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(xiàng)目中結(jié)晶巖的水壓致裂試驗(yàn)＊

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(jìn)行了250多次水壓致裂試驗(yàn)，該試驗(yàn)是魁北克不同的水電站項(xiàng)目調(diào)查選址的一部分，所有項(xiàng)目都位于格倫維爾和超級(jí)地質(zhì)省，那里的基巖由結(jié)晶質(zhì)火成巖和變質(zhì)巖組成。水壓致裂試驗(yàn)是為了確定在水壓條件下巖體滲透率的增加，進(jìn)而定義隧洞襯砌承載的上限。對(duì)不同試驗(yàn)結(jié)果的研究表明，在深度小于150 m時(shí)，大規(guī)模結(jié)晶巖的巖體性質(zhì)相似。我們給出了來自閉合曲線和P－Q曲線圖的最小應(yīng)力統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)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(yīng)力求解中扮演著關(guān)鍵角色。所以破裂和破裂重張壓力的比值在分析結(jié)果中是一個(gè)重要的參數(shù)。

引言

自1997年以來，魁北克水電站項(xiàng)目將水壓致裂試驗(yàn)列入試驗(yàn)計(jì)劃之中，該項(xiàng)目還包括無襯砌壓力隧道的設(shè)計(jì)。水壓致裂試驗(yàn)也廣泛應(yīng)用于傾斜管道項(xiàng)目中。在大多數(shù)情況下，試驗(yàn)在淺層進(jìn)行，150 m甚至更淺，但SM－3項(xiàng)目不包括在此文的分析中，因?yàn)樗纳疃瘸^了250 m。Haimson等[1]已給出了這一項(xiàng)目的一些結(jié)果。所有的試驗(yàn)都是在結(jié)晶巖上進(jìn)行的，到目前為止，測(cè)試的次數(shù)超過250次。

本文首先與大家分享魁北克水電站項(xiàng)目從試驗(yàn)測(cè)試到解釋結(jié)果的經(jīng)驗(yàn)，也提出了一些結(jié)晶巖水壓致裂試驗(yàn)可能出現(xiàn)的典型響應(yīng)。

1 水電項(xiàng)目

近來所有的項(xiàng)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(yàn)的項(xiàng)目。SM－3，Toulnustouc和Romaine－2進(jìn)水隧道長(zhǎng)度分別是8，10和5 km，還有一些其他與傾斜管道有關(guān)的項(xiàng)目試驗(yàn)。表1還列出了項(xiàng)目試驗(yàn)的時(shí)間，因?yàn)樗鼈兊脑O(shè)計(jì)可能要經(jīng)過數(shù)年，以及試驗(yàn)的數(shù)量和與試驗(yàn)相關(guān)的鉆孔數(shù)目?？偟膩碚f，每個(gè)鉆孔有5或6次試驗(yàn)。

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

試驗(yàn)的目的是確定巖體張開節(jié)理處對(duì)水壓增加的影響。這與Broch和Dahlo[2]敘述的一致，在水電項(xiàng)目中，了解在無襯砌進(jìn)水隧道巖體水壓的影響可能比確定巖體應(yīng)力場(chǎng)更重要。

表1 含水壓致裂試驗(yàn)的水電項(xiàng)目

圖1 項(xiàng)目位置分布圖

其中的一步設(shè)計(jì)是：將Broch修改的Norwegian準(zhǔn)則[3]對(duì)上覆巖石最小壓力的估計(jì)作為初步估計(jì)，在設(shè)計(jì)起始階段，認(rèn)為安全系數(shù)是1.3，在實(shí)驗(yàn)進(jìn)行之后，根據(jù)數(shù)據(jù)的質(zhì)量、數(shù)量和巖體的性質(zhì)，將安全系數(shù)適當(dāng)調(diào)整。

2 區(qū)域地質(zhì)概況

魁北克省（加拿大）由加拿大地盾90%的前寒武紀(jì)巖石組成，近來所有的魁北克項(xiàng)目都位于格倫維爾和超級(jí)地質(zhì)省，除了Eastmain－1和Eastmain－1A發(fā)電站，它們位于Superior，其他工程都是在格倫維爾地區(qū)巖層上進(jìn)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(zhǎng)巖、正長(zhǎng)巖、閃長(zhǎng)巖、輝長(zhǎng)巖和鈣長(zhǎng)巖等。格倫維爾省也含有變質(zhì)巖：變質(zhì)－沉積巖和具有高等變質(zhì)作用的復(fù)雜片麻巖。Superior省也是由以上描述的火成巖和變質(zhì)巖組成。然而，它也含有一些火山巖和比格倫維爾區(qū)域更低級(jí)變質(zhì)作用形成的變質(zhì)巖。能觀測(cè)到典型的巖性結(jié)合點(diǎn)、巖墻、剪切區(qū)域和斷層[4]。

該區(qū)域在更新世完全被冰覆蓋。整個(gè)區(qū)域都表現(xiàn)為大陸冰河形成區(qū)域的特征。從工程學(xué)的角度來說，冰川后退的一個(gè)重要的沖擊力是使淺部接合處減壓，導(dǎo)致它們破裂，一些節(jié)理的方向和地形學(xué)表面平行。

2.1 完整巖石工程的性質(zhì)和類型

更確切地說，Eastmain項(xiàng)目是在片麻巖和花崗閃長(zhǎng)巖上進(jìn)行的，Romaine－1和Toulnustouc項(xiàng)目是在片麻巖上進(jìn)行的，Péribonka和Romaine－4項(xiàng)目是在鈣長(zhǎng)石上進(jìn)行的，Romaine－2項(xiàng)目是在二長(zhǎng)巖上進(jìn)行的。完整巖石上的實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)是用來測(cè)定巖石力學(xué)性能的（表2）：?jiǎn)屋S壓縮強(qiáng)度（USC），彈性模量（E）和泊松比（ν）和間接拉伸強(qiáng)度（T0）。其中，E／UCS比值指示出完整巖石的模量比。根據(jù)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(qiáng)度的巖石。Romaine 3和Romaine 4項(xiàng)目不在實(shí)驗(yàn)測(cè)試階段，因此這里沒有得到結(jié)果。

表2 完整巖石的平均力學(xué)性質(zhì)

3 水壓致裂實(shí)驗(yàn)概述

使用的設(shè)備和建立的測(cè)試很有代表性，與標(biāo)準(zhǔn)[5]、方法[6]和文獻(xiàn)[7]中所描述的方法類似：雙封隔器系統(tǒng)、泵、壓力傳感器和高頻數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

3.1 實(shí)驗(yàn)計(jì)劃

鉆孔的深度達(dá)到了預(yù)定的管道內(nèi)襯位置，目的不但是測(cè)量巖體的特征，而且也是為了進(jìn)行水壓致裂試驗(yàn)。為了優(yōu)化進(jìn)水隧道的內(nèi)襯部分，鉆孔是沿著隧道軸線分布的，而且鉆孔的數(shù)量是根據(jù)結(jié)果得到的，斜井壓力鋼管一般有1個(gè)或2個(gè)鉆孔，試驗(yàn)是在彎曲部分進(jìn)行的。

水壓致裂試驗(yàn)廣泛使用鉆孔電視光學(xué)圖像確定節(jié)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(yàn)后，比較圖像，能觀測(cè)到已存破裂的影響和新產(chǎn)生的破裂。如果在隧道部位觀測(cè)不到節(jié)理，那就進(jìn)行水壓致裂試驗(yàn)。

3.2 實(shí)驗(yàn)過程

在鉆孔清理結(jié)束以后，鉆井電視完成檢查和測(cè)量已存的孔隙水壓，系統(tǒng)安裝在封隔器加壓的地方。循環(huán)過程如圖3所示：第一次循環(huán)已存破裂張開；第二次循環(huán)破裂延伸和關(guān)閉；第三次循環(huán)破裂重張和關(guān)閉；第四次循環(huán)階段試驗(yàn)。

圖2 水壓致裂前后典型的展開的井下電視圖像。（a）數(shù)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(yàn)循環(huán)。圖中P b max是最大破裂壓力，P3 max是第三次最大循環(huán)壓力

在水壓致裂試驗(yàn)過程中，對(duì)該實(shí)驗(yàn)過程作了較小的改進(jìn)。測(cè)試持續(xù)時(shí)間一般為3到6個(gè)小時(shí)，可根據(jù)破裂響應(yīng)來調(diào)整。文獻(xiàn)中有許多解釋方法是用來確定閉合壓力和最小應(yīng)力的。表3是一些相關(guān)的解釋方法。

表3 測(cè)試結(jié)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(bào)道?？笨怂婍?xiàng)目使用的解釋方法是檢查H－Q柱圖。從這點(diǎn)來看，國(guó)際巖石力學(xué)學(xué)會(huì)（ISIM）[6]并沒有推薦一個(gè)唯一的解釋方法。

4 水壓致裂試驗(yàn)分析

下面，對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，目的是估計(jì)巖體測(cè)試類型的數(shù)據(jù)趨勢(shì)。

4.1 第一次和第三次循環(huán)的峰值壓力

首先分析集成了第一次循環(huán)的峰值壓力數(shù)據(jù)（即破裂壓力）和第三次循環(huán)的最大壓力。第一次循環(huán)的壓力水平是預(yù)先存在破裂面的破裂，第二次和第三次循環(huán)是破裂面再次破裂，接著進(jìn)行第四次循環(huán)階段的測(cè)試。峰值壓力值是原始數(shù)據(jù)，沒有受到繪圖（或數(shù)學(xué)）解釋方法的干擾。Pbmax破裂壓力和第三次循環(huán)的最大壓力值P3的關(guān)系見圖3。

表4是破裂壓力最大值和第三次循環(huán)最大壓力的比值。該表說明了分析實(shí)驗(yàn)的數(shù)據(jù)量（n），Pbmax／P3max比值的最大值，最小值和平均值與標(biāo)準(zhǔn)偏差一致。

所有工程的Pbmax／P3max比值的平均值都在相對(duì)穩(wěn)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(duì)Romaine－4項(xiàng)目來說，并不是說最低的最大值的1.8。因?yàn)檫@僅是根據(jù)5次試驗(yàn)結(jié)果分析得來的。

表4 最大破裂壓力（P b）和第三次循環(huán)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(guān)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)的比值。它表明破裂的起始?jí)毫偸潜人淼缹⒁惺艿膲毫Ω摺Ｍ瑫r(shí)也指出，如果在巖體內(nèi)，破裂是互相連通的，那么這個(gè)結(jié)果就毫無意義了，但是，如果我們觀測(cè)到罕見的巖體破裂，這也許是水環(huán)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(dá)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(yīng)力解釋值

正如上面所說的，對(duì)最小應(yīng)力的測(cè)量有很多種方法（表3）。表3所列的方法能很好地估計(jì)破裂面上的最小應(yīng)力。然而，P－t和Q－P圖上切線的交點(diǎn)是第一次估計(jì)的壓力值（圖4）。通過分析試驗(yàn)質(zhì)量，吸水實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)解釋的最小應(yīng)力值的統(tǒng)計(jì)數(shù)。從表6可以看出：Eastmain和Péribonka項(xiàng)目大約是1.5 MPa，Romaine和Toulnustouc項(xiàng)目大約是2.5MPa。我們注意到，較高的標(biāo)準(zhǔn)偏差與最多和最少的測(cè)驗(yàn)次數(shù)有關(guān)。在Toulnustouc工程中我們還觀測(cè)到，最小應(yīng)力的最高是8.2 MPa，而且此實(shí)驗(yàn)是在巖體較深的深度上進(jìn)行的。

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

圖4 對(duì)P－t和Q－P圖上切線交點(diǎn)的解釋

表6 不同工程中最小應(yīng)力的解釋值

表7 不同解釋方法中的應(yīng)力平均值

從表6可以看出，P3max通常是在穩(wěn)定的范圍4～5.5 MPa之間，除了Eastmain－1A項(xiàng)目，它的平均值較低。從P－Q的交點(diǎn)可以看出，除了Eastmain－1A項(xiàng)目，其他項(xiàng)目的平均值均在2.7～3.8 MPa之間，Eastmain－1A項(xiàng)目的最大值2.2 MPa在2.7～3.8 MPa這個(gè)范圍內(nèi)得到。

ISIP拐點(diǎn)平均值在2.5～4 MPa之間。Eastmain－1A項(xiàng)目低于ISIP拐點(diǎn)的平均值。ISIP min平均值在1.4～2.6 MPa之間。對(duì)大多數(shù)項(xiàng)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(huán)的最大壓力進(jìn)而確定一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的范圍1.4～1.8 MPa（表6）是有意義的。假設(shè)在結(jié)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(yàn)來整體評(píng)估整個(gè)巖體的性質(zhì)。計(jì)算比率的值通常不受數(shù)據(jù)分析方法的影響，因?yàn)樗鼈兪窃紨?shù)據(jù)。

表7列出了所有項(xiàng)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(diǎn)和ISIP拐點(diǎn)的平均值大約在3.5 MPa，ISIP min（和最小解釋應(yīng)力）大約是2 MPa。如前面所述的那樣，ISIP min通常與最小應(yīng)力解釋值一致（表6）。

對(duì)于研究性項(xiàng)目，P－Q交點(diǎn)和ISIP min當(dāng)然是對(duì)壓力隧道內(nèi)襯部分的設(shè)計(jì)有意義。在大多數(shù)情況下，ISIP min低于P－Q交點(diǎn)值和ISIP拐點(diǎn)值。根據(jù)統(tǒng)計(jì)學(xué)基礎(chǔ)，可以得出閉合壓力圖拐點(diǎn)與P－Q交點(diǎn)值是一致的。拐點(diǎn)也許能為初步估計(jì)和P－Q交點(diǎn)確定和應(yīng)力值的確定提供幫助。

在評(píng)估垂直于破裂的最小應(yīng)力值時(shí)，ISIP min也許可被看成為更保守的最小應(yīng)力值。Toulnustouc項(xiàng)目這一特例很好地說明了這一點(diǎn)。

對(duì)10 km長(zhǎng)的Toulnustouc隧道，可分辨出兩個(gè)低應(yīng)力區(qū)：區(qū)域1在發(fā)電站附近，與地形學(xué)的鼻狀地形有關(guān)，區(qū)域2是與筆直隧道剪切區(qū)域的一條河谷的存在有關(guān)。表6給出解釋的最小應(yīng)力在0.6～8.2 MPa之間，圖5給出Toulnustouc數(shù)據(jù)的頻率分布。隧道的最大工作壓力是1.6 MPa，從應(yīng)力測(cè)量計(jì)算的安全因子小于1.3。

圖5 Toulnustouc項(xiàng)目的最小解釋壓力頻率分布

區(qū)域2距離發(fā)電站大約3 km，需要關(guān)注的焦點(diǎn)是，如果加壓水到達(dá)表面，超負(fù)荷穩(wěn)定性將受到威脅。如果破裂發(fā)生，水將直接到達(dá)表面，隧道上的一系列減載炮眼會(huì)將水排干[18]。

在2005年項(xiàng)目完成后，對(duì)隧道進(jìn)行了填埋并估計(jì)了滲漏值[19]。2005年估計(jì)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(duì)隧道進(jìn)行了除水維護(hù)。隧道的再灌漿滲漏估計(jì)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(nèi)，沒有突出的抬升。

圖6給出在使用相同方法的水壓致裂實(shí)驗(yàn)中滲漏值的Q－P圖（表4）。比較水壓致裂試驗(yàn)下的P－Q曲線與儲(chǔ)層壓力下滲漏值的增加，有意義的是，當(dāng)隧道液壓達(dá)到1.5 MPa時(shí)，圖6中的曲線表現(xiàn)出一個(gè)破裂點(diǎn)。這個(gè)值與實(shí)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(jù)表7，我們可以計(jì)算出ISIP min和P－Q交點(diǎn)的平均比率是1.5，通過使用Toulnustouc最低的應(yīng)力值和因子1.5（圖5），得到最小的應(yīng)力值能達(dá)到1 MPa，這比原壓力條件下的應(yīng)力值還要低。這些說明，很少能觀測(cè)到低的應(yīng)力值，這些保守的理論值也許對(duì)解釋在Toulnustouc項(xiàng)目中觀測(cè)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(jié)論

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

對(duì)Toulnustouc項(xiàng)目的滲漏分析表明，測(cè)出了一些較小的最小解釋應(yīng)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(zhǎng)可能與巖體飽和水壓的增加有關(guān)。為了解釋這種互相滲入的事實(shí)，認(rèn)為ISIP min可能過于保守，達(dá)到破裂的最初破裂阻力，Pb／P3比率可能與結(jié)晶巖斷裂剛度和固有強(qiáng)度有關(guān)。

建議未來的研究應(yīng)集中在破裂的性質(zhì)和剛度。膨脹測(cè)試儀可能是一個(gè)令人感興趣的工具。隧道灌漿時(shí)圍壓的水壓力的原位測(cè)量和斷裂位移變分也必然會(huì)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(guó)地震局地殼應(yīng)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，F(xiàn)eknous 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，F(xiàn)ranconi 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。