地下水封儲油洞庫巖體力學參數(shù)試驗研究

牛慶明，朱　華

(北京東方新星石化工程股份有限公司，北京 100070)

?

地下水封儲油洞庫巖體力學參數(shù)試驗研究

牛慶明，朱華

(北京東方新星石化工程股份有限公司，北京 100070)

摘要：目前，國內(nèi)正在進行二期戰(zhàn)略石油儲備地下水封儲油洞庫的建設(shè)。地下水封洞庫工程中，巖體力學參數(shù)的準確選取對洞室結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的計算具有重要的作用。通過在某地下水封洞庫中進行的巖體結(jié)構(gòu)面直接剪切試驗得到的試驗結(jié)果，和Barton等提出的JRC-JCS模型、Q值估算變形模量經(jīng)驗公式以及Hoek-Brown強度準則計算的結(jié)果進行對比和分析，發(fā)現(xiàn)用經(jīng)驗估算方法以及Hoek-Brown強度準則計算的結(jié)果和現(xiàn)場原位試驗所得數(shù)據(jù)基本一致，經(jīng)驗估算方法和Hoek-Brown強度準則可以應(yīng)用到地下洞庫工程建設(shè)中，是確定地下洞庫巖體力學參數(shù)簡便適用的方法。

關(guān)鍵詞：水封洞庫；直剪試驗；力學參數(shù)；Hoek-Brown準則

巖體是指地質(zhì)歷史過程中形成的，由巖塊和結(jié)構(gòu)面網(wǎng)絡(luò)組成的，具有一定結(jié)構(gòu)并賦存于一定的天然應(yīng)力狀態(tài)和地下水等地質(zhì)壞境中的地質(zhì)體。地下洞室是指人工開挖或天然存在于巖土體中作為各種用途的構(gòu)筑物，地下洞室的開挖破壞了原有巖體的相對平衡狀態(tài)，產(chǎn)生了一系列的巖體力學作用，研究地下洞室的巖體穩(wěn)定性可以有效的保證和指導工程建設(shè)的進行[1]。地下水封儲油洞庫是建設(shè)在具有穩(wěn)定地下水位的弱透水性塊狀巖體(較完整～完整的堅硬結(jié)晶巖巖體、巖漿巖或變質(zhì)巖)中，用水封的原理(儲油洞室上一定高度設(shè)有水幕巷道，洞室周圍形成穩(wěn)定的水壓，利用水壓大于油壓的原理防止油氣泄漏)存儲原油或LPG天然氣等介質(zhì)的地下洞室[2-3]。地下水封洞庫在國外發(fā)展較快，從20世紀30年代末瑞典利用水封儲存石油產(chǎn)品開始，20世紀60—70年代進入高峰期，截止到1988年，斯堪迪納維亞半島已有超過200座地下石油、原油等地下水封洞庫，在韓國、日本、中東等地建有多座地下儲油洞庫[4]。國內(nèi)戰(zhàn)略儲備油庫一期選擇地面儲罐的方式，由于儲量在100萬m3以上時，地下儲油洞庫相比地上油罐有極大的優(yōu)勢，所以二期戰(zhàn)略石油儲備選擇地下水封儲油的方式進行建設(shè)[5]，目前在建的油庫有黃島、錦州、惠州、湛江等多座儲量在300萬m3以上的油庫。

自然巖體和工程巖體的失穩(wěn)主要源于結(jié)構(gòu)面，巖體的破壞機制在很大程度上受結(jié)構(gòu)面控制，地下水封儲油洞庫的中儲油主洞室的特點是大跨度、高邊墻、不襯砌，儲油主洞室中發(fā)生失穩(wěn)的部位一般出現(xiàn)在拱肩和邊墻位置，由于拱肩部位的應(yīng)力集中和高邊墻形成的大臨空面與不利的結(jié)構(gòu)面組合，導致不穩(wěn)定塊體的滑落傾塌從而發(fā)生工程事故[6]，研究地下水封洞庫中巖體的力學參數(shù)，對地下水封洞庫建設(shè)有重要的理論意義和工程價值。本文利用在地下水封洞庫中進行的巖體原位試驗，利用試驗得到的數(shù)據(jù)計算結(jié)構(gòu)面的剪切參數(shù)和巖體的彈性模量，并結(jié)合Q系統(tǒng)法中對巖體力學參數(shù)的估算，將試驗結(jié)果進行對比，得到一種便捷的選取巖體力學參數(shù)的方法。

1　巖體結(jié)構(gòu)面剪切試驗

山東某地下水封石洞油庫工程為我國第二期石油儲備庫，是目前國內(nèi)首例正在實施的大型地下水封石洞油庫工程，該工程主要由施工巷道、儲洞室等組成，試驗在此地下洞庫中進行[6]。

1.1結(jié)構(gòu)面剪切參數(shù)計算

首先選取一條有代表性的長大節(jié)理作為巖體結(jié)構(gòu)面直剪的試驗對象，在主洞室左右側(cè)墻分別開挖兩個試驗洞，然后在試驗洞內(nèi)進行試樣的制備，結(jié)構(gòu)面特征詳見表1。

表1　結(jié)構(gòu)面特征一覽表

本次原位直剪試驗完成一組共6個試樣，編號分別為Y1～Y6，完成的6個垂直荷載段試驗中，垂直荷載分別為50 t、75 t、100 t、140 t、175 t、200 t，對應(yīng)的正應(yīng)力分別為2.36 MPa、3.39 MPa、5.03 MPa、5.72 MPa、7.48 MPa、7.54 MPa。

試驗按照《水利水電工程巖石試驗規(guī)程》[8](SL264-2001)要求進行，在巖石中打孔灌漿固定4個測量支架，剪切位移方向上左右各安裝2個千分表，法向位移4個角各安裝一只千分表(圖1所示)。

圖1現(xiàn)場試驗情況和簡圖

試驗結(jié)果如表2所示。

根據(jù)表2數(shù)據(jù)繪制剪切應(yīng)力和剪切位移曲線(見圖2)。

表2　結(jié)構(gòu)面剪切試驗數(shù)據(jù)

圖2試件剪切應(yīng)力與剪切位移關(guān)系圖

由圖2可看出，該結(jié)構(gòu)面的剪切強度低；且強度隨著位移的變化小，結(jié)構(gòu)面強度屈服后，無明顯的剪切峰值強度及剪切應(yīng)力的下降段，即峰值強度與殘余強度相差很小，屬于典型的塑性變形型，這與試驗結(jié)構(gòu)面內(nèi)主要為薄層的粘土礦物充填有關(guān)(見圖3)。

圖3剪切試驗完成后結(jié)構(gòu)面擦痕和充填物示意圖

根據(jù)以上數(shù)據(jù)分析可知本結(jié)構(gòu)面的峰值強度與殘余強度相差很小，因此確定本結(jié)構(gòu)面的強度參數(shù)，僅采用峰值強度來計算；根據(jù)《水利水電工程巖石試驗規(guī)程》[8](SL264-2001)中的要求，利用最小二乘法確定結(jié)構(gòu)面抗剪強度參數(shù)：

(1)

(2)

由表2繪制的正應(yīng)力與剪應(yīng)力關(guān)系圖見圖4。

圖4正應(yīng)力和剪應(yīng)力曲線關(guān)系圖

根據(jù)圖4與式(1)、式(2)計算：

tanφ=0.3786，φ=arctan0.3338=20.74°，c=0.1854MPa。

1.2剛性承壓板法巖體變形模量計算

巖體結(jié)構(gòu)面剪切試驗中，在法向應(yīng)力方向上安裝了4個千分表，測量正應(yīng)力和剪切應(yīng)力加載過程中法向位移的變化，試驗中按照剛性承壓板法試驗的要求進行加壓，由于需要完成剪切試驗，因此，沒有進行退壓，只計算巖體變形模量[9]。

正應(yīng)力加載到140 t即5.6 MPa時與工程壓力相近，因此，使用5.6 MPa的正應(yīng)力加載時的數(shù)據(jù)來計算巖體變形模量，承壓板50 cm×50 cm，面積0.25 m2，試驗結(jié)果見表3。

表3　法向位移試驗數(shù)據(jù)

根據(jù)表3數(shù)據(jù)繪制P-W曲線如圖5。

圖5P-W曲線圖

P-W曲線呈復合型，也反映了巖體內(nèi)結(jié)構(gòu)面發(fā)育不均，且少量結(jié)構(gòu)面內(nèi)有粘土礦物充填，巖體變形成彈-塑-彈變性趨勢，根據(jù)下列公式進行計算：

E=pD(1-μ2)ω/W

(3)

式中：p為承壓板單位面積上的壓力；D為承壓板的直徑；ω為承壓板形狀與剛度有關(guān)的系數(shù)，方形取值ω=0.886；μ為泊松比，參照詳細勘察結(jié)果μ=0.2；W為總變形值[4]。

通過式(3)計算得知：變形模量E=17.1×103MPa。

2　經(jīng)驗估算方法確定巖體力學參數(shù)

2.1JRC-JCS模型

經(jīng)驗估算法是由Barton(1973)在100多條人工拉斷節(jié)理研究的基礎(chǔ)上首先提出的，JRC-JCS模型表達為：

τ=σntan[KJRCnlg(PJCSn/σn)+σr]

(4)

式中：τ為法向應(yīng)力下的剪切應(yīng)力；σn為法向應(yīng)力；σr為基本摩擦角；KJRCn為結(jié)構(gòu)面粗糙度系數(shù)；PJCSn為結(jié)構(gòu)面抗壓強度。經(jīng)過大量的工程研究實例，JRC-JCS模型具有較好的工程應(yīng)用價值[10]。

通過現(xiàn)場試驗確定結(jié)構(gòu)面的回彈值和新鮮巖體的回彈值，結(jié)構(gòu)面回彈值r=26，新鮮巖體回彈值R=50，花崗片麻巖的基本摩擦角φb=31°。

lg(PJCSn)=0.00088rγ+1.01

(5)

式中：r為結(jié)構(gòu)面表面回彈值；γ為花崗片麻巖巖石密度。

根據(jù)Barton(1977)研究表明[10]，當結(jié)構(gòu)面處于較高的法向應(yīng)力時，基本摩擦角與殘余摩擦角大致相同，但是當結(jié)構(gòu)面處于較低的法向應(yīng)力時，結(jié)構(gòu)面風化且其厚度不足1 mm，則控制結(jié)構(gòu)面峰值抗剪強度之后的殘余抗剪強度是殘余摩擦角，這時，JRC-JCS模型中的基本摩擦角應(yīng)以殘余摩擦角代替。殘余摩擦角可由基本摩擦角和結(jié)構(gòu)面的回彈值來估算，當法向應(yīng)力較低時，Barton根據(jù)Richards的試驗結(jié)果線性回歸得到：

φr=10+(φb-10)r/R

(6)

計算φr=20.92°，PJCSn=49.7 MPa。

通過輪廓曲線儀測量試驗結(jié)構(gòu)面的結(jié)構(gòu)面構(gòu)面粗造度系數(shù)，KJRCn=3.6[11]。試驗所在位置的最大地應(yīng)力約為6 MPa，正應(yīng)力選取范圍為5 MPa～7 MPa。代入式(4)計算，計算結(jié)果如圖6所示：

φ=21.8°，c=0.1914 MPa

與現(xiàn)場原位剪切試驗相比，JRC-JCS模型得到的結(jié)果誤差在5%以內(nèi)。

圖6正應(yīng)力和剪應(yīng)力關(guān)系曲線圖

2.2Q值確定巖體變形模量的經(jīng)驗公式

挪威的Bhasin和Barton等人(1993)研究了巖體分類指標Q值、縱波速度Vmp和巖體平均變形模量Em(GPa)之間的關(guān)系，提出了以下的經(jīng)驗公式[1]：

Vmp=1000lgQ+3500

(7)

Em=(Vmp-3500)/40

(8)

區(qū)域巖體Q值=5，由式(7)和式(8)計算，Vmp=4198.97 m/s，Em=17.5×103MPa，與試驗結(jié)果對比相差很小。

3　Q值通過Hoek-Brown準則確定巖體力學參數(shù)

Hoek和Brown以Griffith的脆性斷裂理論為基礎(chǔ)，通過對大量巖石三軸試驗和現(xiàn)場巖體試驗成果的統(tǒng)計分析，提出了Hoek-Brown強度準則，也稱為狹義強度準則[12]。近年來，Hoek等對該準則進行重新定義，引入了地質(zhì)強度指標GSI分類系統(tǒng)來確定巖體的Hoek-Brown常數(shù)[13]。表達式如下：

(9)

式中：σci為巖石塊體的單軸抗壓強度；mb、s、a均為巖體的Hoek-Brown常數(shù)。

2002版Hoek-Brown強度準則引入巖體擾動系數(shù)D，對Hoek-Brown常數(shù)mb、s、a進行修正，計算式如下：

(10)

確定Hoek-Brown常數(shù)mb、s、a后，就可以計算巖體力學參數(shù)。

式(9)中，當σ3=0時，可求得巖體單軸抗壓強度：

σcm=σcsa

(11)

對于脆性材料，單軸抗拉強度等于雙軸抗壓強度。所以，設(shè)σ1=σ3=σt，代表雙軸受壓條件，則抗拉強度為：

(12)

變形模量Em通過式(8)求取。

研究表明，對Hoek-Brown強度準則，與之等效的抗剪強度參數(shù)黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ值的計算公式[14]：

(13)

(14)

其中

σ3n=σ3max/σc

(15)

σ3max為最小主應(yīng)力上限值，對于隧道工程[9]有：

(16)

式中：Ht為隧道埋深。

GSI和巖體波速vp存在以下關(guān)系：

GSI=15vp-7.5

(17)

由式(7)和式(17)推導得出：

GSI=15(lgQ+3)

(18)

地質(zhì)強度指標GSI分類系統(tǒng)考慮了巖體的風化程度、節(jié)理發(fā)育組合情況和充填情況等，Q法地質(zhì)圍巖分類系統(tǒng)綜合考慮了巖體RQD、節(jié)理面充填、粗糙度、組合情況、地應(yīng)力、地下水等因素，在地應(yīng)力和地下水影響幾乎可以勿略的地下水封洞庫中，GSI值和Q值有很好的對應(yīng)關(guān)系，可以用Q值來確定GSI值，計算區(qū)域巖體參數(shù)。

試驗區(qū)域Q值=5，通過式(18)計算GSI=55，mi=33，擾動系數(shù)D取0.7。

代入式(10)計算：mb=2.7843，s=0.0015，a=0.5040。

Hoek-Brown常數(shù)mb、s、a取值確定后，通過計算可以得到巖體參數(shù)值，見表4。

表4　圍巖Q值預(yù)測的巖體力學參數(shù)

4　結(jié)　論

(1)現(xiàn)場原位剪切試驗得到結(jié)構(gòu)面抗剪強度參數(shù)：c=0.1854 MPa，φ=20.74°，JRC-JCS模型計算得到c=0.1914 MPa，φ=21.8°，控制誤差在5%以內(nèi)。利用原位剪切試驗得到的巖體變形參數(shù)E=17.1×103MPa，使用經(jīng)驗公式計算得到Em=17.5×103MPa。

(2)通過Hoek-Brown強度準則計算的巖體抗剪強度參數(shù)：c=0.17 MPa，φ=22°，和原位試驗以及Barton經(jīng)驗估算公式得到的結(jié)果基本一致，而Hoek-Brown強度準則較全面的反映了巖體結(jié)構(gòu)特征對巖體強度參數(shù)的影響，推薦使用Hoek-Brown強度準則通過Q法獲取地下洞庫內(nèi)區(qū)域巖體強度參數(shù)，再通過JRC-JCS模型獲取特定節(jié)理面的剪切參數(shù)。

(3)地下水封洞庫工程洞室開挖首先進行超前地質(zhì)預(yù)報，超前地質(zhì)預(yù)報可以采取鉆孔、綜合分析、物探等多種手段進行，由于物探法精度達不到要求，所得結(jié)果多有偏差，建議通過鉆孔成像超前探孔的方法通過解析取得掌子面向前15 m～30 m的節(jié)理組合狀況(包括Q值、JRC、隙寬、充填等信息)[15]，計算得到巖體強度參數(shù)，采用經(jīng)驗分析和數(shù)值模擬的方法綜合判定前方圍巖的穩(wěn)定性，通過每一回次得到的數(shù)據(jù)，形成數(shù)據(jù)庫，結(jié)合開挖后地質(zhì)編錄、監(jiān)測數(shù)據(jù)和支護參數(shù)等信息進行反演，建立地下洞室的三維數(shù)值分析模型，得到地下洞室結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和水封性相關(guān)方面的數(shù)據(jù)，為水封洞庫的正常運營提供數(shù)據(jù)支持。

參考文獻：

[1]劉佑榮，唐明輝.巖體力學[M].武漢：中國地質(zhì)大學出版社，1999．

[2]國家發(fā)展和改革委員會．Y/T0610-2008．地下水封洞庫巖土工程勘察規(guī)范[S].北京：石油工業(yè)出版社，2008．

[3]彭振華，李俊彥，孫承志，等.地下水封洞庫的庫址選址研究[J].油氣儲運，2008，27(1)：60-62．

[4]高飛.國內(nèi)外地下水封洞庫發(fā)展簡析[J].科技資訊，2010，(24)：61．

[5]時洪斌.黃島地下水封洞庫水封條件和圍巖穩(wěn)定性分析與評價[D].北京：北京交通大學，2010．

[6]朱華，汪飛，劉陽，等.塊體理論在地下水封石油洞庫圍巖穩(wěn)定性的分析與應(yīng)用[J].水利與建筑工程學報，2012，10(1)：151-159．

[7]Barton N.Some new Q-value correlations to assist in site characterisation and tunnel design[J].International Journal of Rock Mechanics &Mining Sciences,2002，39(2)：185-216.

[8]中華人民共和國水利部．SL264-2001．水利水電工程巖石試驗規(guī)程[S].北京：中國水利水電出版社，2001．

[9]原中華人民共和國電力工業(yè)部,國家質(zhì)量技術(shù)監(jiān)督局．GB/T50266-99．工程巖體試驗方法標準[S].北京：中國計劃出版社，1999．

[10]杜時貴.巖體結(jié)構(gòu)面的工程性質(zhì)[M].北京：地震出版社，1999．

[11]杜時貴．巖體結(jié)構(gòu)面粗糙度系數(shù)及其應(yīng)用研究[D].杭州：浙江大學，2002．

[12]閆長斌，徐國元.對Hoek-Brown公式的改進及其工程應(yīng)用[J].巖石力學與工程學報，2005，24(22)：4030-4035．

[13]Hoek E,Carranza-Torres C,Corkum B.Hoek-Brown failure criterion-2002 edition[C]//Proceedings of NARMS-TAC 2002,Minging Innovation and Technology.Hammah W,Bawden J C,Telesnicki M,et al.Toronto：University of Toronto，2002:267-273.

[14]盛佳，李向東.基于Hoek-Brown強度準則的巖體力學參數(shù)確定方法[J].采礦技術(shù)，2009，9(2)：12-14．

[15]宋琨.花崗片麻巖體滲透特性及水封條件下洞庫圍巖穩(wěn)定性研究[D].武漢：中國地質(zhì)大學，2012．

ExperimentalStudyonRockMassMechanicalParametersofWaterSealedUndergroundPetroleumStorageCaverns

NIU Qing-ming,ZHU Hua

(BeijingOrientalNewStarPetrochemicalEngineeringCo.,Ltd.,Beijing100070,China)

Abstract：At present,the construction of water sealed underground petroleum storage caverns is ongoing for the second phase of strategic petroleum reserve in domestic.In the engineering construction of the caverns,the correct selection of rock mechanical parameters is important for the stability calculation of cavern structure.The results obtained from structural plane direct shear tests of a underground storage cavern,were compared and analysed with those acquired from adapting JRC-JCS model and deformation modulus empirical formula through Q value which was put forward by Baton etc.as well as Hoek-Brown criterion.It was found that the data obtained with experience estimation method and Hoek-Brown criterion was almost the same with in situ test data.This indicates that experience estimation method and Hoek-Brown criterion can be applied to the engineering construction of underground storage caverns.They are simple and practical methods to determine the rock mass mechanical parameters in water sealed underground storage caverns.

Keywords：water sealed storage caverns;direct shear tests;mechanical parameters; Hoek-Brown criterion

DOI:10.3969/j.issn.1672-1144.2014.06.036

中圖分類號：TU458+.3

文獻標識碼：A

文章編號：1672—1144(2014)06—0176—05

作者簡介：牛慶明(1987—)，男，河南新鄉(xiāng)人，助理工程師，主要從事巖土工程勘察方面的工作。

收稿日期：2014-08-01修稿日期：2014-09-07