红外热成像技术在地质力学模型试验中的应用研究

丁泽霖，王祥宇，徐良杰，王 婧

(华北水利水电大学 水利学院，河南 郑州 450046)

1 研究背景

地质力学模型试验法是根据相似原理对大坝与地基问题进行缩尺研究的一种方法[1]，其对复杂地基上的水工模型试验有良好适用性。针对工程稳定性及工程加固措施等问题，众多学者展开了研究；例如，吴关叶等[2]利用地质力学模型试验法对白鹤滩水电站左岸边坡进行了变形特性、失稳破坏过程及破坏机制的研究，对其左岸强卸荷区三维复杂块体系统边坡的稳定性分析和加固处理提出了有效建议。丁泽霖等[3]对武都重力坝模型开展了地质力学模型试验研究，得到其破坏模式为：坝基下游侧形成由深到浅的裂隙破坏区，且有向下游滑动失稳的趋势。目前使用于模型试验的量测手段主要为机械量测、应变量测和光纤、光栅量测等，其大多以监测模型位移、应变等数值为基础，根据数据变化趋势、拐点等特征判断模型的安全性。但是，这些传统的量测手段都有些不可避免的缺点，例如，位移计量测布置易对结构状态造成影响[4]；应变量测因其敏感性极高，振动及人为等因素影响会使数据产生波动甚至突变，导致在分析的过程中出现误判[5]；分布式光纤温度传感监测方法需要对光纤进行预埋，但因其精度有待提高、价格较昂贵等缺点也制约其在模型试验中的广泛应用[6-7]。综上所述，在模型试验中探索出无损监测、高反馈度的量测设备，对模型破坏过程的具象化监测是十分必要的。

近年来，红外热成像技术在国内外的损伤探测试验中得到了迅速发展。例如，冯力强等[8]通过红外热成像法对建筑外墙饰面层的内部缺陷进行了监测，实现了红外热成像技术在土木工程领域的应用。周仁练等[9]使用被动热成像技术(Infrared thermography，IRT)探测了土石堤坝的渗漏过程，初步探索了IRT在土石坝渗漏识别方面的应用。Thomas Celano等[10]通过红外热成像技术对地震后的教堂进行了动态监测，并以此为基础对其进行了非破坏性结构评估和有限元建模。金林等[11]成功将红外热成像技术应用于探测抗滑桩的土拱效应，证明了从能量角度研究抗滑桩等防治结构的作用机制成为可能。目前，从能量视角分析结构破坏的过程仍处于起步阶段，红外热成像技术在地质力学模型试验应用中具备广阔的研究空间。

针对地质力学模型试验中现有的量测手段不具备实时、具象化识别模型破坏的能力，且易对模型结构状态造成影响等问题。本文采用红外热成像技术对胶凝砂砾石坝(Cemented sand and gravel dam，CSG坝)地质力学模型试验中的破坏过程进行实时监测，通过分析破坏试验过程中地基结构面的温度变化及规律，从而确定模型的破坏模式及破坏机理。该研究结果证明了红外热成像技术在地质力学模型试验中应用的可行性，为其提供了一种无损、具象化的新监测方法。

2 热成像监测基本原理

2.1 传热学理论红外辐射的大小主要取决于温度、材料成份及物体的表面条件[12-14]。实际运用中被检测出的辐射大都属于灰体辐射，其辐射热流密度满足斯蒂芬-波尔兹曼定律：

E=εσT4

(1)

式中：E为辐射能；ε为物体的辐射率，0<ε<1；σ为斯蒂芬-玻耳兹曼常数，σ为5.673×10-12W·cm-2·K-4；T为物体表面的热力学温度，K。

由式(1)可知，当材料成份、外界温度不发生变化时，辐射能与材料温度变化有关，材料温度变化由三部分组成[15]：

ΔT=ΔT1+ΔT2+ΔT3

(2)

式中：ΔT为温度变化值；ΔT1为应力改变引起的温度变化值，基于热弹性理论，对于平面应力状态，弹性阶段温度改变值与Δσ1+Δσ2成正比，若Δσ1+Δσ2大于0，则ΔT1大于0，反之亦然；ΔT2为裂隙、节理、断裂的产生及发展造成的温度变化，该过程需吸收能量，故通常为负值；ΔT3为原材料及既有裂隙、节理、断裂面发生挤压、摩擦等的塑性阶段产生的温度升高值，为正值。

2.2 材料热成像试验为验证模型材料的破坏过程的热成像可行性，采用地质力学模型试验中地基结构面的砌筑块材料进行抗压试验。试验所用热像仪为美国福禄克Ti32红外热像仪，具体参数见表1。采用SmartView软件对红外热像图进行分析，调色板设置为高对比度，试验时模型的初始温度(开展试验时的模型温度)为15.8 ℃；经调试分析得出，热像图的温度条区间设置为15.4～17.4 ℃成像效果最佳。试验每级载荷为50 N，在每次逐级加载后，在相同位置对试块进行红外热成像监测拍照，直至试块加载破坏，试验结果见图1。试块温度实测数据见图2。

图1 地基试块加载热成像试验

图2 试块抗压试验温度荷载曲线

表1 热成像仪参数表

综合图1、图2可得，热像图能很好地反映监测物表面的热分布情况。在试块抗压试验中，由荷载作用产生的裂缝之间抗滑力较大，抗滑区域材料发生不均匀变形并造成应力重新分布，产生局部应力集中以致进一步变形破坏，整个过程会伴随着能量的积累与释放；试块裂隙处聚集了较多热量，图像呈现的破坏区域与完整区域的热对比度较强。

由试块热成像试验可知：试验初始，材料温度分布均匀，差异性不大；试块整体呈现冷色调，材料无明显裂隙产生，对应的ΔT2及ΔT3变化作用甚微。模型材料受力后，材料应力增加，ΔT1增幅明显。随着加压荷载的持续增大，贯通位置产生裂隙，应力及压剪性摩擦产生的ΔT1和ΔT3作用远大于裂纹产生及扩展的ΔT2，温度升高。在此阶段，红外热像图中裂隙处的颜色对比明显，说明试块受力破坏可以及时地反映在热像图中，为后续地质力学模型试验的量测提供了基础和依据。基于试验结果，本文提出一种简单易行的破坏判别指标ΔT，将判别指标的阈值ΔT设置为1.2～1.8 ℃。

3 三维地质力学模型试验

3.1 工程概况及地基地质条件本次试验选取守口堡大坝，作为模型试验的坝体部分[16]。守口堡大坝为CSG坝，最大坝高61.6 m，上下游坝坡坡比均为1∶0.6。试验选取地基位于四川省龙门山武都重力坝18坝段[17]，地基是发育完全的双斜滑动面地基，地基内部存在两条缓倾断层fl14、fl15，两条陡倾断层10f2、F31，以及5条层间错动带JC6-B、JC7-B、JC60-B、JC2-C、JC21-C的地基剖面图见图4。

3.2 相似条件及相似关系两个相似的物理体系之间不仅考虑材料线弹性期间的应力、变形等情况相似，也要保证材料塑性阶段的应力、应变曲线完全相似。此外，还要求模型的强度特性也应与原型相似[18-19]。

结合模型的模拟范围，并考虑到水工结构模型实验室的场地及模型观测精确度的问题，选定模型的几何比尺为1∶100，即CL=100。根据相似理论计算，得到其余相似关系如表2所示。

表2 模型试验主要物理量相似比

3.3 模型设计及材料研制地质力学模型材料变形特性的比例尺必须和模型的几何比尺相等或接近，而模型受几何比尺和实践条件的限制，地质力学模型材料需要选择高容重、低强度、低变形模量的材料[20]。因此，本次坝体模型材料选用模型砂(河砂)为粗骨料、重晶石粉作为细骨料，精铁粉作为增重剂来保证模型和原型实现容重相似。考虑到胶凝砂砾石材料的强度低[21-22]，选用石膏作为主要胶结材料满足低强度的要求，水泥作为次要胶结材料。坝体原型与模型材料力学参数见表3。

表3 原型结构及对应模型材料物理力学参数

坝基材料采用重晶石粉、水泥、石蜡等材料[23-24]，制备成10 cm×10 cm×7 cm的块体，按照岩体发展的倾角和走向进行砌筑；断层、错动带等结构面通过加入模型软料和薄膜材料等模拟其相应的力学参数；对厚度大的软弱结构面，采用铺填压实法制模；对厚度较小的软弱结构面，采用敷填法制模。模型材料典型参数曲线如图3所示。岩体、结构面材料的力学参数如表3所示。

图3 模型材料参数曲线图

3.4 量测与加载布置试验考虑的工况皆为满库时的“自重+水压力+淤沙压力”，水压力和淤沙压力用油压千斤顶加载来模拟，实现在上游坝面施加呈线性变化的单位面力，并且采用荷载分布板消除应力集中现象[25]。坝体自重通过与原型材料容重相等来实现。加载系统如图4所示。试验加载采用超载法，以0.2P0(水压力荷载)的步长加载，并按加载步长加载至坝基与坝体出现失稳的状态或有倾覆趋势产生。

图4 模型试验加载布置图及现场图

坝体下游面及结构面f114、f115裸露处共布设4组测点，每个测点双向量测模型的位移变化情况(顺河向、竖直向)；在坝体与坝基接触面上方布置10组应变监测点，监测点采用三花应变片，监测坝基、坝体的应力、应变表现；10f2、f114、f115控制坝基稳定的主要断层结构面上布置有内部应变计，重点监控其沿结构面倾向的应变特征。量测点布置图如图4所示。

3.5 模型破坏过程及变位分析CSG坝体水平位移在超载法安全系数Kp=0～1.0时变化趋势较小；当Kp=1.8时，位移出现拐点且幅度逐渐增大；当Kp=6.2时，位移值增幅达到最大。

竖向位移在Kp=0～1.0时，位移值较小，基本没有位移值产生；当Kp=2.0时，位移增幅明显变大，曲线中有突变点产生，但都不影响竖向位移的增长趋势。当Kp=4.6时，三条曲线的增幅略有减小，呈现出数据突变的现象；持续加载至Kp=6.2时模型发生破坏，位移曲线图详见图5。

注：规定顺河向水平位移为正，竖直向上位移为正图5 坝体位移曲线

由图6可以得出断层10f2中的应变变化曲线，当Kp=1.6时，10f2断层变位迅速增加；当Kp增加至2.4时，变位迅速减小，此时地基中的结构面开始有初裂产生；当Kp=3.4～4.6时，曲线逐渐相对平缓，模型进入到自适应阶段；当Kp=4.4时，应变数据开始产生波动，结构面裂缝有逐渐贯通的迹象；当Kp=6.2时，模型应变开始发生突变，结构面产生的裂缝已经互相贯通，模型破坏。

图6 结构面10f2应变曲线

从图7可以看出，f114、f115断层测点在Kp=0～1.0之间变化趋势较小，地基处于正常工作状态；当Kp=1.4时断层的应变值突然增加后迅速减小，表现出较大的浮动趋势；当Kp=3.4～4.4时，模型的应变曲线相对较为平缓，随后便开始成倍增长。直至Kp=6.6时，断层发生突变后应变值迅速减小。

图7 结构面f114、f115应变曲线

从试验过程来看，前期超载过程中，在f114和10f2所形成的滑动面破坏较为严重，在破坏过程中期，断层处有较大的应变变化；后期形成塑性破坏区之后，应变值的变化较破坏中期时平缓。结合应变、位移结果以及试验现象分析：CSG坝为类梯形结构，上游荷载方向整体指向坝基，使坝基整体处于受压状态，拉应力只存在于坝踵处。对于复杂地基上的CSG坝，地基在超载过程中存在挤压破坏，结构面10f2及F31形成向下的滑移通道、结构面f115和f114形成向上的滑移通道；导致坝踵处沿下移通道下沉，坝趾沿结构面f115和f114的上移通道向上抬起。最终破坏形态见图8。

图8 模型破坏最终形态

4 试验结果与热成像探测对比分析

4.1 超载过程中结构面的温度变化为研究CSG坝在复杂地基条件下，模型受到超载水压力时材料温度场的变化情况；在每次按步长加载结束后，对其进行一次红外热成像监测拍照，直至模型破坏。同时，结合监测仪器数据综合分析得到该地质力学模型的温度场分布规律。本次试验中模型的初始温度为7.3 ℃，以2.2节的破坏判定阈值(ΔT为1.2～1.8 ℃)为基础，并保证温度收集的完整性；故将温度条区间设置为7.2～9.2 ℃。分析热像图时将红外图像投影到可见光图像上，这样不仅可保留红外热图像能对温度场进行直观描述的优点，而且使图像融入更多的细节信息，增加真实空间感，更有利于排除由加载仪器线路引起的视觉偏差，试验图如图9所示。

图9 Kp=0图像

在试验初期，即0≤Kp≤1.0时(见图10(a)(b))，模型处于正常工作状态，模型整体温度分布均匀，结构面10f2以及f114和f115温度无明显变化，最大温度差在0.1 ℃以内，各结构面的温度变化不大。对比坝体位移图以及各结构面相对变位图，说明模型之中没有位移产生，地基结构面的ΔT2及ΔT3变化不大，其对热成像结果无明显影响。

注：当6.0

当1.0

当2.6

当4.4

当6.0

4.2 结构面破坏过程中的温度变化规律为得到结构面破坏的更多量化信息，提取试验过程中结构面温度数据绘制成图(见图11)，综合提取的温度结果及红外图像记录，结构面的破坏过程大致分为以下三个阶段：

图11 各结构面温度变化

正常工作阶段：0≤Kp<1.0时，模型结构面的表面温度几乎没有上升趋势，内部位移计的变化也不明显；此时模型虽受荷载影响，但整体还在正常工作，并未产生明显破坏。

塑性阶段：1.0≤Kp<6.6时，各结构面温度均开始升高，内部位移计显示出结构面应变出现多次拐点；说明模型的结构面在持续超载的影响下，已经开始产生持续性的破坏。

完全破坏阶段：Kp≥6.6时，模型产生滑移破坏，各结构面的温度不再有明显变化，内部位移计也不再出现明显拐点；此时，结构面已经产生贯穿性裂缝破坏。

由图12中可见，Kp<1.2时，模型表面的温度变化不明显；Kp=1.2时，结构面f115温度折线出现拐点，表面温度开始上升；此时结构面开始发生错动，产生摩擦。Kp=1.6时，结构面10f2、f114温度折线出现拐点后温度开始上升，此时该结构面也开始产生位移。Kp=6.2时，结构面10f2的温度再次出现拐点，后续结构面的表面温度不再继续增加，结构面已经破坏。Kp=6.6时，结构面f114的温度折线再次出现拐点；Kp=6.8时，结构面f115的温度折线再次出现拐点，且表面温度不再增加；此时三个结构面已完全贯通，形成较大的滑移通道。

图12 结构面温度应变关系

4.3 结构面温度与应变关系分析为更好地反映随超载倍数的上升，结构面温度变化与破坏进程的关系。将试验所得的结构面温度数据、内部位移计得到的相对位移数据输入三维坐标生成曲面图(见图12)。

从图中可以看出：随着超载倍数增大，软弱结构面之间相互摩擦导致温度逐渐升高，这与试验结果基本一致，表明温度场分布在一定程度上反映了模型中结构面之间发生相对变位的大小。各结构面在相同应变条件下，受超载倍数的影响较小，基本不随超载倍数的变化而发生改变；结构面受应变的影响较大，在同一超载倍数下，温度随应变的增长显著增加。f114结构面由于离地基表面较远，受超载水压力影响相对较小，温度变化相对于其他结构面较小；f114结构面受其他结构面影响，温度产生的突变较大。f115断层与10f2断层与应变呈现正相关增长。试验可以近似模拟出模型内部应变与温度的变化规律，填补了地质力学模型试验中由能量角度监测破坏的空白。

5 有限元验证与热成像探测效果评估

5.1 非线性有限元计算为多方面验证红外热成像技术在地质力学模型试验中的可行性，采用三维非线性有限元方法对模型进行补充计算[26-27]。本次有限元分析选用Ansys Workbench 18.0对模型试验结构进行验证，并根据守口堡CSG坝各项尺寸参数，对双斜面地基适当简化后进行有限元建模[28-29]，突出结构面f114、f115和10f2对整体的稳定影响。计算模型见图13，计算结果见图14。

图13 有限元网格剖分示意图

图14 各阶段塑性区分布

当Kp=2.0时，10f2塑性区延长至f114处，结构面F31也有塑性应变；Kp=4.0时，10f2处的塑性区已经贯通，f115末端的塑性应变增大，f114下部的塑性区域有所增加；Kp=6.4时，10f2、f114、f115结构面塑性完全贯通；当Kp=6.6时，计算结果不收敛[30-31]，说明模型已经发生失稳。

5.2 数值模拟与热成像结果对比分析通过对比有限元结果、试验过程中结构面温度变化结果可知：

0≤Kp≤1.0时模型整体处于正常工作状态，热像图显示此阶段结构面温度虽有变化但不明显；有限元计算结果显示，此加载倍数时坝体也在正常工作阶段。

1.0

4.0

图15 Kp=6.4热成像与有限元计算结果对比

6.4

通过对比可知，红外热成像得出的结果与有限元计算的结果并无较大的偏差；由于有限元计算时对模型进行了适当简化以及模型试验受现场温度的影响，红外热成像监测表现出一定的滞后性。但通过试验对比分析，红外热成像仪在地质力学模型试验中有较好的适用性，其可以从温度视角下判断模型破坏的全过程，拥有具象化与无损监测的优点，故红外热成像技术可以成为监测地质力学模型试验破坏的有力手段之一。

6 结论

本研究采用红外热成像量测法，分析CSG坝地质力学模型试验在超载过程中的模型破坏过程。同时，采用模型传统量测方法及有限元法，对红外热成像量测结果进行验证，证明了红外热成像技术在地质力学模型试验中的可行性，试验过程中得到如下结论及展望。

(1)在CSG坝地质力学模型试验中，断层10f2和f115形成滑动三角区向下游滑动情况明显，断层10f2、f114和f115三个结构面连接处裂缝破坏严重，且挤压破坏情况明显。同时，断层f114和f115在坝踵露出处剪切破坏情况十分严重，CSG坝坝踵下沉、坝趾上抬的旋转破坏趋势十分明显。

(2)在红外热成像量测中，试验初期即0≤Kp≤1.0时，坝体处于正常工作状态，结构面10f2、f114、f115的表面温度几乎无任何变化。当荷载持续增加时，结构面之间产生的摩擦温度才会有较为明显的变化，当1.0

(3)综合应变量测结果、有限元计算结果、热成像结果可知，各量测设备对结构面破坏进度分析的结论基本一致，证明了红外热成像技术在地质力学模型试验研究中的应用是可行的。同时，红外热成像技术可以从温度视角下判断模型破坏的全过程，拥有具象化与无损监测的优点，故其可以成为监测地质力学模型试验破坏的有力手段之一。

(4)本文使用的热成像技术是一种表面监测技术，不具备内部监测手段，若要探测复杂地基中层间错动带的内部破坏情况则需借助其他监测手段。后续研究通过引入更为先进的非接触监测设备以及开展透明模型材料条件下的地质力学模型试验，对试验模型的内部结构进行监测。