加拿大魁北克水電站項目中結晶巖的水壓致裂試驗＊

Quirion M ，Tournier J－P

1）Hydro－Québec，UnitéConception des aménagements de production－Hydraulique et géotechnique，Montréal，Québec，Canada

2）Hydro－Québec，Ingénierie de production，Direction principale Expertise，Montréal，Québec，Canada

加拿大魁北克水電站項目中結晶巖的水壓致裂試驗＊

Quirion M1），Tournier J－P2）

1）Hydro－Québec，UnitéConception des aménagements de production－Hydraulique et géotechnique，Montréal，Québec，Canada

2）Hydro－Québec，Ingénierie de production，Direction principale Expertise，Montréal，Québec，Canada

自1997年以來，在加拿大地盾進行了250多次水壓致裂試驗，該試驗是魁北克不同的水電站項目調查選址的一部分，所有項目都位于格倫維爾和超級地質省，那里的基巖由結晶質火成巖和變質巖組成。水壓致裂試驗是為了確定在水壓條件下巖體滲透率的增加，進而定義隧洞襯砌承載的上限。對不同試驗結果的研究表明，在深度小于150 m時，大規模結晶巖的巖體性質相似。我們給出了來自閉合曲線和P－Q曲線圖的最小應力統計數據的分析，并與投入使用的壓力隧洞的滲漏相比較。所采用的解釋方法也在最小主應力求解中扮演著關鍵角色。所以破裂和破裂重張壓力的比值在分析結果中是一個重要的參數。

引言

自1997年以來，魁北克水電站項目將水壓致裂試驗列入試驗計劃之中，該項目還包括無襯砌壓力隧道的設計。水壓致裂試驗也廣泛應用于傾斜管道項目中。在大多數情況下，試驗在淺層進行，150 m甚至更淺，但SM－3項目不包括在此文的分析中，因為它的深度超過了250 m。Haimson等[1]已給出了這一項目的一些結果。所有的試驗都是在結晶巖上進行的，到目前為止，測試的次數超過250次。

本文首先與大家分享魁北克水電站項目從試驗測試到解釋結果的經驗，也提出了一些結晶巖水壓致裂試驗可能出現的典型響應。

1 水電項目

近來所有的項目都位于魁北克北部和北海岸（圖1）。表1列出了使用水壓致裂試驗的項目。SM－3，Toulnustouc和Romaine－2進水隧道長度分別是8，10和5 km，還有一些其他與傾斜管道有關的項目試驗。表1還列出了項目試驗的時間，因為它們的設計可能要經過數年，以及試驗的數量和與試驗相關的鉆孔數目。總的來說，每個鉆孔有5或6次試驗。

1.1 試驗目的

試驗的目的是確定巖體張開節理處對水壓增加的影響。這與Broch和Dahlo[2]敘述的一致，在水電項目中，了解在無襯砌進水隧道巖體水壓的影響可能比確定巖體應力場更重要。

表1 含水壓致裂試驗的水電項目

圖1 項目位置分布圖

其中的一步設計是：將Broch修改的Norwegian準則[3]對上覆巖石最小壓力的估計作為初步估計，在設計起始階段，認為安全系數是1.3，在實驗進行之后，根據數據的質量、數量和巖體的性質，將安全系數適當調整。

2 區域地質概況

魁北克省（加拿大）由加拿大地盾90%的前寒武紀巖石組成，近來所有的魁北克項目都位于格倫維爾和超級地質省，除了Eastmain－1和Eastmain－1A發電站，它們位于Superior，其他工程都是在格倫維爾地區巖層上進行開鑿。

格倫維爾省的巖石大部分都是由不同的深成巖組成：花崗巖、二長巖、正長巖、閃長巖、輝長巖和鈣長巖等。格倫維爾省也含有變質巖：變質－沉積巖和具有高等變質作用的復雜片麻巖。Superior省也是由以上描述的火成巖和變質巖組成。然而，它也含有一些火山巖和比格倫維爾區域更低級變質作用形成的變質巖。能觀測到典型的巖性結合點、巖墻、剪切區域和斷層[4]。

該區域在更新世完全被冰覆蓋。整個區域都表現為大陸冰河形成區域的特征。從工程學的角度來說，冰川后退的一個重要的沖擊力是使淺部接合處減壓，導致它們破裂，一些節理的方向和地形學表面平行。

2.1 完整巖石工程的性質和類型

更確切地說，Eastmain項目是在片麻巖和花崗閃長巖上進行的，Romaine－1和Toulnustouc項目是在片麻巖上進行的，Péribonka和Romaine－4項目是在鈣長石上進行的，Romaine－2項目是在二長巖上進行的。完整巖石上的實驗室試驗是用來測定巖石力學性能的（表2）：單軸壓縮強度（USC），彈性模量（E）和泊松比（ν）和間接拉伸強度（T0）。其中，E／UCS比值指示出完整巖石的模量比。根據Deere和Miller（1966）的分類，完整巖石的平均水平是處于中等層次的模量比值和高強度的巖石。Romaine 3和Romaine 4項目不在實驗測試階段，因此這里沒有得到結果。

表2 完整巖石的平均力學性質

3 水壓致裂實驗概述

使用的設備和建立的測試很有代表性，與標準[5]、方法[6]和文獻[7]中所描述的方法類似：雙封隔器系統、泵、壓力傳感器和高頻數據采集系統。

3.1 實驗計劃

鉆孔的深度達到了預定的管道內襯位置，目的不但是測量巖體的特征，而且也是為了進行水壓致裂試驗。為了優化進水隧道的內襯部分，鉆孔是沿著隧道軸線分布的，而且鉆孔的數量是根據結果得到的，斜井壓力鋼管一般有1個或2個鉆孔，試驗是在彎曲部分進行的。

水壓致裂試驗廣泛使用鉆孔電視光學圖像確定節理的位置。鉆孔電視也能得到井壁的“聲波圖像”（圖2）。水壓致裂試驗后，比較圖像，能觀測到已存破裂的影響和新產生的破裂。如果在隧道部位觀測不到節理，那就進行水壓致裂試驗。

3.2 實驗過程

在鉆孔清理結束以后，鉆井電視完成檢查和測量已存的孔隙水壓，系統安裝在封隔器加壓的地方。循環過程如圖3所示：第一次循環已存破裂張開；第二次循環破裂延伸和關閉；第三次循環破裂重張和關閉；第四次循環階段試驗。

圖2 水壓致裂前后典型的展開的井下電視圖像。（a）數字圖像；（b）聲波圖像。箭頭指新的破裂

圖3 典型的P－T曲線表示4次試驗循環。圖中P b max是最大破裂壓力，P3 max是第三次最大循環壓力

在水壓致裂試驗過程中，對該實驗過程作了較小的改進。測試持續時間一般為3到6個小時，可根據破裂響應來調整。文獻中有許多解釋方法是用來確定閉合壓力和最小應力的。表3是一些相關的解釋方法。

表3 測試結果的解釋方法

這張表并不是全面的綜述，它們中的一些在SINTEF[17]中有全面的描述和報道。魁北克水電項目使用的解釋方法是檢查H－Q柱圖。從這點來看，國際巖石力學學會（ISIM）[6]并沒有推薦一個唯一的解釋方法。

4 水壓致裂試驗分析

下面，對數據進行統計分析，目的是估計巖體測試類型的數據趨勢。

4.1 第一次和第三次循環的峰值壓力

首先分析集成了第一次循環的峰值壓力數據（即破裂壓力）和第三次循環的最大壓力。第一次循環的壓力水平是預先存在破裂面的破裂，第二次和第三次循環是破裂面再次破裂，接著進行第四次循環階段的測試。峰值壓力值是原始數據，沒有受到繪圖（或數學）解釋方法的干擾。Pbmax破裂壓力和第三次循環的最大壓力值P3的關系見圖3。

表4是破裂壓力最大值和第三次循環最大壓力的比值。該表說明了分析實驗的數據量（n），Pbmax／P3max比值的最大值，最小值和平均值與標準偏差一致。

所有工程的Pbmax／P3max比值的平均值都在相對穩定的1.4到1.8之間變化。比值的最大值在1.8～4.3之間變化。對Romaine－4項目來說，并不是說最低的最大值的1.8。因為這僅是根據5次試驗結果分析得來的。

表4 最大破裂壓力（P b）和第三次循環的最大壓力（P3）的比值

4.2 破裂壓力和工作壓力之比

最大破裂壓力（Pb）和工作壓力（P0）的比較，即靜水壓力，襯砌隧道是由精確的Pb／P0比值來建造的。表5是相關統計數據的比值。它表明破裂的起始壓力總是比隧道將要承受的壓力高。同時也指出，如果在巖體內，破裂是互相連通的，那么這個結果就毫無意義了，但是，如果我們觀測到罕見的巖體破裂，這也許是水環流的增加需要斷層連通。為了使破裂之間形成連通，破裂壓力必須達到起始破裂傳播并連通的壓力。

表5 最大破裂壓力（Pb）和隧道或傾斜水渠中工作壓力（P0）的比值

4.3 最小應力解釋值

正如上面所說的，對最小應力的測量有很多種方法（表3）。表3所列的方法能很好地估計破裂面上的最小應力。然而，P－t和Q－P圖上切線的交點是第一次估計的壓力值（圖4）。通過分析試驗質量，吸水實驗和其他的解釋方法可得到最終的解釋。

表6是不同工程的水壓致裂實驗解釋的最小應力值的統計數。從表6可以看出：Eastmain和Péribonka項目大約是1.5 MPa，Romaine和Toulnustouc項目大約是2.5MPa。我們注意到，較高的標準偏差與最多和最少的測驗次數有關。在Toulnustouc工程中我們還觀測到，最小應力的最高是8.2 MPa，而且此實驗是在巖體較深的深度上進行的。

表7列出了4個不同值的比較：第三次循環的峰值壓力（P3max），P－Q圖切線交點（P－Q交點），閉合曲線上的拐點起點（ISIP inflex）和切線交點（ISIP min）。我們注意到一個特殊的實驗，即ISIP最小值經常與工程的解釋的最小應力值相一致（表6）。

圖4 對P－t和Q－P圖上切線交點的解釋

表6 不同工程中最小應力的解釋值

表7 不同解釋方法中的應力平均值

從表6可以看出，P3max通常是在穩定的范圍4～5.5 MPa之間，除了Eastmain－1A項目，它的平均值較低。從P－Q的交點可以看出，除了Eastmain－1A項目，其他項目的平均值均在2.7～3.8 MPa之間，Eastmain－1A項目的最大值2.2 MPa在2.7～3.8 MPa這個范圍內得到。

ISIP拐點平均值在2.5～4 MPa之間。Eastmain－1A項目低于ISIP拐點的平均值。ISIP min平均值在1.4～2.6 MPa之間。對大多數項目來說，ISIP min低于表7中的值。

5 討論

比較破裂壓力和第三次循環的最大壓力進而確定一個相對穩定的范圍1.4～1.8 MPa（表6）是有意義的。假設在結晶巖的研究中，Pbmax／P3max平均比值代表著起始破裂／重張破裂過程的典型特征，那么可用水壓致裂試驗來整體評估整個巖體的性質。計算比率的值通常不受數據分析方法的影響，因為它們是原始數據。

表7列出了所有項目的不同值，這些值通常都在同一范圍：P3max平均值大約5 MPa。P－Q交點和ISIP拐點的平均值大約在3.5 MPa，ISIP min（和最小解釋應力）大約是2 MPa。如前面所述的那樣，ISIP min通常與最小應力解釋值一致（表6）。

對于研究性項目，P－Q交點和ISIP min當然是對壓力隧道內襯部分的設計有意義。在大多數情況下，ISIP min低于P－Q交點值和ISIP拐點值。根據統計學基礎，可以得出閉合壓力圖拐點與P－Q交點值是一致的。拐點也許能為初步估計和P－Q交點確定和應力值的確定提供幫助。

在評估垂直于破裂的最小應力值時，ISIP min也許可被看成為更保守的最小應力值。Toulnustouc項目這一特例很好地說明了這一點。

對10 km長的Toulnustouc隧道，可分辨出兩個低應力區：區域1在發電站附近，與地形學的鼻狀地形有關，區域2是與筆直隧道剪切區域的一條河谷的存在有關。表6給出解釋的最小應力在0.6～8.2 MPa之間，圖5給出Toulnustouc數據的頻率分布。隧道的最大工作壓力是1.6 MPa，從應力測量計算的安全因子小于1.3。

圖5 Toulnustouc項目的最小解釋壓力頻率分布

區域2距離發電站大約3 km，需要關注的焦點是，如果加壓水到達表面，超負荷穩定性將受到威脅。如果破裂發生，水將直接到達表面，隧道上的一系列減載炮眼會將水排干[18]。

在2005年項目完成后，對隧道進行了填埋并估計了滲漏值[19]。2005年估計的滲漏值如圖6所示。

圖6 水壓條件下Toulnustouc隧道的滲漏值

在2006年到2008年間，對隧道進行了除水維護。隧道的再灌漿滲漏估計值也在圖6中給出。使用一些年后的滲漏值也在相同的范圍內，沒有突出的抬升。

圖6給出在使用相同方法的水壓致裂實驗中滲漏值的Q－P圖（表4）。比較水壓致裂試驗下的P－Q曲線與儲層壓力下滲漏值的增加，有意義的是，當隧道液壓達到1.5 MPa時，圖6中的曲線表現出一個破裂點。這個值與實際的工作壓力大致平衡。

如上所述，可以將ISIP min作為一種保守的解釋方法。根據表7，我們可以計算出ISIP min和P－Q交點的平均比率是1.5，通過使用Toulnustouc最低的應力值和因子1.5（圖5），得到最小的應力值能達到1 MPa，這比原壓力條件下的應力值還要低。這些說明，很少能觀測到低的應力值，這些保守的理論值也許對解釋在Toulnustouc項目中觀測到無控制的破裂起作用，但僅限于隧道滲漏增加的情況下。

6 結論

在結晶巖淺層進行的水壓致裂試驗結果表明，破裂／重張破裂壓力是一種典型的、連續的響應。P3max平均約為5 MPa時，P－Q的交點和ISIP的拐點的平均值大約為3.5 MPa，ISIP min（最小解釋的應力）平均約為2 MPa。解釋的應力值、局部最小應力和ISIP min總是小于P－Q交點，是最低值。

對Toulnustouc項目的滲漏分析表明，測出了一些較小的最小解釋應力。但是，除了滲漏的增加被注意到以外沒有失控的情況。這種增長可能與巖體飽和水壓的增加有關。為了解釋這種互相滲入的事實，認為ISIP min可能過于保守，達到破裂的最初破裂阻力，Pb／P3比率可能與結晶巖斷裂剛度和固有強度有關。

建議未來的研究應集中在破裂的性質和剛度。膨脹測試儀可能是一個令人感興趣的工具。隧道灌漿時圍壓的水壓力的原位測量和斷裂位移變分也必然會令人感興趣。

譯自：Proceedings of the 5thInternational Symposium on In－Situ Rock Stress“Rock Stress and Earthquake”，Edited by Furen Xie，CRC Press／Balkema，Leiden，The Netherlands：513－518，2010

原題：Hydraulic jacking tests in crystalline rocks for hydroelectric projects in Quebec，Canada

（中國地震局地殼應力研究所研究生 方 震譯；李 宏 校）

（譯者電子信箱，方 震：fzhen215＠126.com）

[1] Haimson B C，Lee M Y，Feknous N，et al.Stress measurements at the site of the SM3 hydroelectric scheme，near Sept－Iles，Quebec.Int.J.Rock Mech.and Mining Sci.，1996，33：487－497

[2] Broch E，Dahlo T S，Hansen S E.Hydraulic jacking tests for unlined high pressure tunnels，hydropower Balkema.1997：581－585

[3] Broch E.Unlined high pressure tunnels in areas of complex topography.International Water Power and Dam Construction，1984，36（11）：21－23

[4] Sharma K N M，Franconi A.Magpie，St－Jean，Romaine River Report.Grenville 1970－Geological Report，1975，163：73

[5] ASTM.Designation D4645，Standard test method for determination of the in－situ stress in rock using the hydraulic fracturing method.Annual Book.1989，V.4.08：851－856

[6] ISRM.Suggested methods for rock stress estimation－part 3：Hydraulic Fracturing（HF）and／or Hydraulic Testing of Pre－existing Fractures（HTPF）.Int.J.Rock Mech.and Mining Sci.，2003，40：1 011－1 020

[7] Amadei B，Stephansson O.Rock stress and its measurement.Chapman ＆Hall.London，1997：489

[8] Gronseth M，Kry P.Instantaneous shut in pressure and its relationship to in situ stress.Hydraulic Fracturing Stress Measurements.Washington D.C.：National Academy Press，1983：55－60

[9] Tunbridge L W.Interpretation of the shut－in pressure from the rate of pressure decay.Int.J.Rock Mech.and Mining Sci.，1989，26：457－459

[10] Hayashi K，Sakurai I.Interpretation of hydraulic fracturing shut－in curves for tectonic stress measurements.Int.J.Rock Mech and Mining.Sci.，1989，26：477－482

[11] Aamodt R，Kuriyagawa M.Measurement of instantaneous shut－in pressure in crystalline rock.In：Hydraulic Fracturing Stress Measurements.Washington D.C.，National Academy Press，1983：28－43

[12] Enever J R，Chopra P N.Experience with hydraulic fracturing stress measurements in granites.Proc.Workshop on Rock Stress and Rock Stress measurements，Stockholm，1986：411－420

[13] Lee M Y，Haimson B C.Statistical evaluation of hydraulic fracturing stress measurement parameters.Int.J.Rock Mech.Min.Sci.＆Geomech.Abstr.，1989，26：447－456

[14] Doe T W，Korbin G E.A comparison of hydraulic fracturing and hydraulic jacking stress measurements.28thU.S.Symp.on Rock Mechanics，Tucson.，1987：283－290

[15] Hartmaier H H，Dow T W，Dixon G.Evaluation of hydrojacking tests for an unlined pressure tunnel.tunnelling and und.Space Tech.，1998，13（4）：393－401

[16] Rutqvist J，Stephansson O.A cyclic hydraulic jacking test to determine the in－situ stress normal to a fracture.Int.J.Rock Mech.and Mining.Sci.，1996，33：695－711

[17] SINTEF.Review of the methods commonly used to determine shut－in pressure for hydraulic fracturing test.Division of Rock and Mineral Engineering，STF22－A99088，1999：18

[18] Rancourt A J，Murphy D K，Whalen A，et al.Extensive stress measurement program at the Toulnustouc Hydro－Electric project.Proc.of the Inter.Symp.on Rock Stress，Trondheim，Norway，June 19th－21st，2006：25－33

[19] Rancourt A J，Chartrand C，Whalen A，et al.Toulnustouc pressure tunnel leakage estimation，filling，Instrumentation and Control.Tun.Assoc.of Canada，19thNational Conf.，Vancouver，B.C.，Sept.17－20，2006：87－94

P315.7；

A；

10.3969／j.issn.0235－4975.2011.01.013

2010－11－16。