爆破動(dòng)荷載作用下深埋隧道失穩(wěn)破壞模擬研究

張 蘭 ，孫中光 ，2

（1.中煤科工集團(tuán)重慶研究院有限公司，重慶400039；2.重慶大學(xué)，重慶 400044）

20世紀(jì)80年代以來，我國的隧道建設(shè)技術(shù)取得了重大的突破，建成了一批斷面大、埋藏深、距離長的復(fù)雜隧道工程，積累了大量的工程建設(shè)經(jīng)驗(yàn)。目前深埋隧道的施工方法主要采用鉆爆法，鉆爆法施工成本低，技術(shù)較為成熟，對(duì)不同地質(zhì)條件適應(yīng)性強(qiáng)[1]。但爆破過程容易引起開挖區(qū)圍巖性質(zhì)的劣化，尤其是在近距離穿越的隧道工程中，新建隧道的爆破荷載往往會(huì)對(duì)既有隧道結(jié)構(gòu)造成影響，導(dǎo)致工程結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)破壞[2]。

目前，對(duì)于深埋隧道工程的失穩(wěn)破壞研究主要考慮了巖體自身軟弱結(jié)構(gòu)面和高地應(yīng)力、高溫作用。趙景彭[3]研究了裂隙產(chǎn)狀對(duì)深埋隧道穩(wěn)定性的影響。張志強(qiáng)等[4]將節(jié)理巖體隧道的擾動(dòng)區(qū)分為剪切滑移區(qū)、節(jié)理張開區(qū)和脫落區(qū)，提出以剪切滑移區(qū)面積作為深埋隧道穩(wěn)定性的量化指標(biāo)。呂慶等[5]從圍巖結(jié)構(gòu)特征和地應(yīng)力環(huán)境方面預(yù)測(cè)了蒼嶺深埋特長隧道的巖爆情況。陳國慶等[6]研究了溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)耦合作用下深埋硬巖隧道開挖的力學(xué)響應(yīng)，并預(yù)測(cè)了巖爆烈度。事實(shí)上，爆破開挖、斷層滑動(dòng)等施加的動(dòng)荷載同樣是隧道失穩(wěn)破裂不可忽視的因素之一。非穩(wěn)定平衡狀態(tài)下的巖體，在受到爆破等動(dòng)荷載作用時(shí)可能突然失穩(wěn)，引發(fā)巖爆災(zāi)害[7-8]。國內(nèi)外學(xué)者采用理論分析和數(shù)值計(jì)算方法研究了動(dòng)荷載對(duì)隧道(或巷道)工程結(jié)構(gòu)的影響。張露晨等[9]采用關(guān)鍵塊體理論分析隧道圍巖穩(wěn)定性時(shí)，考慮了爆破震動(dòng)和地震動(dòng)荷載的作用，計(jì)算結(jié)果與工程實(shí)際更加吻合。Amin等[10]應(yīng)用Abaqus軟件模擬了含原生節(jié)理隧道在動(dòng)靜荷載共同作用下，破裂區(qū)巖塊的速度和能量特征。劉思妤和徐則民[11]開展了一系列動(dòng)靜應(yīng)力耦合的深埋長大隧洞巖爆災(zāi)害控制研究，認(rèn)為巖爆的發(fā)生必須滿足3個(gè)必要條件，此外巖爆的控制應(yīng)該綜合考慮動(dòng)靜應(yīng)力的耦合效應(yīng)。

采用爆破的方法進(jìn)行深埋隧道失穩(wěn)破壞的室內(nèi)或模型試驗(yàn)研究常常受到試驗(yàn)條件、試驗(yàn)人員爆破技術(shù)以及試驗(yàn)原料等的限制，而數(shù)值軟件具有可操作強(qiáng)、可重復(fù)性高以及低成本等特點(diǎn)使得其在研究爆破等動(dòng)荷載方面具有明顯的優(yōu)勢(shì)，因此，在前人的研究基礎(chǔ)上，引入顆粒離散元數(shù)值軟件PFC，開展爆破動(dòng)荷載作用下深埋隧道失穩(wěn)破壞的數(shù)值模擬。通過分析動(dòng)態(tài)擾動(dòng)過程隧道圍巖的微裂紋和碎石塊體積等指標(biāo)的變化規(guī)律，揭示隧道巖體失穩(wěn)破壞機(jī)制，以期為深埋隧道的支護(hù)技術(shù)和災(zāi)害預(yù)報(bào)研究提供可靠的理論依據(jù)。

1 模型建立

1.1 隧道開挖模擬

隧道顆粒流模型示意圖如圖1。取含隧道的某一巖體斷面作為研究對(duì)象。引入離散元數(shù)值計(jì)算軟件PFC，在四面墻體(wall)固定的狀態(tài)下，生成尺寸為25 m×25 m的黏結(jié)顆粒體模型(BPM)。通過邊界加載的方式模擬初始地應(yīng)力場(chǎng)，首先刪除頂面和左側(cè)面的剛性墻體，并在模型臨空位置分別構(gòu)建長度為25 m的長條形塊體(clump)，然后給長條形塊體施加指向模型內(nèi)部的豎向應(yīng)力σ1和橫向應(yīng)力σ3，直到模型平衡。自模型中央開挖直徑為6 m的圓形隧道孔洞，即刪除該范圍內(nèi)的顆粒體，待模型再次平衡時(shí)，清除所有顆粒的位移和速度。

圖1 隧道顆粒流模型示意圖

1.2 細(xì)觀參數(shù)確定

在數(shù)值計(jì)算之前，需要對(duì)模型的細(xì)觀結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。隧道圍巖巖體采用了文獻(xiàn)[7]中結(jié)構(gòu)完整、質(zhì)地均勻的砂巖體。砂巖試樣的力學(xué)參數(shù)見表1。通過對(duì)單軸壓縮數(shù)值試驗(yàn)的細(xì)觀參數(shù)進(jìn)行敏感性分析，發(fā)現(xiàn)宏觀力學(xué)參數(shù)泊松比受接觸的法向與切向剛度之比影響顯著，而彈性模量和單軸抗壓強(qiáng)度主要與有效模量和黏結(jié)拉伸強(qiáng)度有關(guān)。據(jù)此反復(fù)調(diào)整細(xì)觀參數(shù)，最終得到1組隧道圍巖體模型細(xì)觀力學(xué)參數(shù)（表2）。

表1 砂巖物理力學(xué)參數(shù)

表2 顆粒流細(xì)觀力學(xué)參數(shù)

式中：pd為等效均布荷載，Pa；r為炮孔半徑，m；l為同排炮孔的孔間距，m；p（t）為單個(gè)炮孔爆炸時(shí)產(chǎn)生的動(dòng)荷載，Pa。

假設(shè)在隧道上方一定距離的硐室開挖，排間距為1.25 m的同排炮孔起爆產(chǎn)生爆破動(dòng)荷載。為了便于計(jì)算，采用上述方法將隧道上方的爆破動(dòng)荷載簡(jiǎn)化為模型頂面隨時(shí)間變化的均布荷載。

爆破動(dòng)荷載時(shí)程曲線可近似處理成三角形、指數(shù)型和拋物線等形式[10-16]。采用三角形形式，即包含線性變化的上升階段和下降階段。爆破荷載的持續(xù)時(shí)間與炮孔堵塞物、炮腔膨脹等因素有關(guān)，通常認(rèn)為該持續(xù)時(shí)間為1.0×10-6～0.1 s[13-14]。考慮到顆粒離

1.3 爆破動(dòng)荷載模擬

爆破動(dòng)荷載是指由爆炸引起的作用于炮孔壁上隨時(shí)間劇烈變化的瞬時(shí)荷載。文獻(xiàn)[12-13]中將同排炮孔的爆破荷載等效為炮孔連心線與炮孔軸線控制平面上的均布荷載，由下列公式進(jìn)行換算：散元與有限元等連續(xù)介質(zhì)力學(xué)方法相比，應(yīng)力波在黏結(jié)顆粒體內(nèi)的傳遞過程較為緩慢，因而選取爆破動(dòng)荷載的升壓時(shí)間5 ms，正壓作用時(shí)間30 ms，爆破動(dòng)荷載時(shí)程曲線如圖2。

圖2 爆破動(dòng)荷載時(shí)程曲線

單個(gè)炮孔爆炸產(chǎn)生的三角形荷載為：

式中：f（t）為反映爆破荷載隨時(shí)間變化的函數(shù)，可通過升壓時(shí)間和正壓時(shí)間進(jìn)行計(jì)算；pm為爆破荷載峰值，主要與炸藥的性質(zhì)有關(guān)。

在不耦合連續(xù)裝藥條件下，pm通過式（2）計(jì)算[12]：

式中：D 為炸藥爆速，m/s；ρc為裝藥密度，kg/m3；kc為不耦合系數(shù)；η為孔壁壓力受爆轟氣體影響的擴(kuò)大倍數(shù)，取η=9。

因此，等效均布荷載可以寫成：

參考文獻(xiàn)[12]中2號(hào)巖石乳化炸藥參數(shù)，炸藥的爆速3 500 m/s，裝藥密度1 000 kg/m3，炮孔半徑0.055 m，裝藥不耦合系數(shù)為1.447。經(jīng)計(jì)算得等效均布荷載 Pd=1.38 ×108。

假設(shè)側(cè)壓力系數(shù)為1，對(duì)于選定的埋藏深度，由下列公式計(jì)算豎向應(yīng)力σ1和橫向應(yīng)力σ3。

式中：H為埋藏深度，m。

2 模擬結(jié)果

對(duì)隧道進(jìn)行受力分析可知，隧道不僅承受隨時(shí)間變化的爆破動(dòng)荷載，而且始終位于地應(yīng)力條件下。地應(yīng)力與隧道等地下工程的穩(wěn)定性密切相關(guān)，它是引起圍巖變形破壞的主要作用力。隨著埋深的增加，地應(yīng)力對(duì)隧道圍巖的穩(wěn)定性影響顯著。爆破動(dòng)荷載作為隧道結(jié)構(gòu)的一種附加應(yīng)力，持續(xù)的時(shí)間極短。爆破發(fā)生后隧道沒有立刻達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，而是在地應(yīng)力的作用下經(jīng)過一段時(shí)間才達(dá)到平衡。因此，對(duì)比分析了爆破荷載完成時(shí)的隧道破裂特征與爆破荷載完成后隧道重新平衡時(shí)的特征。

模擬過程中，開挖不同埋深的隧道，隧道未出現(xiàn)明顯的損傷區(qū)，很快達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，說明開挖以后重新分布的圍巖應(yīng)力沒有超過結(jié)構(gòu)完整的砂巖巖體強(qiáng)度。隨后施加爆破動(dòng)荷載，引起隧道的變形破壞。爆破荷載作用完成時(shí)與隧道重新平衡時(shí)微裂紋分布圖如圖3。

圖3 爆破荷載作用完成時(shí)與隧道重新平衡時(shí)微裂紋分布圖

在模型頂面同等的爆破荷載影響下，隨著埋深的增加，隧道巖體內(nèi)微裂紋區(qū)域擴(kuò)長，損傷破壞主要集中于隧道的兩幫，而在底板并沒有出現(xiàn)裂紋；右側(cè)的微裂紋由側(cè)壁向頂板發(fā)展，在離壁面一定深度范圍內(nèi)形成弧形的貫穿裂紋。模型頂面炸藥起爆后，爆炸應(yīng)力波使得隧道硐周的應(yīng)力集中，超過巖體的強(qiáng)度，因此在爆破荷載作用完成時(shí)，出現(xiàn)了不同程度的裂紋損傷，但是幾乎沒有巖石剝落或彈射的現(xiàn)象。當(dāng)模型重新平衡時(shí)，可觀察到隧道巖體的損傷程度加劇，主要表現(xiàn)在左側(cè)的裂隙巖體開始剝離，甚至發(fā)生巖爆現(xiàn)象，尤其是在埋深達(dá)到800 m時(shí)，剝離、彈射的巖塊使得側(cè)壁趨于形成“V”型的爆坑；右側(cè)的裂隙巖體除了出現(xiàn)剝離、彈射的現(xiàn)象以外，還可以觀察到延伸至頂板的弧形裂紋繼續(xù)擴(kuò)展貫穿頂板壁面，形成宏觀的張開型裂紋。由此可見，爆破荷載使原本穩(wěn)定的隧道圍巖產(chǎn)生節(jié)理裂隙，而在高地應(yīng)力的持續(xù)作用下，節(jié)理巖體的損傷程度將會(huì)加劇，因而進(jìn)入非穩(wěn)定破壞過程。

為了進(jìn)一步分析隧道巖體損傷破裂程度，統(tǒng)計(jì)以隧道中心為圓心、6 m距離為半徑的圓形巖體范圍內(nèi)的微裂紋數(shù)和碎石塊的總體積（圖4、圖5）。

圖4 微裂紋個(gè)數(shù)

圖5 碎石塊體積

從圖4來看，在爆破荷載和地應(yīng)力的共同作用下，隧道硐周微裂紋的個(gè)數(shù)隨埋深的增加呈增長趨勢(shì)，當(dāng)隧道埋深為200～700 m時(shí)，微裂紋數(shù)量的增長幅度相對(duì)較小，當(dāng)埋深達(dá)到800 m時(shí)，微裂紋的數(shù)量急劇上升,說明埋深條件是影響穩(wěn)定性的一個(gè)重要因素，一旦超過隧道自穩(wěn)所允許的深度后，微裂紋個(gè)數(shù)將出現(xiàn)階躍式增長。圖4中的碎石塊是指脫離母巖體獨(dú)立出來的塊石體。在爆破荷載作用完成時(shí)，統(tǒng)計(jì)的碎石塊總體積變化并不明顯，主要是在埋深達(dá)到800 m以后出現(xiàn)大幅增長；當(dāng)隧道模型重新平衡時(shí)，埋深為200～400 m的碎石塊體積隨埋深的增加而增加，500 m時(shí)開始下降，而在600 m之后再次呈上升趨勢(shì)，且在800 m時(shí)達(dá)到最大，總體積為0.42 m3。圖5中碎石塊總體積的增長率是指隧道重新平衡時(shí)的碎石塊體積相比爆破荷載完成時(shí)的體積增長率，從圖中來看，除了埋深為500 m時(shí)，隧道再次平衡時(shí)碎石總體積相比爆破荷載完成時(shí)沒有變化，其它埋深情況碎塊體積增長率基本達(dá)到100%以上，這一現(xiàn)象同樣說明爆破動(dòng)荷載主要造成隧道圍巖性質(zhì)的劣化，而在高地應(yīng)力的持續(xù)作用下，圍巖的破壞程度將會(huì)加劇，甚至引發(fā)巖爆等地質(zhì)災(zāi)害。因此，在深埋隧道臨近位置爆破時(shí)，應(yīng)當(dāng)及時(shí)對(duì)開挖后的隧道進(jìn)行有效的支護(hù)處理，做好巖爆等災(zāi)害的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)工作。

3 結(jié)論

1）在距離隧道一定高度的頂面施加爆破動(dòng)荷載，隨著埋深的增加，圍巖損傷程度越嚴(yán)重，損傷集中于隧道的兩幫，并逐漸由隧道右側(cè)向頂板發(fā)展。當(dāng)達(dá)到一定深度后，微破裂的數(shù)量呈階躍式增長，隧道壁面可能出現(xiàn)巖塊剝離和彈射等現(xiàn)象。

2）在距離深埋隧道一定高度的位置爆破時(shí)，隧道的失穩(wěn)破壞是由爆破荷載和地應(yīng)力共同造成的，爆破荷載主要使隧道圍巖產(chǎn)生損傷裂紋，而在地應(yīng)力的持續(xù)作用下，可能引起巖塊的剝離和彈射現(xiàn)象。