型可缩性钢拱架 9．发现有底鼓现象或侧墙向内滑移现象时，可采取下列措施 （1）尽快施作喷砼仰拱，使断面尽早闭合 （2）在仰拱部打设锚杆 （3）原设计方案采用全断面开挖时，可用台阶法开挖，原设计方案采用长台阶或短台阶开挖时，可缩短台阶长度或改用小台阶法开挖，以缩短支护结构形成闭合断面的时间。 上述这些根据目测结果修改设计的措施，可以根据破坏现象程度的不同，单独采用一项或同时采用几项，在确定采用某项措施时，有时还需参考一些其它量测结果，特别是参考内空变位量测结果进行综合分析后再做决定，新发现的破坏现象，必须排除因施工质量不合要求所导致的结果，否则，难以对破坏现象作出正确的判断。 第三节 隧道收敛位移量测 隧道新奥法施工，比较强调研究围岩变形，因为岩体变形是其应力形态变化的最直观反映，对于地下空间的稳定能提供可靠的信息，也比较容易测得。 围岩的变形特征，除了可以进行围岩稳定性评价和支护结构的设计外，由于它本身包含了岩性和岩体应力等信息，所以也是对隧道围岩进行分类的重要依据。 围岩位移有绝对位移与相对位移之分。绝对位移是指隧道围岩或隧道顶底板及侧端某一部位的实际移动值。其测量方法是在距实测点较远的地方设置一基点（该点坐标已知，且不再产生移动），然后定期用经纬仪和水准仪自基点向实测点进行量测，根据前后两次观测所得的标高及方位变化，即可确定隧道围岩的绝对位移量。但是，绝对位移量测需要花费较长的时间，并受现场施工条件限制，除非必需，一般不进行绝对位移的量测。同时，在一般情况下并不需要获得绝对位移，只需及时了解围岩相对位移的变化，即可满足要求，相应地采取某些技术措施，便能确保生产安全。因此现场测试多测量相对位移。 隧道围岩周边各点趋向隧道中心的变形称为收敛，所谓隧道收敛位移量测主要是指对隧道壁面两点间水平距离的变形量的量测，拱顶下沉以及底板隆起位移量的量测等。它是判断围岩动态的最主要的量测项目，特别是当围岩为垂直岩层时，内空收敛位移量测更具有非常重要的意义，这项量测设备简单、操作方便，对围岩动态监测所起的作用都很大，在各个项目量测中，如果能找出内空收敛位移与其它量测项目之间物规律性时，还可省掉一些其它项目的量测。 一、内空收敛位移量测目的 1．周边位移是隧道围岩应力状态变化的最直观反映，量测周边位移可为判断隧道空间的稳定性提供可靠的信息。 2．根据变位速度判断隧道围岩的稳定程度为二次衬砌提供合理的支护时机。 3．指导现场设计与施工 二、量测设备的选择 量测隧道内空收敛的仪器多采用收敛计，目前国内外生产的收敛计种类很多，应当根据隧道跨度的不同和各隧道所要求的量测精度的不同来选择，目前多采用KM-1空收敛计，它是一种能量测两点间距离或距离变化的仪器，具有重量轻，体积小，精度高，性能稳定等优点，其结构主要由连接、测力、测距三部分组成，其外形如图4-1所示。主要构件组成有： 1．微轴承连接转向器 图4-1 KM-1型收敛计 1——微轴承连接转向器；2——测力弹簧外导套；3——带孔钢带尺 微轴承连接转向器用来连接圆柱形测点并起转向作用。该收敛计左右两个连接转向器都由相互垂直的微轴承组合构成，它可实现空间任意方向转向。 2．测力弹簧 测力弹簧是用来标定钢带尺张力和装置。测力弹簧密封在外导套与内导管之中，两者用不锈钢制成，这样既保证了弹簧不受损伤、腐蚀，也保证了弹簧不发生横向弯曲，从而拉高了弹簧测力精度。 保证了每次量测时钢带尺恒定同一个拉力，减少了仪器总误差。 3．测距装置 测距装置由钢带尺与螺旋测微器组成，钢带尺上每隔20mm有一定位孔，螺旋测微器测小于20mm距离，螺旋测微器最小读数为0.01mm。每次测量时两者该数之和即为两点间距离。螺旋测微器还兼有调整钢带尺张力的作用。量测时收敛计悬挂于两个测点之间旋进螺旋测微器时钢带尺张力即可增加，直至增加到规定的张力值时停止旋进螺旋测微器。 三、KM-1型收敛计使用方法 为了使KM-1型收敛计量测时准确、可靠、确保量测精度，使用时必须按照以下方法进行量测。 1．悬挂仪器，调正张力 量测前先估计出两点间大致距离，将钢带尺固定在所需的长度上（拉出钢带尺，将定位孔固定在钢尺定位销内）将螺旋测微器旋到最大读数位置上（25mm处）。将收敛计两端的微轴承连接器分别套在待测的两个圆柱形测点内，一只手托住收敛计，另一只手旋进测微器，使钢带尺渐渐处于张紧状态。此时测力弹簧被压缩，测力弹簧导杆逐渐被拉出，当测力弹簧导杆上拉力刻度线与导套上窗口处刻度线重合时，两手离开收敛计，并使收敛计轻轻上下振动，振动停止时观察刻度线是否重合。若不重合，重复上述调整，直至仪器处于悬垂状态下两条刻度线重合时为止。此时表明张紧力已调整（10m量程收敛计张紧力为5kg，15~20m量程收敛计张紧力为6kg，30m量程收敛计张紧力为7kg）。 2．读数 定位销处钢带尺读数称长度首数，螺旋测微器读数称长度尾数，首数与尾数之和即为两点间距离。 3．收敛值 收敛值是指已知两测点间在某一时间段内距离的改变量。令t1时刻观察值为R1，t2时刻观测值为R2，则收敛值Du=R1–R2，此值除以时间差Dt=t2–t1，即为收敛速度，必须指出，前后两次观测时的量测方法相同，即收敛计悬挂方向相同，钢带尺张紧力调整过程相同，这样可以消除仪器悬挂，调整张力等系统读数，以利提高量测精度。 由于KM-1型收敛计其微读数是随隧道内空的缩小而减小。所以计算第i项与上一项量测的收敛差值为
第n次量测的总收敛值为 4．钢带尺刻度误差消除 任何类型收敛计的钢带尺定位孔位都有误差，称为刻度误差，刻度误差是不可避免的，但可通过量测方法将其消除而不影响量测结果的精度，一般有以下两种情况。 （1）换孔前后均能读数 钢带尺定位孔间距为20mm，螺旋测微器量程为25mm，当测微器读数值小于5mm时，钢带尺需要换孔量测，换孔前量测一次，令测微器读数为，旋转测微器至25mm，钢带尺换孔，换孔后再测一次，令测微器读数为，则孔位读数m（DA为钢带尺定位孔间距DA=20mm）。 孔位误差求出后对换孔观测值进行改正，即可求得正确的观测值。 例：换孔前测微器读数，然后旋转测微器到25mm，钢尺进行换孔，调整张紧力进行第二次读数，得测微器读数，则孔位误差
改正后正确读数为23.85–0.21=23.64mm 从该例可以说明换孔前测微管数加上20mm可直接作为换孔后测微器读数，这一规律可方便观测者消除了孔位误差。 （2）换孔前不能读数 当量测间隔时间内出现较大变形，换孔前不能读取数值，则应按下式计算收敛法，（K为换几个数）。 例：第i–1次的微读数为5.04mm(小于5mm),下次量测时需钢带尺换孔，由于变形大换孔前读不出微读数，换孔后第I次量测的微读数Ri为19.55mm。因而其收敛值
5．测值温度修正 由于钢尺受温度变化的影响会产生热胀冷缩，而每次观测环境温度不尽相同，而要对观测值进行温度修正，以消除变温引起的误差。一般以20℃为标准，其修正值应为
式中：Rit——第I次量测的真实读数（mm） Ri——第i次量测的实测读数（mm） Rt——因温度变化的读数的变化值（mm） Li——第i次量测时的钢尺挂孔长度 α——钢尺线膨胀系数α=12.6×10–6/℃ 四、监测断面的设置 监测断面必须尽量靠近开挖工作面，但太近会造成开挖爆下的碎石砸坏测桩，太远又会漏掉该量测断面开挖后的变位值，根据《公格隧道施工技术规范》第9.2.5条规定，测点应距开挖面2m的范围内尽快安设，并应保证爆破后24h内或下一次爆破前测读初次读数。 监测断面沿隧道纵向设置的间隔，根据岩性不同与围岩类别的差异，《铁路隧道新奥法指南》提出按以下要求布置各类围岩监测断面的间距。 II类围岩 5~10m III类围岩 10~20m IV类围岩 20~50m V类围岩 20~100m 从以上可以看出围岩类别越低，监测断面布置的越密。《公路隧道施工技术规范》根据日本《新奥法设计施工细则》提出按表4—1要求布置。 净空位移，拱顶下沉测点间距（单位：m） 表4—1
注：B为隧道开挖宽度。 五、测桩埋设与测线布置 当采用全断面开挖时，在一般地段每个监测断面通常埋设测桩1#、2#、3#、4#、5#共5个，布置A、B、C、D共4条测线，如图4-2所示。 若为半断面开挖，可先埋设1#、2#、3#测桩，对A、B、C3条测线进行量测，当下台阶开挖到达相应的监测断面位置时，再埋设4#、5#测桩，对下部D线进行量测。 在特殊地段，根据具体情况，可另增设测线。 对埋设测桩的要求： 1．1#、2#、3#、4#及5#测桩应埋设在同一垂直平面内。 2．1#和2#及4#和5#测桩分别在同一水平线上，3#测桩应埋设在拱顶中央。 3．1#、2#测桩应埋设在起拱线附近，4#、5#测桩应放在施工底面上1.5m左右。 六、量测频度 根据围岩变形规律，变形量在开挖后初期变形大，以后逐渐变缓，最后趋于稳定，根据《公路隧道施工技术规范》第9.2.1条规定量测频度为 开挖 1~15天 1~2次/天 16~30天 1次/2天 31~90天 1次/周 91~120天 1次/2周 120天以上 1次/月 另外，《公路隧道施工技术规范》第9.2.6条规定，净空变位量测和拱顶下沉量测的测试频度主要根据位移速度及离工作面的距离而定，如表4—2所示。 净空位移和拱顶下沉的量测频度 表4—2
注：B为隧道开挖频度 由位移速度决定的量测频度和由距开挖面的距离决定的量测频度之中，原则上采用频度高的，当位移倾向一定时，并可以采用表4—2的数据。 由于测线和测点的不同，位移速度也不同，因此应以产生最大位移速度来决定量测频度。 在塑性流变岩体中，位移长期（开挖后两个月以上）不能收敛时，量测要继续到每月为1mm为止。 七、拱顶下沉量 拱顶下沉量的大小，根据测线A、B、C的实测值并利用三角形面积公式换算求得，如图4-3所示。 即拱顶下沉量 (4-1) (4-2) (4-3) 式中：a、b、c——为前次量测A线、B线、C线所得的实测值 、、——为后次量测A线、B线、C线所得的实测值 现场监控量测报告单，如表4-3所示，量测组人员在现场量测时逐项一一认真填写，并对有关量测数据及时进行处理。将分析结果与发现的问题，速送现场施工单位与监理组，以便用反馈的信息指导施工，修改设计。 至于有关数据处理有关问题将在第五章中论述。
隧道现场监控量测报告单 表4-3 项目名称： 合同号： 承包单位： 监理单位： 编 号： 净空收敛量测记录表
量测者： 总工程师： 监理工程师： 日期： 记录者： 第五章 量测数据处理与应用 第一节 量测数据的处理 一、 数据处理的目的 由于现场量测所得的原始数据具有一定的离散性，它包含着偶然误差的影响，所以不经过数学处理是难以利用的，例如要了解某一时刻某点的位移速率，简单地将相邻两时刻测得的数据相减后除以两时刻的时间间隔内行为位移变化速率显然是不妥的，是不确切的。正确的做法是对所的数据进行回归分析，即为曲线u=f(t)对时间—位移散点图进行拟合，然后进行回归分析，然后计算时刻t的函数一阶导数值，即为该时刻位移速率，为此量测数据处理的目的是： 1． 监视围岩变形或应力状态随时间的变化情况，对最终位移值及变形速率的变化进行预测预报。 2． 探求围岩变形或应力状态的空间分布规律，了解围岩稳定性的特征，以示合理地设计支护系统。 3． 将各种量测数据相互印证，以确认量测结果的可靠性。 二、 量测数据的散点图和曲线 由于隧道工程地质条件和施工工序的复杂性以及具体量测环境的不同，开挖导致隧道围岩的变形并不是单调的增加，因受地质因素和施工工艺的影响，在某一时刻某一地段围岩变形有可能出现扩张的现象，因此，围岩变形随时间的变化，在初始阶段呈波动的，然后逐渐趋于稳定。在量测数据整理中，可选用位移——时间曲线的散点图。 现场量测所得的数据（包括量测日期、时刻、隧道内温度、同一测线的三次重复量测微读数及钢尺孔位读数等）应及时绘制位移——时间曲线（或散点图）图。图中纵坐标表示变形量，横坐标表示时间。在图中应注明量测时工作面施工工序和开挖工作面距量测断面的距离，以便分析施工工序、时间、空间效应与量测数据间的关系。 三、 围岩变形——时间关系曲线 现场实测数据，必须经过计算求得量测时间间隔、累计量测时间、隧道水平收敛差值、累计收敛差值、当日收敛速率、平均收敛速率、拱顶下沉差值、累计拱顶下沉值、当日拱顶下沉速率、平均拱顶下沉速率、量测断面至开挖面距离等。在此基础上，绘出量测断面测线的收敛差值及累计收敛差值与时间关系曲线，当日收敛速率及平均收敛速率与时间的关系曲线，拱顶下沉差值及累计拱顶下沉值与时间关系曲线，当日拱顶下沉速率及平均速率与时间关系曲线等。 从维护隧道围岩的稳定性和支护系统的可靠性出发，现场工程技术人员最关心的是围岩变形是否侵入隧道设计断面的限界，是否对施工人员的安全构成威胁，根据数据处理后围岩变形——时间曲线，找出不同时刻围岩的变形量以及围岩变形的发展趋势，进而预估围岩的最大变形量，用以同变形临界值相比较，以便判断隧道围岩变形是否在允许范围，同时对变形速率及变形速率的变化率进行探讨，据此来判断隧道围岩的稳定性和支护结构的可靠性。 有关围岩变形速率与变形速率的变化已在第三章第三节中介绍，故不再赘述。 四、 量测数据的回归分析 由于偶然误差的影响使量测数据具有离散性，根据实测数据绘制的变形随时间而变化的散点图出现上下波动，很不规则，难以据此进行分析，必须应用数学方法对量测所得的净空收敛数据进行回归分析，找出隧道围岩变形随时间变化的规律。以便为修改设计与指导施工提供科学依据。 现介绍几种回归函数。 设有一组数据 1．以作为回归函数 寻求a,b回归系数值，使 显然有 （5-1） （5-2） 回归系数a,b可按下式计算 （5-3） （5-4） 式中 回归精度 (5-5） 若变量初始值为零，即x=0时y=0，则可选y=bx作为回归函数，故 （5-6） 令 求得回归系数 （5-7） 一般说来，用收敛计测得的隧道某一基线上的净空变形值，不太可能随时间显线性规律，在这种情况下，不能选用线性函数y=a+bx及y=bx来作加归函数。应选用非线性函数作为回归函数进行回归分析。 2．选用对数作为回归函数 选用非线性函数作为回归函数的情况下，怎样进行回归计算，具体的做法是将回归函数表达式进行某种数学变换，引入辅助变量后化为线性表达式，然后再以线性回归计算法进行计算。 （5-8） 引入辅助变量
则 （5-9） 按线性回归计算公式求回归系数A （5-10） 对于软弱围岩隧道开挖后的初期变形，采用（5-8）式进行回归分析可取得较高的回归精度。 该对数函数的变形速率表达式为 （5-11） 当引入临界变形速度vh来作为围岩基本稳定的判据 则 （5-12） 故 （5-13） （5-13）式可用于预估隧道围岩趋于稳定状态所需的时间。 由于（5-8）式对数函数随时间t的增大而发散，因此采用该函数进行回归分析时不能用于预估围岩变形的最终值。 3．选用指数函数进行回归分析 表达式为 （5-14） 引入辅助变量,于是上式可化为 （5-15） 式中 按线性回归计算方法求得，最终求得回归系数 利用该指数表达式可以预估隧道围岩最终变形量的大小，即当 时。 但该指数函数图象有拐点存在，如图5-1所示，显然使曲线形态与实测数据变化规律不符。 不难证明拐点出现在处，若B很小，则可认为拐点的影响不大。根据对某些隧道量测数据的分析，用该函数作回归分析有时能取得较好的结果。 4．选用双曲线函数进行回归分析 其函数表达式为 （5-16） 又 （5-17） 令，代入（5-17）式得 y=Ax+B （5-18） 当时，则可预估隧道最终位移量 即。 以上介绍的几种函数都可以用引进辅助变量的办法化为表达式，从而很能方便地进行回归计算。由于上述函数存在的某些特性，在有些场合下用以作为围岩变形量测数据的回归函数是有欠缺的。 现根据优化法的基本原理，介绍一种适用于一般非线性函数回归分析的最小二乘迭代法。 5．选择的回归函数记为 式中为回归系数 设分别为上述回归系数的近似值，并令 引入偏导数记号 将回归函数展为台劳级数，取线性项 最小二乘目标函数 令 则对所有的k=1~m均可写出 引入记号 （5-19） 上式可写成 （5-20） 即得线性方程组 （5-21） 解此方程组可得回归系数增量。 解题步骤： （1） 选取回归系数的初始值（根据经验或任选）； （2） 按（5-19）式求算系数akj及ck； （3） 解线性方程组（5-20）得δ1，δ2，…，δm； （4） b1+δ1，b2+δ2，…，bm+δm就是回归系数的第一次近似值； （5） 得第一次近似值作为新的初始值，重复前述步骤，直至{δ}足够小为止。 采用上述方法进行回归计算时，回归系数初始值的选取至关重要，如果初始值选取不当，往往收敛很慢或者发散。 为了克服这一不足，可以采用适当加大（5-21）式系数矩阵[A]中的对角线元素的办法来改善其形态，即用 [A]+d[I] 来代替[A]作为线性方程组的系数矩阵。 式中[I]——单位矩阵； d——称为阻尼因子，d≥0 这样（5-21）式可写成 每一次迭代中选择适当的d值，可解得值，进而求出回归系数的第r次近似值。这就是所谓“阻尼因子迭代法”。 阻尼因子d值越小，系数矩阵与[A]越接近。但d值过小，系数矩阵的形态得不到改善。可以通过计算第r次迭代后的最小二乘表达式Qr来调整d值，即在第r次迭代中对给定的阻尼因子dr解出，计算Qr； 如果 Qr≥Qr-1 说明dr过小，可将dr改成重新进行计算。反之，若Qr≤Qr-1，则可在下一轮迭代中缩小d值，可取。迭代开始时，d值可取小些，在计算中可取，进行计算。 根据上述计算方法，铁道部科学研究院西南研究所王建宇研究员等编制了用于非线性回归计算的NONLINEAR REGRESSION程序。用于现场极为方便。 该程序考虑了下列三种回归函数，可以根据使用者的需要加以选用。 式中 t0为零读数测取时间，一般说来t0不一定等于零，因为有时不可能在开挖后立即紧跟工作面埋设元件进行量测。 五、量测数据处理工程实例 现将华蓥山隧道右线YK37+215量测断面的数据处理情况介绍如下： 1．YK37+215量测断面围岩特征 华蓥山隧道YK37+215量测断面位于三叠系下统嘉陵江组第二段()地层中，围岩为薄～中厚层状灰岩、白云岩、白云质灰岩。岩体中发育节理2～3组，间距0.3～0.5m，岩层产状为115°～132°Ð42°～78°，岩体为块碎镶嵌结构，属II类围岩。 2．内空收敛管理系统流程 根据华蓥山隧道新奥法监测的原始数据，选择净空收敛值(内空收敛和拱顶下沉)进行重点处理，因为净空收敛量测不仅是新奥法监测中最重要的必测项目，而且是判断围岩是否稳定，支护结构是否合理的依据，并且贯穿于整个施工过程。由于采用三角形法监测的断面多，有必要对原始数据进行微机管理，于是选择windows’95作为操作平台，选择Visual FoxPro作为其支撑软件，建立数据库对原始数据进行管理，并开发出了软件。其流程图如下： 3．量测数据处理 现场实测数据，必须经过计算求得量测时间间隔、累计量测时间、隧道水平收敛差值、累计收敛差值、当日收敛速率、平均收敛速率、拱顶下沉差值、累计拱顶下沉值、当日拱顶下沉速率、平均拱顶下沉速率、量测断面至开挖面距离等。在此基础上，绘出量测断面测线的收敛差值及累计收敛差值与时间关系曲线，当日收敛速率及平均收敛速率与时间的关系曲线，拱顶下沉差值及累计拱顶下沉值与时间关系曲线，当日拱顶下沉速率及平均速率与时间关系曲线等。现将有关量测数据经计算机分别列于表5-1、表5-2中，其有关变形（变形速率）与时间关系曲线如图5-3至图5-6所示。 （1） YK37+215量测断面内空水平收敛数据处理表，见表5-1。 YK37+215量测断面内空收敛数据处理表 表5-1
图5-3 YK37+215量测断面内空收敛曲线图 图5-4 YK37+215量测断面内空收敛速率曲线图 （2） YK37+215量测断面拱顶下沉数据处理表，见表5-2。 YK37+215量测断面拱顶下沉数据处理表 表5-2
图5-5 YK37+215量测断面拱顶下沉曲线图 图5-6 YK37+215量测断面拱顶下沉速率曲线图 注：1、内空收敛曲线图中，带小菱形的表示收敛差值与时间关系曲线，带正方形的表示总收敛值与时间关系曲线，不带任何标志的粗实线表示回归拟合曲线。 2、内空收敛速曲线图中，带小菱形的表示当日收敛速率与时间关系曲线，带正方形的表示平均收敛速率与时间关系曲线。 3、拱顶下沉曲线图中，带小菱形的表示拱顶下沉差值与时间关系曲线，带正方形的表示累计拱顶下沉值与时间关系曲线，不带任何标志的粗实线表示回归拟合曲线。 4、拱顶下沉速率图中，带小菱形的表示当日拱顶下沉速率与时间关系曲线，带正方形的表示平均拱顶下沉速率与时间关系曲线。 4.回归分析： 由于偶然误差的影响而具有离散性，根据实测数据绘制的变形随时间而变化的曲线有时出现上下波动，不规则，难以进行分析。有必要应用数学方法对净空收敛数据进行处理，找出被测物理量随时间变化的规律。这就是进行回归分析的目的。 根据量测处理数据，选用三种函数， 及 对其净空收敛值进行回归，选择精度最高的作为其回归方程，回归程序框图如下： 根据YK37+215量测断面处理数据，经回归得：内空收敛回归方程为，回归精度SD=0.0188，回归曲线如图5-3所示；拱顶下沉回归方程为，回归精度SD=0.0198，回归曲线如图5-4所示。拟合曲线图表明，实测数据曲线与回归拟合曲线基本吻合。 通过对华蓥山隧道左、右线新奥法量测坚隧道穿过的Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ类围岩所测得的原始数据进行回归处理，经统计分析得到各类围岩的一般回归方程如表5-3所列，并对各类围岩代表性断面回归结果列于表5-4。其中YK37+215为Ⅱ类围岩代表性断面，YK37+195为Ⅲ类代表性断面，ZK38+120为Ⅳ类围岩代表性断面，ZK37+000为Ⅴ类围岩的代表性断面，其相应的回归曲线如图5-7至图5-12所示。以代开挖方法相同，支护条件相近地层条件相似的同类围岩施工时参考。 华蓥山隧道新奥法监测净空收敛回归结果 表5-3
代表性量测断面回归结果 表5-4
图5-7 YK37+195量测断面内空收敛回归曲线图
图5-8 YK37+195量测断面拱顶下沉回归曲线图
图5-9 ZK37+120量测断面内空收敛回归曲线图
图5-10 ZK37+120量测断面拱顶下沉回归曲线图
图5-11 ZK37+000量测断面内空收敛回归曲线图
图5-12 ZK37+000量测断面拱顶下沉回归曲线图 注：1、内空收敛回归曲线图中，粗实线表示回归拟合曲线，带正方形的表示内空收敛值与时间关系曲线。 2、拱顶下沉回归曲线图中，粗实线表示回归拟合曲线，带正方形的表示拱顶下沉值与时间关系曲线。 5．主要结论 华蓥山隧道新奥法监控量测经过两年多的现场实测及综合分析工作后，可得出如下结论： （1）围岩内空变形量测能较好地跟踪监测隧道周边的变形过程，四条测线——两条斜测线、一条拱基线、一条侧墙线能直观地反映隧道主要部位内空变形特征； （2）对同一测线，Ⅱ类围岩的变形量最大，Ⅲ、Ⅳ类次之，Ⅴ围岩的变形量最小，表明了围岩类别越低，变形量相对较大的规律。 （3）隧道围岩的净空收敛变形呈现一定规律。即Ⅱ、Ⅳ类围岩的变形符合负指数函数，而Ⅲ、Ⅴ类围岩的变形则符合双曲线函数。 （4）隧道围岩的净空收敛一般经过三个阶段：第一阶段为急剧变形期，第二阶段为缓和变形期，第三阶段为基本稳定期。通过对华蓥山隧道新奥法施工监测所得原始资料进行处理，经回归、分析、统计后，得到各类围岩变形三阶段的时间取值范围见表3-1。 第二节 隧道围岩最终位移的预测 一、概述 隧道内空变位（变形）的最终位移量（最终变形量），是指从隧道开挖起所引起的围岩变形。到围岩应力达到新的平衡，使围岩变形趋于稳定，不再产生变形为止时的变形总量。一般是以起拱线位置的围岩壁面间水平内空变形的总量或拱顶的下沉总量，作为最终变形量。在新奥法施工中，如果能尽早预计出最终变形量的数值，对指导设计与施工都具有重要意义。一则可以预先判断最终变形量是否会超出预定的容许变形量范围而影响隧道的净空尺寸，二则可以帮助判断围岩是否会出现不安全状态。以便采取措施保证隧道断面轮廓与围岩的稳定。 二、初期变位速度和最终变形量的关系 隧道内空变位速度是以每日变位量来表示，其单位为mm/d，隧道开挖后第一天的内空变位速度称为“初期变位速度”。根据给出的隧道内空变位——时间关系曲线即可求出任何一天的内空变位速度。对某一个量测断面来讲，从隧道开挖到内空变位达到稳定为止，每天的变位速度都是不同的，一般说来，初期变位速度最大，以后日趋减小，变形逐渐收敛。当内空变位速度为零时，围岩就达到了稳定状态。 围岩的初期变位速度与隧道稳定时的最终变形量，存在着较密切的关系，当初期变位速度较大时，一般其最终变形量也相应较大，反之，初期变位速度较小时，最终变形值通常也较小。通过对中梁山隧道监控量测的有关数据，经统计计算，若将初期变位速度作为随机变量，则它与隧道最终变形量之间存在着较显著的线性关系，其回归方程为 （5-22） 式中：——隧道围岩最终变形量，mm ——隧道初期变形速度,mm/d A，B——回归系数，该系数与围岩类别，支护方式以及开挖工艺有关。 根据中梁山隧道全断面开挖实测的Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ类围岩的初期变位速度不同，其相应的回归方程分别为 在直角坐标系中，各类围岩对应的与值均呈线性关系，如图5-13所示。 日本学者根据已建成的软岩与硬岩隧道的内空变位量测资料作出了初期变位速度与最终变形量的经验公式，如吉川氏把搜集的全断面开挖的单线隧道的内空变位速度和最终变形量关系的多组样本进行了回归分析得出了以下初期变位速度和最终变形量的经验公式。 即 （5-23） 式中：——隧道围岩最终变形量，mm ——隧道初期变位速度,mm/d 以上这些经验关系提供了可参考的依据。 由于各施工隧道围岩类别的差异以及支护方式与施工条件的不同，其最终变形量可根据各隧道实测数据用回归分析推算求得。 三、容许变位量 隧道围岩内空变位的容许变位量，是指在保证围岩不产生有害松动，地表不产生有害下陷的条件下最终变位量的容许数值范围。 容许变位量的数值范围，是在进行隧道设计时，参考各相同岩质条件下已建工程的最终变位量来预定的，从已建工程的设计施工经验得知，使围岩变位可以达到稳定的变位量的容许范围是比较大的，也即是容许变位量的数值可以在一个比较大的范围内变化。 在不同的岩质条件下，构筑的各个隧道在容许变位量的数值范围内，虽然具有不同的最终变位量数值的隧道都是安全可靠的，可是由于最终变位数值的不同，应力再分配在围岩内的影响浓度和程度都不同，所以构成的各个隧道的安全储备——安全度是各不相同的。 在隧道设计时，为了能预定出最适当的容许变位量数值，除应根据已建工程的类比经验初步定出本工程各不同岩质段的容许变位量数值范围外，还应根据本工程的具体条件经过充分论证后再做确定，在论证时，要充分考虑到隧道构筑过程中以最终变位量产生影响的各种因素，这些因素有： （1） 岩石的物理力学性质（能），特别是徐缓变形特性的影响。 （2） 原始地应力的影响。 （3） 开挖方法的影响，全断面开挖比分台阶开挖的最终变位量小，当然在选择开挖方法时要根据岩质条件来定。 （4） 掘进速度的影响：掘进速度越快，最终变形量小，反之则大。 （5） 支护时机的影响：尽早支护比延迟支护最终变位量小，反之则大。 （6） 支护方式的影响：根据施工经验，预支护后再开挖可使最终变位量减少四倍，并可使变位停止时间缩短。 在预定最适宜的容许变位量的问题上，随着新奥法发展产生了几种不同的观点，有的人认为容许变位量可以预定的小些。有的人认为容许变位量可预定的大一些，现就有关学者的主张介绍如下： 1． 奥地利的J.Golser博士主张 （1） 城市地下铁道因通过城市建筑群要求地表下陷量不能超过5~10mm，容许变位量应当预定的尽量小些。 （2） 山岭隧道对地表下陷没有严格要求，容许变形量可以预定的大些。 （3） 覆盖层厚度为数百米的山岭隧道或井巷隧道，它又是处于能产生塑性变形的岩质条件下，其容许变位量可以预定的更大些。经验证明，上述情况的隧道容许变位量在20~30mm时，围岩仍不会产生有害松动。这时，如果把变位量定得很小，支护结构参数就要大，这样的设计较为保守，会使工程很不经济。 2． 日本根据施工经验和对已建工程的量测资料分析，对预定最适宜的容许变形量的主张是： （1） 在硬岩中开挖隧道，最适宜的容许变形量可预定为数毫米，若围岩节理裂隙发育时，最适宜的容许变位量可预定为十余毫米至数十毫米的范围。但在施工中应密切注意，当开挖工作面前进到距量测断面为1～2倍隧道直径时，内空变位速度应有明显的收敛趋势。 （2） 在没有大塑性流动的软岩中开挖隧道时，最适宜的容许变位量可预定为数余毫米至十余毫米的范围。但施工中，当开挖工作面前进到距量测断面为1～2倍隧道直径时，内空变位速度应有明显的收敛趋势。 （3） 在有大塑性流动的地层，或膨胀性地层中开挖隧道时，容许变位量可预定为数十毫米至数十厘米的范围。但施工中，当开挖工作面前进到距量测断面为3～4倍隧道直径时，内空变位速度应有明显的收敛趋势。 （4） 在土砂质地层或硬岩中的断层破碎带地层中开挖隧道时，容许变位量可预定为数毫米至数十毫米的范围。但施工中，在构筑仰拱，使断面闭合后的数天之内，内空变位速度应有明显的收敛趋势。 在上述各种情况下，如果内空变位速度没有明显的收敛趋势，则说明会出现超过预定的容许变位量范围的较大的内空变位，甚至造成崩塌事故。 3． 我国铁路隧道采用允许相对位移值 隧道周边任意点的实测相对位移值或用回归分析推算的最终位移值均应小于表5-7所列的数值。当位移速度无明显下降，而此时实测相对位移值已接近表中规定的数值，或者支护砼表面已出现明显裂缝时，必须采取补强措施，并改变施工方法或设计参数。 隧道周边允许相对位移值（％） 表5-7
注：①相对位移值系指实测位移值与两测点距离之比，或拱顶位称值与隧道宽度之比。 ②脆性围岩取小值，塑性围岩取大值。 ③Ⅰ、Ⅴ、Ⅵ类围岩可按工程类比原则选定允许值范围。 表5-7所列的数值是在统计和分析了国内若干隧道的量测数据后得到的，可作为应用中的依据，同时可根据实际数据的分析进行修正。 例：某隧道埋深大于100m（150m）在III类围岩(灰岩)中掘进，断面直径为12m（两测点距离）则允许位移量为（） 若为塑性岩石（页岩）则 确定容许变形量时，应持慎重态度，一般要充分考虑隧道覆层厚度和围岩属性（脆性、弹塑性、塑性）等因素。 表5-8是我国某些隧道在施工中采用的容许位移的控制标准。 表5-9是中国国家标准《锚杆喷射砼支护技术规范》（GBJ86-85）关于洞周容许相对收敛量的规定。 我国几个隧道的容许位移量和容许位移速率值 表5-8
洞周容许相对收敛量（％）（GBJ86-85） 表5-9
4.法国工业部制定的地下工程允许位移量如表5-10，可作为初选变形量时的参考，但更重要的是靠工程积累。 拱顶处围岩最大允许下沉量 表5-10
备注：隧道断面在50～100㎡。 法国工业部对断面50～100㎡的隧道给出以下控制施工标准。 （1） 位移最大允许值主要视埋深和地质条件而异，如表5-10。 （2） 位移速度，一般以每天或作业循环约1㎜为宜。 （3） 位移加速度，开挖面通过测量断面前或后1～2天内，允许有位移加速度，在此时间之外，都应是减速的。 Vt=V0+at a：在外力作用下获得的加速度，可正或负。当运动速度随时间的增加而加快，则为匀加速运动则：Vt=V0+at 当运动的速度随时间的增加而减少，则为匀减速运动，则Vt=V0-at。 5.日本新宇佐美隧道对软弱膨胀性岩体容许变形量的规定如表5-11所列。 日本新宇佐美隧道容许变形量 表5-11
6.外国工程师根据现场量测隧道位移值的大小制定了以下危险警戒标准，如表5-12所列。 弗郎克林警戒标准 表5-12
7.前苏联学者通过对大量观测数据的整理，得出了用于计算隧道周边容许最大变形值的经验公式。 拱顶容许最大变形值δ1 （5-24） 边墙容许最大变形值δ2 (5-25) 式中：f—普氏系数 b0—隧道（洞室）跨度（m） H—边墙自拱脚至底板的高度（m） 事实上，容许位移量的确定并不是一件容易的事，每一具体工程由地质条件，水文地质状况以及施工方法的不同，往往显现出十分复杂的情况，因此，需根据工程的具体情况慎重选用前人的经验，再根据工程进展情况探索改进。特别是对完整好的坚硬岩体，隧道失稳时间时围岩变形往往较小，应特别注意。 四、容许位移速率 容许位移速率是指在保证隧道围岩不产生有害变形和保证地表不产生有害沉陷的条件下，隧道壁面间水平位移速率的最大容许值，或拱顶下沉速度的最大容许值。容许位移速率目前尚无明确的统一规定，一般多以现场的具体情况，根据经验选定。美国某些工程对容许位移速率的规定：第一天的位移量不能超过容许位移量的1/5～1/4；第一周内平均每天的位移量应小于容许位移量的1/20。我国南岭隧道、大瑶山隧道、下坑隧道、金川矿区运输平巷、张家港矿主要运输巷道的稳定变形速度为0.1mm/d，引滦入津输水隧洞在开挖后一个月的稳定变形速率大于10mm/30d。此外，一般规定，在开挖面通过测试断面前后一天内容许出现位移加速，其它时间内都应减速，达到一定程度后，才能修建二次支护结构。我国《公路隧道施工技术规范》（JTJ042-94）规定，隧道周边位移速率小于0.1～0.2mm/d，或拱顶下沉速率小于0.07～0.15mm/d时，方可施作二次衬砌。 五、 稳定情况下的位移及其最终稳定位移预测 1. 位移预测模型GM(1,1)的建立 经状态识别确认隧道围岩已处于稳定状态，于是可以采用灰色系统GM(1,1)模型可预测最终稳定位移供反演分析，可获得满意效果。由于监测数据通常为不等时距的位移序列（包括水平收敛和拱顶下沉），对于这种情况需要首先计算各时段的平均速率，并以此平均速率作为原始序列。设已知各对应时段的平均速率序列为： ，，……， (5-26) 将其对时间间隔作一阶加权累加生成： = (5-27) 即各对应时刻位移，其位移预测方程为： (5-28) 式中 —量测时间间隔； —各时段的平均速率； (5-29) (5-30) ，，… (5-31) 由式(4-22)可求得其最终稳定位移： (5-32) 2．稳定位移预测程序(GMCD)框图 根据上述分析编制稳定位移预测程序GMCD( The GM(1,1) Model of The Convergence Displacements)框图如图5-14所示。 可用GM(1,1)残差模型来修正原始序列。 3.应用算例 用灰色GM(1,1)模型的GMCD程序处理华蓥山隧道YK37+215量测断面拱顶下沉的监测数据，处理结果所表5-13所示。 求得的位移预测方程为，最终稳定位移= 3.35mm；而用回归分析求得的最终稳定位移3.28mm，两者相差0.07mm。 表5-13和图5-15都表明，灰色预测比回归分析预测的精度高，更适用于监控反演。 华蓥山隧道YK37+215断面GM(1,1)模型预测稳定位移 表5-13
图5-15 GM(1,1)稳定位移预测曲线 注：
曲线图中，实线表示GM(1,1)预测位移预测曲线，虚线表示回归分析预测曲线，带的表示量测数据曲线。 第三节 利用量测结果修改设计指导施工 一、根据内空变位速度预报险情 根据初期变位速度预计出最终变位量有可能超出容许变位的数值时，或发现内空变位速度持续增长时，特别是当开挖工作面己前进到距量测斯面 1～2倍隧道直径时，量测断面处的内空变位速度仍持续地维持一个常量或持续增长。可以断定这是一个危险的征兆，这时，首先应当立即停止开挖。然后根据情况尽快采取如下加强支护措施中的一种或一种以上。 （1） 岩质软弱破碎，开挖工作面自稳时间比较短时，应当先用3~5cm的薄层喷射砼封闭开挖工作面，必要时还应打设水平超前锚杆先加固开挖工作面，然后再进行开挖。 （2） 如发现一次被覆喷砼的一次喷层已经开裂，应马上做第二次喷砼层，喷层要逐步加厚。 （3） 增加锚杆数量或加大锚杆长度对危险面进行加固，一般增加锚杆杆数量不如加大锚杆长度效果好，至于锚杆数量和长度是多少，要参考锚杆拉拔力，锚杆铀向力，围岩内变位等项量测资料来确定。 （4） 用仰拱开挖万式，如果是全断面开挖，可改为台阶式开挖，若已是台阶式开挖，可缩短台阶长度，由长台阶改为短台阶或小台阶，亦可改为多台阶开挖。 （5） 用仰拱或临时仰拱及时使断面闭合，形成闭合支承环结构，对内空变位收敛有显著效果，即使是用3-5cm厚的喷砼做临时仰拱，效果也很明显，所以在台阶式开挖法施工中把每个台阶都用临时仰拱进行封闭。 （6） 在开挖工作面前上方拱顶设置斜锚杆进行预支护后而开挖，斜锚杆对促使变位速度收敛和对减少最终变位量有显著效果。 采取上述加固措施后，要对已加固围岩再继续进行内空变位观测，直到准确判断出内空变位速度已经开始收敛时才能恢复开挖，恢复开挖前要根据加强支护措施修改原设计方案。 二、根据内空变位速度修改设计 施工中，如果内空变位速度收敛很快，可以预汁出最终变位最很少时，可认为原设计偏于保守，为了节省人力、物力、财力，应当减少支护结构参数，但在确定减少设计参数之前要构筑2～3个施工过渡段迸行试验施工，每一施工过渡段的长度为1～2倍隧道的直径，每一施工过渡段所要修改的支护结构设计参数应当逐渐减少，在每一过渡段中都要增设量测断面，记录减少支护结构设计参数后内空变位速度的收敛情况，并预计出最终变位最，当结合目测观察和其它量测资料的分析，认为减少支护参数后隧道确实安全可靠时，方可决定采用新的设计参数进行施工。 三、根据最终变位量修改开挖断面尺寸 隧道的开挖断面尺寸是隧道断面净空尺寸和预定的容许变位最之和，一次被覆后内空变位已达到稳定的隧道，其最终变位量可能大于或小于预定的容许变位量，岩质较好时，变位最并不很大，对隧道断面尺寸影响很小，一般不做任何修改。但膨胀性地层变位量变化范围大，如果最终变位量小于预定容许变位最时，应当减少开挖断面尺寸，相反，则要考虑加大开挖面尺寸，或改变支护方式和支护参数，控制最终变位最，使它不超过预定的容许变位最，在工程实践中，这两种做法的实例均有。 四、根据内空变位速度确定二次被覆构筑时机 一次被覆后，当内空变位速度等于零时是构筑二次被覆最理想的时机，因为，只要围岩变位没有终结，所构筑二次衬砌上就作用有荷载。新奥法构筑隧道时，一次被覆后的变位应当稳定，二次被覆不应当承担荷载，二次被覆只起装饰作用和提高安全度的作用。实际施工当中，对于岩质条件好的隧道，围岩变位速度收敛很快。这种情况下，可以在围岩地内空变位速度等于零后再筑构二次被覆是最好的。对于岩质条件不好，围岩变位速度收敛很慢的隧道。如果也等到内空变位速度等于零时，再构筑二次被覆，就会造成施工速度太慢而不经济，所以，在这种情况下，可以在围岩变位趋于稳定、变位速度收敛到一个适当小的数值时就构筑二次被覆。 但是围岩变位小到什么数值时，作用在二次被覆结构上的荷载才可以被忽略，这个问题不能用一个统一的数值来限定，而是要根据岩质条件的具体施工情况来确定，因为岩质条件不同时，即或变位速度相同，作用在二次被覆结构上的荷载也是不同的。 在欧洲一般是当变位速度降低到每月几毫米时开始构筑二次被覆，但所使用的砼的强度应根据平均内空变位来定，如表5-14。 平均内空变位速度与砼强度 表5-14
六、 提高围岩类别、节约投资 由于预设计阶段，所依据的地质资料是地质初测阶段调查的成果，在这个阶段内，地质调查是以地质没绘为主，辅以必要的钻探和辅助物探（如弹性波探测）等，由于钻探数量少，钻探所控制的范围不大，因此，对较大范围和深部的岩体的岩性以及其地质特征揭露不够，于是初测地质报告中对工程地质评价以及围岩类别判定有可能出现与实际不符的情况。在隧道施工过程中，由于及时对开挖工作面进行地质调查，结合对隧道工作面支护结构状态的目测，进一步弄清工作面岩体的结构特征和完整状态，岩体结构面产状、密度、规模以及风化破碎带分布范、矿物颗粒成分、充填物性质以及胶结物和胶结程度等，再参照监控量测所获得的数据，对地质条件、水文地质状况好的岩层、围岩变形小的地段，经过设计单位、监理单位和主管部门确认围岩类别、工程地质条件、水文地质状况比预设计的有明显好转或有具体工程类比时，可适当提高围岩类别，降低初期支护结构的参数，特别是由Ⅲ类围岩提高到Ⅳ类围岩时，由于支护结构的改变（不需要构筑仰拱）以及支护参数的降低（减少锚杆数量、缩短锚杆长度或减薄喷射砼厚度等），这样不仅减少了初期支护费用，节约了投资，同时也提高了施工进度。 华蓥山隧道左、右线全长共计9389.95m，在隧道施工过程中，通过围岩内空变位的监测，结合隧道内目测，对隧道围岩及开挖工作面的水文地质状况及时进行调查观察，发现有些地段原先对围岩的预估偏低，本着实事求是的原则，经设计单位认可，监理同意，主管部门批准，对相应的地段根据隧道围岩分类的标准，适当提高围岩类别，据不完全统计，1998年间，先后将Ⅱ类围岩变为Ⅳ类围岩有21m，Ⅱ类围岩变为Ⅲ类围岩的有191m，Ⅲ类围岩变为Ⅳ类围岩的有468m，按Ⅲ类围岩开挖Ⅳ类围岩支护的有769m，Ⅲ类围岩取消仰拱的有633m，节约资金6,496,337元。 六、 降低围岩类别，加强支护确保工程质量 由于预设计时，所依据的地质资料欠缺，有些地段对围岩类别评估不足，根据目测隧道围岩与开挖工作面岩性特征以及水文地质状况，结合隧道监控量测数据的分析，对围岩预估偏高的地段，在施工过程中可适当降低围岩类别，加强支护，虽然增加了投资，但确保了工程质量，有利于隧道今后长期安全运营。 至于加强初期支护的措施，可用降低围岩类别的办法，改用相应的设计参数，或是用以下加强措施： 1. 增设钢筋网或改用钢纤维喷射砼； 2. 加密或加长锚杆； 3. 增加喷射砼厚度； 4. 改用早强喷射砼或早强砂浆锚杆； 5. 采用或加密钢架； 6. 增设临时仰拱及时形成支护封闭环。 第四节 位移反分析 一、 概述 由于岩土工程的复杂性和不可预见性，使得岩土工程材料性态参数和初始应力场参数的确定间题一直成为人们定量认识这一工程领域中的各种行为、现象的主要障碍。已经发展起来的反分析法成了解决这一问题的有效手段，并使得人们能够在某种程度上从定性到定量认识问题的本质世界。目前，有关反分析问题的应用研究己经涉及到隧道工程施工和水电地下工程、大坝安全性监控、坑道工程预报等各个岩土工程领域。 所谓反分析问题，就是指利用现场量测到的信息，或者说最测到的来自工程施工引起的结构与介质的扰动量，包括位移、应变、二次应力或地层应力，根据给定的材料模型，来反演工程介质材料的性态参数和初始荷载。根据量测信息的类型，反分忻问题可分为位移反分析法、应变反分析法和应力反分析法二类。在地层材料性态参数与初始地应力参数之间，常以后者作为待求参数，因为初始地应力参数的现场最测难度较大，所需费用也远远高于弹性模量和泊松比的测定，相对而言，位移，特别是相对位移的测定则容易、便宜得多。在设有荷衬砌结构支护的条件下，人们更为关心作用在支护结构上的应力，故位移反分析法自七十年代一经提出就受到岩土工程界的重视。 反分析法有正反分析法和逆反分析法之分，两者的主要区别在于求解过程不一致。正反分析法是借助由正演分析法计算所得的结果，再在此基础上建立反演分析计算法，包括弹性叠加法和优化直接逼近法。逆反分析法是依据矩阵求逆原理建立的反演分析计算法，其特点是，在待求未知量和己知输入量（通常是现场量测信息）之间直接建立关系式。通过求解依据矩阵求逆原理建立的方程组得出结果。 反分析过程中，可利用的数值方法主要有有限元、边界元、有限元——无界元偶合法和有限元——边界元偶合法。其中边界元主要用于解决二维、三维空间的弹性、粘弹塑性模型的反分析问题。 与有限元反分析法相比，边界元反分析法具有其独到的优点，尤其是在对复杂的岩土工程介质做出"等效均匀介质"的假说后，边界元反分析法常因实用简便而被广泛采用。 首先是在量测信息处理方面，边界元法可根据最测位置的设置有选择地计算出我们感兴趣的某些区域点(测点)的位移和应力，而无需像有限元法那样先不加选择地将所有结点、单元高斯点(或中点)的位移和应力都计算出来，再将这特征点的信息转换成量测点的信息(计算位于边界的量测信息时，仍需作边界元结点与量测点之间的信息转换)。由此可使方程的建立简洁、明了(如可用一条直线代表一个多点位移计)，反分析程序的设计也比较简单。 其次在数据准备方面，由丁边界元法有可使问题降一维的特性，数据准备工作量大为减少，使在丁程现场可快速、灵活地由反分析计算求出未知参数，利于在工程施工监控分析中采用。 二、虚拟力法 设想在问题域边界存在有按某种假设规律分布的虚拟力。在虚拟力的影响下，受力体将产生与之相应的虚位移场和虚拟力场，并产生虚拟边界条件，当虚拟边界条件满足实际边界条件时即可以认为由虚拟力产生的虚拟位移场和虚拟应力场反映了由受力体实际边界条件引起的边界效应。这种由边界假设的虚拟力构成中间过渡量的间接边界元法称为虚拟力法。 采用虚拟力法求解问题时，不论边界条件类型如何，大致分下列四个步骤: (1)离散问题域曲线边界成若干小边界单元，并假设基本未知量的分布模式。 (2)根据边界条件类型，建立离散型数值方程式，并使得所建立的方程式在所有单元结点上精确满足该位置给定的边界条件值，从而形成代数求解方程组； (3)求已建立的代数方程组，得到每一单元结点基本未知量； (4)对已建立的计算域内任意点位移、应力的积分方程式迸行数值离散，得到指定坐标位置的位移、应力值。 三、位移反分析 在岩层中开挖隧道时，运用隧道净空收敛值来计算围岩的初始应力场和岩体的弹性模量，从而对围岩迸行评价是可能的，因为开挖隧道引起围岩应力重分布，根据这种反分析得到的结果比钻孔法得到的结果，更能代表岩体的特性。 1．隧道围岩的初始应力场和岩体弹性模量的反分析 假设图5-16为一岩石隧道的典型横断面，并且满足平面应变分析条件。将此隧道开挖边界划分成N个单元，每个单元近似以直线代替，对隧道断面建立如图5-16所示的整体笛卡尔坐标系，并为任意单元建立局部笛卡尔坐标系，如图5-16所示。 图5-16 边界单元划分及其局部坐标系 假设靠近隧道的围岩内的初始地应力为均匀分布，而且其在x-y平而内的应力分量为，即 令 （5-33） 称为“标准初应力”。 式中， （5-34） 其中 （5-35） 标准初应力的物理涵义为假设岩体弹性模量为单位值时(E=l)与变形量测值相对应的初始地应力。与之相对应，假设在局部坐标系中任意单元i的中点上，匀标准初应力相对应的释放应力的法向面力分量及切向面力分量分别为，并没各单元上的虚拟力按均匀规律分布，任意单元上的切向均布虚拟力，法向均布虚拟力为，则隧通开挖后根据虚拟力法得: （5-35a） （5-35b） 式中：，—分别为作用于单元j上的切向均布虚拟力和法向均布虚拟力； Aij—边界应力影响系数，表示由作用于单元j上的均布单位虚拟力产生的单元i中点的面力，计算表达式为: (5-36) 式中: 基本解，表示沿边界单元j的积分； 分别为i单元释放应力的切向面力分量和法向面力分量： (5-36a) (5-36b) βi —x轴同i单元局部坐标轴之间的夹角。 对于深埋情况，在所研究的范围内有： =const 把代入（5-36），经变换得： （5-37） 由此可将式（5-35）改写为： （5-38a） （5-38b） 由于标准初应力求未知，方程组中的未知数总数为2N+3个，它大于方程式总数2N，故必须根据量测信息建立必耍的补充方程才能得到确定解。 设在局部坐标系中单元k1，k2和k3的中点的切向和法向位移分别为,则由已知位移边界条件可写出方程组： （5-39a） （5-39b） 式中：Bij—边界位移影响系数，表示由作用在单元j上的均布虚拟力产生的单元i中点的位移，其计算表达式为: (5-40) 式中：也为基本解，仍表示沿边界单元j的积分。 令l为通过单元i中点的直线(该直线与x轴之间的夹角为)，如图5-17所示，令，将方程（5-39a）两边乘以cos，方程(5-39b)两边乘以(-sin)，然后两式相加得: (5-41) 图5-17 计算常用符号图 图5-18 相对位移量测系统图 图5-18中标出了三条直线l1，l2和l3，假设直线的每个交点为边界单元的中点。图中每条线都标其直线的正向和结点编号。沿每条直线，对K1和K2点可分别建立与方程（5-41）相似的两个方程，从K2点减去K1点的方程，得： (5-41) (k=1,2,3) 式中：Cij——为边界相对影响系数，该系数表示直线lk(k=1,2,3)和以K1(k)与K2(k)（k=1,2,3）表示的两个单元的中点由于受作用于单元j上的虚拟力引起的相对位移，其表达式为： （5-43a） （5-43b） Δlk——在量测线方向上单元中点处发生的相对收敛位移量（见图5-18，以缩短为正），其计算表达式为 （5-44） 当点i的位移直接由整体坐标系给出时，图5-17中有βi=0，故γi=-βi。 以上方程(5-38)和（5-42）共有2N+3个方程，与基本未知数的总数相符。求出式中所有的系数，求解出虚拟力和标准初应力分量。 初始地应力的垂直分量为 （5-45） 式中：γ0——岩体容重； h——隧道埋深。 由（5-33）式，则得 （5-46） （5-47） （5-48） 从而求出隧道围岩的初始地应力{σ0}和岩体弹性模量E。 2．边界应力影响系数Aij和边界位移影响系数Bij确定 定义函数 式中，v一泊松比； 根据无限平面虚拟力边界元法迸行计算，得边界应力影响系数Aij： （5-50a） （5-50b） （5-50c） （5-50d） (i,j=1,2,3,…,N) 式中： （5-51） （5-52a） （5-52b） (5-52c) (5-52d) 式中：aj、ai——单元（j,i）长度的一半； γ=βj-βi； 为单元i中点在单元j上的局部坐标系中的坐标，其具体的表达式为 （5-53a） （5-53b） 在边界应力影响系数中，由作用在单元自身上的单位均布切向力和单位均布法向力在该单元中点处引起的应力称为单位边界应力自影响系数，记为： （5-54a） （5-54b） 同理，可求得边界位移影响系数： （5-55a） （5-55b） （5-55c） （5-55d） 式中：G——剪切弹性模最，。 边界位移自影响系数恒为单值： （5-56a） (5-56b) 3.位移反分析程序(BACD)框图 下面给出上述位移反分析的BACD程序框图（图5-19）： 开始 选择隧道断面形状 输入断面几何尺寸、h、λ0、v、 净空测线长度ll、Δlk、单元数N 计算边界单元中点坐标（xi,yi）、长度(2ai)、方向角（βi）， 指定边界条件值K1(K)，K2(K)，βl 计算边界应力影响系数Aij 确定边界位移影响系数Bij 计算边界相对位移影响系数Cij 采用高斯一若当消元法求解线性方程组 求出标准初应力和虚拟力 计算初始地应力垂直分量 计算岩体弹性模量E 确定 输出初始地应力和岩体弹性模量E 结束 图5-19 位移反分析程序（BACD）模型框图 四、应用算例 华蓥山隧道YK33+742量测断面宽度为12.52m，高度为8.09m，隧道埋深h=434m，岩体容重λ=24.5KN/m3，泊松比v=0.28，净空测线 l长度l1=11.47220，净空测线 2长度l2=8.28755，净空测线3长度l3=8.16793，净空收敛值分别为Δl1=4.70，Δl2=4.24，Δl3=3.98；岩体属IV类围岩。 图5-20 位移反分析隧道断面选择界面 图5-21 马蹄形隧道断面位移反分析界面 在图5-21中，将上述已知值输入，经计算得到以下结果： 初始地应力：（单位:MPa） 岩体弹性模量：E=6.387GPa 与靠YK33+742最近的A2钻孔(YK33+736)相应值对比如下表5-15，结果表明，反分析值与钻孔实测值基本保持一致，初始地应力的水平分量略大于其垂直分量。 A2钻孔测量结果与YK33+742量测断面位移反分析结果比较 表5-15
同理，在Ⅱ、Ⅲ、Ⅴ类围岩中选择一代表断面，在位移反分析程序中输入已知信息进行计算，得到结果如下表5-16。 典型量测断面位移反分析 表5-16
第六章 声波监测技术 第一节 概 述 声波监测技术可分为声发射技术和声波测试技术。 声发射技术的研究开始于对岩体裂缝发展的预测，随着电子技术的发展，声发射技术正在趋于成为一种常用的测试手段而应用日趋广泛，甚至将声发射产生的特性参数引入材料（岩石）的本构关系。将声发射应用于岩体监测中，主要是研究岩石的损伤机理和断裂特性，测定岩体地应力的方向和大小，检测地下空间和洞室的安全，以及预报岩爆的产生和围岩的稳定性等。 当受力岩体内部发生破坏时，同时会发出声响，即所谓声发射，通常称为岩音或地音。一切固体都有声发射的能力，较大的声发射往往可以由人耳直接听到，如岩石由于受力而破坏时所发出的破裂声，因此听声也可预报地应力显现和岩体破环的情况。 在地下工程施工常用的“敲帮问顶法”是工人同志利用手锤，撬棍敲击工作面附近岩壁的岩体，产生声撞击，以撞击岩体产生的声音来判断洞壁围岩的完整性。它所根据的原理是岩体受到外力撞击时，由于岩石质点的振动而发声。脱离母体的松石，其振动频率较低，发出的声音比较沙哑、低沉；整体岩石受撞击后发出的声音清脆而响亮；由此可以检查工作面附近的松石、危石，确保井巷，隧道以及洞室的安全施工。这种声发射虽然原始，但对工作面安全施工起着重要作用。 声波测试技术是利用声波在岩体内传播性能进行的一种量测方法，亦称声测法，或弹性波法。这种方法对于预报山体压力的显现，判断地下空间岩体的完整性和破坏程度，进行安全检查是一种切实可行的有效方法。 声波测试是用人工的方法以在岩土介质和结构中激发一定频率的弹性波，这种弹性波以各种波形在材料和结构内部传播并由接收机接收，通过分析研究接收和记录下来的波动信息；来确定岩土介质和结构的力学特性，了解其内部缺陷。由于声波测试与其它相关方法相比有轻便、灵活、可以大范围测试等优点，因而在水利、矿业、隧道、铁道以及市政等地下工程中得到广泛应用。 第二节 声发射技术 一、 基本原理 任何材料（包括岩体）或结构受外力或内力作用产生变形或断裂，或材料内部缺陷及潜在缺陷在外部条件作下改变状态时，以弹性波形式释放出能量；同时会发出声响的现象称为声发射。 材料内部晶体的位错、裂纹的形成和发展，材料内部的磨擦、凝胶体中胶粒的滑动，相变以及上述诸原因导致的材料内部破裂和断裂，都会伴随着一系列的声发射现象，声发射信号的强度、频率等随着声发射流动类型、状态及材料性质的不同而不同，也随着外力作用形式及强度的变化而变化，因此，声发射特性是材料性质和状态的一个表征，声发射检测技术就是利用材料受力时声发射特性，对其内部破坏状态及受力历史进行判断的方法，它不仅能对材料内部缺陷进行检测。而且还能反映材料内部缺陷形成，发展和失稳破坏的整个动态过程。 声发射信号是分析声发射性质和状态的基本依据，通常用压电换能器在试件表面或放入钻孔内接收并记录这些信号，输入仪器进行各种分析和处理。处理和分析声发射信号的特性参数有计数率（在岩体内称为岩音频度，能量和能量率以及频谱和波形与多信号的时差等。 二、 声发射检测仪 声发射信号是极其微弱的信号，不同类型声发射源所发射的信号和幅度相差很大，而且声发射信号是上升时短，重复速率很高的脉冲，各种不同材料的信号、频率分布约在次声波到30MHz的频率范围内，而且声发射测试时常常有各种机械的、液体的和电气的噪声，其频率特性与声发射信号十分相似，因此，一般要求声发射检测仪器应具有以下性能。 （1） 具有高响应速度、高灵敏度、高增益、宽动态范围以及对强信号阻塞的能力； （2） 具有较宽的频响范围，有较大的频率检测窗口选择余地； （3） 具有抗干扰和排除噪声的多种功能； （4） 根据检测目的的不同，还要求检测仪器具有快速、完善的分析处理功能和不同显示功能。 声发射仪器按通道的数量多少可分为：单通道声发射仪和多通道声发射仪。 单通道声发射仪可进行声发射信号位移多种分析，但无法进行声源定位，若欲寻求音源必须在不同方向埋设4~5个地音仪操头，通过坐标计算，方可定出音源位置。 多通道声发射仪则可进行多种分析和声源定位。目前有双通道、三通道及至72通道声发射检测仪器和系统，均采用多功能组合方式，根据量测时不同需要，可组成不同功能的系统。 1、 多通道声发射检测仪
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p 图6-1 多通道声发射检测系统组成示意图 2、 声发射换能器 声发射换能器是与声发射检测仪配套使用的探头。因此，声发射换能器又称探头。主要有高灵敏度换能器、宽频带换能器、以及微型换能器。根据不同的检测目的和环境，采用不同结构和性能的换能器。而谐振式高灵敏度换能器是声发射检测中使用最多的一种。 声发射换能器一般由壳体、保护膜、压电元件、阻尼块、连接导线和高频插座组成。压电元件通常采用锆钛酸铅、钛酸钡和钛酸锂、陶瓷晶体做成声电传感元件。当岩体变形或破坏时所发射出的弹性波传到传感元件晶体上时，晶体产生脉冲电信号。 三、 地音仪 实际上地音仪是简易的声发射检测仪器，武汉冶金安全技术研究所、长沙矿山研究院等单位研制成一种携带式地音仪，仪器的重量只有2Kg左右，它的结构简单、操作方便、便于携带，适用于井下环境。 整个仪器由探头、仪器主体（主放大器）及耳机三部分组成，其外貌如图6-2所示，构造框图如图6—3所示。 图6-2 地音仪外貌 图6-3 地音仪构造方框图 1、 地音仪的工作原理 探头是由锚（铝）外壳外径32~36mm，长30cm，内设有拾振器和前置放大器组成。探头的作用是将岩体内岩音经拾振器转换为电讯号，经前置放大器放大最后由电缆线输至仪器主体。 仪器主体内有输入波、主波、输出波以及授时，其中输入波的作用是将探头拾到的岩音，毫无损失地全部吸收过来，再经过主放大器放大，最后由输出级输出几经放大的声音，以便人耳监听。在输出端接耳机收听声响，也可用录音机收录。授时电路每分钟发出一授时信号，以便监听时记录岩音频度。所谓岩音频度是指每分钟内岩体拔出声发射次数（次/分）。 2、 地音仪的使用步骤 （1） 布置监听网 监听网由一系列监听点组成，以能有效地控制某个监听对象（隧道顶板，两帮岩柱）为原则。 在预定的监听点打直径为36~42mm的钻孔（视所用探头直径大小而定）钻孔深度应打至整体岩层，一般以1.5~2.0mm以上为宜。钻孔应尽量圆直，以便探头放入和取出。 一个监听孔的有效控制范围与岩石性质及完整程度、仪器灵敏度、探头与钻孔的耦合程度等因素有关，一般情况下可定为10~15m。 （2） 安放探头 探头放入监听孔内应尽量与孔壁接触良好，避免干扰，孔内应注水，油或其它介质作粘合剂，使探头与钻孔内岩体间无空隙，并将孔口用泥球封或止水器封闭，然后将电缆引至安全地点进行监听。 （3） 监听 将探头和耳机接在仪器主体上，开启电源，进行监听。一般一个监听孔每次听5分钟，监听周期随压力显现程度不同而定，在压力显现初期阶段,监听周期可长些，发展阶段可稍短些，在压力显现剧烈阶段应缩短监听周期,增加监听次数，监听时除记录岩音频度外,还应注意声响大小、音色及其它山体压力现象，以便综合分析，做出正确的判断。 为了成功地使用地音仪，监听时应作到以下几点 （1） 坚持长期连续监听 （2） 坚持合理的监听制度 （3） 采用合理的监听网 四、 岩音频度与岩性的关系 岩石声发射频度随应力变化而变化的规律与岩性关系较大，研究各种岩石的声发射性能得知声发射与岩石组织有关。 1、 结晶发育的岩石易发声，隐晶质岩石声发射较差 2、 粒状组织岩石声发射频度高 3、 从声发射出现时间看，结晶的且孔隙度大的岩石，在受荷初期即发生声发射，致密的隐晶质岩石多在接近破坏时才发生，如和家杖子矿物局岭前矿黑色页岩、石灰岩、砂卡岩，大弧山铁矿的石墨千枚岩、张岭铁矿的绿泥片岩等多在荷载达极限荷载80%以上时才发生明显的声发射效应。 另外随着岩石脆性度（岩石单轴抗压温度与单轴抗拉强度之比）增大，当岩石发生破坏时会产生最大的声发射频度。 从以上关系可知，用声发射做为预报地压活动信息时，多晶质坚硬岩石效果好，松软岩石效果较差。当出现声发射频度高时，说明释放能量大，那么岩体破坏严重程度大。 五、岩体破坏程度与岩音频度的关系 根据锡矿山矿在矽化灰岩现场试验结果表明，岩体破坏程度和岩音频度N的关系大致可划分为下列三个阶段： 1、 当岩音频度小于10时，表时岩体受力不大，没有大的破坏，可以认为岩体处于相对稳定阶段，这时，最大监听周期可达一周。 2、 当岩音频度大于10小于19时，表明岩体受力较大，岩体内开始产生破裂，可认为岩体已处于临近破坏阶段，这时，监听周期不应超过两天。 3、 当岩音度大于20时，表明岩体加速破坏，人耳可能听到发射声，可认为岩体已处于急剧破坏阶段，这时监听周期不应超过一天。 图6-4是××矿7中段12号采场的地音监听记录，钻孔位于矿柱内。监听记录表明：4月2日岩音频度为10~13次/分，这时矿柱已受有较大的压力。4月3日岩音频度高达20~30次/分，有时甚至无法记数，人耳都听到岩石发炸声响，说明钻孔附近的矿柱正在发生剧烈破坏。4月4日至4月8日岩音频度都在20次/分以下，说明压力有所缓和。4月9日岩音频度再次上升为20~30次/分，说明压力再度加剧。这一实例，说明矿（岩）柱所受的压力是一个剧烈——缓和——剧烈的过程。岩音度并不是一直上升的，当它达到高峰值以后，又可能在一定时期内下降到比较低的水平，以后又再次上升，如此反复直到岩体完全破坏或冒落为止。 2/4 3/4 4/4 5/4 6/4 8/4 9/4 图6-4 地音监听记录 由以上介绍可见，利用地音仪监听岩音频度，预报岩体破坏的可能性是一种行之有效的方法。但是，只有在岩石变形或破坏过程中才会产生岩音，若岩体已经破坏，则岩音频度可能显著下降。所以，地音仪在开始监听时对岩体原有的破坏情况是不能提供任何信息的，最好能与其它检测岩体完整性的手段配合使用。 实践表明：现有地音仪抗干扰性能较差，而现场施工时存在着强烈环境噪音的干扰，这就使地音仪的应用受到了限制。同时，对声发射活动比较显著的坚硬脆性岩石，利用地音仪监听可收到较好的效果，但对于软弱岩石则不够理想。 现有地音仪只能收到岩石破坏声，但是破坏声源发至何处，地音仪无法判断，因此，为了更准确地判断发声地点，尚须进行岩音定位技术。 六、 岩音定位简介 当岩体内某一部分应力升高或发生岩层移动时，将以微震波式岩音的形式释放能量。岩音定位，就是利用地音仪确定音源位置，从而预报岩层移动或即将破坏的区域和范围。 岩音定位的基本问题就是获得音源位置的坐标，X、Y、Z的值最直接的方法就是用标准的距离方程。即： (6-1) 式中：di——音源至第i个地音仪探头的距离 ai、bi、ci——第i个地音仪探头的坐标 同时，地音仪探头到音源的距离又可通过测定岩音传播速度和传播时间而求得，即： (6-2) 式中： Vi——音源到达第i个地音仪探头的传播速度 ti——相应的传播时间 由（6-1）式和（6-2）式可见，两式右端应该相等，因此，可通过埋设足够的地音仪探头，获得微震波传到各个探头的时间和速度的有关数据，利用（6-1）式和（6-2）式右端相等的关系导出三个未知数X、Y、Z，其方法有下列两种。 1、P波法： 利用P波到达的时间进行岩音定位的方法称为P波法。此法所使用的方程是： (6-3) 式中：——从音源到和i个地音仪探头方向上的P波速度 ——到达第i个地间仪探头的相对时间，它是按首先到达最接近于音源的那一个探头的时间来相对测定的。 设音源到最近一个探头的距离为d0，则，从而有 （6-4） 从音源到第i探头的总距离是 （6-5） 由上列诸式可得 （6-6） 式中di可根据（6-3）式求得，因此在（6-6）式中，除x,y,z外其余均为已知，将（6-6）式两边平方得 (6-7) 式中： (6-7)式中共有四个常数，而且每个常数都是由距离音源最近一个探头的坐标和另一个探头的坐标而求得的 现将（6-7）式变换成下列形式 并将i=1时的式子分别减去i=2、3、4时的式子，就可消去上式中有根号的项，从而得到i=2、3、4时的线性表达式 (6-8) 在上式中，若令 ，，， 则可按三个未知数写出三个线性方程 （6-9） 由上列方程组可求出音源坐标x、y、z。 由以上讨论可知，为了获得三个独立的线性方程，需要在三维空间埋设五个探头，即距音源最近的一个探头（从它开始计算相对时间），以及其它四个探头（i=1、2、3、4）。 2、S—P波法： 利用P波和S波到达每一个探头的时差进行岩音定位的方法称为S—P波法。根据（6-2）式可知，如分别用纵、横波传播速度及时间表示di可得： 联解上列二式可得 (6-10) 式中： 由（6-1）式可知 上式中的可由（6-10）式求得，因此，上式中除外，其余均为已知。将上式两端平方得： (6-11) 式中： 在（6-11）式中，如将i=1时的式子分别减去i=2、3、4时的式子，则可消去平方项而得到i=2、3、4时的线性表达式 (6-12) 由一列方程可求得音源坐标。 从上面的讨论可知，用此法需要四个探头（i=1、2、3、4）即可获得三个独立的线性方程式。 采用P波法和S-P波法时进行岩音定位的先决条件是： （1） 探头坐标必须精确测定，并与音源计算所要求的精度一致； （2） 必须用高速记录系统录取微震数据，以确保精确计算P波和S波到达探头的时间； （3） 必须了解探测区内各方向的波速； （4） 地音仪探头必须是三维空间埋设，既不在一个平面内，也不是近似在一个平面内，以保证解的唯一性。 （5） 探头布置必须包括围岩可疑的不稳定区。 七、 发射技术在工程中的应用 1、 应用凯塞效应测定岩体主应力的大小和主应力的方向 当固体材料被加载后，有声发射现象产生，若卸去荷载后，第二次再加载，在其卸载点以前几乎不再有声发射信号产生，只有当超过第一次加载的最大荷载后，才有声发射出现，这种现象称为声发射的不可逆效应，又称凯塞效应。岩石和砼都存生着凯塞效应。岩石和砼的声发射凯塞效应与卸载至第二次加载的时间长短有关，而且还与第一次加载时所达到的应力水平有关，随着第一次加载时应力水平的提高，凯塞效应越来越显著。 凯塞效应实质上记录了材料曾经承受过的应力，因而，可利用材料的声发射的塞效应对材料的受力历史作出判断。 利用凯塞尔效应可以估算地应力的大小和主应力的方向。其方法是在欲测的岩体中9个不同方向上分别取一组岩石试样，试件尺寸一般多为直径30cm长90cm的圆柱体。为了防止试验时使试件端头破坏，在试件的两个端头粘上水泥一环氧树脂混合物，经固化后进行压缩试验，当试验加载时同时进行声发射检测。必须指出，在正式试验前应进行预备试验，将9个不同方向上的每次试件取2~3个作加载卸载试验，检验不同方向的试件其声发射是否存在不可逆效应，只有确认存在不可逆效应才能进行正式试验，否则应重新取样，直至检验每一方向的岩石试件有声发射不可逆效应为止。 在正式试验量测时，对9组试件进行压缩试验，测出声发射突然增大的荷载，按这一荷载计算出所取方向试件的单轴所受的应力C=P/A（P—声发射突然增大的荷载，KN；A—试件的横断面面积，m2），而σ可认为是该取向方向上的单轴地应力。根据测得的9组单轴的应力，按照弹性力学的方法，可以算出所测地段岩体主应力的大小和方向。至于有关计算的具体方法，请参阅弹性力学有关章节。 2、 应用声发射对岩体工程灾害进行预报 岩体的冒落和崩塌以及岩爆，特别是地下工程，这些灾害往往是造成岩体工程严重事故和生产停顿的主要原因之一。采用声发射技术可以预报岩体工程大面积地压显现引起的岩体冒落、崩塌以及岩爆等灾害，从而可事先采取措施防止或避免这些事故的发生。在岩体工程施工中，工人们经常听到岩石的声响（俗称岩音或地音），并以这些岩音的强弱，岩音频度的大小作为岩石破坏紧急险情的警报。通过研究表明，岩石破坏时所产生的次声能发射是这些可听见地音的前兆。在埋深大的隧道岩帮以及高应力地区是岩爆活动的敏感地带。因此，检测开挖引起的声发射已越来越被重视。 可听得见的声波的频率介于20Hz-20KHz之间，它取决于可能发生事故的规模，其频率随能量释放量的增长而降低。岩石在应力的作用下会发射可探测的声能，其声发射的频度随应力值的增大而提高。一般情况下，发射速率的增长超前于岩石的破裂。采用埋设多个探头可以确定声发射的音源，它是根据声波传播到多个接收探头的时间差而确定的。地音检测系统就是根据这一原理布设的。在地音检测系统中，用地音仪探头探测从声源传播出来的声波，这些探头将岩音的机械振动转变成电信号，信号经放大器放大并输送到检测站，经调试后信号进入计算机接口，以启动检测系统的记时和控制部件的信号，计算机将确定记录声波到达每一个探测器的最初时刻，根据这些数据，利用几何和波速的关系可确定发射声源。根据波幅和信号的持续时间可用以确定事件的相对量级，声发射的时间、位置以及能量等，其有关数据可打印出来以供分折研究。 第三节 声波测试技术 一、基本原理 利用声波在岩体内的传播特性，以测定岩体的弹性常数，了解岩体的某些物理力学性质，判断岩体的完整性以及破坏程度等，目前已在岩土工程中获得了广泛的应用。 声波的实质是弹性介质的机械振动，因些，声波测试法，也就是弹性波测试法。 什么是弹性波？即在弹性介质中某一点，由于某种原因而引起初始扰动或振动时，这一扰动或振动将以波的形式在弹性介质内传播，称之为弹性波。这种波犹如声音在空气和水中传播一样，也在岩体中传播。由此可知，产生弹性波必须具备下述两个条件： （1） 有初始始扰动，如加力、锤击、爆破等； （2） 介质具有弹性 自然界存在的物体大多数界于弹性和塑性之间。在外力作用下，物体主要表现为弹性变形或塑性变形，到底是哪种变形，这取决于物体的性质和外力作用的大小以及外力作用时间的长短等。若外力作用大，作用持续时间长，所有物体会表现为塑性变形，若外力作用小，作用持续时间短，绝大部分物体表现以弹性为主。采用声波测试时，以人为发射声波源对岩体的作用力很小，作用将该时间也很短促，因此，对大多数岩体在声波传播过程中，可以认为是弹性波在岩体中传播，把岩体当作弹性体来研究，这就简化了声波在岩体中传播的理论计算工作。 弹性介质传播声波是由于介质的弹性作用，弹性所产生的恢复力，使物质中每个离开其平衡位置的质点重返于它的原来位置的过程来完成的。这样声波源的振动，促使振动在介质中依次传递，又由于弹性介质的惯性作用和质点之间的空隙，使各质点在其平衡位置振动时产生一定的时间差，对于不同弹性介质，声波在其介质中传播速度也就不同。 声波的传播实际上是由振动产生的弹性变形在介质中的传递。因此，介质变形形式不同，声波的类型也不同。弹性介质在外力作用下，产生的变形有两种基本形式：一种是形状保持不变，只是体积大小变化的体变（即膨胀与收缩变形）；另一种是体积保持不变，而形状发生变化的剪切变形（即各边之间的夹角变化）。这两种变形同时存在，而体变是由张力，压力引起，剪切变形是由剪应力引起。 因此，由于不同性质的外力作用，在岩体内产生相应的两种波型，即 1、 纵波 当声波在弹性介质中传播时，由于体变和其内部法向张力和压应力相互作用的结果，使各质点间发生膨胀式压缩，这种随时间变化的膨胀和压缩互相交替，并以振动的形式传播而形成的波，即为纵波，简称P（Primary）波，表示初始波的意思。纵波的特点是质点的振动方向与传播方向相平行。 2、 横波 当弹性介质受到外部的剪切应力作用时，由于切变和剪切应力的相互作用，使质点间的位置发生相对错动，并以振动的形式传播而形成的波，即为横波，简称S（Secondary）波，表示次至波的意思，横波的特点是质点的振动方向与波的传播方向互相垂直。 纵波在无限弹性介质中传播的速度VP与介质的弹性常数和密度的关系式为 （6-13） 式中 E——动弹性模量 ——介质的密度 ——泊松比 横波速度VS与介质的弹性常数和密度的关系式为 （6-14） 比较（6-13）和（6-14）式可见，波速可用统一的形式表示如下： 由此可见，弹性波的传播速度与介质的弹性常数直接有关。在现场监测中，如能激发弹性波，并测出弹性波在岩体中的传播速度，则可利用波速公式转求岩体的弹性常数，这就是声波观测（也称弹性波观测）的基本原理。 另外从（6-13）式和（6-14）式不难看出纵波波速大于横波波速，即 VP>VS 在现场实测中，S波虽然具有难以衰减等特性，但其发生和接收都没有纵波容易，所以目前在现场实例时多以纵波为主。 上述纵波就是所谓的声波，VP也就是声波波速，因为振动周期T在1/16秒~1/50000秒时，这种振动能使人们的听觉器官感觉到声音。所以弹性波测试也叫声波测试，即声波测试是弹性波测试的一部分。 二、 声波的激发方式 声波的激发方式可以采用以下几种方法实现： 1、 采用雷管或炸药爆炸激发 2、 利用锤击或机械冲击激发 3、 采用各种类型电声换能器激发 4、 利用电火花气爆激发 由于炸药爆炸，锤击和气爆激发方式所产生的激发能量较大，所以量测声波在岩体内传播距离较大，但是其所激发能量的一致性不易控制，声波的主频率随介质的条件及激发能量等不同，有较宽的频率范围，一般可从几Hz到几百Hz。因此，声发射频率不易控制。而各种电声换能器激发产生的声波频率可由人工控制，并能定向连续发射，但是激发所产生的能量较小，声波在岩体内传播的距离受到限制，只有5~10m以内，一般多在0.5~2m范围内使用。电声换能器激发与其它激发方式相比，具有使用方便，持续时间长，且便于接收辨别和比较经济等优点，因此是采用最多的一种激发方式。 在介质中声波传播的能量，将随着传播距离的增加而减弱，表现为波幅的衰减，并服从以下规律 （6-15） 式中：A0——起始波幅 AR——行程为R的波幅 α——吸收系数 当实测到距离为ΔR的两点间波幅A1和A2时，可求得在该段距离内介质的吸收系数为： （6-16） 由此可见，根据发射声波的波幅及在介质内的吸收系数，接收机对波幅的分辨能力，可以确定声波在岩体内传播的最大距离，它也是反映岩体性状的一个指标，而且比声波速度变化更为敏感 三、 声波测试设备 岩体声波测试的过程是声发射，传播及接收显示，其相应的设备有发射换能器，按收换能器和岩石声波测定仪。 1、 声波换能器 换能器是声电能量的转换器件，亦称探头。它是采用压电陶瓷晶片制成的。其中有的是利用晶片的厚度方向的振动频率，有的是利用晶片的径向振动频率。根据晶片或晶管与金属附件不同，可做成各种型式的换能器，如弯曲式换能器，喇叭式换能器，增压式换能器，圆管式换能器等。其中发射换能器是将声波仪发射机输出的具有一定功率的电信号转换成声信号发射到岩体中，它的工作原理是利用晶体的逆压电效应。而接收换能器是将岩体中传播的声信号转换成电信号，输入到声波仪接收机输入系统中，其工作原理是利用晶体的压电效应。由于实测中对换能器和频率频带、工作方式的要求不同，因此可以选用不同结构和不同振动方式的换能器，而增压式换能器的构造如图6-5所示，它的外形为圆柱形，适用于在钻孔内进行测试，具有轻便和灵敏度高等特点，图6-6（A）和6-6（B）是用于岩石试件测试的小型换能器。 图6-5 增压式换能器的构造 1——螺栓；2——连接件；3——连接套筒；4——后法兰盘；5——连接引线； 7——压电陶瓷片；8——增压管；9——玻璃钢；10——前法兰盘
图6-6(a) 试件纵向用换能器 图6-6(b) 试件横向用换能器 1—外壳；2—陶瓷片；3—螺栓；4—电缆； 1—电缆外壳；2—螺栓陶瓷片；3—垫片；4—螺拴电缆； 5—电缆屏蔽线；6—垫片；7—螺拴 5—上盖；6—陶瓷片；7—底壳 所有的换能器应当有较好的频响特性或者有比较宽的频带，阻抗低、内损耗小、功率大、灵敏度高和较好的指向性。 2、 岩石声波测定仪（声波仪） 声波仪是岩石声波测试的主要设备，它的主要部件是发射机和接收机。发射机是一个声源讯号发射器，它由方波发生器、断续振荡器、前置放大器、功率放大器和阻抗变换器等所组成。它的作用是根据使用要求向声波测试探头输出一定频率的声脉冲。接收机是由接收放大器、时标电路、同步分频器、锯齿波扫描电路、发射延时及脉冲发射电路、稳压和整流器等组成。接收机的作用是将接收探头收到的微量信号放大，并在示波器上显示或以数字形式显示。 目前我国已研制了多种声波测定仪，主要有SYC-1型、SYC-2型以及CTS-25型和KH型声波仪。声波仪类型虽多，但基本原理是相同的，其基本原理方框图如图6-7所示。 图6-7 声波仪基本原理方框图 时标电路是产生标准时间的脉冲信号，作为度量声波信号在岩体中传播的标准时间。它是一个高稳定度的石英振荡器，它所产生的标准振荡频率在示波管荧光屏上产生时标刻度之外，经分频及相应的延迟以后作为扫描和发射的同步协调控制信号。同步信号的重复周期即为声波的脉冲周期T。同步信号分频器输出的同步脉冲经发射延迟电路延迟后，送到发射电路方波发生器的触发输入端，使方波发生器输出脉宽为TK的方波（TK<T），去调制声波振荡器，使其在TK的时间段内振荡。输出的脉冲声波经前置放大和功率放大后，推动发射换能器转换成声频机械振动，向被测结构发射声波。发射延时电路的作用是使送到发射电路（即方波调制器、声频振荡器及放大电路）的同步触发脉冲进行适当延时，延时电路的时间延迟量可以在一定范围内连续调节，使发射脉冲的起始时间对准时标的整数刻度，便于读取声波在被测物体中的传播时间。由发射换能器向被测物体中发射的脉冲声波在介质中传播一段距离以后，由接收换能器接收，并转换成声信号，再由射极换能器转换为低阻抗，经衰减器放大器放大后，送至示波管的垂直偏转板进行显示。同步信号分频器输出的周期为T的另一路同步信号，经扫描延时电路延迟后，触发扫描锯齿波发生器。发生锯齿波加到示波管水平偏转板，使光点 表6-1 声波仪的主要技术性能指标
中脉冲持续时间内从左向右扫描，此时加到垂直偏转板上的示波信号及时标信号在时间上展开。扫描延时电路的作用是使接收的声波信号到达接收点之前，光点才开始扫描。通过对延迟时间的调节，可以使接收到的声波波形在荧光屏上移动，以选择最有利的观测位置，在对于声波穿透的距离很大时特别有用。声波仪的主要技术性能指标见表6-1。 四、声波测试的工作方式 声波测试的工作方式主要有双孔孔间穿透法、单孔声波量测法和剖面法等。现分别介绍如下： 1、 双孔孔间穿透法（简称双孔法） 双孔法是使用较多的一种工作方式，如图6-8所示。测试时，同时钻凿二个平行钻孔。钻孔直径为42~46mm，孔深根据量测要求一般在8m以内，两孔间距多为1.5~2m。将发射换能器和接收换能器分别安设在两个钻孔内，并使换能器与钻孔岩壁有较好的耦合。采用点测法时，将发射和接收换能器同时在钻孔内向里移动20cm，测读一次，测得纵波在L间距的传播时间tP，如些连续量测直至钻孔底部，从而可以求出在钻孔不同深度的纵波波速的变化。在横波能辨别的条件下，也测横波到达的时间tS，并作好波形记录或素描。随即也可得到VS，衰减系数等声波参数，这种方法可用于地下工程围岩松动范围的测定，围岩分类、岩体物理力学参数的测定和大体积砼构件质量的检验等。
图6-8 双孔法 图6-9 单孔法 F——发射换能器 F——发射换能器 S——接收换能器 S——接收换能器 反射波 折射波 滑行波 双孔孔间穿透法灵敏度高，波形单纯、清晰、干扰较小，各类波形易于辨认，是一种使用较为广泛的方法。但是该法对两钻孔的平行度、两换能器的安装的相对准确性要求较高。 为了尽量减少双孔法孔间距L在不同孔深带来的误差，两孔尽可能打在同一平面内。不同深度的误差可采用梯形校正法，先量测两孔口间距，再插入直杆在孔口外1m处测两杆间距，并将直杆每转动90°测一次间距，取测得各次间距的平均值作为孔间距数值，校正后的数值精度应小于3 mm，换能器与钻孔壁之间可用注满水来耦合。 2、 单孔声波量测法（简称单孔法） 单孔法每次测试只需要一个钻孔，也可以直接利用锚杆孔。这种方法操作简便，准备工作量小，单孔测试时有两种工作方式，如图6-9所示，一种是一发一收（在钻孔内安装一个发射换能器，一个接收换能器，两换能器间保持一定间距），即量测发射至接收间的声波传播时间，将保持一定间距的发射换能器与接收换能器，逐次向钻孔底移动，并进行量测各自的传播时间，从而可以求得声波的传播速度。另一种是一发双收，即量测两个接收换能器之间的声波传播时间。 在测试时，将发射换能器F和接收换能器S插入钻孔内，并在钻孔内注满水，用于与孔壁的耦合。F向各方发射声波，根据声波的折射和反射原理，声波在水中和岩体内的传播速度分别为V1和V2，一般V2>V1，当声波到达水与岩壁的界面时，即产生反射波和折射波，如图6-9（a）所示。假设声波对岩面入射角为α，折射角为β，则有如下关系 由于V2>V1，则β>α。α增大，β也随之增大，当α增大到某一角度i时，β达到90°，这时折射波在岩体内钻孔壁周围滑行，即形成滑形波。α=i时，称入射临界角，此时则有 当发射换能器向各方向发射声波时，透过水向岩体内发射声波的过程中，总会有一束波的临界角i入射到岩壁上，于是就产生钻孔壁周围的滑行波，那么接收换能器就能接收到声波，从而实现了单孔声波的量测。 3、 剖面法 剖面法用平面发射换能器或锤击激发方式在岩体表面上发射声波，同时沿岩体表面移动平面接收换能器，接收岩体内各个岩层面的反射波，即可在示波器的屏面直接显示波形或显示接收声波的到达时间，通过对比分析，可确定反射层面的位置，或从发射声波到接收声波的路程中了解岩体的变化状况，如图6-10所示，同时还可接收沿岩体表面的滑行波，了解表面岩石状况。这种量测法可用于了解岩体内部破坏状况的相对变化，也可用作顶板岩层分类快速测定的指标。 图6-10 剖面法 F——发射换能器 S——接收换能器 除了以上三种工作方式以外，尚有环形法、扇形法、穿透法等，可根据量测的目的和要求进行选择。 上述各种声波测试法，主要是量测纵波到达的时间tP，有时也测纵波的波幅AP，在某种情况下也可测到横波到达的时间tS和横波波幅AS。 纵波和横波可以从以下三个方面识别 1、 在理想的弹性介质中，当纵波延续时间小于0.7tP，泊松比u=0.25时，由于，则tS=1.75tP，在坚硬完整的岩体中，纵波和横波的到达时间关系与上式相近，也就是横波一定在纵波之后到达，二者可以清楚的分开，纵波和横波到达的差距ΔL可按下式估算即： 式中T——纵波延续时间。 2、 从横波与纵波的波形对比来看，横波振幅AS比纵波振幅AP大，周期长，横波比较稀疏，因此可从示波器屏面上清楚辨认出纵波和横波的接收情况，波幅AS和AP可直接在示波器屏面上读取。 3、 横波与纵波的相位差为180°。 五、声波测试中应注意的几个问题 1、测试地点的选择 根据测试目的的不同，选择的测试地段应能代表某一地段的地质情况，测点或测孔应布置在岩性比较均匀、表面平坦、没有局部断裂破碎的地方，防止因局部的地质因素对声波的干扰，岩采用双孔法时，两孔应选择在地质条件比较相似的地方，并有量测要求所规定的足够间距。 2、对测孔的要求 孔壁要圆滑、顺直、清洁、孔径大小要适当，双孔成一组联合测试时，要求两孔打在一个平面内并应相互平行。精确量测和记录孔位的坐标、倾角、孔距，并做好测孔周围的地质素描图和地质剖面图。 3、测点处的表面处理 测点处的表面要清理干净，粗糙不平的地方要打磨平整，如果岩石坚硬且不易凿平的表面，可用环氧胶泥把测点处抹平，硬化后再涂上耦合剂。量测时，换能器应使耦合剂尽量薄，以减少耦合剂对声波传播时间和振幅的影响。 4、耦合剂的应用 为了提高换能器的声波效率，使声能大量地辐射到岩体中去，并使声波尽可能传递到接收换能器，则要求换能器和岩壁面之间保持良好的声阻抗匹配。理想的状态是换能器与岩面之间不存生波阻抗界面，但这在技术上是困难的，通常采用在换能器与岩壁面之间加一层中间介质，来填补换能器与岩壁面所未能接触到的空间，这种介质称为耦合剂。水、黄油是现场常用的耦合剂材料。用水作为耦合剂时，在向下倾斜3°~5°的钻孔内，能注满水。当钻孔水平或倾斜向上时，为使钻孔内注满水，并使换能器在钻孔内移动时水不外溢，必须采用封孔器封孔。若采用黄油作耦合剂时，还必须使换能器对岩壁面有一定的机械挤压力，应注意量测时所使用的耦合剂不能影响岩体的力学性质。 5、探测频率的选择 为了在测距短、波速较高的情况下保证有较高的量测精度，因此要求有足够的探测频率，在岩体破碎、吸收衰减严重时所使用的频率应小一些。频率越低，传播距离越远，穿透深度也较大，但如果频率过低，就会使分辩率降低，并使指向性变差。测试岩石，砼类介质时，所采用的频率一般在20KHz左右，其最高频率上限为100KHz。 六、声波（弹性波）在岩体中的传播规律 岩体是个复杂的介质，因此，声波在岩体中的传播特性远比均匀完整的理想弹性介质要复杂得多。岩体中各种地质物理因素和地应力的作用，对声波传播的行程和振幅，将产生一系列影响。因此，岩体中声波传播的特征是岩体性态的客观反映。而岩体中声波传播速度与其内部的结构特征有着密切联系，随着岩体的种类，弹性参数、结构面、断层和破碎带、密度、孔隙率、应力状态、风化程度和含水率等不同而有显著变化，一般说来，声波在岩体中传播有以下规律。 1、 弹性模量降低时，岩体声波速度也相应降低。弹性模量越高，声波传播速度越大。 2、 岩石越致密，岩体声速越高。在波速公式中，波速与密度成反比，但因密度增高，弹性模量将有大幅度的增大，因而波速也将越高。常见的几种完整岩石的纵波波速为：变质岩为5500~6000m/s；火成岩、石灰岩及胶结较好的砂岩为5000~5500m/s；沉积岩、胶结较差的碎屑岩为1500~3000m/s 。 3、 岩体中弱面的存在使波速降低，声波在传播过程中遇到结构面、裂隙、夹层和破碎带、其波速依这些结构面的性质、宽度、充填物而异，裂隙的数目越多，夹层越厚，其波速明显变小。另外由于结构面的存生，使声波在岩体中传播时产生各向异性，垂直于结构面方向声速低，平行于结构面方向声速高。平行于结构面的声速与垂直于结构面声速的比值称为声速的各向异性，其比值随岩性和层面结合程度而不同，对于粘土层其比值为1.12~1.3，中粒砂岩为1.39~1.55，石灰岩为1.53~2.28。 4、 裂隙不发育风化程度低的岩体，声波的传播速度较快，反之传播速度较慢。 5、 岩石的含水性对声波传播速度也有明显的影响。试验研究表明，当干燥岩石的纵波波速VP≥3000m/s时，随着含水率增加，波速相应增大；如砂岩含水率从0.2%增加到0.4%时，波速增长率约7%。当Vp<3000m/s时，波速随含水率增加而降低，如泥质长石英吵岩的Vp=1600~1820m/s，在强制阻隔下下降到1300~1700m/s。 6、 岩体压力作用下，随着荷载增加，波速增大，而波幅衰减减少；反之，岩体拉力作用下，波速降低，而波幅衰减增大。 波速的增大或降低是反映岩体的孔隙、裂隙的闭合或张开的过程。加压后发生的孔隙和裂隙闭合，使岩体弹性联系增强。当压力趋过某一限度时，孔隙间的界线破坏，出现新的裂隙，使波速降低。 7、 岩体孔隙率和孔隙度不同对声波的传播速度也不同，一般来说，孔隙率和孔隙度小、密度大，弹性常数大的岩体，声波的传播速度较快。声波传播过程中遇到孔隙度大的空洞时，若裂隙空洞中充填空气，声波不能通过裂隙空洞，而是绕过裂隙端点行走；若裂隙空洞中充填液体或其它固体物质，那么声波可部分地或完全通过。另外，随测线长短不同，绕过同一空洞的传播速度也不同，测线越短，绕射越剧，测线越长，绕射减弱。 声波振幅同样与岩体特性有关，当岩体破碎，节理裂隙发育时，声波振幅小，反之，声波振幅大。垂直于结构面方向传播的声波振幅较平行方向为小。 七 、声波测试在岩体工程中的应用 1、 围岩振动圈（带）的测定： 在岩体开挖洞室后，洞室周围岩体产生应力重新分布，形成次生应力场，周围岩体将依次出现应力降低区，应力升高区和原岩应力区。 处于应力降低区的岩体由于开挖被破碎，加以施工爆破等影响，是不稳定的，这样就在洞室周边形成一定厚度的松动圈（带）。松动圈范围的测定，是评价岩体稳定性和支护结构设计的重要依据。 理论和实践证明，声波波速和振幅随岩体裂隙增多，破碎程度增加和应力降低而减少。反之，岩体完整，应力集中，声速和波幅就增大。这样，在洞室壁的各个部位布置适量的测孔，量测距洞壁不同深度的各点声波传播速度的变化，绘制波速距洞壁不同深度的变化曲线，即VP-L曲线，并结合岩体正常的波速和地质情况，即可区分洞室围岩中波速小于原岩波速范围的松动圈（应力降低区），大于原岩波速范围的压密圈（应力升高区）；和不受采动影响的岩体正常波速的原岩应力区。 围岩松动圈（带）的测定一般是在被测洞室内的横断面上布置测孔，选取量测横断面应考虑以下原则： （1） 洞室围岩的力学性质应尽可能均匀。 （2） 避免通过大裂隙发育带（如小断层、节理发育地段等），要选择围岩具有代表性的地段。 （3） 使测孔布置在洞室围岩易破坏的部位（如横顶、拱脚处等）及其影响围岩稳定的关键部位。 在横断面上布置的测孔，各部位测孔倾角：拱顶为90°，拱脚为45°，两边墙为-5°，如图6-11所示，可采用双孔法或单孔法进行测试。 图6-11 松弛带测孔布置图 测孔间距的选取，要求能真实准确地测得围岩深部各点的波速变化。为了提高量测精度，在仪器发射功率或发射方式允许的情况下，距离加长更为有利，能具有较好的代表性。但是岩体破碎，由于波形波幅衰减快，穿透距离将受到限制。采用人工换能器发射，一般取1.5~2m，岩性较差时取1m。 实测的纵波波速与测孔深度的关系曲线（VP—L曲线）可归纳为以下几种，如图6-12所示。 图6-12 纵波波速与测孔深度关系曲线 I——应力下降区 II——应力升高区 III——原岩应力区 （1） 平缓型曲线：波速与孔深关系曲线基本上保持在原岩正常波速值，说明岩体完整性好，强度高，洞室开挖后围岩的完整性未受破坏，应力没有明显变化，于是，可以认为围岩没有松动带出现。如图6-12（a）所示 （2） 增高型曲线：曲线前部波速较低，后段波速增高，且接近于正常原岩波速值，说明洞室围岩表面有松动，因而有应力降低区产生，如图6-12（b）所示。 （3） 衰减型曲线：曲线前段比原岩波速高，而后段逐渐接近原岩正常波速值，表明围岩完整坚硬，围岩无松动带产生，由于岩体强度高，因而有应力升高区出现，如图6-12（c）所示。 （4） 峰值型曲线：曲线前段波速较低，而中段却高于原岩正常波速，而后段接近于原岩波速，说明围岩表层出现松动带，应力降低，而中部为压密带形成应力升高区，而后为原岩应力区如图6-12（d）所示。 必须指出：波速与深度曲线当节理裂隙比较发育时，会出现比较复杂的曲线形态，应注意其总的趋势。当测孔深度内有几种岩层时，应注意岩性和各向异性对波速的影响，正确地确定围岩松动带，压密带和原岩应力带的区分。判断围岩的稳定性，为支护设计与施工安全提供依据。 2、 利用声波法研究岩体节理，裂隙发育情况判断岩体的完整性，求得准岩体强度。 试验得知，声波穿过岩体时，遇到裂隙便发生绕射或被吸收，其传播速度将有所降低。岩体中裂隙越多，声波的传播速度降低越大。小尺寸的岩石试件含裂隙少，甚至不含裂隙，其传播速度大。 岩石试件在实验室进行强度试验的结果，并不能代表真正的岩体强度，而进行现场岩体强度试验又较困难，耗费人力物力较大。因此，如何从岩石的强度出发，结合能反映裂隙状态的弹性参数，求得岩体的强度指标，是控索的一个途径。 日本学者池田和彦提出，将岩石试件的抗压（或抗拉）强度乘以龟裂系数（即岩体完整性系数），称为准岩体抗压（或抗拉）强度，以此来表示考虑裂隙在内的岩体强度。具体的作法是，先在现场采集岩样，做成试件后，测定岩石试件中声波的传播速度Vc，再在采样地点岩体一定区域内测定声波的传播速度Vm。根据声波在岩体和该岩石试件中的传播速度比，可了解岩体中裂隙的发育程度，进而判断岩体的完整性，称此比值的平方为龟裂系数（岩体完整性系数），以K表示。评价岩体完整性程度的指标如表6-2所示。 岩体完整性分类 表6-2
岩体完整性系数确定后，便可根据以下关系式计算出准岩体抗压强度SMC SMC=KSC （6-17） 准岩体抗拉强度 SMt=KSt （6-18） 式中：SC——岩石试件的单向抗压强度 St——岩石试件的单向抗拉强度 3、 应用声波法测定岩体的弹性常数 利用声波仪测出岩体的纵波波速VP和横波波速VS后，当已知岩体密度时，联解（6-13）式和（6-14）式，即可求出岩体的动弹性横量和动泊松比，即 （6-19） （6-20） 式中：Ed——岩体的动弹性横量 ——岩体的动泊松比 4、 测定岩体张开裂隙的延伸深度 已知岩体表面有一张开裂隙，并知其倾向和倾角a，如图6-13所示，先在裂隙一侧由已知间距测得岩体波速VC，随后将发射换能器S1与接收换能器S2置于张裂隙的两侧，由于裂隙的存在，声波将沿绕过张裂隙的最短路径在岩体内传播。在现场可利用这种绕射现象来推测张开裂隙在岩体中的延伸深度。 设声波在裂隙岩体内传播速度为V，绕过裂隙传播时间为t，则经过的路程长为L=Vt。由几何学知——动点与某二定点的距离之和为常数的轨迹是椭圆。因此以发射点S1和接收点S2为椭圆的两焦点，L为椭圆长轴，作一椭圆，由张开裂隙的位置及倾角a，按延伸方向作一直线，直线与椭圆的交点，即为张开裂隙的最深点。于是h即为张开裂隙的延伸深度。为了检验其准确性，可以改变S1和S2的位置，作出另一个椭圆而进行对比，以便求得准确的裂隙深度。 图6-13 张开裂隙深度测定 5、 测定洞室围岩主应力方向 因岩体所受的应力状态，将影响声波波速的传播速度，因此，可以用量测岩体内各方向声波波速，来推断岩体的主应力方向。 测定的具体方法是，选择岩性和结构较为单一的地段，取某一点为声波发射点，以发射点为中心，在圆周不同方位处布置若干个接收点，测定发射点至各接收点的声波传播速度，绘制如图6-14所示的速度椭圆，由于波速随岩体应力而变化，所以速度椭圆的长轴方向与短轴方向分别是最大主应力方向和最小主应力方向。 图6-14 测定主应力方向 F——发射点；1，2，…，8——接收点 6、 检测围岩加固的效果 用声波法量测围岩加固前后的波速、波幅等参数的变化，可以检测喷锚支护的效果。喷锚支护的特点在于喷锚支护与围岩继续变形破坏，并在围岩应力调整过程中使原已松动的围岩有所压密的趋势，从而发挥围岩的自承能力，于是，达到支护的目的，图6-15示出了隧洞支护前、后与支护效果好坏时的声波波速与深度的关系曲线（vp-L曲线），曲线1为未支护时的波速曲线，说明隧洞围岩表层有松动带出现。曲线2为支护后松动带围岩有所压密，衰减段波速明显减小，说明喷锚支护起到了支护作用，曲线3为支护后支护效果差，松动带发展到一定范围后才稳定下来。 7、 检测爆破对围岩稳定性的影响 因爆破振动形成的裂隙带，实质上是原有裂隙的扩展和新裂隙的产生形成的。由于爆破出现这种后果，可以从声波波速和波幅的变化反映出来，并由此确定爆破对岩体的破坏范围和不同爆破方法对岩体稳定性的影响程度。 爆破振动强度及其对岩体稳定性的影响与爆破方法有关，在隧洞施工中，不断采用一些新的爆破技术，目的是为了减轻对围岩的破坏。对于同一爆破方法而言，坚硬岩体较软弱岩体破坏范围要小，对于同一岩体而言，光面爆破和预裂爆破较一般的普通爆破的破坏范围要小，如图6-16所示。 图6-15 支护效果示意图 图6-16 爆破法对围岩破坏的影响 1——支护前；2——支护效果好； 1——预裂爆破；2——光面爆破； 3——支护效果差，围岩松动带继续发展 3——普通爆破 第七章 超前探测技术在隧道施工中的应用第一节 概 述一、 地质雷达的特点及其应用现状 地质雷达（Ground Penetrating Radar,简称GPR）是利用无线电波检测地下介质分布和对不可见目标体或地下界面进行扫描，以确定其内部结构形态和位置的电磁技术。 在隧道开挖过程中，经常遇到复杂的地质结构，尤其是隧道穿过采空区、断层破碎带、岩溶地区以及煤与瓦斯突出的危险地段。若事先未能探清这些不良的地质状况，施工时往往会造成塌方、涌水或煤与瓦斯突出等事故。为了防止这些事故的发生，应用非接触式或无损伤地质雷达探测隧道工作面前方不良地质构造，准确预测隧道工作面前方规定范围内的工程地质、水文地质总是以便为隧道工程设计提供地质依据和指导施工，并根据超前预测的成果提出相应的技术措施与可行性建议，从而使隧道工程施工安全、经济效益显著提高。 超前探测地质雷达经过不断研究已发展到单点探测和连续实时自动成图，国外的探测地质雷达均为单脉冲雷达，其特点是发射信号为高压窄脉冲，工作频率为50~1000MHz，分辨率高，但设备不易满足要求地下工程防爆要求，由于地层对电磁波的衰减随工作频率的升高而增大，低频段多用于探测衰减较大的目标或远距离目标，而高频率多用于衰减小的地层中的探测，浅部或表面探测，由于中间频段既有较大的探测距离又兼顾了分辩率，所以多用于普查勘探，而高频段和低频段仪器多用于详查，精查勘探或针对性强的探测。 作为一种非接触式的无损伤探测手段，地质雷达是利用电磁波的反射原理，对地质构造进行准确定位和正确的分析判断，由于其分辩率高，无损伤，探测和数据处理速度快，机动灵活，操作简便，抗干扰能力强，可对隧道一定范围内进行全方位探测，无需钻孔探测等辅助工程减轻了以往打钻孔探测隧道工作面前方工程地质和水文地质状况所需人力、物力和财力，从探测时间上缩短了借用隧道开挖工作面的时间，提高了探测工效，是一种快、好、省的超前探测方法。 二、探测设备 目前投入现场探测的雷达多为脉冲时域类型，和要有加拿大探头及软件公司（SSI）的pulse EKKO系列；美国地球物理探测设备公司（GSSI）的SIR系列；日本应用地质株式会社（OYO公司）的GEORADAR系列；瑞典地质公司（SGAB）的RAMAC钻孔雷达系统其中工作频率范围10MHz~1GHz，时窗为0~2000ns，探测深度为40~80m，分辩率达几厘米，浓度符合率小于±5cm，并且只有可程序高次叠加和多波形处理等信号恢复技术则当前先进的地球勘探手段之一。 我国煤炭科学研究总院重庆分院针对我国煤矿井下的特点，在研制脉冲调制式矿井防爆地质雷达时，既考虑到大探距又兼顾了高分辨率，开发出了系列产品。尤其是KDL-3型、KDL-4型矿井防爆地质雷达成功地应用于具有煤与瓦斯突出地带以及其它地质灾害的探测。该设备由发射天线、接收天线、发射机、接收机、采样器、笔记本微机以及系统专用软件等集成，它们的功能分别是： （1）发射天线：是将发射机产生的高频电磁波通过发射天线向地下定向发射电磁波。 （2）接收天线：是将由被测目标体反射回的电磁波由接收天线接收后输入接收机。 （3）发射机：其功能是产生所需功率电平的高频电磁波。 （4）接收机：其功能是接收微弱的目标信号，并将信号放大到可以使用的电平。 （5）采样器及笔记本微机：通过接收机放大，滤波处理后的反射波经采样器数字化后由笔记本微机收集并记录，可以方便地实现连续采集和连续记录。 KDL-3型矿井防爆地质雷达探测距离为60m，分辨率达0.3m，该系统已用于国内15个矿务局，12座公路、铁路隧道，5个市政工程，进行了工程地质、煤与瓦斯突出区域的地质构造以及隧道病害区段等有效的探测。 在隧道施工过程中，使用地质需达探测隧道工作面前方工程地质和水文地质的赋存状态，代替了在工作面打钻孔向前探测，或在钻探难以实施，难以达到预期效果，或在不允许打钻的情况下，采用地质雷达超前探测可提供探测地段大量的技术资料。作为隧道设计、安全施工以及为采取技术措施决策、提供依据。 三、隧道开挖面超前探测的主要内容 在隧道施工过程中，特别是在复杂地质条件下，为了防止在正常施工下避免工作面开挖出现不测事故（诸如出现断层，破碎带、采空区、溶洞、含水集水区、高应力地带以及其它不良地质现象等）。可以采用地质雷达超前探测，以便了解隧道工作面前方的地质状况与水文地质条件，预测工作面前方的工程地质，做到有针对性的施工。使用地质雷达超前探测可以预测工作面前方以下一些内容： 1．断层构造及断层破碎带 2．煤层、瓦斯、天然气、硫化氢气赋存条件及采空区状况 3．岩溶、空洞、裂隙及其规模和充填情况 4．地下水赋存状态及可得突水、涌水的位置以及水量的大小； 5．软弱围岩及不同类别围岩的界面 6．其它不良地质情况 根据地质雷达超前探测可分析判断隧道工作面前方有无以上情况或现象存在，从而结合探测的结果，采取相应的技术措施，做到有针对性的施工。 四、探测原理及地质雷达方程 1．探测原理 地质雷达是采用甚高频——超高频电磁波检测地下介质的地质特征，不同岩性分布和对不可见目标或地下界面进行扫描，以确定其内部结构形态或位置的电磁波技术。其探测原理是高频电磁波在介质中传播时，其路径、电磁场强度和波形将随所通过介质的电性差异及集合形态而变化。从各个不同深度返回的反射波与直达波被接收天线所接收，经过接收机放大、滤波等处理并经采样器数字化后输入微机进行处理，取反射波往返路程时间之半再兼以相应介质的电磁波传播速度便得出目标距离，再通过综合分析判断目标性质。因此，应用地质雷达可以探测隧道开挖工作面前方的地质和水文地质状况。 2．地质雷达方程 预测目标性质的判定，即目标识别技术是地质雷达探测方法的主要内容，在判定方法上，主要是根据波的形状、电压幅值及其在横向和纵向上的衰减变化，结合地质原理进行判定。 影响波形、电压的主要因素是仪器性能、地下介质和目标界面特性，根据有关文献，对空雷达方程为： （7-1） 对于偶极天线，因 且由收发天线的互易性 则 （7-2） 式中：Pr——接收机接收到的功率 W Pt——发射机发射功率 W R——天线到目标体的距离 m Ar——天线有效面积 m2 G——天线增益 dB Q——目标体的截面积 m2 λ——雷达波长 m f——雷达中心频率 Hz u——雷达波速 m/s 在（7-1）式中，第一项因子表示距离为R处的功率密度，它与目标截面积Q的乘积表示距离为R处，截面积为Q的目标所截获的反射能量；第一个因子与第二个因子的乘积表示从该目标以球面扩散形式反射到接收天线的总功率；上述三个因子的乘积则为接收天线所截获的能量。 另外，从（7-2）式中还可以看出，在计算接收功率时，除了考虑到仪器性能外，没有考虑介面的反射特性和介质电压幅值的衰减，所以（7-2）式显然不能用来描述地质雷达的确切的接收功率。 对于空气一般被看作是一种均一介质，而地层是一种高损耗的非均一导电介质。这种高损耗表现在电磁波能量随距高呈指数衰减，由于非均一性的介面存在，至使界面两侧不同物理特性的介质组合便构成了各种各样的界面。 令V为界面功率反射系数，α为电场衰减系数，由于电场随距离的往返衰减为 e–2αR，而功率又与电场呈平方关系，因此，由（7-2）式可导出地质雷达方程为 （7-3） 五、主要影响因素 1．界面（目标）的电磁特性 地下界面的特性直接影响着电磁波的反射，而界面特性包括电磁特性和形状特性。能够反映界面电磁特性的物理量是反射系数。 由于功率反射系数V电场强反射系数L是平方关系即 V=L2 （7-4） 对于地下只有一个界面的情形，可导出其电场反射系数为 （7-5） 式中：Z1——第一层介质的波阻抗 Ω Z2——第二层介质的波阻抗 Ω 而介质的波阻抗 （7-6） 式中：ω——角频率 σ——介质导电率 ε——介电常数 μ——介质磁导率 与地下有多个界面，求解某一界面的反射系数时要考虑到其它各个界面对该界面的影响，故情况较为复杂。对于地下有三层介质的情况则第一个界面的电场反射系数L1应为 （7-7） 式中K2——第二层介质的传播常数 h2——第二层介质的厚度 m θ2——第二层介质的折射角 Z1、Z2、Z3——分别为第一、第二、第三层介质的波阻抗 Ω 从（7-6）式及(7-7)式可以看出，界面两侧介质的波阻抗差异越大，反射越强。而波阻抗的差异体现在电导率σ、磁导率u和介电常数ε的差异上。对于沉积岩一般为非强磁性岩石，μ=12.57×10-7H/m，其值变化不大，而变化最大的介电常数ε和介质的电导率σ。因此，可以认为反射系统主要取决于界面两侧的介质常数初导电率的差异，如果这种差异越大，那么反射就越强。 被测目标的界面形状、尺寸和产状也直接影响到回波的幅值和形状，例如处于一种理想产状的平整断层面的波形一般比较尖细；含水裂隙带式断层破碎带的波形稍宽一些；陷落柱的波形钝而宽缓，边缘往往不规则。这是因为平整的界面能够集中反射能量，而隔落柱则不同，它除了因外形不规则形成漫反射而产生时间延迟外，也往往因其内部不完全充填而形成反射，波形紧迭其后，反映在回波上有一定的持续宽度和不规则。因此，可根据波形特征结合其它的处理解释方法来判别反射因素。 2．高频电磁参数的影响因素 地下介质高频电磁参数是指介电常数ε、σ数值的大小，一是由介质自身性质决定的，二是受赋存的外部环境影响而变化的，根据国内外多个有代表性的煤样测试情况来看，在雷达频率为160Hz时，煤的相对介电常数变化不大，一般在2.3~3.6的范围内，其中烟煤为2.5~3.0；而岩层的介电常数一般为3.0~9.0，个别的可达40，较煤的变化稍大些，水的介电常数为81。煤的电导常从1.47×10-2~9.09×10-4s/m，而岩石由于自身的性质和赋存环境的差异，其电导率变化较大，可从10–2~10–8量级，石墨可达104~106量级。 介电常数可随工作频率的升高而降低，在超高频段趋于稳定；随地层含水量的增加而增大，但在含水量超过5%后增加趋于缓慢，而且在高温高压下不发生变化，地层对电磁波的衰减也急剧增大。 导电率随工作频率升高而升高，并随温度升高而增大。另外地层的电导率还具有各异性，如在160MHz时，沿煤层层面传播的电导率是垂直于煤层层面传播的2倍左右。这是因为电磁波平行于层面传播时可视作电阻的并联，穿层时可视为串联。 综上所述，地下非均一介质由于介电常数与电导率的明显差异而构成了电磁波反射界面，如含水层、围岩、空洞、陷落柱、断层面以及煤层顶底板等都是良好的反射界面。 第二节 探测方法 应用地质雷达超前探测隧道开挖工作面前方的工程地质、水文地质以及煤层与瓦斯等情况的具体探测方法可根据以下原则设计。 一、探测方案设计 1．探测点位的布置原则 公路隧道掘进高度有8~12m，掘进宽度也在10~15m左右，掘进断面积多在100m2左右，施工时一般要求探测隧道开挖面前方及其周边（隧道顶部、底板及左右两端）10m范围内的地质状况，含水情况以及煤层与瓦斯的赋存条件，因此，探测点位的设置应遵循以下布置原则： （1）由于隧道开挖断面高度较大，因此探测时应在隧道断面内分设上、中、下三层探测线，每层测量多少以及测点位置与分布，应根据隧道密度及地质构造的复杂程度确定。 （2）每一探测层间距和层内测点的距离，应根据开挖面岩性而定，一般约在2~4m之间。 （3）为了探测隧道周边10m范围内的地质情况，为此在靠近隧道边缘的测点，除了探测正前方的岩性外，还应向外偏斜，而测点除了水平探测处还应上仰、下俯、向左偏斜和向右偏斜，以便准确测定隧道前方及周边10m范围内的地质情况。 （4）在满足超前探测的前提下，为了节省探测时间、简化探测施工程序，应根据地质条件的复杂程度，调整探测点数和点位，在地质情况不太复杂的一般地段，可简化为7—9个测点，即上层测线段1~3个测点，中、下层各设3个测点。地质情况简单时，上层只做中间的测点，两边的测点可省去；在地质情况较为复杂时，须加密布点探测。 根据以上原则，结合隧道工作面前方的具体情况以及探测目的与要求作出具体的探测设计，以便实施。 2．地质雷达超前探测的布置方式 地质雷达的探测布置比较灵活，根据隧道工作面前方的地质条件，岩层的赋存状况以及施工现场的具体情况布置一些测点、测线或网格，在测线、网格上的点距可根据工程所要求的精度选定一般为2~4m，还可以根据具体情况和需要灵活改变。应用地质雷达可在隧道开挖工作面内的任意方向探测。对同一目标可以改变方位角、仰角、底角进行探测，总之以能达到隧道周围左右、上下10m范围内的探测为准。 至于具体布置方式请参阅图7-3实例。 二、操作方式 在隧道内紧跟掘进工作面借助高空作业台，搭设作业平台，根据现场实际情况，可分导布点，安置设备，为不使探测设备上下移动频繁，应先后依次进行上、中、下三个水平的探测工作。 地质雷达探测操作可分为变参数探测和固定参数探测两种操作方式。在隧道工作面向前方探测时可以采用变参数探测或固定参数探测，为了便于应用波形法解释和使用横向衰减对比法解释，也可同时采用这两种方式探测。 每次地质雷达现场探测完成后，为了及时反馈有关探测信息，为工程技术决策提供依据以便指导施工。探测资料经处理解释后于24h内提交探测报告。报告中应主要包括有关探测隧道地质雷达超前探测成果表，隧道纵横剖面图各一张。成果表中的主要内容应有探测点位编号、里程、探测日期、探测点布置方位、方向及其描述，工程地质特征（围岩类别、有无溶洞、地下水、瓦斯、断层破碎带等及其危害程度），以及对探测中发现的问题提出处理措施与建议。至于图件在一般情况下只提供隧道纵横剖面图各一张即可，但在地质构造复杂地段应适当增加。以便进一步精确控制地质构造的空间形态。 探测资料的地质解释须在认真分析现有地质资料和实际地质调查的基础与结合施工地质实际情况进行，探测报告要求结论明确，定性准确，同时也应有定量评估。 三、地质构造识别技术 地质雷达图像的解释基础是研究电磁波的传播特性，因此主要是通过找寻反射界面来判断以便得出目标体的几何形状和物理特征，因而介质的电性差异和物性差异是使用地质雷达判断目标物的形态和物性状态的主要依据，于是有关地质构造是识别技术可以应用以下解释方法。 1．地质解释原则 （1）在一定的地质背景下，根据地质雷达波形进行地质解释，即根据隧道前方的地质地层的分布状况，大的地质构造发育情况，首先解释出地质背景，包括地层分界面及地层厚度，找到已知目标，如断层等所对应的波形及其所代表的实际准确位置，以已知目标所对应的波形及其实际的位置为准，然后对此其它波形进行地质解释。 （2）为了使图像的解释准确，采用从已知到未知进行对比分析，即首先对已知地质体如地层分界面、断层、溶槽及其充水性进行探测，分析其波形特点和规律，然后对未知地段进行探测和解释，并经过实践——认识——再实践的反复过程，使定性判别的准确从而提高可靠程度。 2．地质解释方法 采用地质雷达超前探测有关地质状况的解释可用波形解释法、横向衰减对比处理解释法和组合法。 （1）波形解释法 根据地下甚高频——超高频电磁波的反射原理，不同地质目标其反射回波在波形形状、宽度、幅度等方面都具有不同的特点和差异。因此，可根据波形特征解释隧道前方的地质构造及其充分性等，如平稳的断层面波形一般比较尖细，含水裂隙带或断层破碎带的波形稍宽，溶洞的波形钝而宽缓，边缘往往不规则。 （2）横向衰减对比处理解释法 根据几何光学原理，当电磁波从一种介质进入另一种介质时要同时发生两种物理现象，即反射和透射，设总的发射能量为1，那么，反射系数与透射系数之和应等于1，即 V+W=1 （7-8） 式中V——反射系数 W——透射系数 而反射系数和透射系数均与界面两侧介质的电性有关。 （7-8）式说明，在地下传播的雷达波，当遇到地质异常或地质变化时，一部分能量被反射，形成明显的反射波，另一部分继续向前传播，形成所谓的透射波。从理论上讲透射波当再遇到二次界面产生反射时，在其它条件相同的条件下，比没有经过一次界面反射的探测点上的反射能量明显减弱。但有时往往因该界面以上的地层变化大而使解释变得复杂化，特别是当测点很多时，工作量极大，且检查核对原始数据时，频频翻阅原始资料，既费时又困难。因此，解释时还应该关注第一目标反射层之下所形成反射波的特征来解释第一反射层，即在其它条件相同的情况下，在各探测点上，第一反射层之下，在相同或相近的距离上，若第一反射层的特性相同，则第二反射层的反射特征主要取决于第二个界面特性；反之若在某些测点上第一个反射目标存在，而在另一些测点存在，即可根据第二反射界面的特征来解释第一反射目标。简言之，第一反射界面的反射主要取决于第一界面的特性，第二界面的反射与第一界面有一定的关系，例如在第一测点上第一界面存在，第二界面也存在，而在第二测点上第一界面不存在，第二界面存在，那么根据上式在第一测点上第二界面的反射波幅度应明显低于第二个测点的幅值。在各测线的剖面上将这些时间相同或相近的各测点的反射法幅值输入到计算机在横向上构成长长的曲线，称为衰减曲线，在衰减曲线上形成了上下起跳的尖峰和拐点，构成横向对比，而寻找的目标层应该是时间上在先的反射波较强，其后的反射波较弱的地点。如图7-1所示，为目标判别简易曲线。 目标反射时衰减曲线 下一界面反射波横向对比曲线 洞室位置 图7-1 目标判别简易曲线 （3）组合法 在地质背景较为复杂或解释难度较大的情况下，同时使用上述两种解释方法，既方便又提高准确度。 第三节 华蓥山隧道地质雷达超前探测不良地质构造的应用 一、隧道概况 广渝高速公路华蓥山隧道全长4700m，左线西起广安天池ZK32+693.05m，东至邻水ZK37+399m，实际长度4705.95m，右线西起YK32+700m，东至YK37+384m，实际长度4684m，左右线间距为40m，隧道方向西口为127°，东口为307°，是目前国内在建最长的大断面双车道公路隧道。 二、地质构造、地层及水文地质条件 隧道方向基本垂直地导走向和龙王洞大背斜轴向。该背斜西翼较陡倾角为50~76°，东翼较缓，倾角为38~45°，倾向西翼为290°~310°，东翼为110°~130°，很明显地呈不对称的背斜构造，其构造受北西——南东水平挤压力而形成，其主应力方向为110°，在此构造的基础上所形成的一级压性构造形迹是不对称的大背斜，即龙王洞大背斜，F1仰天窝逆断层和F2断层。而与背斜轴垂直的张性正断层和与背斜轴平行的次一级张性断裂以及F1、F2断层都是形成岩溶地下暗河通道的前提条件。很显然隧道地址内不仅地质构造复杂，相应的岩溶也相当发育。如图7-2所示。 307° N 龙 F2 王 洞 F1 背 斜 127° 平面图
307° 127° F2 F1 剖面图 图7-2 华蓥山构造纲要图 压性结构面：背斜F1、F2、逆断层、层间滑动面（形成溶槽） 扭性结构面：不发育 张性结构面：垂直背斜的张节理裂隙；背斜形成后期；平等背斜次一级张性节理裂隙 隧址内最老的地层为志留系中统黄龙组（S2h）泥岩、页岩、石炭系中统黄龙组（C2H）角砾岩、白云岩。二迭系下统（P1L）栖霞灰岩，茅口灰岩。二迭系中统龙潭组煤系地段，底部第一段含煤层，煤厚2.97m，长兴组灰岩岩溶发育。三迭系下统飞仙关组（T1f）大部由灰岩，泥岩组成，嘉陵江灰岩岩溶发育。从岩性组成来看，背斜西翼灰岩长度为1695m，东翼为1895m，合计3590m，占隧道总长度的76%，由于大部分灰岩属III~V类围岩，所以稳定性较好是其有利的一面，不利的是灰岩内岩溶水发育，特别是西翼构造区占总长的36%，在防治水方面需投入很大的工作。 至于水文地质方面，一般说来顺岩层走向水力联系很好，倾向方向仅限于本单元内部构造裂隙以溶洞形式联通。在F2断层附近是隧址内最复杂、水位最高的地段。茅口灰岩与栖霞灰岩分界面既是岩溶发育段又是天然气和硫化氢有害气体相对富集地段，也是施工难度最大的地段。 此外隧道施工时当穿煤时有瓦斯释放问题，以及志留系中统韩家店组的高应力区，易造成岩爆和塌方问题。 华蓥山隧道地质条件，水文地质条件复杂，岩溶发育，龙王洞背斜两翼均穿过龙潭组高瓦斯突出煤层，茅口灰岩与栖霞灰岩分界上下各50m及石炭系中统黄龙组赋存有天然气的硫化氢有害气体，志留系中统韩家店组高应力地带易产生岩爆造成塌方事故，因此隧址内既有水、瓦斯、天然气、硫化氢等有害气体，又有高应力地段的岩爆、塌方以及油气溢出等地质灾害与隐患。为了施工安全，业主决定由煤炭科学研究总院重庆分院承担全隧道地质雷达的探测工作，现将有关探测情况介绍如下。 三、华蓥山隧道地质雷达探测点的布置 隧道断面形状为曲墙拱形，隧道开挖宽度为12。4M，开挖高度为 。根据工程施工要求，在隧道前方及其周边 进行有关探测，因此，在正前方将要开挖的隧道应控制范围为 。为此，将断面分为三个水平放置探测点位。 上层水平测线距拱顶3.3m，测线上设三个测点，从左向右分别为H1、H2和H3，H2位于隧道中线上，测点间距为2.5m，每个测点采用4个基本探测角，即水平（垂直于开挖面）、仰角20°、仰角50°和俯角10°，H1又向左水平偏斜20°、50°，H3又向右水平偏斜20°、50°，上层共计16个探测方位。 中层水平测线距上层水平测线3.0m，测线上设五个测点，从左至右分别为M1、M2、M3、M4和M5，M3位于隧道中线上，测点间距为2.5m，每个测点采用2个基本探测角，即水平（垂直于开挖面）和俯角10°，M1又向左水平偏斜20°、50°，M5又向右水平偏斜20°、50°，上层共计14个探测方位。 下层水平测线距中层水平测线4.0m，距隧道底板为0.5m，测线上设五个测点，从左至右分别为L1、L2、L3、L4和L5，L3位于隧道中线上，测点间距为2.5m，每个测点采用2个基本探测角，即水平（垂直于开挖面）和俯角20°，M1又向左水平偏斜20°、50°，L5又向右水平偏斜20°、50°，下层共计14个探测方位。 这样上、中、下三层共计布置44个探测方位，因而构成了隧道前方、上方、中间、下方三个水平纵剖面和五个垂直纵剖面图，如图7-3（a、b、c）所示，从而达到了未开挖隧道前方，隧道周边10m的控制范围。 （a）隧道横断面图 （b）隧道垂直纵剖面图A-A （c）隧道水平纵剖面图B-B 图7-3 华蓥山隧道地质雷达探测测点布置图 四、地质雷达探测成果 从1997年3月至1999年10月华蓥山隧道中应用地质雷达在西口左线先后探测37次，探测长度2041.95m，右线也探测37次，探测长度2211m；在东口左线先后探测43次，探测长度2664m，左线探测39次，探测长度2145m。整个华蓥山隧道探测总长度累计达9366.95m。现就几个典型探测事例介绍如下： 1. 在东口左线ZK37+187m处，先后两次出现特大黄泥水涌出。事故发生前用地质雷达进行了超前探测，根据探测结果，当即预报在掘进工作面前方21.8~22.3m(ZK37+186.2)为溶槽，顺层发育，联通性好，溶槽内充满黄泥水，水来源于北方，且压力较大。当隧道开挖至ZK37+187m位置时，在开挖工作面下部掏槽眼爆破后出现直径0.3m的溶洞，涌出黄泥3000m3，且压力较大，用地质雷达再次探测发现其形态为上宽下窄的溶槽，建议在拱顶以上不能封堵，应再次爆破揭开以便将泥水排掉，第二次爆破后，又排出泥砂2500m3左右，从而使开挖施工顺利通过。 2. 在西口右线YK34+291m处为大逆断层F1，原设计资料提供F1断层破碎带约宽38m。根据地质雷达超前探测结果发现，F1断层包括影响带仅有6~7m，而且岩层不破碎，因而施工时放弃了原设计过F1断层采用管棚加强支撑的方案，节约了大量的资金。 3. 在东口左线ZK36+069~ZK36+101段用地质雷达超前探测后预报此段在施工时有可能产生岩爆。由于该地层为志留系中统韩家店组高应力区产生岩爆是可能的。其预报长度为60m，而预报结束位置与实际基本相符，误差仅有1m。由于进行了超前预报，于是在该段施工时除增加了隧道内空量测频度，观察围岩的变形状况，同时加强了初期喷锚支护，达到了施工安全。 根据地质雷达探测实践与实际施工揭露，华蓥山隧道地质条件复杂，背斜西翼比东翼更复杂些。经探测查明不良地质及水文地质有34项，其中包括7次大的突水突泥砂，最大突水10000m3/h。还有大的溶洞溶槽和岩溶裂隙等水文地质问题占60．71%，4次过具有瓦斯突出危险的煤层，4次过F2、F1大断层和其它小断层，两次过60m的岩爆地段，两次过高瓦斯、天然气和H2S有害气体喷出。9次通过围岩破碎带，其中可能产生垮塌段占16．66％。 总之，华蓥山隧道施工用地质雷达预报不良地质体的性质基本符合实际，定量预报不良地质位置误差在60m范围达到小于5％的要求，位置完全相符的占3O．2％，误差小于0．5m的达50．6%，小于1m者高达75%。 现就东口左线地质雷达超前探测与施工揭露实际情况对比列于表7-1中。 华蓥山隧道应用雷达超前探测是成功的，预报基本是可靠的，对隧道安全施工起到了积极作用。
表10 广渝高速公路广邻段华蓥山隧道东口左线地质雷达超前探测 与实际揭露对比表 第四节 地表下沉量测 浅埋隧道通常位于软弱、破碎、自稳时间极短的围岩中，施工方法不妥极易发生冒顶增塌方或地表有害下沉，当地表有建筑物时会危及其安全。浅埋隧道开挖时可能会引起地层沉陷而波及地表，因此，地表下沉量测对浅埋隧道的施工是十分重要的。 一、 量测目的： 地表下沉量测的目的主要在于了解以下内容： 1、 地表下沉的范围以及下沉量的大小； 2、 地表下沉量随工作面推进的变化规律； 3、 地表下沉稳定的时间。 二、 量测方法及测点布置： 1． 量测方法：一般用水平仪量测，其量测精度为±1mm。 对于浅埋隧道地表沉降以及沉降的发展趋势是判断隧道围岩稳定性的一个重要标志。用水平仪在地面量测，简易可行、量测结果能反映浅埋隧道开挖过程中围岩变形的全过程。 如果需要了解地中下沉量的大小，可在地表钻孔埋设单点或多点位移计进行量测。 浅埋隧道地表下沉量测的重要性，随埋深变浅而增大，如表4-4所示。 地表沉降量测的重要性 表4-4
2．测点布置 地表下沉测点宜布置在洞内净空变化量测基线和拱顶下沉量测测点所在的断面内，其纵向（隧道中线方向）间距可按表4-5选用。每个隧道至少布置两个纵向断面。 地表下沉测点纵向间距 表4-5
由于浅埋隧道距地表较近，地质条件复杂，岩（土）性极差，施工时多用台阶分部开挖，因此，纵向断面布置测点的超前距离为隧道距地表的深度h与上台阶高度h1之和（即h+h1）。于是整个纵向测定区间的长度为(h+h1)+(2~5)D+h’（h’为上台阶开挖超前下台阶的距离），如图4-5所示。如果采用全断面开挖，为了掌握地表下沉规律，应从工作面前方2D（隧道直径）处开始量测地表下沉。 图4-5 地表下沉量测区间 地表下沉量测在横断面上至少应布置11个浊点，两测点的距离为2~5m。在隧道中线附近测点应布置密些，远离隧道中线应疏些如图4-6所示。
图4-6 地表下沉测点在横断面上的布置 三、 量测频度 地表下沉量测在量测区间内，当开挖面距量测断面前后距离d<2D时，每天1~2次；2D<d<5D时，每两日量测一次；当d>5D时，每周量测一次。 四、 量测数据整理 将每次的量测数据，经整理绘出以下曲线以便分析研究。 1．地表纵向下沉量——时间关系曲线； 2．地表横向下沉量——时间关系曲线。 从两曲线图中可以看出地表下沉与时间的关系，以及最大下沉量产生的部位等。 如果地面有建筑物最大下沉量的控制标准，应根据地面结构的类型和质量要求而定，大约1~2cm。在弯曲点处的地表倾斜应小于结构的要求，一般应小于1/300。 根据回归分析，如果地表下沉量超过上友谊赛标准，应采取措施。 第五节 锚杆抗拔力量测 锚杆抗拔力（亦称锚杆拉拔力）是指锚杆能够承受的最大拉力，它是锚杆材料、加工与施工安装质量优劣的综合反映。锚杆抗拔力的大小直接影响着锚杆的作用效果，如果抗拔力不足，会使锚杆起不到锚固围岩的作用，所以锚杆抗拔力的量测是检测锚杆质量的一项基本内容，是新奥法监控量测的必测项目。 一、 量测目的： 1． 定锚杆的锚固力是否达到设计要求； 2． 判断所使用的锚杆长度是否适宜； 3． 检查锚杆安装质量。 二、 量测方法： 量测方法主要有直接量测法、电阻量测法以及快速量测法等。 1、 直接量测法： 直接量测法的量测装置如图4-7所示，是直接量测施加给锚杆的荷载值和锚杆的变形量，然后根据所给出的荷载——锚杆变形曲线求出锚杆抗拔力，量测时所采用的锚杆拉力计主要由千斤顶和油压泵以及相应的辅助配件组成。 图4-7 锚杆拉拔力测试 1— 锚杆；2—充填砂浆；3—喷射砼；4—反力板；5—油压千斤顶；6—千分表； 7—固定梁；8—支座；9—油压泵 1) 量测时首先消除欲测锚杆周围岩面上的喷砼层，安装反力板，使反力板与锚杆轴线垂直。 2) 按照正常的安装工艺安装待测锚杆，用砂浆将锚杆孔口部抹平，以便支放承压垫板。 3) 量测装置安装完毕，即可开始量测，量测时采用分级加载，每级荷载的增长值应在10KN以下，由于应变滞后于应力的关系，加载的时间间隔不应小于2min（一般为5min）总之加载量没有必要加到锚杆预计的极限强度，只加到预计极限强度的80%即可。 4) 每次加载后，记录千分表指出的锚杆尾部的变形量。 5) 画出荷载——锚杆变形曲线求抗拔力，具体求法是如图4-8所示，把曲线按斜率变化状态不同划分为A、B、C三个区段，A段是初期近似线性关系段，B段是中期非线性关系段，C段是后期近似线性关系段，然后分别作A段曲线和C段曲线的切线，两条切线的交点D所对应的荷载值就是锚杆的抗拔力。另外抗拔力的大小也可通过破坏试验时，从油压表读取油压值，再根据油压千斤顶活塞面积计算出锚杆的抗拔力。 图4-8 图解法求抗拔力 2、 电阻量测法： 电阻量测法的量测装置与直接量测法基本相同，只是在锚杆安设前先在锚杆上贴上应变片，并增加了量测锚杆应变值的应变仪，电阻量测法除可以得到直接量测法所得到的数据外，还可以得到锚杆轴向抗拔力的分布状态，锚杆的粘结状态等量测资料。 电阻应变片是沿着锚杆长度方向每隔500~700mm在锚杆两侧对称的贴一对，应变片与应变仪之间用导线连接。 量测装置安装完毕即可开始加载量测，加载方法与直接法相同，每次加载后分别记录贴应变片各测点的应变值。给出各不同抗拔力荷载作用时沿锚杆长度方向各不同位置上锚杆应变变化曲线，以供分析判断锚杆打设质量和锚杆长度是否适宜。 应用电阻量测法所给出的锚杆应变曲线，可能有三种形式，如图4—9所示，图中a曲线形式，表明从围岩壁面在锚杆的全长上都有应变，应变曲线呈凸形，这表明锚杆长度不足，应增加锚杆长度。b曲线形式，表明在锚杆的全部长度上都有应变，但应变曲线由最初的凸形变为凹形曲线，并在锚杆端头部位应变值趋近于零，这表明锚杆长度适宜。C曲线的形式表明只在锚杆部分长度上有应变，应变曲线由最初的凸形变为凹形曲线，并在锚杆的中间部位应变值趋近于零，这说明锚杆只有一部分发挥了作用，而没有应变值的那部分锚杆是多余的，说明锚杆过长，可减少锚杆长度。 图4-9 锚杆应变曲线 以上两种量测方法，不仅在量测设备安装，以及测量元件的设置较为繁杂，量测时尚需一定空间，而且量测持续时间较长，在隧道施工过程中，为了及时掌握锚杆的锚固效果，只需简单轻便的设备能快速测出锚杆抗拔力的大小的快速量测法，以便及时评价锚杆的施工质量。 3、 快速量测法： 这种量测法所使用的设备为MLJ型锚杆拉力计，它由千斤顶和手压泵两部分组成，具有体积小、重量轻、携带方便、操作简单、安全等特点。 1) 结构组成： ①手压泵：主要有阀体、压杆及油筒组成，泵体内设有吸、排油阀、安全阀及卸荷阀等。 ②千斤顶：千斤顶采用空心柱塞缸形式，主要由缸体和柱塞两部分组成。图4-10为MLJ是锚杆拉力计立体图。 图4-10 MLT型锚杆拉力计 2）量测步骤 ①检查油量：逆时针方向打开手压泵的卸荷阀，使千斤顶中的液压油回到手压泵的油筒中，拧开油筒端部的堵头，检查油量，如油不够，应加注2号锭子油或机械油。 该工具应该经常用于干净的煤油清洗油筒及管路，以保证其正常工作并延长产品使用寿命。 ②排气：液压系统刚刚连接好的时候，油管、油筒中常沉有空气，为了使系统正常工作，这些空气必须排掉，排气的方法是：把手压泵放在比千斤顶稍高的地方，摇动手压泵，使千斤顶活塞伸出，再打开放泄阀，使活塞缩回，连续几次即可，排气时方能加压。 ③操作：首先拧下千斤顶和手压泵上的防尘帽，用高压胶管把千斤顶和手压泵连接起来，再把压力表装上。接头要拧紧，太松自封式接头就会堵塞，从而妨碍正常工作。 接着按照①、②的要求进行油量检查和排气。 然后把锚杆测力计接头拧到锚杆末端，套上套，再套上千斤顶，使活塞端向外，然后拧紧螺母，顺时针拧紧放泄阀。 上下摇动手压泵手柄，用力要均匀，不要用力过猛，当压力表上的读数达到所要求的数据后，停止摇动手柄。 手压泵必须摆成水平位置工作，检测完毕，逆时针方向拧动放泄阀，使压力表读数降到零，再把各部件从锚杆上卸下，卸下高压胶管，把防尘帽拧上。 3）技术特征 千斤顶 最大拉力 10吨（98KN） 活塞行程 53mm 活塞面积 175cm2 外形尺寸 高174mm 直径φ70mm 重量 3.8kg 手压泵 手摇力 约30kg(达到额定压力) 柱塞直径 φ10mm 每次排油量 约1ml 重量 2.16kg 三、 注意事项 1、 液压油是2号锭子油或20号机械油，使用温度为-30℃~+45℃，严禁以酒精、甘油，普通发动机油等作为液压油使用。 2、 安装拉拔设备时，应使千斤顶与锚杆同心避免偏心受拉。 3、 加载过程应匀速增加，防止忽快忽慢。 4、 如无特殊需要，可不作破坏性试验，拉拔到设计拉力即停止加载。有时为了检验锚杆施工质量，同时为了调整锚杆设计参数，需要作破坏性试验，以便取得锚杆的最大承载力，为修改锚杆参数提高依据。 5、 拉力计应固定牢靠，并有安全保护措施。 四、 试验要求 根据《公路隧道施工技术规范》（JTJ042-94）规定，锚杆安设后每安装300根至少随机抽样三根作为一组进行抗拔力试验，围岩变更或材料变更时另作一组进行试验。 锚杆抗拔力的合格条件为 PAn≥PA （4-4） PAmin≥0.9PA (4-5) 式中: n ---每批锚杆抽样试验的组数 PAn ---同批n组试件抗拔力的平均值(精确到0.1KN) PAmin---同批n组试件抗拔力的最低值(精确到0.1KN) PA ———锚杆的设计锚固力 锚杆抗拔力的大小与锚杆型式、锚杆长度、锚杆直径、锚杆材质、钻孔直径、粘结材料的强度，围岩强度、孔壁清洁程度等因素有关。锚杆的锚固质量、量测时的加载方法、每级荷载增长值的大小，加载速度的快慢等都直接影响量测结果的准确性，因此，要求量测作业的操作质量必须符合试验要求。 第六节 锚杆轴向力测定 锚杆轴向力的测定属于选测项目，根据科研和生产的需要，首先在隧道内选择好拟测岩层，再结合隧道开挖等情况，选择好钻孔位置，以便于钻孔施工。 一、 测定锚杆轴向力的目的 1、 了解锚杆受力状态及轴向力的大小 隧道开挖后随着围岩发生变形而产生锚杆轴向力，在围岩变形稳定前锚杆的轴向力是不断增加的，量测锚杆轴向力的大小是为了弄清锚杆的负荷状态，为确定合理的锚杆参数提供依据。 2、 判断围岩变形的发展趋势，概略判断围岩内强度下降区的界限。一般把从隧道壁面至变形量最大处称为隧道围岩的扰动圈。于是可为锚杆参数设计提供了一定依据。 3、 评价锚杆的支护效果 锚杆轴向力是检验锚杆支护效果与锚杆强度的依据，根据锚杆极限抗拉强度与锚杆应力的比值K（锚杆安全系数）即可作出判断，锚杆轴向力越大，则K值小，当锚杆中某段最小的K值稍大于1时，应认为合理。 二、 量测方法和量测设备 从量测方法来看，有电测法各机械法，不论采用哪种方法，它们都是通过量测锚杆，先测出隧道围岩内不同深度的变形（或应变），然后通过有关计算转求应力的量测方法。用电测法时，必须对量测传感元件作好防潮处理，如用机械式的量测法时，由于隧道较高，布置在拱顶和拱腰处的测点，必须采用台架才能进行量测工作，因此，这两种量测方法在洞内使用各有利弊，现就两种量测方法分别介绍如下： 1、 电测法的量测锚杆 量测锚杆有铝锚杆、钢锚杆、有的也用塑料锚杆。 所谓量测错杆是沿锚杆轴线方向粘贴电阻应变片所作成的应变传感元件，将它埋设在垂直于隧道壁面的钻孔中，用电阻应变仪测出锚杆在钻孔方向的径向应变，根据锚杆的径向应变来转求锚杆径向所受的应力。 1） 量测铝锚杆 量测铝锚杆是用普通铝管制成，外径φ24mm，壁厚2mm,长度按需要测试深度确定。 制作时，首先将铝管沿纵向剖成两半，再在其中一半的内壁按选定的距离贴上电阻应变片，由于温度对应变片电阻值的影响是相当大的，尤其是在现场量测时，会带来不可忽视的误差，必须设法消除，消除的方法是温度补偿，目前多用温度补偿片达到消除的目的。补偿片贴在另外的小铝片上，浮挂在空管内，处于不受力状态。量测铝锚杆其结构图如4-11所示。 图4-11 量测铝锚杆结构示意图 1—顶尖；2—铝管；3—工作片；4—补偿片 2） 量测钢锚杆 量测钢锚杆是将电阻应变片贴于支护锚杆钢筋的表面，在贴片处焊上铁皮外罩，以保护应变片和便于防潮处理。若采用空心钢管其制作方法同铝锚杆。 每根量测锚杆贴好的电阻应变片及引出线接头都需进行防潮处理，可采用医用凡士林防潮，再用环氧树脂封口。 由于电测法的量测锚杆是高精度应变的量测元件，故在埋设前应进行严格的质量检验，以保证洞内测试的可靠性，电量测锚杆的质量检验主要从以下三方面着手。 ①零点飘移观测 在温度恒定，被测件不受力的情况下，测件上应变片的指示应变片的批示应变随时间的变化称为零点漂移（简称零漂）。零漂的主要原因是由于应变片的绝缘电阻过低，敏感栅通电流后的温度效应，粘接剂固化不充分，制造和粘贴应变片过程中形成的初应力以及仪器的零漂或动漂所造成。因此，在选择应变片与粘贴应变片时应特别注意这一问题。 在不同地质条件下，隧道内实测的应变值是不同的，一般情况下零点标移应小于10me。 ②力学性能试验 为了检验贴片的牢固程度以及其机械滞后量，在恒定温度、对贴有应变片的杆件进行加卸载试验，对各应力水平下应变片加、卸载时所指示的应变量的最大差值作为其机械滞后量。机械滞后主要是由敏感栅、基底和粘结剂在承受应变后留下的残余应变所致。在测试过程中，为了减少应变片的机械滞后给量测结果带来的误差，可对新粘贴片的试件反复加卸载3~5次。现将某矿所用的铝锚杆A进行试验数据列于表4-6。 A#铝锚杆力学性能试验数据 表4-6
③防潮检验 隧道内湿度一般情况下都较大，有时湿度可达100%，因此，要求量测锚杆在饱和湿度的条件下，仍能保证量测数据准确，为此要求其绝缘电阻必须稳定。通常把绝缘电阻作为应变片粘结层固化程度和是否变潮的标志。绝缘电阻下降会带来零漂动测量误差，特别是不稳定的绝缘电阻会导致测试失败，于是采取措施保持绝缘电阻的稳定，这对于用于长期量测的铝锚杆是极为重要的。 3） 应变仪 应变仪主要由电桥和放大器组成，其主要作用是配合贴在被测物件上的电阻应变片组成电桥，将被测物件上的应变信号转变成电信号，再经放大和相敏检波以及滤波后进行读数或数字显示，或输给记录器。电阻应变仪具有灵敏度高、稳定性好、测试简便、精确可靠且能做多点较远距离测量等特点。 应变仪按放大器的工作原理可分为直流放大式和载波放大式两类。直流放大式应变仪，电桥用直流供电，放大器采用差分放大器或调制型直流放大器，这种应变仪工作频率较高（达10千赫），因为用直流供桥，分布电容不影响电桥平衡，故操作较简单。但直流放大器的零点漂移问题较难解决，是这种应变仪存在的最大问题。近年来，由于晶体管电路稳定技术的提高和集成电路技术的发展，直流放大式应变仪的使用日益渐多。载波放大式应变仪，电桥通常用数千赫的正弦交流供电。用载波放大式应变仪能较容易地解决仪器的稳定性问题，结构较简单，对元件的要求可稍低。所以这种应变仪是目前用得最多的。我国生产的应变仪基本上是属这种类型。另外应变仪按其频率响应范围可分为静态、静动态和动态三类。 静态电阻应变仪是供测量变化较缓慢的信号，或变化一次后能相对稳定的静态信号，它的应变读数方法是另读法，靠手动平衡和转换测点，每次只能测一个点，多点测量时需用预调平稳箱，将各个电阻片依次与应变仪接通，逐点进行测量。常见的平稳箱有20个通道，每一通道都有4个接线柱A、B、C和D，故可以同时连接20个测量电桥，依次测量20个测点。静态电阻应变仪比较简单，适用于野外或实验室测定使用。比较常用的有YJ-5型静态应变仪。 为了适应多点、高精度、自动化、数学化和快速测量的需要，目前已有集成电路化的多点数字式应变仪，它能直接显示应变读数，也可以将摸拟应变的电信号，经模数转换装置，变为离数的数字信号，与电子计算机相联，进行测量数据的分析和处理。这种仪器适用于大型实验室使用。它可以每秒数点以至上千点的速度自动按指定顺序巡回测量，并能打印数据。国产YJS-14型静态电阻应变仪属多点自动测量的应变仪。 动态应变仪是供测量随时间变化的应变。为了记录动态信号，必须配有记录仪器，动态应变仪只能采用直读法，应变仪将电桥的输出电压信号放大后送给记录仪器。动态仪不能用轮换接入的办法进行多点测量，因此动态应变仪均设计成多通道的，能同时测几路信号。目前常用的Y6D-3A型动态仪，其工作频率为0~10千赫。 2、 机械法的量测锚杆 机械式量测锚杆，是在钢管体内固定有长度不等的细长变形传递杆，每一传递杆的一端分别固定在锚杆内壁预定的不同位置上，另一端引至孔口与锚杆端头基准板相应的测孔相连。由于量测锚杆内设置的测点不同，所以机械式量测锚杆有三点式、四点式及六点式量测锚杆。 (1)机械式三点量测锚杆 这类锚杆是用来量测全长锚固型锚杆（主要是砂浆锚杆）受力的一种测量装置，用它可以监测锚杆在服务期间内轴向力的变化及分布规律，以此评价锚杆对围岩的支护效果，同时也可测出锚杆弹—塑性阶段锚杆受力的全过程。其结构如图4-12所示。 图4-12 机械式三点量测锚杆结构示意图 测点1位于量测锚杆底部，系量测锚杆距钻孔口最深处的测点，测点2位于量测锚杆中部，测点3 位于量测锚杆浅部，量测锚杆用钢管制成。测点1为锥形端头焊接在锚杆底部，它所以制成锥形是为了便于锚杆安装，测点2、3的一端也与钢管内壁固定在一起，每个测点都引出一根刚性杆至孔口用来传递相关部位的变形，每一测点头由不锈钢材料制成，以保证长期观测不锈，锚杆外端距测点头20mm处固定有基准板，测量时每次量出测点头与基准板间的距离变化值，即为每个测点与基准面间的相对位移，基准板上有三个锥形测孔，分别与测点1、2、3相对应，锥形测孔也是由不锈钢制成，测孔制成锥形主要目的是保证每次测量达到同心度的要求，以便提高测量精度。 三点量测锚杆长2.5m，测点1(深部测点)距孔口2.5m，测点2(中间测点)距孔口1m，测点3(浅部测点)距孔口0.5m 。位于基准板上的中间测孔1系量测深部岩体变形；下部测孔2系量测中间岩体变形，上部测点3为量测锚孔浅部岩体的变形。 (2)机械式六点量测锚杆 六点量测锚杆制作材料与长度和三点量测锚杆相同，不同的是锚杆全长有6根刚性位移传递杆，分别焊接钢管锚杆的相关部位，两相邻传递杆间距为0.4M，在轴向*形面上各传递杆投形点相差60度角.周围测点逆时针1、2、3、4、5、点，中间点为6点，每测点距孔口基准板距离为：1点0.4m，2点0.8m、3点1.2m、4点1.6m、5点2.0m、6点2.5m。 (3)特制百分表 用百分表测出量测锚杆不同深度处的变形，然后根据不同点处的应变反求锚杆的轴向力大小，如果锚杆轴向变形在弹性范围，可用事前率定的曲线求出相应向应力。 三、 量测锚杆的布置型式 不论是电测式量测锚杆还是机械式量测锚杆其布置的形式是一样的。在每一监测断面内一般布置5个量测位置（孔），每一量测位置的钻孔内设测点3~6个，（根据量测深度和所选的量测锚杆决定）。具体的布置型式，在拱顶中央1个，在拱基线上（或拱基线上1.5m处）左右各设一个，在两侧墙施工底板线上1.5m处各设一个，如图4-13所示。 图4-13 量测锚杆的布置型式 具体部位也可根据岩性及有关现场情况适当变更。 四、 钻孔规格及钻凿要求 1、 所有量测锚杆应布置在同一垂直断面内。 2、 水平钻孔倾斜角度在垂直断面内不超过5°，水平面内钻孔一隧道壁面交角应在85~90°度之间。 3、 钻孔直每径为55~250㎜，孔深2500㎜，如果采用机械式量测锚杆需在孔口扩大孔径为80~85㎜，扩孔深为200~250㎜。 五、 量测锚杆埋设 1、 为保证量测锚杆与孔壁的胶结质量，钻孔完后，要求吹孔，然后往孔内注满水泥砂浆，注意要均匀地填满全孔长。 2、 随后将量测锚杆插入注满砂浆的孔内，务必使锚杆端部与围岩壁面保持在同一平面内，不平之处，用砂浆抹平整，待砂浆凝固后即可开始初测。 3、 水泥砂浆拌合要求：水泥标号不小于425#，砂粒径为0~3㎜，重量配比为 水泥：砂：水=1：1：0.4 4、 在埋设电测锚杆时，要缓慢顺势向钻内推进，不可锤击，以免损坏电测元件。 六、 量测与量测频度 1、 量测锚杆增设后经过48小时才可进行第一次观测，量测前先用纱布擦干净基准板上的锥形测孔，然后将百分表插入锥形孔内，沿轴向方向将百分表压紧直接读数，其读数值为测点头基准板间的距离，其前后两次量测出的距离变化值即为每个测点与基准面间的相对位移。 2、 三点量测锚杆的基准板上有三个锥形测孔，分别与测点1、2、3相对应，测点1居中系最深的测点，测点2在下是位于中间的测点，测点3在上是最浅的测点。 3、 每个测点的测孔如法操作三点，当该数值之间最大差值不大于0.05mm时，把平均观测结果记入记录本内，若三次读数值之间最大差值大于0.05mm时，进行第四次，或第五次读数，直至达到有三次读数之间最大差值小于0.05mm时为止。 以上是用机械式量测锚杆的测量法，如果使用电测锚杆，由于测点较多，应采用多点电阻应变仪将每一电测锚杆的电阻应变片与之一一相接，进行测量，也可使用静态应变仪配预调平衡箱进行量测，可视设备条件确定。 4、 关于量测频度可参照内空收敛的量测频度。即在埋设后1~15天内每天测一次，16~30天每2天则一次，30天以后可每周测一次。90天后可每月测一次。 七、 量测计算 量测锚杆机械法和电测法的都是用水泥砂浆全长胶结在岩孔中，当围岩变形时，锚杆约束围岩并与围岩共同变形，从而给围岩支护反力。量测锚杆是测量锚杆轴向伸长量（或应变量）计算锚杆的受力，当用机械式量测锚杆时在孔口处分别测出三个测点对基准板的位移差值时，则锚杆轴向力可按下述方法计算。 已知 1号测点传递杆基长为L1 2号测点传递杆基长为L2 3号测点传递杆基长为L3 锚杆截面积A=3.2cm2 锚杆体弹性模量 E=2×105Mpa 令第一次观测值为U1.1、U2.1、U3.1 第二次观测值为U1.2、U2.2、U3.2 第n次观测值为U1.n、U2.n、U3.n 观测值U的第一个脚标志表示测点位置编号 第二脚标表示第n次观测的次序 当观测n次后第1号测点基线的应变量为 第2号测点基线的应变量为 第3号测点基线的应变量为: 当应变值ε<2×10-3时，说明锚杆处于弹性变形阶段，于是按虎克定律可求出各测点处所受轴向力的大小。 则1#测点处的轴向力 P1=ε1EA 2#测点处的轴向力 P2=ε2EA 3#测点处的轴向力 P3=ε3EA E为锚杆材质的弹性模量。 当应变值ε>2×10-3时，说明锚杆处于塑性变形阶段，由机械式量测锚杆率定的P-ε曲线如图4-14所示，根据ε值所对应的P值求出各点处锚杆轴向力的大小。
P(t)
1 0 2 4 6 8 10 12 14 ×10-3
图4-14 机械式三点量测锚杆P-ε曲线 如果采用电阻测量法即可直接测出每一测点的应变量大小，然后按应力(压力)应变关系式进行计算以转求应力(或压力)，或用事前率定的应力(压力)应变曲线找出相应的应力(或压力)。若是采用实心钢锚杆，由于在每一测点两侧的对称位置上各贴有一枚应变片，求出每一测点的平均应变值后，也可用虎克定律的公式求出每一测点轴向力的大小，即
式中:P--锚杆轴向力 D--锚杆直径 E--锚杆钢材的弹性模量 ε1、ε'--为补偿修正后的对称设置的一对应变片的应变值 八、量测结果分析 1．根据量测所得的各测点应变值，绘制应变沿锚杆长度的分布状态曲线，如图4-15所示： 图4-15 测点应变值沿锚杆长度的分布状态曲线 通常在锚杆长度范围内，绝大部分应变曲线形式是应变量随深度增加，先从小到大后再由大变小，即在隧道壁面应变量较小，这是由于量测锚杆安设之前，壁面岩体的变形已经基本完成，往深部围岩应变没有隧道壁面附近完成得快，所以测量会获得较大的应变量，再往深部由于爆破开挖影响较小，岩体维持其原始应力状态，因此，应变量很小。 一般把从隧道壁面至应变量最大处称为松动圈范围，因而它为锚杆参数设计提供了一定依据。 2、 根据计算得出的锚杆轴向力（P）绘制轴向力沿锚杆长度的分布状态曲线 锚杆的轴向力沿杆长显“凸形”分布，其原因是由于爆破形成的自由面将表层围岩松动，致使表层围岩的变形大部分在锚杆安装前业已完成使应力大量释放。另一方面由于锚杆的变形模量比围岩的变形模量大，使锚杆起到加固围岩的作用，当围岩变形时或者当靠近洞壁的那部分岩体产生塑性流动时，锚杆将阻止这种变形，其结果在锚杆杆体与孔壁通过砂浆产生相互间的剪切作用，在这种情况下，锚杆中轴向力的分布确系“凸形”分布。因此，根据锚杆轴向力最大值的位置也可以概略地判断出这一位置是强度下降区和弹性区的限界，图4-16为华蓥山隧道右线YK34+278量测断面锚杆轴向力示意图，该测点采用机械式六点量测锚杆进行量测。长2.5m，六点间距分别为:0.4m、0.8m、1.2m、1.6m、2.0m、及2.5m。从量测结果可以看出该隧道围岩强度下降区系从洞壁至围岩内1.5m的范围。另外由于量测时间的不同，锚杆轴向力会随时间的增长而轴向力逐渐加大，以后趋于稳定，如图4-16(b)所示。 图4-16(a) YK34+278量测断面锚杆轴向力示意图 图4-16(b) 锚杆轴向力沿锚杆长度的分布 3、 根据锚杆轴向力的最大值确定适宜的锚杆长度 当锚杆轴向力的最大值低于锚杆的拉拔抗力，且围岩壁面与围岩内不动点之间的绝对变形量又大于所用锚杆长度的6%（检验值）时，应当加大锚杆长度。当锚杆轴向力最大值低于锚杆拉拔抗力，且围岩内变位很小时，说明锚杆过长，可以减少锚杆长度或数量。 4、 绘制锚杆轴向力随时间变化曲线判断围岩变形的发展趋势 图4-17所示为三点式量测锚杆不同深度处锚杆轴向力随时间的变化曲线。从图中可以看出，对每一测点（不同深度）随着时间的增长轴向力逐渐增大，在同一时间内不同深度处的轴向力的大小是不等的，浅部的轴向力最大，深部的轴向力最小，这是由于深部岩体的制约所形成。 P(s) 1 2 3 t(d) 图4-17 锚杆轴向力随时间变化曲线 1——浅部点；2——中间点；3——深部点 第七节 钢架荷载量测 在自稳时间很短的Ⅰ、Ⅱ类围岩隧道施工；浅埋、偏压隧道，当早期围岩压力增长快，需要提高初期支护的强度和刚度时；在砂、卵石、土夹层，大面积淋水地段以及为了抑制围岩大的变形需要增强支护抗力时，其一般多采用钢架喷射砼作为初期支护，另外当隧道施工需要施作超前支护时，需设置钢架作为超前锚杆或超前小钢管的支承构件。 一、 量测的目的 1、 了解钢架受力的大小，为钢架造型与设计提供依据； 2、 根据钢架的受力状态，为判断隧道空间的稳定性提供可靠的信息； 3、 了解钢架的工作状态，评价钢架的支护效果。 二、 量测设备与量测方法 目前国内使用较普遍的钢架荷载测量仪器有机械式测压仪，钢弦测压仪和液压测力计等。 1、 ADJ型测压仪 这是一种杠杆式测压仪，主要用来测量支架上所受的压力，其技术性能见表4-7。 ADJ型测压仪主要技术性能 表4-7
仪器主要由变形园板1、上盖2、固定于上盖下面的杠杆3，底座4，弹簧5以及外壳6等组成，如图4-18所示。测压仪的工作原理可结合图4-18来说明，上盖把承受的荷载传给中心支承的变形园板，园板受压挠曲时带动上盖一起下沉，这时固定于上盖下面的杠杆B端也跟着下沉，杠杆在支点O的支承下，将杠杆A翘起，杠杆A端的开起量等于B端下沉量的3倍或3.25倍，于是，杠杆起到了把园板挠曲量放大的作用。由插入孔中的特制百分表（如图4-19所示），可读出A端的开起量。钢架刚安装时不受压力时与安装后受压力时特制百分表的两次读数差，就是因钢架受力所引起的特制百分表读数。最后从预先在实验室压力机上率定的“压力---百分表读数”的关系曲线（如图4-20）上即可查出钢架所受压力的大小。 图4-18 ADJ型测压仪 图4-19 特制百分表结构图 图4-20 ADJ型测力计标定曲线 ADJ型测压仪的主要优点是：不受温度、湿度等外界条件的影响，不需配置复杂的电子仪器进行量测，操作简单，使用方便，因此，成本较低，不足之处是不能多点测量和远距离读数，设于拱部和侧墙高处的测点，必须使用拱架量测，故测试工作的安全性较差。 2、 钢弦测压仪 钢弦测压仪是一种常用的量测压力的仪器，可以量测应力、应变、荷载以及其它参数，具有坚固耐用的优点。由于所测量的参数转变为频率的变化，故抗干扰能力强，适合长距离传送，钢弦测压仪的形式很多，现只介绍GH-50型测压仪及GSJ钢弦频率仪的结构与使用方法。 （1） GH-50型测压力盒系采用钢弦式双线圈测量系统，量程为50T，结构如图4-21所示。其工作原理是根据物理声学振动频率发生变化而设计的。压力盒的主体是工作膜3，工作膜上装有一对钢弦柱4。在钢弦下面装有激发磁头6和感应磁头7。 图4-21 双线圈钢弦压力盒结构示意图 未受压时，钢弦的应力为G0，相应的频率为f0，受压后，压力通过导向球面盖1集中作用于工作膜3的中心，使工作膜产生挠曲变形，从而使工作膜下部的两根钢弦柱4张紧钢弦，使钢弦应力增大，钢弦振动频率也相应增高。钢弦所受的张力越大，其自振频率越高；反之，自振频率越低。因此，钢弦振动频率的变化反映了加于钢弦上外力的变化。为次，将每个压力盒频率随压力变化的关系，事先做出率定曲线如图4--22所示。量测时，先把钢弦振动频率测出，然后查率定曲线即可确定压力值。 图4-22 钢弦压力盒率定曲线 量测时，钢弦在激发器的双尖脉冲作用下进行连续振荡，其振动频率，可按下式计算： （4-6） 式中 L——弦长 ——弦截面上的拉应力 ——钢弦材料密度 从（4-6）式中可见，在弦长L，材料密度一定的情况下，频率f随应力而变化，而弦的拉应力又随测压仪所受压力P而变化，因此，在材料试验机上，求出各台钢弦测压仪的P-f曲线即率定曲线。在实际使用中，通过测得的频度f，查率定曲线即可知压力值的大小。 CH-50钢弦测压仪的主要技术参数如下： 量程：50t 灵敏系数：0~5t≥20Hz/t 5~50t约10Hz/t 精度：出厂误差≤10% 体积 直径160mm，高86mm 重量：10Kg GSJ 图4-23 GSJ型频率计原理框图 （2） GSJ钢弦频率计用于分别对每只压力盒进行频率测量，其工作原理如图4-23所示，由图中可见，该频率计由三部分组成。启动电源供电后，激发器开始工作，这时钢弦的微小振动在感应磁头中产生一个微小感应电动势，输出电压经激发器放大后被变压器微分形成双尖脉冲，反馈到激发磁头用以激励钢弦振动，若为正反馈，钢弦振动不断加强，直到一周期内消耗的能量等于反馈能量时达到稳定。这时，激发器的信号输出端将输出同频率的等幅矩形波。数字频率计对这一等幅矩形波电信号进行检测，并显示相应频率的大小，从而完成了对钢弦频率的检测工作。GSJ钢弦式频率计的主要技术参数如下： 量程：600~2300H2 误差： 〈 1Hz 激发距离：双绞线电缆〉300m（100m内可用任何电缆） 附加误差：1000H2以上基本无误差，1000H2以下每100m低1~2Hz 激发时间：2S（包括辅助激发） 电源：电压6V，电流〈〈100mA 蓄电池：GNY—0.45六节串联 仪器重量:1Kg，体积190×103×45mm3 (3) 液压测力计 液压测力计的工作原理是根据液压不可压缩，各向均匀传递压力而设计的测量支架荷载的仪器，它的特点是结构简单、使用可靠，读数直观，无防爆问题。更适合煤矿使用。 目前国内常用HC型液压计，其结构如图（4-24）所示，主要构件有上盖1、油缸（底座）2、活塞3、注油孔螺丝4、油压表5，活动接头6等。 图4-24 HC系列液压式测力计 当压力计上盖1受力后，通过活塞3将压力传递给油缸内的液体，液体压强的变化直接从压力表5显示出来，压力计受力按下式计算 p=q.A （4-7） 式中：P——总压力 Q——压力表读数 A——活塞面积 HC系列液压测力计，按压力表的安装方式分为A型和B型。A型压力表用高压软胶管与测力计连接，B型不带胶管，压力表直接通过螺扣固定在测力计上。 仪器主要技术参数如下： （1） 几何尺寸： 油缸外径146mm，内径100mm 压力表外径100mm，高压胶管长0.6~1.5m (2)重量:HC45-A型 12.5Kg HC45-B型 7.5Kg HC25型 6.5Kg (3)承载能力 HC45型 0~45t HC25型 0~25t (4)工作面允许倾角 0~25о (5)测量误差 ±5% (6)外载偏心角 ≤10о (7)液压油型号 ≥30#机油 三、 压力计安设 1、 为了测定钢架上所受的压力，可在拱顶中央安设一台压力计，其它由拱顶中央向隧道两侧沿隧道壁按一定距离在两侧相应的位置，对称地安设压力计，进行相关部位压力的量测，至于安设数量多少，可根据现场的具体情况确定。一般情况下，除拱顶中央外，应在两侧二肩处、起拱线处以及在施工底板线上1.5m的侧墙必须在各对应位置上各设一台压力计进行量测，其它部位可根据需要在隧道两侧对称布置。 2、 钢架可选用I型钢（或钢轨）、H型钢、U型钢、钢管、钢筋格栅等轻型钢材制成。为了施工方便，目前，现场多用主筋直径不小于22mm的20MnSi或A3钢筋焊接的钢筋格栅钢架。由于格栅钢架与喷射砼层结合良好，能够共同承受围岩压力，所以应用较广，为了使压力计与钢架紧密接触，在安设压力计处，于压力计与钢架之间，必须铺设钢垫板（底托），以便钢架均匀受力。 3、 在安设的压力计与隧道壁间，为使围岩压力均匀地传递到压力计上，用水泥砂浆将隧道壁面抹平，并使之达到良好的面接触。另处在压力计周围的空隙处用碎石充填密实，防止压力计受力后偏斜，影响量测效果。 四、 量测与量测数据分析 钢架受力的量测工作，应与围岩内空变形的量测工作同步进行，量测频度可参照围岩内空变形的量测时间间隔进行。 对整理出的资料应作以下分析 1、 根据同一时间内所测定的钢架受力与隧道围岩变形的大小，可以获得隧道围岩位移与围岩压力（钢架上的压力）间的关系。 2、 通过分析钢架受载与围岩变形关系，了解钢架的工作状态和对围岩的适应性，为设计合理的钢架提供依据。 3、 分析在整个现测过程中，隧道围岩变形与围岩压力的关系，确定在规定围岩条件下支护结构应具有的力学特性。 4、 隧道围岩尖别低于Ⅳ类，开挖时常采用各种类型的钢架进行支护，由于围岩类别低、稳定性差，施工中多采用上下部分次开挖，当下部跳挖马口容易扰动架脚，造成上部拱架松动下落，轻则支护作用受到影响，重则可能导致局部坍塌。特别是当倾斜岩层出现时，极易产生顺层滑坍，影响钢架作用的发挥。这时，如果上部拱架上设有压力计，就能从其读数变化情况判断下部开挖对上部支护结构的影响，根据量测结果，调整马口开挖宽度，保障下部开挖的安全。 第八节 围岩内变形量测 一、 围岩内变形量测的目的 为了探明支护系统上承受的荷载，进一步研究支架与围岩相互作用之间的关系，不仅需要量测支护空间产生的相对位移（或空间断面的变形），而且还需要对围岩深部岩体位移进行监测，因此，围岩内变形量测的目的为： 1、 确定围岩位移随深度变化的关系； 2、 找出围岩的移动范围，深入研究支架与围岩相互作用的关系； 3、 判断开挖后围岩的松动区、强度下降区以及弹性区的范围； 4、 判断锚杆长度是否适宜，以便确定合理的锚杆长度。 二、 量测设备的选择 围岩内变形量测的设备，主要使用位移计，它可量测隧道不同深度处围岩位移量，随着岩土工程的发展，位移计被广泛地应用于地下空间围岩稳定性监测，近十几年来位移计的生产有多种形式，各有特点，因此在选择位移计时应注意以下几点： 1、 安装、量测方便，性能稳定可靠； 2、 能较长期进行监测； 3、 造孔方便（孔径f40~50），安装及时； 4、 锚头抗震、能适应各类围岩，也可土层中锚固； 5、 精确度能满足生产、科研要求； 6、 价格低廉。 按测试装置的工作原理可分为电测式位移计和机械式位移计，电测式位移计是把非电量的位移量通过传感器的机械运动转化为电量变化信号输出，再由导线传送给二次仪表，接收并显示。电测式位移计施测方便、操作安全、能够遥控、适应性强、灵敏度高、但受外界干扰较大，读数易受多种因素的综合影响，稳定性较差，且费用较高。目前较多采用机械式位移计，按位移计可以测取位移量的个数多少，位移计可分为单点位移计和多点位移计，而单点位移计只能量测围岩内某一深度处的位移量，多点位移计可在围岩内部不同深度埋设多个测点，同时量测围岩内不同深度处位移量。一般说来在工程实践中多点位移计被广泛采用。 三、 单点位移计的结构 单点位移计实际上是端部固定于钻孔底部的一根锚杆加上孔口的测读装置，如图4-25所示。这种位移计包括三部分，即：楔缝式内锚头、位移传递杆和孔口测读部分（包括定位器、测环和百分表）。位移计可以从地表埋入，也可以从洞内埋，如图4-26所示。 图4-25 单点位移计装置 图4-26 单点位移计测试 单点位移计安装在钻孔中，锚杆体可用直径22mm的钢筋制作，锚固端用楔子与钻孔壁楔紧，有时为了锚固牢靠，可在孔底锚头处注入适量水泥砂浆。为了防止杆体偏斜 ，在钻孔内相隔一定距离，设有固定环4，使杆体位于钻孔中央。在端体自由端装有测头5，可自由伸缩，测头平整光滑。定位器7固定于钻孔孔口的外壳6上，测量时将测环8插入定位器7中，测环和定位器上都有刻痕，插入量测时，将两者的刻痕对准，测环上安装有百分表9以测取读数。为了防止测读装置锈蚀，影响量测的准确性，测头、定位器和测环用不锈钢制作。 用百分表所测得的读数u的差值Du=u1-u2，即为A、B两点间沿钻孔方向上的相对位移，如图4-26所示。岩A、B之中有一点的绝对值已知，则另一点的位移即可随之确定。如果从地表埋入位移计，在这种情况下，由于孔口点的绝对位移可以用水准测量方法获得，因此岩体中点的绝对位移也可随之确定。从隧道内部打钻孔埋入的单点位移计，量测所得的位移量是隧道壁面与单点位移计固定点之间的相对位移，若钻孔相当深时，则可认为孔底位移为零，此时百分表测得的位移差值即为隧道围岩表面的绝对位移。 在同一量测断面内，若设置不同深度的单点位移计可测得不同深度的岩层相对于洞壁的位移量，据此可画出距洞壁不同深度的位移量的变化曲线。单点位移计通常多与多点位移计配合使用。 单点位移计结构简单，制作容易，测试精度高，以及钻孔直径小。且受外界干扰小，容易保护，因而可紧跟爆破工作面安设。 四、 多点位移计的结构与工作原理 多点位移计的工作原理是将隧道围岩内部不同深度处某些点的位移状态通过与之固定的某种传递介质（杆、弦）引至岩体外部，以便进行量测。 由于多点位移计有多种形式，结构各异，现以马鞍山研究院研制的SW-1型四点杆式位移计为例说明其结构组成，该位移计由一个表面收敛点，三个围岩位移点和一个孔口基准面板组成，如图4-27所示。 图4-27 SW-I型四点位移计结构图 每个位移点由锚头、位移传递杆和测量端头组成。基准面板上固定有三个位移测点的锥形测孔，基准面板固定在孔口套筒上，套筒固定在围岩孔口内，套筒外表面固定有一个园柱形收敛测点。 该位移计锚头采用快硬水泥粘结形式，抗震性能好，同时适用于软弱破碎围岩，也适用于坚硬围岩锚固。 量测时以基准面板为表面基准，每次测量出围岩内部各测点到表面基准的距离，同一测点在不同时刻量测得到的距离差值即为该点在此时间内围岩表面与围岩内部测点之间的相对位移，测点相对位移用专用的百分表直接测得。隧道两帮的收敛变形的使用KM-1型收敛计进行。因此，位移计布置时要求在隧道两帮相同位置成对埋设。收敛计量测位移计表面的收敛值，即为隧道两帮变形的总和，然后根据两帮相对位移值的大小将收值按比例分配法进行计算，即可求得隧道两帮各位移点的绝对位移值。 拱顶安设位移计后可与两帮安设的位移计构成三角形，使用KM-1型收敛计量测出各边的收敛值，再利用三角形各边与三角形垂高之间的关系求算拱顶位移计各点的绝对位移值。 SW-1型四点位移计各测点的深度为：0m、1m、2m、3m，量程为30~60mm，测量精度为0.07mm。 五、 SW-1型四点位移计安装工艺 1、 测点位置调试 测点位置调试包括：调整深部测点测头螺丝，中部测点测头螺丝，浅部测点测头螺丝，通过旋进旋出这些接头螺丝，使深部、中部、浅部测头端面在同一个平面内。调试之后，用白胶布标记各测点接连处的位置，然后旋下中部，浅部测点端点。 2、 粘结锚头制作 粘结锚头所用水泥为快硬水泥或用425#普通水泥加入5~8%（重量比）的速凝剂。 （1） 中部、浅部粘结锚头制作 将中点测管、浅点测管分别竖起，将专用的水泥纸筒套入其内并到达测管下端，然后将纸筒下端扎在测管上，用小漏斗慢慢地将快硬水泥灌入纸筒内，灌水泥时一定要扶正纸筒，使测管居于纸筒中间，当接近灌满时，将水泥纸筒开口扎结在测管上。 （2） 深部测点粘结锚头制作 深部测点粘结锚固靠两只快硬水泥卷实现，水泥卷的制作较为方便，将底端封口的水泥纸卷灌满快硬水泥，将开口扎紧即可。 3、 造孔 安装位移计的钻孔应与隧道壁面垂直，孔径为42~50mm，孔深3000mm±20mm，钻孔钻好后，安装前要吹孔，孔口处150mm深段要扩孔，孔径为60~70mm。 4、 位移计安装 （1） 深部测点安装 将深部测点杆1（f18、1m长）与深部测点杆2（f12、2m长）螺纹部分对接到位，将两只快硬水泥卷浸水饱和后送入钻孔底，随即将深部测点杆插入孔内并用安装管（f28×2无缝管、1.3m2根对接）冲击深部测点杆，使之到达孔底，经过几分钟后自然锚固。 （2） 中部测点安装 扭下中部测点（f30不锈钢园片），将中部测点管水泥卷锚头部分浸水，使水泥饱和，随之将中点管套入深部测点杆外面，送入孔内到达中部测点挡圈位置，然后在中点管外面套上中部测点锚固挡套，并用安装管冲击挡套，使中点水泥卷纵向压缩达到锚固中部测点的目的。 （3） 浅部测点安装 扭下浅部测点端头套筒，将浅部测点安装限位帽（f28×4.5cm，有内螺纹铁帽）,扭接在线点管外端螺纹上并扭到位，将浅点水泥卷浸水饱和随即将其套入中点管外面，并达到浅点管挡圈位置，然后将浅点管滑动压圈套在浅点管上，并用浅点安装管(f36×3，1.5m长无缝管)冲击滑动压圈，迫使水泥卷纵向压缩达到锚固浅部测点的目的。 （4） 经过几分钟之后，浅部测点锚牢时，取下浅点安装限位帽，扭上浅部测点端头套筒，使端面与深部测点端头平齐，然后用尖头钳子将中部测点端头扭在中点管端头螺纹上，使端面与浅部，深部测点端头平齐。 （5） 基准面板套筒安装 基准面板套筒安装应满足以下要求 a. 基准面板距测点端头距离应满足百分表测量要求，即把百分表套入锥形测孔时百分表读数应接近大量程值（一般用30mm量程百分表，初读数应为27~28mm）因为随着围岩变形的结果，位移测点端头与基准面板之间距离逐渐增大，所以测量初始时百分表伸缩测杆应处于压缩状态。 b. 基准面板套筒侧面上园柱形测点的方向与隧道对帮位移计上园柱形测点方向相对应。 以上两点满足后，即可用水泥砂浆将套筒固定。 华蓥山隧道曾采用前阳测试仪器厂生产的杆式多点位移计对围岩内变位进行了量测，取得较好的效果，该位移计设有5个测点，长4m，其结构如图4-28所示。 图4-28 前阳测试仪器厂杆式多点位移计安装示意图 六、 量测方法与量测频度 收敛测点测量用KM-1型收敛计进行，按KM-1型收敛计使用说明操作。 位移测点的量测使用专用百分表进行，测量时将百分表插入基准面板的锥形测孔内，插稳之后即可读数，每个测孔测量3次，最大差值小于0.07mm时，取其平均值记入表中。 现场观测记录和成果整理见表4-8、表4-9和表4-10。 位移、收敛观测现场记录表 表4-8
收敛成果表 表4-9
观测地点 断面号 测点号 相对位移成果表 表4-10
观测地点 断面号 位移计号 至于量测频度，与围岩内空变形量测频度相同。 七、 隧道围岩绝对位移计算方法 1、 代表符号说明（参见图4-29） 图4-29 绝对位移计算图原理 设在隧道围岩埋设三套SW-1型四点位移计，A埋设在左帮，B埋设在顶板中央，C埋设在右帮，如图4-29所示，UiA、UiB、UiC、i=1、2、3、4，分别代表各位移计（A、B、C）各测点（1、2、3、4）的绝对位移值。 ΔU1.2A、ΔU1.3A、ΔU1.4A、ΔU1.2B、ΔU1.3B、ΔU1.4B、ΔU1.2C、ΔU1.3C、ΔU1.4C 分别为A、B、C各位移计的第2、3、4点对第1点的相对位移增量。 2、 计算隧道两帮A、C位移计各点的绝对位移值 当A、C两点的收敛值UAC已测得时，可按A点与C点相对位移值大小按比例分配收敛值，由此，各位移点的绝对位移值大小分别由（4-8）式及（4-9）式求得 （4-8） 式中 （4-9） 3、 计算拱顶B点位移计各点绝对位移值 （1） 三位移计的A、B、C三点在同一垂直平面内，A和C点的位移计在同一水平上； （2） 设A、C点只存在水平向位移，B点只有垂直向位移 由于三个位移计A、B、C的表面点构成一个三角形ΔABC，其中边长a¢、b¢、c¢为测点B与C，C与A，A与B之间收敛后的距离，而A、B、C则为其初始距离，如图4-29所示，各个边长均可用收敛计测得 从三角形ΔABC的边长与垂高的关系中求得 （4-10） 式中为三边平均值 (4-11) 式中 则 （4-12） 八、 注意事项 1、 深、中、浅部端头测点一定要安装在同一平面，且百分表测杆要处于受压状态，初读数最好为28mm左右。 2、 每次观测前必须将测孔和收敛测点擦干净，然后方可进行测量，观测后用胶布封好基准面板测孔。 九、 利用量测结果判断围岩内变位状态 1、 根据围岩内变位曲线判断围岩内强度下降区和松动区的限界 6 2/16日 1/23日 4 1/22日 2 0 1.0 2.0 3.0 4.0 深度（米） 图4-30 围岩内变位曲线 若以横坐标表示各量测点距围岩壁面的深度，纵坐标表示各量测点围岩的绝对变位量，根据现场量测数值可绘出如图4-30所示的围岩内变位曲线，利用曲线斜率的变化状态可以判断围岩是否出现了强度下降区和松动区。判断的依据是如果曲线斜率可以分成三个区域，那么靠近围岩壁面的变位量最大，则是松动区，变位量较大的区域为强度下降区，再往围岩深部变形量最小，是为弹性区。从图4-30中可以看出，曲线只有两个斜度不同的区域，而总的围岩内变位量又很小，故可以判断出围岩内只有强度下降区和弹性区，没有松动区，且强度下降区的深度在2m以内。说明隧道围岩稳定。 2、 通过核对预先选择的不动点的位置是否正确来进一步判断围岩内变位状态。 利用单点位移计在围岩量测断面附近分别钻出垂直围岩壁面不同深度的钻孔，每孔设置一只与孔深相同的测杆，其中最长的钻孔应能达到围岩内不受开挖影响的范围内，只有这样才可把位移计的锚固端看成不动点，才能正确测出围岩内变位。围岩内不受开挖影响的位置有多深，受岩质条件、开挖方法、支护时机、开挖尺寸等因素的制约，一般情况下，对于跨度10m左右的隧道，不动点的深度约在4~12m之间，中硬岩体单线铁路隧道约为4m，中硬岩体双线铁路隧道约为5~6m，土砂质双线铁路隧道约为10m。如果隧道跨度超过10m，且岩质条件较差时，则围岩内受开挖影响的深度会更大。 图4-31 围岩内空变位量测布置示意图 量测时选定的不动点位置是否正确，可以通过该量测断面的内空变位量测值来判断，如图4-31所示，A、C两点表示未变位前隧道围岩壁面的位置，A¢、C¢两点表示围岩壁面变位稳定后壁面的位置，这样，隧道内容变位量ΔU=AC-A¢C¢ ，例如B、D两点为围岩内两个不动点，A、B两点间的初始距离为L1，C、D两点间的初始距离为L2，由于围岩内变位使A点移到A¢点，C点移到C¢点，则AA¢=ΔL1，L1应为从A点到B点这一深度范围内的围岩内变位量，CC¢=ΔL2，L2从C点到D点这一深度范围内的围岩内变位量。 若B、D两点是没有发生移动的不动点，那么Δu应该等于ΔL1+ΔL2；例如量测结果Δu≠ΔL1 +ΔL2，则说明B、D两不动点至少有一个发生了移动，当 Δu>ΔL1+ΔL2 则说明不动点向隧道内空方向移动，当 Δu<ΔL1+ΔL2 则说明不动点发生了向围岩内侧方向移动，在实际工程中有这种向围岩内侧方向移动的现象，这可能是由于偏压引起的一侧不动点发生了向隧道围岩内侧方向的移动所致。 第九节 喷射砼层应力的量测 隧道新奥法施工随掘进及时喷射一层砼，封闭围岩暴露面形成初期柔性支护，由于砼与围岩紧密均匀接触，并可通过调整喷层厚度，协调围岩变形，使应力均匀分布，避免应力集中，随后按设计要求系统布置锚杆，加固深部围岩。锚杆、喷层和围岩共同组成承载环，支承围岩压力，这部分支护结构称为“外拱”。外拱施工过程中通过监测了解围岩变形情况，待围岩位移趋于稳定，支护抗力与围岩压力相适应时，进行外拱封底，使变形收敛，同时进行二次支护，加强支护抗力，提高安全系数，二次支护结构称为“内拱”。内拱为储备强度。新奥法必须严格控制二次支护时间，以使支护结构的性能呈现先柔后刚的特性，因此，在施工过程中需对喷射砼层进行应力的量测工作。 一、 喷层应力测量的目的 1、 了解喷层的变形特性以及喷层的应力状态； 2、 掌握喷层所受应力的大小，判断喷射砼层的稳定状况； 二、 量测方法 对于喷层应力的量测是将量测元件（装置）直接喷入喷层的，喷层在围岩逐渐变形过程中由不受力状态逐渐过渡到受力状态。为了使量测数据能直接反映喷层的变形状态和受力的大小，要求量测元件材质的弹性模量应与喷层的弹性模量相近，从而不致引起喷层应力的异常分布，以免量测出的喷层应力（应变）失真，影响评价效果。 目前，经常采用量测喷层应力的方法，主要有应力（应变）计量测法和应变砖量测法。 1、 应力（应变）计量测法 量测喷层应力所使用的直接仪表（一次仪表）形式较多，西山坪隧道、华蓥山隧道系采用GHL-2型应力计，二次接收仪表为GPC—1型袖珍式钢弦频率测定仪。量测时将应力计埋入喷层内，通过钢弦频率测定仪测出应力计受力后的振动频率，然后从事先标定出的频率—应力曲线上求出作用在喷层上的应力。 2、 应变砖量测法 应变砖量测法，也称电阻量测法。所谓应变砖，实质上是由电阻应变片，外加银箔防护做成银箔应变计，再用砼材料制成（50~120）×40×25mm的矩形立方块外壳形如砖，由于可测出应变量故名应变砖。 量测时应变砖直接埋入喷层内，喷层在围岩应力的作用下，由不受力状态逐渐过渡到受力状态，应变砖也随着产生应力，由于应变砖和喷层基本上是同类材料，埋入喷层的应变砖不会引起应力的异常变化，所以应力砖可直接反应喷层的变形与受力的大小，这是应变砖量测较其它量测方法较优之处。 采用电阻应变仪量测出应变砖应变量的大小，然后从事先标定出应变砖的应力——应变曲线上可求出喷层所受应力的大小。 三、 GHL-2型砼应力计 它是应力计量测法的直接量测元件，现就有关其结构特点、工作原理、使用方法介绍如下： 1、 结构特点及工作原理 为了准确地测出应力计埋设处的应力值，砼应力计设计理论要求，应力计的厚度h与其求径r的比值i≤0.2（即），应力计的等效弹性模量Eg与弹性模量Ec的比值m≥0.8（即Eg/Ec≥0.8），这时应力计对砼原始应力场的影响很小，因而能较真实地反映应力计埋设处的应力值。GHL-2型砼应力计的外型如图4-32所示。 图4-32 GHL-2型应力计 1——承压板壳体 2——传感头 3——电缆 4——刚性导杆 一个具备良好匹配特性的应力计，应该是形状（厚度）薄，刚度大，为了达到这一要求，GHL-2型应力计设计成分离式结构，即承压板和传感头分开，以便获得足够小的h/r和足够大的应力计等效弹性横量Eg，因此该应力计由三部分组成，即 （1） 承压板壳体：如图4-32中1所示。 承压板是直接受力的敏感部分，腔内充满不可压缩、真空度较高的流体，通过刚性导管输送到传感头2，它是一个密封的液压系统，从而使喷层所受的压力转换为液压。 （2） 传感头，如图4-32中2所示 传感头是应力计的中枢，选用钢弦作传感元件，双线圈结构连续激振的工作方式。当承压板受力变形时，流体压力均匀地作用在传感头的弹性膜板上，使之挠曲变形。一端固定在膜板上，而另一端固定在传感头体内的钢弦应力受其控制而变化，钢弦的自振频率也发生相应变化即在做等幅振荡条件下，钢弦的固有频率f与其轴向拉应力σ的关系为 (4-13) 式中 L——钢弦有效长度 P——钢弦体密度 压力P通过弹性膜板作用于钢弦，且, (4-14) 即输出f与输入P有二次函数关系。 传感头工作原理示意图如图4-33所示。 图4-33 传感头结构示意图 1．钢弦 2.弹性膜板 3.激振线圈 4.感应线圈 5.电缆 6.传感头外壳 7.输流管 两电磁线圈接入量测仪器——钢弦频率测定仪。当仪器接通电源瞬间，有脉动电流通过激振线圈，产生电磁力使钢弦振动。感应线圈把由钢弦振动产生的感应电势，通过电缆传输到测量仪器进行放大，整形处理，处理后的信号再回输到激振线圈，连锁地激励钢弦以固有频率振荡并使振幅不断增大，当钢弦振动阻尼耗散的能量与激振线圈提供的能量平衡时，钢弦维持等幅振荡，经过测定仪器放大，整形处型后的信号，同时也进入计数电路，在屏幕上显示出振荡频率值，完成了由压力到电信号的转换。 根据钢弦频率测定仪测出其频率值的大小，从事先标定出频率——应力曲线上可求出作用在承压上的应力值，其频率——应力曲线如图4-34所示。 Hz s 图4-34 钢弦频率——应力曲线 （3） 电缆 电缆型号为PBVDV，系外护加厚的屏蔽 三芯电缆，用以传输电信号，以实现遥测功能。 2、 主要技术指标 （1） 量程（MPa）3.5、5.0、7.5、10、15、20、30 （2） 分辨力 ≤0.15%F.S （3） 长期稳定性 ≤1%F.S （4） 温漂 0.05%FS/℃ （5） 承压板满量程时工作面变形量 0.0013×2（双面）mm （6） 工作温度 -30~60℃ PHL-2型应力计有以下优点: （1） 稳定性好，适用于原位长期观测使用。传感器经过适当处理后蠕变极小，能保证其自振频率的长期稳定，这对于零点不能经常校核的长期观测是十分必要的条件。 （2） 抗干扰能力强。钢弦式传感器属于调频型，钢弦的自振频率仅决定于相关的机械量，而与本身及信号传输电缆的电参数（电阻、电容、绝缘度）及周围电磁场的变化无关，因此宜于远距离遥测。 （3） 受温度影响小。在传感器中，钢弦与支架使用了相近的材料，其线膨胀系数基本一致，在温度变化时，引起传感头的输出变化很小 （4） 由于对钢弦的振荡采用连续激振型，可以省去测定仪中的高压脉冲电路，本质安全。功耗很小，用四节五号电池供电，为测定仪的小型化和野外使用创造了条件。 GHL-2型应力计h/r=0.15，对量测为10MPa的应力计，其等效弹性模量Eg=2.25×104MPa，C10#（100#）砼的弹性模量Ec=1.85×104MPa，Eg/Ec=1.2，这种匹配条件，可以获得满意的测试精度。 3、 使用及注意事项 （2） 测试墙面与喷层接触压力时，先把墙面测点处清理平整，然后把应力计的承压板平贴，并固定在上面，再喷砼。 （3） 测试喷层内部应力时，把应力计放置在预定的位置上，承压板工作面要与拟测应力方向垂直。 （4） 应力计量程的选用最好是预计压力的2~3倍或按砼号确定，以保证刚度的匹配。 （5） 应力计、混凝土有关参数参照表4-11。 （6） 应力计埋设时，应检测并记录零点频率，确定零漂值以便修正。 修正的方法是将检测应力计零频率值与标定曲线表上零点频率比较，如果两者之差小于±10Hz时，可把曲线在频率坐标上平移相同的数值，其最大误差小于0.5%FS，如果大于±10Hz，且对测试精度要求较高时，可采用数学校正的方法处理。 钢弦式传感器零点漂移的数学校正。 应力计与砼参数对照表 表4-11
注：1）应力计参数为计算参数，承压板*量程时工作面变形量δ1=0.000266CM。 混凝土参数选自《钢筋砼结构设计规范》TJ-74。 如果传感器的零点频率发生变化（零漂），不论是自然时段或温度影响所致，都可采用数学方法予以校正，其步骤为： （1） 整段或分段线性的确定：出厂后的传感器，每台都附有一张标定曲线图表，曲线由十一个坐标点组成，共十段，大量实验表明，多分段计算量大些，但精度高，少分段计算量小，但精度略差。对GHL-2型应力计，整段线性处理的误差≤±1%FS；分两段处理的误差≤±0.5%FS；分五段处理的误差≤±0.3%FS；分十段处理的误差≤±0.1%FS。应根据对测试精度的要求，求确定曲线的分段量。 （2） 根据原标定曲线提供的数据，计算出各段的斜率K1，K2……。 （3） 曲线漂移，但斜率不变，因此漂移后的零点频率fο2和K1、K2……依次计算出各对应点漂移的频率f1.2、f2.2……，得到一条新的，经过校正的特性曲线。 （4） 对于已工作的传感器，由实测频率算出对应的压力值。 以把曲线分两段处理为例，一应力计，原标定数据f01= 1988Hz，f51=1678Hz，满量程PM=10MPa时fm1=1314Hz。 漂移后的零点频率fο2=2007Hz，校正如下： （1） 确定曲线分两段校正 （2） 计算原曲线变化后的斜率 （4-14） （4-15） （3） 求出分段端点校正后的频率 （4-16） （4-17） 以上是传感器零点漂移的数学校正法。 四、 GPC-1型频率仪 GPC-1型袖珍式钢弦频率测定仪是根据现场条件设计而成的二次接收仪表，与GHL-2型应力计配套组成测量系统，是GHL-2型钢弦式传感器输出信号终端显示仪器，属本质安全型，可以防爆。 GPC-1型袖珍式钢弦测定仪的主要特点是低功耗，体积小（外形尺寸为150×90×20mm）便携式，操作使用简便，适合野外复杂和困难地形条件下及没有交流电源时的现场使用。 其主要技术指标，工作原理以及使用方法介绍如下： 1、 主要技术指标： （1） 工作方式：连续振荡 （2） 计数显示范围：0~9999Hz （3） 传感器输出信号显示范围：800~2300Hz （4） 显示方式：LCD四位数字显示 （5） 检测方式：单点检测 （6） 测量精度：1Hz （7） 接收传感器信号传输距离：200m （8） 测量显示周期：1S （9） 供电方式：DC6V四节五号电池组 （10） 整机电流：3mA （11） 环境使用温度：-10~+45℃ 2、 工作原理 （1） 仪器框图 （2） 工作原理简述 GPC-1型频率仪的设计考虑到某些特定场合下的防爆要求，故设计成本质安全型。电路结构中采用了32768Hz的石英品体作为本仪器的标准时基信号源，以保证测定仪的测试精度。当GHL-2型应力计与GPC-1型测定仪连接无误后，由测定仪内部的激振器产生一激振电压激励传感器，使其内部的钢弦产生振动并输出-mV级的微弱脉冲信号，信号经测定仪滤波、放大后，反馈到传感器激励钢弦作等幅振荡。同时该信号又被送入测定仪的整形计数电路，由液晶显示器显示出被测传感器的钢弦振动频率。 3、 仪器的使用方法 （1） 仪器测定仪在没有正式接入传感器前，首先开启仪器右端的按扭开关，此时液晶显示屏显示清晰完整的四个“0”字段。 （2） 将被测传感器的插头插入测定仪的插孔，测定仪中的激发器开始激励传感器中的钢弦振动，大约2~3S后，应显示稳定的频率输出值（这个测值应在已给定的标定曲线范围内）。这样就完成了对被测传感器的一次量测。 用同样的方法可以分时、分次对多个传感器进行量测。 4、 使用中应注意的问题 （1） GHL-1型频率测定仪长时间放置不用时，应取下仪器中的电池组，以免电池中电解液泄露腐蚀机件。 （2） 液晶显示器应避免阳光直射 （3） 使用中应避免潮湿及剧烈猛撞和摔跌，尤其是由高处摔下，最容易损坏仪器。 5、 使用中出现不正常情况的技术处理： 传感器在安装埋设前，应首先在地面上测读传感器的初始频率值，一般的情况下，GHL型钢弦传感器正常的工作频率范围在800~2300Hz之间，当测读到的传感器的自振频率超出上述范围时，即测读的频率值小于800Hz或大于2300Hz时（严重超载情况除外），即可视为不正常现象，对此可按下述方法进行检查处理。 （1） 对传感器的检查 直接检查连接传感器的电缆插头有无短路现象，可用普通万用表R×1档按图示方法量测传感器的直流电阻值。 图4-35 电缆各线间的直流电阻值 图中A端为公共地端，量测时A、B端阻值应为30Ω，A、C端阻值为30Ω，B、C端阻值为60Ω。 当所测阻值都趋于无穷大时，表明传感器埋入后的信号电缆已被折断，当被测阻值趋于“0” Ω时则表明传感器的传输电缆或插头有内部短路现象，此时，可将插头焊下，进一步量测电缆端的阻值，若正常说明插头内部短路，还不正常则说明电缆已趋破坏，局部出现短路。 如果所测阻值均在正常范围内，且多台传感器显示的数据都不正常，即应对频率测定仪进行检查。 （2） 对GPC-1型频率测定仪的检查 如果测定仪接入传感器后所显示的正常数据需较长时间才能稳定，则可怀疑电池的内阻增大，电量不足，检查步骤如下： 1） 首先取下测定仪的外皮套，旋下测定仪背部下端的紧固螺钉，取下端盖，量测电池组电压低于4.5V时，即应更换电池，若电压正常时，且多台传感器所显示的数据仍不正常，再检查测定仪的输出插座部分。 2） 对测定仪输出插座的检查，这是一种多见故障，由于测定仪插座的接点采用的是弹性无件，在使用一段时间后，可能会出现接触不良的情况，一旦存在这种故障，液晶显示器上所显示的数据就会杂乱无章。此时应旋下插座外套端盖，取出插座细致辞地修复插座上的各弹簧片，使其恢复到正常的位置上。 经上述方法处理后，如果显示器上显示的数据仍为“0”值，此时应对测定仪的电子线路部分做简单的检查，方法是剥下在按扭开关一侧预留的两根细线的端部外皮，然后将其短接，正常情况下显示器上应显示“2768”字样，若仍显示“0”值，证明电子线路部分的某一电子元件已坏。 3） 对传感器部分工作状态的简单判定： 一般情况下，钢弦式传感器的工作频率范围均在1000~2000Hz以内，投入运行后，在不超载的情况下，其振荡频率是不会超出这个范围的。 当测定仪显示的频率明显低于上述范围的下限时，即认为该传感器处于停振状态。 当显示频率值高于上限且显示的频率值在3000~5000Hz时，则说明该数据是传感器由其它非正常激励引起的扰动所产生的“自激”现象。 以上两种现象产生的原因大都是接插件接触不良所致。 前面讲的是应力计量测法，下面介绍应变砖量测法的有关内容。 五、 应变砖的制作 1、 制作材料 （1） 电阻应变片 一般选用聚酰亚胺基底的箔式应变片，标距40mm，阻值120Ω，它具有耐热、防潮、绝缘性能好，弹性系数大，线膨胀系数小，在较大的温度范围内具有很好的机械性能及良好的线性和零点长期稳定性，反映出的蠕变量、机械滞后，横向灵敏度都很小，只要密封，防潮处理好，使用寿命长达数年，这对长期观测是十分有利的。 （2） 银箔 是电阻应变片的保护层，因此要求保护层必须具有很强的抗酸碱、抗腐蚀性能，且物理、化学性质稳定，并易焊接加工，同时要求材料的弹性模量与砼的弹性模量较为接近，而银箔能较好的满足这些要求。银箔可采用0.05~0.08mm的压延银箔，其弹性模量为（6~8）×104MPa，其与砼的弹性模量较为接近。 （3） 水泥、细砂： 与喷射砼所用材料相同，灰砂比为1：2，水灰比为0.45~0.50，另外也可用环氧树脂、石英砂、石英粉等原料混合制成砖型外壳，它的配比为环氧树脂：石英砂：石英粉：丁脂：乙二胺=100：500：167：15：8（重量比） （4） 防潮剂：可用白凡士林 （5） 引出导线：采用YQ-23双芯轻型橡套电缆 （6） 粘结剂：环氧树脂胶 2、银箔应变计制作： （1） 银箔退火处理 为了使银箔的弹性模量尽量接近砂浆砖体的弹性模量，可将银箔放入高温炉内退火，退火温度38℃，恒温2~3小时，然后随炉冷却，以降低弹模，若反复退火，效果更佳。 （2） 银箔净化 按所需尺寸将银箔裁成大张，浸泡在盛有洗衣粉溶液的糖瓷盘中，用脱脂棉轻轻擦洗银箔的两面，并用清水冲洗，再放入95%的酒精中浸泡数分钟，取出后晾干，按通常贴片要求用双D号砂布纸打毛，随后用酒精棉球擦洗至不显黑迹为止。 （3） 电缆焊前处理 为了增强电缆橡套外皮和树脂胶的粘结强度，在焊接电阻应变片引线与电路芯线前，先剥去橡胶外皮约15~20mm，未剥部分用锉刀锉毛30~40mm，橡套外皮与芯线间的微小间隙用环氧树脂胶充填，芯线端部也用少量环氧树脂胶封住，然后将打毛的导线浸入浓硫酸中处理1~2分钟，取出后用水冲洗干净，风干后，再将导线端头剥出4~5mm，上锡备用。 （4） 裁剪银箔：根据电阻应变片的规格决定，一般为 上箔尺寸：60.0×18mm 下箔尺寸：61.5×21mm 银箔尺寸必须精确，以剩下几道工序顺利进行。 （5） 银箔边缘镀锡及下箔折边 下箔在打毛的一面三边镀锡，宽约1mm，上箔在光的一面三边镀锡，宽度也为1mm左右。同边镀锡要求薄平，均匀无间断，周边镀锡后，下箔应把镀锡的三边折成直角，使上箔能镶嵌在其中，所以折边宽度为1~1.2mm。 （6） 粘贴电阻应变片 电阻应变片和引出线的接线端均贴在上箔的预定位置处。 粘贴电阻应变片是制作喷层应变计的关键，必须作好以下四点 净：清洗过的片、箔不准用于接触，要用丙酮清洗过的2点进行取放。 干：贴片时，要求试件表面及应变片，应变胶的干燥，最好在湿度低于50%的超净环境中贴片。 准：应变片的粘贴位置要准确，特别是小标距片。 洁：要保持贴片的环境清洁。 上箔贴好片后，用夹具夹紧，予加少许压力，放入烘箱按固化工艺进行第一次固化，然后除去夹具，再进行一次自由状态下的二次固化，保证完全固化，下箔在预定位置处贴上聚四氟乙烯薄膜作绝缘层。 （7） 焊接引出电缆 电阻应变片引线和引出电缆通过焊接片焊在一起。 （8） 上、下银箔合拢 合拢前需在上、下箔的合拢面上各刷一层胶液，然后，将上箔正好放入下箔的折边中，赶出气泡使上、下箔尽量密贴，再将下箔的折边按下，正好把上箔嵌住，最后，用电烙铁沿预先镀过锡的三边来回移动，使上、下箔完全焊成一体。 电缆引出端与银箔之间的缝隙采用胶液灌满密封。胶液配比采用环氧树脂、聚酰胺树脂=1：0.5压制。用细铁丝蘸上胶液沿电缆缝隙徐徐灌入，气温低时，可加热灌注。浇灌时要让空气逸出，流到外面的胶液，要及时擦洗干净。 灌满后，即成为银箔应变计，将它连同电缆一并放入恒温干燥箱固化，固化温度为60~80℃，固化时间8小时。 制作好的银箔应变计必须经过检验合格后方作应变砖使用，检验主要有以下几个方面。 （1） 外观检查 使用前，首先检查应变计外表，要求引出线电缆完好无损，应变计银箔亮光平整，若有发黑痕迹，可用药棉涂上牙膏轻轻擦拭干净，再用酒精棉球擦洗直至不显黑迹为止。 （2） 绝缘值检验 加工好的银箔应变计应浸入水中工业其绝缘性能。要求浸水10天后，其绝缘值不得低于250MΩ，否则为不合格，不能使用。 (3)零点飘移检验 在常温条件下，零点飘移值小于±10Mε者为合格，大于±10Mε者应剔除不能使用。 当检验的应变计符合要求时，才可用以制砖。 3．应变砖的制作： 应变砖的主要量测元件是银箔应变计制砖时，将应变计用水泥细砂作成砖形外壳而成，其所以制成砖，一方面是对应变计起保护作用，另一方面，也便于在砼喷层中埋设。制作工艺较为简单，但应注意以下问题： （1） 为了保证应变砖材料与喷层材料的力学特性匹配，应变砖材料配比应尽量和喷层骨架材料配比一致，考虑到银箔较易损坏，可适当减少粗骨料含量或粒径，要使应变砖材料配比的力学特性接近或低于喷层的力学特性，为此应变砖的材料不得加速凝剂。 （2） 为了使应变砖制成后有足够强度和刚度，但又不使其过早硬化而与喷层力学特性不匹配，所以制砖不宜太早，应在喷射砼工作开始前24~36小时左右为值，每一试验断面或试验段提前制砖的时间应基本一致，从而使所测数据更具对比性。 （3） 应变砖是在专用的应变砖钢模中捣制而成，制砖时，先在钢模内侧涂一层脱模剂，然后在钢模底部铺上15~20mm砼材料，要求下铺材料密实平整，然后将应变计两面抹以细砂浆，将其放入钢模中，电缆由钢模侧端小孔引出，最后再在上部填满砼材料，用刮刀将表面割平，置于水中养护待用。 六、 应变砖埋设 1、 根据量测计划，在量测断面上，标出应变砖埋设的部位，除在拱顶中央埋设外一般多在拱肩部位、拱基线上，侧墙以及墙脚部位的相关处一一对称地埋设应变砖。 2、 量测围岩施加给喷层的径间应力时，要使应变砖的受压面向着围岩的壁面，量测喷层内切向压应力时，要使应变砖的受压面垂直于喷射砼层的轴线。喷射前应用水泥砂浆把应变砖固定在岩面上。 3、 根据埋设应变砖的数量，来确定所需埋设的补偿应变砖的多少。埋设前将补偿应变砖装入预先制成的铁盒中，铁盒衬以泡沫塑料等软垫层，然后封闭，使补偿应变砖处于不受力状态，随后也固定在岩壁上。 4、 将设有应变砖引出导线的裸露线头，包在装有黄油的塑料袋内并装入接线盒内，防止线头受潮而使绝缘破坏。接线盒埋设的位置，既便于量测作业，又不影响工程施工。 5、 将所有应变砖电缆引出线，按顺序编排好号码，习作防弄混，电缆铺设一定要得当。可用速凝剂将其分段固定在隧道壁面上，多使电缆紧贴岩面，切不可被压断或拉断。 6、 喷射砼时，应将应变砖和电线都喷入喷层中，并注意喷层与应变砖之间不要有间隙存在，以免应变砖受力不匀，影响量测数值的可靠性。同时应在接线盒四周适当加厚喷层，以保证不被工作面爆破时的飞石砸坏。 七、 喷层应力量测 测定喷层应力时，不论采用哪一种量测法（应力计法、应变砖法），一次仪表埋设后，均应根据现场的具体情况及量测要求，定期进行量测，每次对每一应力计（或应变砖）的量测应不少于3次，力求量测数据可靠、稳定。取其量测的平均值作为当次的数据，并作好记录。 随着量测数据逐渐积累，应绘制以下曲线以便分析研究。 1、 绘制喷层内径（切）向应力随开挖面变化的关系曲线 以便掌握试验断面处喷层应力随前进着的开挖工作面距离变化的关系。 2、 绘制喷层内径（切）向应力随时间变化的关系曲线 以便掌握量测断面处不同部位切向应力随时间的变化情况。 八、 量测结果分析 1998年4月华蓥山隧道右线YK33+759处对隧道喷层径向应力进行量测，共设5个测点计有拱顶中央，左二肩、右二肩以及左、右侧墙距施工底板线1.5m处各埋设GHL-2型应力计一台，测定各点处喷层的径向应力，随着时间的增长其喷层应力随时间的变化关系曲线，如图4-36所示 图4-36 YK33+759量测断面喷层应力计受力示意图 从图中可以说明以下问题： 1、 从径向应力随时间变化的曲线中可以看出在喷射砼的受力，由于砼尚未固结，喷层能适应围岩变形而随之变形，所以隧道喷层应力为零。当喷层固结后，喷层将阻止围岩变形，使喷层产生应力，随着时间的延续，各点处喷层应力逐渐增加，随后趋于稳定，应力不再增大，从实测的数据看，一般在（15~20）天内应力已趋于稳定，最大应力均不超过0.5MPa，远远小于喷层的抗压强度。说明喷层起到了支撑作用。 2、 评定量测断面内不同部位喷层的稳定程度 3、 通过华蓥山隧道，西山坪隧道大量喷层应力量测结果说明，在隧道岩质条件较好时（IV类及其以上围岩）喷射砼层的径向应力均较小，岩质条件较差时，径向应力则较大。 第十节 二次衬砌应力的量测 目前隧道施工多采用现浇砼或钢筋砼作为二次衬砌的支护结构。而二次衬砌的施作，受时间因素影响很大，直接关系到衬砌结构的安全，过早施作会使二次衬砌承受较大的围岩压力，过晚又不利于初期支护的稳定。支护质量的优劣，往往体现隧道外观美的好坏。因此，隧道二次衬砌质量的好坏，对隧道的长期稳定，使用功能的正常发挥以及外观美均有很大影响，为了监视隧道的长期稳定性，需要对二次衬砌进行应力量测。 一、 量测目的 1、 了解二次衬砌的受力条件。 2、 判断支护结构长期使用的可靠性以及安全程度。 3、 检验二次衬砌设计的合理性，积累资料为经验类比提供依据。 二、 量测设备与量测方法 衬砌应力量测通常是压力量测。根据测试原理和测力计结构的不同，可分为液压式和电测式。各种用于喷层量测的设备，也可用以量测二次衬砌的应力，有关喷层应力的量测已在本章第九节介绍，本节只对使用液压枕量测二衬应力的方法介绍如下。 三、 液压枕 1、 液压枕的结构与工作原理 液压枕系由两块同样形状的薄钢板对焊而成，钢板厚度约1.5mm左右。枕面的形状可做成正方形，长方形或圆形，尺寸视实际需要而定。它主要由枕壳、注油三通、进油嘴和放气嘴以及压力表组成，如图4-37所示。 图4-37 液压枕构造 1——壳体；2——压力表；3——三通；4——注油管；5——排气孔 液压枕在埋设到将其与油路系统相连接，（油管采用内径为10mm的紫铜管，承压油可用20号机油）然后用液压泵往枕壳内充油，排尽系统中的空气，埋入测试点，待周围包裹的砂浆达到凝固强度后，再往压力枕内注油，形成初始压力，然后关闭控制阀而成一个密闭容器。此后压力表经24小时后的稳定读数定为该液压枕的初承力。在围岩应力的作用下，液压枕压力的大小将随围岩应力变化而变化。由于围岩压力作用在液压枕上从而使其腹腔容积缩小，使枕内承压油施力于压力表的簧管，使簧管变形而带动指针转动，指示出枕内承压油所受的压力值，定期观察和记录压力表上的数值。从而得到砼中应力变化的规律。 因为衬砌压力是通过液压枕面传给枕内承压油的，而钢板枕面有一定的刚度，所以承压油所受的压力q通常要小于衬砌作用于枕面上的压力P，两者的关系为 q=KP （4-18） 式中：K——传压系数 K值小于1，是根据液压枕的构造和材质而变化的，由于每个压力枕的构造和材质不尽相同，因此，对每个压力枕都要进行率定，以求出外力P（总荷载可由单位面积荷载P与枕面面积的乘积表示）和油压q的关系曲线。如图4-38所示。这样，在液压枕埋设后，就可以根据测得的油压值在率定曲线上直接查出压力枕所受压力。 图4-38 液压枕的率定曲线 2、 液压枕的率定 由于液压枕是作为测压计使用的，因而率定时采用压力机给液压枕施加主动压力。将液压枕置于压力机承压板上，开动压力机进行加载，为了便于读数，以油压表分级刻度为准，每当增加一级荷载时， 同时读取压力机上指针的读数。根据每一级荷载的读数。即可绘出P—q关系曲线如图4-38所示。图中纵坐标表示液压枕承受的总荷载P值，横坐标表示液压枕内油压q值。 3、 液压枕的埋设 液压枕先在室内组装，经高压密封性试验合格后才能埋设使用。 根据量测设计的要求，在埋设液压枕的地点，要需在浇注砼前将其位置固定，以便砼浇注作业。 埋设液压枕时，首先将液压枕注满机油，排出枕内空气，然后关闭排气阀，在进油嘴上接上高压油管，油管长度以引出工作面到达量测地点为限。为了保护紫铜管，在油管外面再套上一个钢管，然后在油管末端安装油压表，控制阀和油泵。 4、 观测工作 开始宜每天观测一次，以后可减至每周1~2次，如果地质条件发生变化，应酌情增减观测次数。根据枕内油压前后两次读数之差，即可从液压枕率定曲线上查得压力的变化，从而判断支护结构的稳定状态。 液压枕作为测压计使用，具有结构简单、制作容易、防潮防震，不受干扰、性能稳定、观测方便、成本低廉、不需电源，能在有瓦斯隧道工程中使用的优点。同时液压枕也存在以下不足：由于液压枕是在室内通过单向加压试验率定的，不能如实反映液压枕在现场埋设时的受力情况，因此，根据现场测得的油压值Q，从室内率定曲线上查出的压力P，其结果是近似的，尽管如此，油压值Q的变化仍能反映液压枕上所受压力的变化。所以，用液压枕作为测压计仍然是行之有效的。此外，液压枕上有对外力不敏感，精度低等缺点。 对于量测断面布置的测点较少，或在局部某点进行量测时，采用液压枕能够显示出它的优越性，当量测断面布置测点较多时，由于液压枕输油管路铺设繁多，若采用衬砌台车浇注砼时，为了保护输油管路，往往给衬砌施工造成因难，因此，欲使用这一方法前，应考虑现场施工情况，有无施作条件，然后确定是否采用。 四、 二次衬砌应力量测实例 华蓥山隧道西口右线YK33+750~760位于二叠系上统龙潭组第一段（P2L1）地层中，围岩为薄——中厚状泥岩、粉砂岩、炭质页岩、铝土质粘土岩、硅质灰岩，岩体中发育节理2~4组，间距0.13~1.00m，局部地段节理密集，岩体为块碎状镶嵌——块状砌体结构，属III类围岩。该段已进入××煤矿540水平下，隧道底板距××煤矿540大巷顶板垂距只有36 m，并将穿过2.5~3.0m厚的煤层。为了保证施工安全顺利通过煤层，除采取了防止煤与瓦斯突出措施外，并加强了支护，图4-39为该地质YK33+756量测断面二次衬砌的受力图，该断面共设有5个测点，即在拱顶中央，左、右拱基线上与施工底板线1.5m的洞壁上各埋有GHL-2型应力计一台，从实测的应力——时间关系曲线可以得出以下结论: 1、 在现浇砼的当天，砌衬不受力，这是由于砼浇注后尚未初凝所以应力为零。 2、 砼浇注一天后已经初凝，由于浇注模板的阻挡，砼衬砌开始受力，并日趋增大。 3、 拆模后由于尚未完全终凝的砼有自由变形的空间，所以应力逐渐降低，二周后应力基本趋于稳定，应力稳定在0.02Mpa左右。 图4-39 YK33+756量测断面二次衬砌受力图 从该断面的量测结果可以看出，二次衬砌所受应力很小，最大值不超过0.2MPa，拆模后应力日趋降低，二周后基本趋于稳定，这时衬砌应力只有0.02MPa，以后的量测中衬砌应力没有变化，因此，可以说二次衬砌起到了安全储备的作用。 第十一节 现场量测的规划 现场量测是隧道工程监控的重要手段，其目的在于了解围岩变形和应力变化的动态过程，掌握隧道围岩的稳定情况，判断支护系统的可靠程度，是直接为支护系统的设计和施工决策服务的，这是进行现场量测规划的基本出发点。现场量测规划的是否合理，不仅取决于所有规定的量测项目能否顺利进行，同时也关系到所得的量测结果能否反馈于工程的设计与施工，进而达到修改设计与指导施工，这是进行现场量测规划的基本要求。因此，合理而周密的现场量测设计是现场量测的关键。 现场量测的规划主要有以下方面的内容 1、 量测项目的确定和量测手段的选择 2、 施测部位的确定和测点的布置 3、 实施计划的制定 4、 量测管理工作 一、 量测项目的的确定： 量测项目应根据具体工程的特点，围岩的地质条件、工程规模、重要程度、支护类型和施工方法，并结合业主的财力来选择。 确定量测项目的原则是量测简单、结果可靠、成本低廉、便于施工采用、量测元件要尽量靠近工作面安设。对所选择的被测物理量要概念明确、量值显著、数据易于分析、易于反馈。 位移量测是最直接易行的，因而，应作为监控量测的重要项目，但在完整坚硬的岩体中，位移值往往较小，故应配合应力和压力量测。在岩体完整性差、地质条件变化较大的工程，在施工时应用声波法探测隧道前方的岩体状况；在地应力高的脆性岩体中施工，有可能产生岩爆，应采用声波监测岩爆的可能性或预测岩爆的时间。 对于浅埋的或在近水平岩层中施工的隧道工程，由于垂直方向的变形较大，应特别重视垂直方向位移的量测，可在拱顶设点进行拱顶沉降量测，在拱顶钻孔安装位移计，了解围岩内变位。浅埋隧道还应进行地表下沉量测等。在进行净空变化量测，要强调设置斜基线以便求得拱顶下沉量。 对于深埋隧道，水平方向位移的量测往往比较重要。可在边墙设置水平方向的测点，量测围岩内空收敛，也可在边墙打水平钻孔安设位移计量测围岩内变位。 至于量测重点应放在水平方向还是垂直方向，应根据围岩的赋存条件，隧道断面形状以及施工方法综合考虑决定。 隧道现场监控量测的内容详见表8-2。 《公路隧道施工技术规范》（JTJ042-94）第9.2.1条规定复合式衬砌的隧道应按表8-2选择量测项目。表中的1、2、3及10项为必测项目；4、5、6、7、8、9、11项为选测项目。必测项目是隧道施工时必须进行的量测项目。选测项目是指在必要时可选择测量的项目，应根据隧道围岩条件，施工方法、支护类型以及覆盖层厚度等确定。 地质及支护状况观察是人工用肉眼观察隧道和支护结构的变形和受力情况，隧道危岩和渗流水情况，围岩的完整性等，以便给量测直接的定性指导，是最直接有效的手段。 日本《新奥法设计技术指南（草案）》将采用新奥法修建地下工程时将所进行向量测项目分为A类和B类，见表4-14。其中A类是必测项目，B类是根据现场条件，地质状况选用的量测项目。 隧道现场监控量测项目及量测方法 表4-13
围岩条件而定的各量测项目的重要性 表4-14
二、 量测手段和仪表的选择 量测手段和仪表的选择主要取决于围岩工程地质条件和力学性质，以及测量的环境条件。 对于在软弱围岩中施工的隧道工程，由于围岩变形较大，因而可以采用精度稍低的仪器和装置；而在硬岩中施工的隧道工程，由于围岩变形量相对较小，所以需采用高精度的量测设备。在一些干燥无水的隧道工程中施工，用电测仪表往往能取得较好的量测效果，但在地下水发育的地层中用电测法就较为困难，由于无法排除水对电测法的干扰，使电测法往往失效。使用各种类型的位移计时，对于深埋的隧道工程，必须在隧道内钻孔安装；对于浅埋的隧道工程，可以从地表钻孔安装，以量测隧道工程开挖过程中围岩变形的全过程。 为了便于施工单位采用应尽量选择简单、可靠、成本低廉的测试手段，量测元件要尽可能地靠近工作面安设，避免漏测开挖初期开挖工作面围岩的变形情况。仪器仪表等量测装置选择前需首先估算各物理量的变化范围，并根据测试重要程度确定测试仪器的精度和分辨率。收敛位移量测一般采用收敛计，在大型隧洞中，若围岩较软，收敛变形量较大，可采用测试精度较低、价格便宜的卷尺式收敛计。在硬岩中的隧道或洞径较小的洞室，收敛位移较小，对测试精度和分辨率要求较高，应选择钢丝式收敛计。当洞室断面较小而围岩变形较大时，可采用杆式收敛计。 位移计的选择：在人工测读方便的部位，可选用机械式位移计；在拱顶、高边墙的中、上部，则宜采用电测式位移计，可引出导线在洞内量测或者进行遥测。对于要求在特深岩层内量测应选择串联式多点位移计。用于长期监测的测点，尽管在施工中变形较大，精度要求不高，但在长期监测时变化较小，为了两者兼顾应选用精度较高的位移计。 选择压力和应力量测元件时，应优先选用液压枕。在坚硬的岩层中，应力梯度较高，应选用压力盒。在经济条件允计的前提下，应尽量选用钢丝式压力盒和锚杆应力计，只有在干燥的隧道中，才选用电阻式或其它形式的压力盒和锚杆应力计。 三、 量测部位的确定和测点的布置 量测部位的确定和测点的布置应遵循以下原则 1、 从围岩稳定性监控出发，应重点监测围岩质量及局部不稳定的块体，从反馈设计、评价支护参数合理性出发，则应在具有代表性的地段设置观测断面；在特殊的工程部位（如洞口、分叉处和洞内大断面紧急停车带）也应设置观测断面进行量测。 2、 在洞内进行隧道周边位移量测、拱顶下沉、多点位移及地表沉降量测测点应尽量布置在同一断面上，锚杆应力、喷层应力以及二衬应力等测点最好布置在同一断面上，以使量测结果互相对照，相互检验。量测断面的间距根据隧道长度和地质条件施工方法不同而定，当地质条件情况良好或开挖过程中地质条件连续不变时，间距可适当加大。如果地质变化显著时，量测断面间距可缩短，在施工初期，为了掌握围岩动态，应缩小量测断面间距，当取得一定数据资料后可适当加大，在洞口及埋深较小的地段也应适当缩小量测断面的间距。 在一般的铁路和公路隧道施工中，根据岩性不同与围岩类别的差异，《铁路隧道新奥法指南》提出按以下要求布置各类围岩监测断在的间距 Ⅱ类围岩 5~10m Ⅲ类围岩 10~20m Ⅳ类围岩 20~50m Ⅴ类围岩 20~100m 《公路隧道施工技术规范》根据日本《新奥法设计施工细则》提出按表4-1要求布置： 地表沉降量测断面的间距与隧道埋深和地表状况有关，当地是山岭田野时，根据埋深不同断面间距为：埋深大于两倍洞径时为20~50m；埋设在1倍洞径与两倍洞径之间时为10~20m；埋深小于洞径时为5~10m。 锚杆应力和衬砌应力及其它有关的量测项目其量测断面的纵向间距可视具体情况与量测要求确定。 3、 测点的布置形式 测点的布置应根据现场的量测项目，视隧道跨度和施工情况而定，对于收敛位移的量测，测点的量测方向可按十字形，三角形和交叉形等布置。十字形布置适用于底部施工已基本完成的隧道，测试结构物内部的收敛位移量。如果隧道顶部布有施工设备，可采用交叉形布置，三角形布置易于校核数据，一般多采用这种形式的布置方式，隧洞模断面较大时，可设多个三角形的量测方案。 位移计通常布置在地下洞室的拱顶，边墙和拱脚部位，当围岩比较均一时，可利用对称性仅在洞室一侧布置测点。若要求较精确地掌握洞室开挖前后围岩位移变化的全过程，可在地表或临近洞室打钻孔预埋。测孔的深度一般应超出变形影响范围，测孔中测点的布置应根据位移变化梯变决定。梯度大的部位应加密，在孔口和孔底一般都应布置测点，在软弱结构面、岩层间接触面和滑动面等两侧应各设一个测点。 压力盒和锚杆应力计应在应力变化最大或地质条件最差的地段设点，并根据位移变化梯度和围岩应力状态，在围岩不同的深度内布置测点，观测锚杆的长度应与工程锚杆相同，用于埋设压力传感器的钻孔和观测锚杆的钷孔布置形式与多点位移计相似。通常在钻孔中布置3个或更多的测点。 4、 用位移计量测围岩内位移时，测点的布置应考虑能同净空收敛量测所得的数据据相互印证。锚杆轴向力、喷层应力和衬砌应力量测的测点应与收敛的测点布置在同一断面内，如果确有困难，也应布置在其前或后1m范围之内。 5、 各项量测的测点，应尽可能布置得靠近工作面，使之能尽量完整地获得围岩开挖初期力学形态的变化和变形情况；这段时间内，量得数据对于判断围岩性态是特别重要的。 整个观测期间，应设立值班记录本，详细记载值班期间的一切情况，包括施工方法、施工部位、施工工艺流程以及施工进展情况；量测时工作面的施工内容以及量测点施工工序情况；量测时气候环境以及洞内温度、湿度情况；人工对工作面及其周围地质和支护状况的观察情况，如隧洞内渗流水、喷射砼和衬砌上的裂缝开展情况以及锚杆的工作状态等。 各量测项目通常的观测频度为在隧道开挖或初期支护的本月内，每天应观测1~2次，本个月后到一个月内，或工作面推进到距观测面大于二倍洞径的距离后，每2天观测一次，一到三个月内，每周观测1~2次；三个月后，每月观测1~3次。若有特殊要求，则按原定要求进行，如遇突发事件，应加强观测。各量测项目按有关规定的量测频度进行量测外，还应根据其量测值变化的大小来确定观测频度。如洞周收敛位移和拱顶下沉的量测频度也可根据位移速度及离开挖面的距离而定，如表4-2所列。不同的基线和测点，位移速度也不相同，因此，应以产生最大位移者来决定量测频度，但在整个量测断面内的各基线或测点应采用相同的量测频度。 在膨胀性围岩中，位移长期（开挖后两个月以上）不能收敛时，量测要持续到1mm/30d为止。 关于量测频率尚需注意以下两点 1、 应当十分重视各量测项目初读数的准确性。隧道开挖所测得到的初读数是判断施工安全的基准点。初读数的取得往往需要经过数次波动之后才能趋于稳定。因此，测读时必须是连续三次测得的数值基本一致后才能将其定为初读数，否则应继续测读，直至满足要求为止。 2、 测得的数据应尽可能在现场整理分析，尽快提交工程施工单位和项目决策部门，以此修改设计，调整支护参数，合理安排施工进度。量测数据再准确，错过工程施工的最佳时机，其对工程施工的指导作用将荡然无存。从某种意义上讲，量测成果提交的及时性比单纯增加量测次数更为重要。 四、 量测管理工作 隧道现场监控量测应成立专门量测小组，根据量测项目与量测任务的不同，可由3~5人组成。量测任务由施工单位或委托科研部门承担。量测组负责测点埋设、日常量测、数据处理和仪器保养维修工作。现场监控量应按量测计划认真组织实施，并及时将有关量测信息反馈于施工与设计。 由于现场量测与隧道施工作业易发生干扰，因此量测工作与施工作业必须紧密配合、相互支持、施工要为量测创造条件提供方便。施工单位不应以任何理由中断量测。并防止因抢工期、抢工程进度忽视量测工作而危及施工安全。 在施工过程中，各预埋测点，应牢固可靠、易于识别，并要妥善保护，避免因施工造成人为破坏，以确保现场量测工作顺利进行。 量测资料要列入竣工文件，为隧道施工积累资料，为其它条件类似工程设计和施工提供类比依据，并为隧道建成后运营管理服务。 竣工文件中应包括下列量测资料 1、 现场监控量测计划 2、 实际测点布置图 3、 围岩和支护的位移——时间曲线图、空间关系曲线图以及量测记录汇总表 4、 经量测变更设计和改变施工方法地段的信息反馈记录 5、 现场监控量测说明。 隧道新奥法及其 监控量测 李晓红编著 二○○○年十二月
前 言随着我国交通事业的迅速发展，公路、铁路隧道工程日益增多，尤其是许多高等级公路上，采用隧道方案不仅改善了线形、缩短了里程，同时也为国家节约大量基建投资。在一定的条件下，选择隧道方案的优越性越来越多的为道路建设者和设计者所公认。但是隧道工程建设目前还存在一些问题尚待研究解决，诸如在施工过程中经常出现坍塌，有时也有突水、涌砂现象，隧道建成后出现渗漏甚至出现危险变形等工程质量问题。为了全面提高隧道工程质量，加强施工期间隧道监控量测，近年来作者在从事成渝高速公路中梁山隧道、缙云山隧道，广渝高速公路华蓥山隧道以及渝合高速公路西山坪隧道的新奥法监控量测研究的基础上，就施工中量测项目的规划、测试手段和工具、测试方法、量测数据处理以及量测信息反馈等方面进行了一系列的研究工作和现场试验。书中有相当一部分内容是作者所承担的多项隧道信息化施工技术应用与监控量测的科研项目取得的经验和研究成果。本书是在总结隧道监控量测技术研究的基础上写成的，旨在向从事隧道工程以及其它地下工程的读者全面介绍隧道工程监测技术。 本书在编写过程中，着重考虑了公路隧道新奥法施工监测的特点，同时还注意吸收地下工程有关量测的成功经验，尽力做到理论联系实际，强调实用性和可操作性，力求内容全面、科学、系统。另外对监测中发现的有关问题，也提出了处理的方法与建议，本书可供从事隧道工程以及其他地下工程的工程技术人员和高等院校有关专业师生参考。 在编写过程中，引用和参考了大量文献和有关资料，在此对原作者顺致谢意。 由于时间仓促，作者水平有限，书中内容难免存在缺点和错误，敬请读者批评指正。 作者 2000年12月 |
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