围岩二次应力场的基本特征 什么是围岩的二次应力场?其特征和影响因素是什么?

5.2.1 围岩二次应力沿洞轴线方向分布特征

测试分析表明，隧道围岩二次应力由东向西沿隧道水平深度的变化如图5-9所示。可以看出，在隧道水平深度1080～1500m、1800～2200m、2550m 及2900m 附近是相对高(＞30MPa)的二次应力分布区；在950～1000m、2500m、2700m、3400m、3700m附近为相对低(＜20MPa)的二次应力分布区。其中，平行隧道轴线方向的二次应力在水平洞深1950m附近，高达60MPa，铅直方向的二次应力在水平洞深1000m及2900m附近都大于40MPa。

图5-9 围岩二次应力随隧道水平深度变化曲线(左侧为进口、右侧为出口)

Fig.5-9 Curves of the secondary stress of surrounding rocks along the horizontal direction of the tunnel(left，entry；right，outlet)

5.2.2 围岩二次应力场的断面分布特征

为了研究隧道开挖后围岩二次应力场σ_x(水平分量)、σ_z(铅直分量)的发育分布特征，我们进行了有限元数值模拟研究(以某一典型断面为例)。数值分析中考虑了平导与主洞的相互影响以及施工过程中全断面开挖和分上、下两个半断面开挖的影响。

5.2.2.1 全断面一次性开挖

隧道全断面一次开挖完成后，围岩二次应力场的特征如图5-10至图5-13所示。据此得出如下结论：

图5-10 围岩二次应力σ_x(MPa)的分布

(据靳晓光，2000)

Fig.5-10 Pattern of the secondary stress σ_x(MPa)

图5-11 围岩二次应力σ_z(MPa)的分布

(据靳晓光，2000)

Fig.5-11 Pattern of the secondary stress σ_z(MPa)

(1)隧道全断面一次开挖后，主洞围岩σ_x、σ_z最大分别达到54MPa和52MPa左右(图5-10)；平导围岩σ_x、σ_z最大分别达到49.4MPa和38.2MPa左右(图5-11)。水平应力分量σ_x在拱腰、拱肩、拱脚部位较大；垂直应力分量σ_z在拱顶、拱肩、拱脚部位较大。

(2)水平应力分量σ_x的影响深度为：主洞约25m，平导约20m，其应力自硐壁向围岩内部逐渐减小，最后趋于稳定在27MPa左右(图5-12)，与该地段地应力研究结果一致。

图5-12 隧道不同部位围岩二次应力σ_x随水平深度的变化

Fig.5-12 Curve of the secondary stress(MPa)of the surrounding rock with the horizontal direction(m)

图5-13 围岩二次应力σ_x随铅直深度的变化

(据靳晓光，2000)

Fig.5-13 Variation curve of the secondary stress(MPa)of surrounding rock with the depth(m)

(3)σ_x从隧道底部到拱肩最大值分别为：底部(图5-12(a))，主洞约45MPa，平导约34MPa；拱腰偏下部(图5-12(b))，主洞约52MPa，平导约48MPa；拱腰(图5-12(c))，主洞约48MPa，平导约40MPa；拱肩(图5-12(d))，主洞约35MPa，平导约30MPa。

(4)主洞与平导的二次应力分布相互影响较小。

(5)垂直应力分量σ_z最大值分布在拱顶部位，最大达54MPa左右；隧底下部约4m处σ_z分布也较大，达38MPa左右；σ_z向围岩内部(底部＞4m)逐渐减小，最后趋于研究区段地应力值，约28MPa，其影响深度为20m左右。

5.2.2.2 分上、下两半断面开挖

隧道分上、下两个半断面开挖完成后，围岩二次应力场的特征如图5-14至图5-17所示。

据此可得出如下结论：

图5-14 分断面开挖围岩二次应力σ_x(MPa)的分布

(据靳晓光，2000)

Fig.5-14 Pattern of the secondary stress σ_x(MPa)of surrounding rock under fractional excavation

(1)隧道分上、下两半断面开挖完成后，主洞围岩二次应力 σ_x、σ_z最大分别达到47MPa和45MPa(图5-14)；平导围岩二次应力σ_x、σ_z最大分别达到42MPa和41MPa(图5-15)。围岩二次应力场的分布特征与全断面一次开挖情况类似。

(2)水平方向二次应力σ_x的影响深度比全断面一次开挖影响深度稍小，主洞约为22m，平导约为18m，其应力变化特征也与全断面一次开挖类似，最后趋于地应力值。

图5-15 分断面开挖围岩二次应力σ_z(MPa)的分布

(据靳晓光，2000)

Fig.5-15 Pattern of the secondary stress σ_z(MPa)of surrounding rock under fractional excavation

(3)分上下两半断面开挖完成后，围岩二次应力场在不同部位的变化与隧道全断面一次开挖完成后围岩二次应力场的变化情况类似，只是量值减小。具体的情况为：底部(图5-16(a))，主洞约36MPa，平导约30MPa；拱腰偏下部(图5-16(b))，主洞约45MPa，平导约43MPa；拱腰(图5-16(c))，主洞约41MPa，平导约35MPa；拱肩(图5-16(d))，主洞约30MPa，平导约28MPa。

(4)主洞、平导之间的相互影响较小。

(5)分上、下两半断面开挖二次应力σ_z的变化特征与隧道全断面开挖变化情况也基本相同，量值减小(图5-17)。拱顶σ_z最大值为49MPa，隧底下部约4m处σ_z为35MPa左右，二次应力σ_z的影响深度为18m左右。

由此可见，施工方式对围岩二次应力场的分布规律或特征影响不大，只是量值不同而已。全断面开挖对隧道围岩二次应力及影响范围的影响比分断面开挖影响大。

图5-16 分断面开挖完成后隧道不同部位围岩二次应力σ_x随水平深度的变化

(据靳晓光，2000)

Fig.5-16 Curve of the secondary stress σ_x(MPa)of the surrounding rock with the horizontal direction(m)after fractional excavation

图5-17 分断面开挖围岩二次应力σ_z随铅直深度的变化

Fig.5-17 Curve of the secondary stress σ_z(MPa)of the surrounding rock with the vertical direction(m)under fractional excavation

见岩体力学课本

岩体中开挖洞室后出现在临空面岩体有了变形的空间由于应力局部释放使岩体发生卸载而向隧道内变形原来平衡的三维初始应力状态必然要引起应力的重新分布这种重新分布的应力场称为二次应力场。 特征及影响因素 1 初始应力场的影响。 2 开挖断面的形式的影响。 3 岩体结构特征的影响。 4 岩体力学性质对围岩二次应力场的影响。 5 洞室开挖后围岩应力的空间效应。 6 时间效应的影响。 7 施工方法的影响

5.1.1 二次应力测量的W(改进)型门塞式应力恢复法的提出
20世纪30年代就有人用量测硐壁的应变来计算岩体的初始应力。自50年代以后，人们着重研究岩体深部未受扰动的应力状态，相继出现了雷曼的门塞式应变计、哈斯特压磁应力计以及三向应变计等。我国从50年代起开始岩体应力测量研究，到目前已有较为成熟的应力测量方法。
岩体应力的现场量测包括岩体初始应力测试和硐室围岩应力测试，其测试方法很多。目前常用的方法可分为两大类：应力解除法和应力恢复法，其中应力解除法研究较成熟，应用最广。应力恢复法常用于硐壁表面量测受开挖扰动的次生应力场。
应力恢复法的基本原理是：在选定的测试点安装测量元件，然后在岩体中开挖一个扁槽，埋设液压枕或千斤顶，对其加压，使测量元件的读数恢复到掏槽前的值，则液压钢枕或千斤顶的压力读数便是该方向的岩体应力，其优点是可以不考虑岩体的应力-应变关系而直接得出岩体的地应力。其局限性在于：第一，扁千斤顶法只是一种一维应力测量方法，一个扁槽的测量只能确定测点处垂直于扁千斤顶方向的应力分量，为了确定该测点的几个应力分量就必须在该点沿不同方向切割几个扁槽，这是不可能实现的，因为扁槽的相互重叠造成不同方向测量结果的相互干扰，使之变得毫无意义；第二，如果应力恢复时，岩体的应力和应变关系与应力解除前并不完全相同，也必然影响测量的精度。
在川藏公路二郎山隧道地应力场专题研究中，课题组根据生产实际需要，提出了一套方便、可行、易于现场操作的硐壁表面二次应力测试方法——改进型门塞式应力恢复法。
“门塞式应力恢复法”是依据该测试方法的加压恢复装置近似门塞状及测试原理与应力恢复法相同而提出的，与雷曼的“门塞”应变计还有所不同，故命名“W(改进)型门塞式应力恢复法”。其基本原理是：在硐壁测试点安装应变花，利用应变仪测量X方向(即硐壁沿洞轴线的水平方向)、Z方向(即硐壁铅直方向)及其间45°方向上的初应变值ε0、ε45、ε90。用内径为50mm的DZ-2A型手持式工程钻解除应力，再测其三个方向的应变值ε0′、ε45′、ε90′，得到应变差值。取下长度为50mm的岩心，利用点荷载仪配备特制的加载装置(图5-1)完成应力的恢复，求得二次应力σx、σz，其计算公式为：
σx或σz=α×F×Sp/A (5-1)
式中：F——应力恢复时点荷载仪压力表读数(MPa)；
Sp——点荷载仪千斤顶活塞面积(cm2)；
α——应力等效系数
A——断面面积(cm2)。
门塞式测试法的优点在于，毋需测定岩石的弹性模量便可计算岩体的应力；单孔可以测定平面内多方向应力；方法简单、易行、经济，适于现场操作。
采用标准样室内试验和数值模拟，对这种方法的合理性和可行性做了检验。

图5-1 改进门塞式应力恢复法试验装置示意图及现场测试

Fig.5-1 Sketch of the instrument of modified stress-restored method of secondary stress and its in-situ testing
5.1.2 改进型门塞式应力恢复法试验和数值模拟研究
为了检验这种方法的合理性和可行性，采用标准样进行了室内试验和数值模拟研究。
5.1.2.1 室内试验研究
取长、直径分别为50mm的完整岩心，顺轴向粘贴应变片，连接应变仪，在压力机上加载PV(kg)。改变PV的大小，记录一系列微应变值(με)，据σV=PV/AV(AV为截面面积)求得σV。将岩心平放，平行截面粘贴应变片，上下各放一块钢性垫片，加载Ph(kg)，也使其发生με应变，记下一系列对应的Ph值，据σh=Ph/Ah(Ah=16.5cm2)，求得σh(表5-1)。在实验过程中，为了克服垫片与岩心摩擦产生的切向应力，确保应力垂向传递，我们在岩心上下分别垫上了3层长为50mm的胶片，实验结果证明效果良好，试验得出的σV-σh呈线性关系(图5-2)，回归方程为σV=1.0613σh+7.9568，相关系数r=0.99885，具有很好的规律性。据此求得平均应力等效系数α(σV/σh)=1.32。

图5-2 σV-σh变化关系图

Fig.5-2 Curve of σV-σh

表5-1 门塞式应力恢复法试验成果　Tab.5-1 Measuring results using modified method of stress-restored secondary stress

5.1.2.2 数值模拟研究(靳晓光等，1999)
5.1.2.2.1 计算模型的建立
假定所用材料(岩心及钢性垫片)为弹性材料，介质力学参数通过材料对比选取(表5-2)，结合试验情况，建立如图5-3所示的有限元计算模型。其中模型a剖分单元450个、节点1441个，模型b剖分单元910个、节点2877个。

表5-2 有限元数值模拟选取的岩心力学参数　Tab.5-2 Mechanical parameters of rock cores for numerical simulation of FEM


图5-3 有限元计算模型

Fig.5-3 Computation model of FEM
5.1.2.2.2 有限元数值模拟检验
首先应用任一计算模型，结合试验荷载取不同的应力值，来研究岩心内部位移的变化情况，然后应用另一模型通过调整岩心内部位移来反求应力值，直到拟合较佳。图5-4(a)、(b)分别为σV=31MPa和σV=46MPa时，模型垂直中心断面位移Uy的变化情况以及由此反算的σh对应位移变化图。

图5-4 计算模型垂直中心断面位移Uy变化图

h—两垫片间岩样高度
Fig.5-4 Sketch of Uyin the surface with the vertical center cross-section of calculation model
h—Height of the rock sample
5.1.2.2.3 应力等效系数与主要因素的相关性
(1)岩心尺寸：为了研究改进应力恢复法的普遍意义，对不同直径的岩心进行了分析。模拟结果表明，应力等效系数随岩直径的增大略有增大，呈线性关系，其变化关系如图5-5所示。
(2)力学参数：应力等效系数与岩石力学参数的敏感性分析表明，应力等效系数与弹性模量及泊松比最为敏感，其关系如图5-6、5-7所示。由图示可以看出，应力等效系数随弹性模量、泊松比的增大而增大，呈对数正相关关系。

图5-5 应力等效系数与岩心直径的关系

Fig.5-5 Relationship between the equivalent stress coefficient and the diameter of rock cores

图5-6 应力等效系数与弹性模量的关系

Fig.5-6 Relationship between the equivalent stress coefficient and Young's modulus
(3)围压：在实际的应力恢复测试中，没有考虑围压的影响，但其影响是真实存在的，为了分析围压对应力等效系数的影响程度，进行了数值模拟。其基本原理是：设定5cm×5cm的方形材料，在围压作用下施加荷载σV，材料沿不同方向(如X、Z、XZ对应应变花的方向)产生应变。解除围压，根据产生的应变确定在无围岩状态下施加荷载σV′。我们分析了沿Z方向，不同围压状态下σV/σV′变化情况。在不同围压状态下的围压平均影响系数β(σV/σV′)如表5-3所示，对应的β-σV变化如图5-8所示。可以看出，围压影响系数与σV呈对数关系。在围压(构造应力)小于30MPa的情况下，围压影响系数在1.0～1.4之间，若围压较小，可不考虑其影响。因此，二次应力σx、σz计算公式可修正为：
σx或σz=αβF×Sp/A (5-2)
式中β为围压影响系数。

图5-7 应力等效系数与泊松比的关系

Fig.5-7 Relationship between the equivalent stress coefficient and Possion's ratio

图5-8 不同围压状态下β-σV变化图系

Fig.5-8 β-σVunder the equal confining pressure

表5-3 不同围压状态σV-β变化情况　Tab.5-3 σV-β under the different confining pressures

5.1.3 围岩二次应力场的现场测试
5.1.3.1 应变花的粘贴
在已选定的测点用切割机切平，再用砂纸将表面磨光，然后用蘸有丙酮的棉球清洗表面。在应变花基底上均匀地涂一层薄的已调和好的CHBI混合环氧树脂胶。然后用镊子夹住应变花引线，将应变花的轴线标记对准硐壁水平和铅直方向粘贴在基底上，且迅速检查和微调应变花的方向。用手指顺着应变花轴向，轻轻向引线方向滚压应变花，挤出多余胶液和粘结剂层中的气泡。然后用力加压1min左右，以减少粘结剂层中产生气泡的可能性。经检查粘贴合格后，在应变花和引线上涂上一层防潮胶(如南大703胶)，以减少水分对粘结剂强度、应变计工作性能(如零漂等)的影响。经24 h常温固化(用电热吹风加热可快速固化)后就可以量测。
5.1.3.2 应变量测
应用YJ-25数字式静态电阻应变仪，采用半桥连接法来进行应变量测。量测前用吹风机把应变花周围及接线处吹干，以减少水分影响。待降至隧道内温度后，开始逐步进行应变花三个方向的应变量测。每隔5min读一次数据，直到每个方向的应变值基本不变时为止，记录一系列初始应变值。
待三个方向的初始应变值全部测完后，用内径为50mm的DZ-2 A型手持式工程钻应力解除，取下长度为50mm的岩心。在隧道内且在与初应变量测同样的条件下(温度、电压、施工条件)，完成应力解除后的应变量测。
5.1.3.3 应力的恢复
利用点荷载仪，配制特制的门塞式加载装置，即改进型门塞式应力恢复法完成围岩(岩心)二次应力的恢复。应力恢复结果与用单孔应力解除法测试计算结果基本相近(表5-4)，与弹性力学公式理论计算结果也基本相同，并且与所观察到的围岩岩体变形破裂现象基本一致，证明了该方法的实用性和正确性，对二次应力场的测定及研究具有重要的理论意义。

表5-4 二郎山公路隧道围岩二次应力场测试成果　Tab.5-4 Measured values of the secondary stress of the surrounding rock in Erlangshan highway tunnel


续表

(资料来源：实测)
注：σx为硐壁沿轴线水平方向的切向应力；σz为沿壁铅直方向的切向应力。
主洞横断面最大高度为7.0m，底宽9.0m；平导横断面最大高度为5.0m，底宽6.0m。

17320399102：应力场求解结果分析
壤珊答：（2）围岩应力分布及扰动范围分析 隧道围岩应力分布的一般规律为：洞周附近围岩由于隧道的开挖产生次生应力场，随着离开孔边距离的增大，次生应力很快减小，围岩应力趋近于原岩应力场，以此验证解法的正确性。图2.14给出了标准隧道开挖断面在像平面上三条线段，其幅角分别为7°、58°和-50°，线段上各...

17320399102：围岩变形特征分析
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17320399102：宣汉炉厂坪地区构造应力场、应变场分析
壤珊答：Ⅰ、Ⅱ组裂隙优选产状为257°∠80°,10°∠82°,为第一套平面“X”共轭裂隙,为早期北东向褶皱形成初期的产物;Ⅳ、Ⅴ组裂隙优选产状为278°∠82°,150°∠80°,为晚期褶皱初期产生的第二套共轭“X”裂隙。 (1)早期应力场特征 早期北东向七里峡背斜两翼优选产状为125°∠49°,308°∠45°,利用赤平投影(...

17320399102：板块构造应力场分析
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17320399102：应力场分析原理
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17320399102：构造应力场初步分析
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17320399102：构造应力驱动的基本原理
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17320399102：应力场、构造应力场、应力轨迹和应力集中
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17320399102：矿区地质特征
壤珊答：节理走向多为北北西、北北东和近南北向,它们走向与矿区中期断裂的走向大致相同,这一方面说明矿区节理是断裂构造在小范围内的缩影,另一个方面反映出矿区的应力场性质是受北部北天山(巴音沟)洋壳板片的俯冲挤压作用所控制。 表4-3 喇嘛苏矿区节理测量统计表 (二)矿区地层 喇嘛苏铜锌矿区出露地层主要为中元古界...

17320399102：宣汉双石庙地区纵弯褶皱叠加特征及应力场、应变场分析
壤珊答：Ⅰ、Ⅱ组裂隙优选产状为257°∠80°,10°∠82°,为第一套平面“X”共轭裂隙,为早期北东向褶皱形成初期产物;Ⅳ、Ⅴ组裂隙优选产状为278°∠82°,150°∠80°,为伴随晚期褶皱初期产生的第二套“X”共轭裂隙。 (1)早期应力场特征 早期北东向双石庙背斜两翼优选产状为115°∠19°,296°∠15°,利用赤平投影(...