基于RMR與H-B準則估算大型洞室?guī)r體力學參數(shù)敏感度分析

劉國鋒， 周 遲， 李志強， 何本國

(1. 長安大學 公路學院， 陜西 西安 710064； 2. 長安大學 陜西省公路橋梁與隧道重點實驗室，陜西 西安 710064； 3. 東北大學 資源與土木工程學院， 遼寧 沈陽 110819)

隨著我國水電開發(fā)戰(zhàn)略的持續(xù)實施，具有“大埋深、大跨度、高邊墻”特點的大型地下洞室群工程得以大規(guī)模建設[1].對于該類大型洞室群而言，施工前巖體力學參數(shù)的準確獲取是進行工程穩(wěn)定性預估、施工與支護方案設計的重要環(huán)節(jié).前期設計階段巖體參數(shù)的確定方法包含原位試驗、室內(nèi)試驗、經(jīng)驗分析等，大量工程實踐表明，以Hoek-Brown強度準則(簡稱H-B準則)為基礎的巖體力學參數(shù)估算理論是目前最完善的方法之一[2].自1980年Hoek提出巖體非線性破壞經(jīng)驗準則以來[3]，基于H-B準則的巖體參數(shù)估計方法得到了國內(nèi)外學者的廣泛研究并不斷發(fā)展完善[4-5].其中，利用巖體質(zhì)量分級(RMR)與H-B準則估計巖體力學參數(shù)的方法綜合考慮了巖體結(jié)構(gòu)特點和環(huán)境地質(zhì)因素，更適合于工程節(jié)理巖體力學參數(shù)的確定[6]，因而在工程上得到了大量應用.

使用H-B準則估計巖體力學參數(shù)時，關(guān)鍵在于確定該準則所需的輸入?yún)?shù)，如巖體質(zhì)量、巖石強度、材料常數(shù)等，但由于受到人為主觀性與復雜地質(zhì)引起的空間變異性的影響，輸入?yún)?shù)不確定性帶來的誤差在實際工程中不可避免，容易造成巖體力學參數(shù)估計精度不足.實際上，巖體力學估算結(jié)果對于不同輸入?yún)?shù)的敏感性是不同的，識別高敏感性參數(shù)將有利于提高巖體力學參數(shù)估計精度.Sari等[7]建立了考慮空間變異性的巖體強度及變形參數(shù)概率估計方法；許飛等[8]利用正交試驗法對基于地質(zhì)強度指標(geological strength index，GSI)與H-B準則估計的邊坡巖體力學參數(shù)進行了敏感性分析；Li等[9]針對GSI與H-B準則估計洞室圍巖力學參數(shù)的敏感性進行了分析，并探討了參數(shù)不確定性引起的誤差大小.利用RMR與H-B準則估計巖體力學參數(shù)時同樣存在因參數(shù)取值不確定性而導致的估算精度難以保障的問題，輸入?yún)?shù)的誤差將影響估算結(jié)果產(chǎn)生多大的偏差，如何評價參數(shù)估計過程中的敏感性高低，這些問題值得更進一步的研究.

本文將依托白鶴灘水電站大型地下廠房工程，通過原位測試、室內(nèi)試驗及數(shù)值模擬驗證確定洞室開挖前H-B準則輸入?yún)?shù)基準值，進一步考慮到輸入?yún)?shù)的不確定性，引入單指標敏感性分析理論，分析評價輸入?yún)?shù)與估計巖體力學參數(shù)之間的敏感性關(guān)系，并研究了輸入?yún)?shù)不確定性所引起的巖體力學參數(shù)估計結(jié)果的誤差范圍.研究成果能夠為類似地下工程巖體力學參數(shù)的確定提供有益借鑒.

1 研究方法

單指標敏感性分析是分析系統(tǒng)穩(wěn)定性的一種方法.假設有一系統(tǒng)，該系統(tǒng)特性P主要由n個因素所決定，在各因素處于基準狀態(tài)下，系統(tǒng)特性為P*，分別令各因素在其可能的浮動范圍內(nèi)變動，分析不同狀態(tài)下系統(tǒng)特性P偏離基準狀態(tài)P*的趨勢和程度，這種分析方法稱為單指標敏感性分析方法[10].借鑒該方法理論，提出了基于RMR與H-B準則巖體力學參數(shù)估計的敏感性分析方法與流程，如圖1所示.主要過程如下：1) “輸入-輸出”參數(shù)基準值獲取及驗證，所謂參數(shù)基準值是指通過試驗測試等方法獲取的相對可靠的一套參數(shù)；2) 考慮輸入?yún)?shù)確定的空間差異性及人為主觀性影響，確定參數(shù)可能浮動范圍，計算其與巖體力學參數(shù)之間的敏感性關(guān)系；3) 考慮輸入?yún)?shù)不確定性，對巖體力學參數(shù)估計結(jié)果進行誤差分析.

圖1 巖體力學參數(shù)估計的敏感性分析方法流程圖

1.1 “輸入-輸出”參數(shù)基準值確定及驗證

1.1.1 H-B準則簡介

1980年，Hoek和Brown做了大量試驗并參考格里菲斯經(jīng)典強度理論提出了巖體非線性破壞經(jīng)驗準則H-B準則[3]；1992年，Hoek等[11]稱該準則為廣義H-B巖體強度準則，其表達式為

(1)

式中：σ1和σ3分別為最大、最小主應力；σci為巖石單軸抗壓強度；mb為表征巖體軟硬程度的常數(shù)；s為反映巖體破碎程度的常數(shù)；a為取決于巖體特性的常數(shù).

式(1)的關(guān)鍵在于確定H-B準則中間參數(shù)mb，s，a的值， 為此Hoek等[12]結(jié)合Bieniawski[13]提出的巖體評分系統(tǒng)，考慮了擾動巖體和未擾動巖體，提出了參數(shù)mb，s，a取值方法，由于本文方法僅適用于未擾動巖體，即

(2)

式中：mi為巖石材料常數(shù)；RMR為按照RMR法對巖體各項指標進行綜合評價后得到的具體數(shù)值.

1.1.2 輸入?yún)?shù)基準值獲取方法

采用H-B準則估計巖體力學參數(shù)時所需要的輸入?yún)?shù)包括RMR，σci與mi.其中RMR值可通過現(xiàn)場原位測試(如鉆孔攝像觀測、巖芯數(shù)據(jù)統(tǒng)計等)、前期勘測資料并結(jié)合巖體評分系統(tǒng)測?。沪襝i值可通過室內(nèi)單軸壓縮試驗來測??；mi值可由常規(guī)三軸壓縮試驗并參考文獻[14]推薦的方法來測取，表達式為

(3)

式中：n為三軸試驗次數(shù);σ1i和σ3i分別為主應力和小主應力.

1.1.3 巖體力學參數(shù)估計公式

根據(jù)式(1)，Hoek和Brown在20世紀90年代提出了巖體抗拉強度σt與彈性模量E的估算公式[2]：

(4)

(5)

σ1=kσ3+b.

(6)

1.1.4 數(shù)值模擬驗證

根據(jù)上述所得巖體力學參數(shù)，通過數(shù)值模擬開展洞室開挖彈塑性分析，其中，計算模型采用能夠反映高應力硬巖特點的巖體劣化本構(gòu)模型(如RDM模型[15]).通過洞室開挖后的實際位移、破裂區(qū)與計算結(jié)果進行對比，驗證輸入?yún)?shù)基準值的合理性.

1.2 “輸入-輸出”參數(shù)敏感性分析

雖然通過上述方法能夠確定H-B準則的輸入?yún)?shù)，但在其取值過程中常常會受到主客觀不確定性因素的影響.因此，有必要在輸入?yún)?shù)取值可能浮動的范圍內(nèi)開展其與巖體力學參數(shù)估計結(jié)果之間的敏感性分析，找出高敏感性參數(shù)并分析其影響程度，具體過程如下：

1) 根據(jù)上述確定的基準值，考慮現(xiàn)場多點地質(zhì)勘查、測試及室內(nèi)試驗結(jié)果等分布規(guī)律，給出輸入?yún)?shù)浮動范圍.

2) 根據(jù)內(nèi)插取值原則在輸入?yún)?shù)浮動范圍內(nèi)選取多個特征點，并利用1.1.3節(jié)所述方法構(gòu)建“輸入-輸出”參數(shù)樣本.根據(jù)計算結(jié)果，分別擬合出“輸入-輸出”參數(shù)的函數(shù)關(guān)系式.

3) 引入單指標敏感性分析理論，獲取各個巖體力學參數(shù)在H-B準則不同輸入?yún)?shù)浮動范圍內(nèi)的敏感度因子，進而確定不同巖體力學參數(shù)對應的輸入?yún)?shù)的敏感度排序.其中，敏感度函數(shù)(S)及敏感度因子(Si)采用文獻[10]定義的無量綱形式，如式(7)～(8)所示：

(7)

(8)

式中：Si表示敏感度因子；xi表示H-B準則輸入?yún)?shù)；yi表示巖體力學參數(shù)；F表示y與x的函數(shù)關(guān)系，即上述敏感性分析過程2)中描述的“輸入-輸出”函數(shù).

(9)

(10)

(11)

為說明敏感度因子Si的物理意義，式(8)可以轉(zhuǎn)換為式(9).其中，分母為H-B準則輸入?yún)?shù)變化率δx，見式(10)，分子為巖體力學參數(shù)變化率δy，見式(11)，可見敏感度因子Si可以表示為δy與δx之間的倍數(shù)關(guān)系，即：巖體力學參數(shù)估計值的變化率δy為H-B準則輸入?yún)?shù)變化率δx與敏感度因子Si的乘積.可見，敏感度因子越高，表明巖體力學參數(shù)估計結(jié)果對于輸入?yún)?shù)的變化越敏感.

4) 考慮輸入?yún)?shù)不確定性進行巖體參數(shù)估算誤差分析，以基準值為參考，分析輸入?yún)?shù)在不同范圍內(nèi)變化時所估算巖體力學參數(shù)相對基準值所產(chǎn)生的變幅，從而為實際應用中評價巖體力學參數(shù)估計精度提供依據(jù).

2 工程概況

白鶴灘水電站位于金沙江下游河段，地處四川省寧南縣和云南省巧家縣交界范圍內(nèi)，屬典型高山峽谷地貌.水電站總裝機容量為16 GW，引水發(fā)電系統(tǒng)在左、右岸基本呈對稱分布，左、右岸廠房尺寸相同，洞室長度為453 m，寬度為34.0 m(巖錨梁以下為31.0 m)，高度為88.7 m，為目前世界最大的水電地下廠房工程.地下廠房位于河谷兩側(cè)的壩肩上游山體內(nèi)，右岸廠房埋深420～540 m，地層巖性主要為P2β2～P2β6間的玄武巖，巖體質(zhì)地堅硬、多呈微風化狀態(tài)且完整性較好.右岸廠房自南向北依次出露層間錯動帶C4、長大裂隙T813、斷層f20、層內(nèi)錯動帶RS411和錯動帶C3等[1]，如圖2所示.

白鶴灘水電站廠區(qū)地應力以河谷構(gòu)造應力為主，水平應力大于垂直應力，σ1與σ2基本水平，σ3大致垂直；右岸廠區(qū)最大主應力值為22～26 MPa，方位為N0°～20°E，傾角2°～11°.可見，白鶴灘廠房洞室初始地應力高、地質(zhì)條件復雜且開挖卸荷效應強烈，洞室施工難度大、安全風險高.圍巖穩(wěn)定性預測與動態(tài)反饋分析需貫穿洞室設計與施工全過程，這對于巖體力學參數(shù)的準確確定提出了更高要求.

圖2 白鶴灘水電站右岸地下廠房工程地質(zhì)縱剖面圖

3 參數(shù)估計基準值確定

廠區(qū)地質(zhì)條件具有多樣性，巖體參數(shù)估計應根據(jù)地質(zhì)條件分區(qū)段進行，同一區(qū)段內(nèi)地質(zhì)條件應盡量接近.在地下廠房開挖前全面掌握其周圍地質(zhì)條件不太現(xiàn)實，但先于廠房開挖且位于廠房周圍的錨固觀測洞、排水廊道等輔助洞室所揭露的地質(zhì)條件能夠為廠房沿線地質(zhì)分區(qū)預判提供一定依據(jù).此處選取右岸地下廠房地質(zhì)條件類似的K0+085～K0+135洞段作為示例，給出巖體力學參數(shù)估計過程中的敏感性與誤差分析過程.

3.1 參數(shù)基準值獲取

3.1.1 RMR確定

右岸廠房K0+085～K0+135洞段頂拱的預埋觀測孔布置方案如圖3所示，其中，K0+090斷面為巖體鉆孔觀測測試斷面，該斷面共布設4個觀測孔，可開展鉆孔攝像(本次鉆孔測試采用中科院武漢巖土力學研究所研制的數(shù)字鉆孔攝像儀(DPBGS)，可以獲得鉆孔全長孔壁360°的全景圖像，其環(huán)向最高精度可達0.1～0.2 mm)與聲波測試，位于拱頂?shù)?個觀測孔(R-K0+090-0-1與R-K0+090-0-2),通過先期開挖的錨固觀測洞進行布設，深度約27 m，孔徑均為110 mm，根據(jù)鉆孔取芯的精細編錄結(jié)果并聯(lián)合鉆孔攝像能夠大致獲得廠房頂拱開挖之前的巖體結(jié)構(gòu)信息;另外2個測孔(R-K0+090-1-1與R-K0+090-1-2)位于廠房中導洞邊墻，可用以進一步復核巖體結(jié)構(gòu)信息并作為圍巖松弛破裂區(qū)測試孔，其測試結(jié)果可用以驗證圍巖估計參數(shù)的合理性.K0+133斷面為廠房頂拱圍巖內(nèi)部位移監(jiān)測斷面，共布設了3組多點位移計(M-1、M-2與M-3)，分別位于左拱肩、拱頂與右拱肩，多點位移計各測點距離頂拱洞壁由近到遠分別為1.5，3.5，6.5，11.0 m，位移監(jiān)測結(jié)果同樣可用以對巖體力學參數(shù)估計結(jié)果進行驗證.

圖3 地下廠房K0+085 ～ K0+135洞段拱頂觀測鉆孔及多點位移計布置圖

針對廠房頂拱2個測孔的巖芯進行精細統(tǒng)計與編錄，并結(jié)合孔壁鉆孔攝像結(jié)果，重點識別巖體節(jié)理裂隙分布特征，并得到拱頂2個鉆孔沿線巖體結(jié)構(gòu)的空間展布情況，如圖4所示，巖體較完整，巖性以杏仁狀玄武巖為主，節(jié)理裂隙主要為統(tǒng)計尺度的IV級硬性無充填結(jié)構(gòu)面，局部存在V級未貫穿鉆孔的細小裂隙.

圖4 基于鉆孔攝像與取芯分析的巖體結(jié)構(gòu)空間展布特征概化圖

利用Bieniawski[13]提出的巖體評分系統(tǒng)，通過巖體結(jié)構(gòu)空間展布特征、現(xiàn)場調(diào)研及室內(nèi)試驗，進一步確定對應測孔段巖體的RMR值，以R-K0+090-0-1測孔為例，由室內(nèi)單軸壓縮試驗得到巖石單軸抗壓強度均值約147 MPa，根據(jù)RMR評分系統(tǒng)可知，其評分值為12；經(jīng)鉆孔取芯統(tǒng)計與計算獲得RQD(rock quality designation)值為75.4%，對應評分值為17；根據(jù)圖4所示巖體結(jié)構(gòu)空間分布特征，統(tǒng)計節(jié)理間距及裂隙分布、長度等，確定節(jié)理間距和節(jié)理特征的評分值分別為15和23；地下水條件為潮濕，節(jié)理走向與廠房掘進方向基本一致且傾角保持在45°～90°，從而確定地下水狀態(tài)和節(jié)理方向的評分值分別為10和0，最終確定巖體RMR為77；同樣地，R-K0+090-0-2測孔RMR取值過程類似，具體結(jié)果如表1所示，最終結(jié)果表明該洞段圍巖RMR平均值為75.

3.1.2σci，mi的測取

以關(guān)注洞段所取巖芯為試驗對象，開展玄武巖單軸壓縮試驗，試樣數(shù)量為20個，試驗結(jié)果表明杏仁狀玄武巖單軸抗壓強度符合正態(tài)分布，均值約147 MPa，方差為24.進一步開展常規(guī)三軸壓縮試驗，試樣數(shù)量為8個，采用巖石三軸強度下的mi求解公式(3)來測取，計算結(jié)果表明，杏仁狀玄武巖mi為26，與Marinos等[16]針對玄武巖推薦的mi值取值范圍(25±5)相一致.

3.2 參數(shù)基準值驗證

根據(jù)上述獲得的輸入?yún)?shù)基準值(RMR=75，σci=147 MPa，mi=26)先后代入計算公式(2)與式(4)～(6)計算得到該洞段巖體力學參數(shù)取值，即

E=42.2 GPa；c=10.4 MPa；φ=38.6°；σt=0.5 MPa.

采用上述估計所得巖體參數(shù)，利用FLAC3D開展三維數(shù)值仿真分析，模擬現(xiàn)場實際開挖步序，得到了關(guān)注洞段中導洞及兩側(cè)擴挖后對應觀測斷面(K0+090與K0+133)的松弛破裂區(qū)/位移云圖，分別如圖5與圖6所示.需要說明的是，圍巖的松弛破裂區(qū)采用“RFD”(rock failure degree)圍巖破裂評價指標，研究表明，該指標能夠很好地描述圍巖的破裂程度，且與圍巖鉆孔聲波測試/鉆孔攝像所得的松弛破裂結(jié)果具有良好的對應關(guān)系，其中，RFD≥1表示圍巖破裂區(qū)域，有關(guān)該指標的詳細介紹見文獻[17].

表1 鉆孔觀測斷面RMR評價結(jié)果Table 1 Evaluation result of RMR around the borehole observation section

圖5 K0+090斷面頂拱開挖圍巖松弛破裂區(qū)模擬結(jié)果

計算結(jié)果表明，受斷面上應力方向的控制，圍巖淺層破裂破壞位置主要分布于廠房上游側(cè)拱肩與下游側(cè)拱腳位置(見圖5).右岸廠房K0+085～K0+135洞段中導洞與兩側(cè)擴挖期間，圍巖淺表層玄武巖出現(xiàn)了普遍的松弛破裂與片幫剝落破壞，如圖7所示，且破壞位置主要發(fā)生在上游側(cè)拱肩，少量出現(xiàn)在下游側(cè)拱腳，與計算結(jié)果吻合.進一步地，利用K0+090斷面布置的預埋測孔開展聲波測試，獲得中導洞與擴挖期間不同測孔位置的圍巖實際松弛破裂深度，并將其與計算結(jié)果進行對比.圖8a給出了6個測點對比結(jié)果(其中，中導洞邊墻單一測孔的測點為2個，分別對應擴挖前與擴挖后)，總體上各測點松弛破裂計算與實測值量級相同，結(jié)果接近，變化趨勢類似.

圖6 K0+133斷面頂拱開挖圍巖位移模擬結(jié)果

K0+133頂拱布置的3組多點位移計有效記錄了頂拱不同位置的圍巖位移情況，通過與計算結(jié)果(見圖6)對比分析，可見圍巖監(jiān)測位移由小至大依次為上游側(cè)拱肩、頂拱以及下游側(cè)拱肩區(qū)域，計算結(jié)果所呈現(xiàn)的規(guī)律與此相符，如圖8b所示.以圍巖位移相對較大的M2/M3兩組位移計的監(jiān)測分析來看，各測點計算結(jié)果與實際結(jié)果較為接近，大部分測點吻合度較高.考慮到現(xiàn)場實際情況的復雜性，M1位移計數(shù)據(jù)采集的可靠度有待查驗，不予采納.從總體上看，以上分析表明針對關(guān)注洞段所確定的基準值基本合理.

圖7 現(xiàn)場開挖期間的圍巖開裂破壞

圖8 廠房頂拱圍巖破裂深度/位移計算模擬與實測結(jié)果對比

4 參數(shù)估計敏感性分析

4.1 輸入?yún)?shù)浮動范圍確定

考慮到地質(zhì)條件差異性、試驗測試誤差、人為主觀性等因素的影響，不同專家采用同樣的方法來確定RMR與H-B準則輸入?yún)?shù)，可能會得到不一樣的結(jié)果，因此，有必要針對輸入?yún)?shù)變動條件下巖體力學參數(shù)估計結(jié)果的變化規(guī)律及其敏感性進行分析.對于地質(zhì)條件變化相對穩(wěn)定的地段，輸入?yún)?shù)取值雖然存在浮動，但其浮動范圍可通過有效的勘察、試驗等手段確定.同樣地，以右岸廠房K0+085～K0+135洞段為例，錨固洞開挖期間的地質(zhì)調(diào)查表明，該洞段巖體較完整、地質(zhì)條件變化少、無特殊地質(zhì)構(gòu)造，因而巖體質(zhì)量相似，根據(jù)廠頂預埋測孔取芯、攝像及上述量化分析結(jié)果(見表1)，可將該區(qū)域巖體質(zhì)量評分RMR值取為70～80.輸入?yún)?shù)σci可通過室內(nèi)單軸壓縮試驗結(jié)果分析確定，取置信度為95%確定杏仁狀玄武巖單軸抗壓強度的變化范圍為137～157 MPa.巖石材料常數(shù)mi的確定可借鑒Marinos等的研究成果，杏仁狀玄武巖mi的浮動范圍一般為20～30.綜上，表2匯總了輸入?yún)?shù)基準值及浮動范圍.

表2 輸入?yún)?shù)基準值及浮動范圍Table 2 Reference value and floating range of input parameters

4.2 “輸入-輸出”參數(shù)樣本構(gòu)建與敏感性分析

由表2中給出的輸入?yún)?shù)浮動范圍，根據(jù)1.2節(jié)所述方法來分析輸入?yún)?shù)和巖體力學參數(shù)的敏感性關(guān)系. 以RMR為例，在其浮動范圍內(nèi)插值選取7個點(分別為70,72,74,75，76,78,80)，令其余輸入?yún)?shù)σci與mi取基準值，根據(jù)1.1.3節(jié)給出的巖體力學參數(shù)估算公式可得到對應不同RMR值下的E，c與φ值，形成相應的“輸入-輸出”參數(shù)樣本，如圖9a所示.同樣地，通過對σci或mi進行浮動范圍內(nèi)插值計算，可依次得到相應“輸入-輸出”參數(shù)樣本，如圖9b與9c所示.通過擬合得到不同輸出參數(shù)與各輸入?yún)?shù)之間的函數(shù)關(guān)系，利用式(8)計算可進一步得到輸出參數(shù)對于輸入?yún)?shù)的敏感度，從而獲得輸入?yún)?shù)浮動范圍內(nèi)各個輸出參數(shù)所對應的敏感度變化曲線(見圖10).由圖10a可知，在RMR取值浮動范圍內(nèi)，不同輸出參數(shù)對應的敏感度因子水平不同，總體上，最為敏感的輸出參數(shù)為彈性模量E，黏聚力c次之，最后為內(nèi)摩擦角φ.具體來看，彈性模量E的敏感度因子隨著RMR取值的增大而遞減，介于3.6～5.6之間，且由式(11)可知，浮動范圍內(nèi)RMR取值的變化會引起彈性模量估算結(jié)果出現(xiàn)一定變幅，變幅程度約為輸入?yún)?shù)變化率的3.6～5.6倍；黏聚力c對于RMR的敏感度因子介于2.2 ～2.7之間且隨著RMR取值的增大而線性遞減；內(nèi)摩擦角φ的敏感度因子在RMR的浮動范圍內(nèi)基本保持不變，約為1.1，這意味著RMR取值變化會引起內(nèi)摩擦角估算結(jié)果出現(xiàn)同等程度的變幅.

圖9 輸入?yún)?shù)浮動范圍內(nèi)的巖體力學參數(shù)分布及擬合

從圖10b，10c可知，彈性模量E的估算與σci和mi沒有直接關(guān)系.對于σci而言，在其浮動范圍內(nèi)，黏聚力c對應的敏感度因子約為0.65且基本保持不變，也就是說σci取值的變化會引起巖體黏聚力的估算結(jié)果產(chǎn)生一定的變幅，但影響程度有限；內(nèi)摩擦角φ的敏感度因子約為0.1且基本保持不變，在巖石單軸抗壓強度離散性較小情況下，其對于巖體內(nèi)摩擦角估算的影響可基本忽略.對于mi而言，內(nèi)摩擦角φ對mi的敏感性比黏聚力c略高，但其敏感性程度均有限，介于0.1～0.3之間.

圖10 輸入?yún)?shù)浮動范圍內(nèi)巖體力學參數(shù)敏感度分布曲線

4.3 參數(shù)估計誤差分析

H-B準則輸入?yún)?shù)的測定因其不確定性而不可避免地存在誤差，從而影響巖體力學參數(shù)估算結(jié)果的精度.實際應用過程中，輸入?yún)?shù)誤差會造成輸出結(jié)果產(chǎn)生多少偏差，不同類型輸入?yún)?shù)所能夠被接受的誤差范圍又是多少，這些都值得進一步分析.

以基準值為參考，假定輸入?yún)?shù)相對基準值的誤差分別為±5%,±10%,±15%與±20%，分別計算巖體力學參數(shù)的估計結(jié)果并繪制其分布規(guī)律，如圖11所示.某輸入?yún)?shù)對應曲線的斜率越高，說明其對于輸出結(jié)果的影響越大，由此可見，對于彈性模量E，RMR的測定誤差影響極大(見圖11a).如：當輸入值誤差為-5%時，對應E值估算結(jié)果相對基準值的偏差約20%；當輸入值誤差為+20%時，偏差超出了100%.可見，在進行彈性模量估計時，對現(xiàn)場地質(zhì)勘查與測試應提出更高要求，確保RMR的測定誤差盡可能小，控制在5%以內(nèi)為宜.

注:圖中橫坐標0表示輸入?yún)?shù)為基準值，+、-分別表示取值偏大與偏小

對于內(nèi)摩擦角φ而言，σci和mi對應曲線斜率接近(見圖11b)，兩者對于φ值估算的影響基本接近.當σci和mi輸入值誤差為±5%時，對應φ值估算結(jié)果相對基準值的偏差約±1.3%;兩者輸入值誤差為±20%時，偏差約±4%，可見σci和mi的測定誤差為±20%以內(nèi)時，其對于φ值估算精度的影響相對較小可接受.相比而言，只有RMR測定誤差控制在±5%以內(nèi)時，φ值估算偏差相對較小可接受.對于黏聚力c而言，如圖11c所示，與φ值估算類似，σci和mi對其影響較小，兩者測定誤差不超過±20%時，其對于c值估算精度的影響均小于10%；RMR測定誤差控制在±5%以內(nèi)時，c值估算偏差約小于±13%，基本可接受.

需要說明的是，輸入?yún)?shù)浮動范圍不同，對應的參數(shù)估算敏感性程度及排序亦不同，采用類似方法可對其他地質(zhì)條件不同的洞段進行敏感性與誤差分析，進而能夠確定參數(shù)估算過程中需要重點關(guān)注的輸入?yún)?shù)類型及其可接受的誤差范圍.

5 結(jié) 論

1) 應用實踐表明：通過地下廠房周圍的輔助洞室預埋鉆孔，開展巖芯精細編錄、鉆孔攝像、室內(nèi)試驗分析等，獲得關(guān)注洞段巖體質(zhì)量情況，進一步結(jié)合H-B準則估計所得的巖體力學參數(shù)可作為洞室開挖前圍巖力學參數(shù)確定的一種有效途徑.

2) 待估算巖體力學參數(shù)對于不同H-B準則輸入?yún)?shù)的敏感性不同，輸入?yún)?shù)敏感性排序與其基準值相關(guān).對于巖性、巖體結(jié)構(gòu)等地質(zhì)條件不同的洞段，輸入?yún)?shù)敏感性程度及排序可能不同，可采用本文所提出的敏感性分析方法開展針對性分析.

3) 誤差分析表明，當σci與mi的測定誤差在±20%以內(nèi)時，其對于內(nèi)摩擦角與黏聚力估算精度的影響分別小于4%與10%，基本可接受；而當RMR的測定誤差超出±5%時，其對于彈性模量、內(nèi)摩擦角與黏聚力估算精度的影響可分別達到20%,22%與13%以上，因此，應用H-B準則估算洞室?guī)r體力學參數(shù)時，需盡可能提高RMR的測定精度，宜將其測定誤差控制在±5%以內(nèi).

4) 敏感度因子(Si)作為巖體力學參數(shù)估計敏感性分析時重要的量化指標，具有較強的實用性，借用該指標能夠有效地評價參數(shù)估算過程中的高敏感性輸入?yún)?shù)，從而確定洞室地質(zhì)調(diào)查與測試過程中應重點關(guān)注的參數(shù)類型.

致謝感謝中國科學院武漢巖土力學研究所江權(quán)研究員、裴書鋒博士，三峽建設管理有限公司段興平、王鵬飛等在現(xiàn)場監(jiān)測測試過程中提供的基礎資料及幫助.