基于爆破振动影响评价的深埋隧洞围岩二次喷护时期选择

第一作者赵振国男，硕士生，1989年生

通信作者卢文波男，博士，教授,博士生导师，1968年生

邮箱：wblu@whu.edu.cn

基于爆破振动影响评价的深埋隧洞围岩二次喷护时期选择

赵振国1,2，杨建华1,2，卢文波1,2，严鹏1,2，陈明1,2

(1. 武汉大学水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉430072； 2.武汉大学水工岩石力学教育部重点实验室，武汉430072)

摘要：二次喷护时期选择是隧洞新奥法施工中的重要课题，而爆破振动对二次喷护结构的影响是选择时需要考虑的重要因素。结合雅砻江锦屏二级水电站4#引水隧洞爆破开挖，采用动力有限元模拟和与现场监测数据对比的综合方法，研究爆炸荷载和开挖面初始应力瞬态卸荷耦合作用下不同龄期喷射混凝土的动力响应。研究结果表明：对于高地应力条件下深埋隧洞爆破开挖，爆破振动作用下混凝土喷层破坏是爆炸荷载和开挖面上初始应力瞬态卸荷耦合作用的结果，喷射混凝土破坏以剪切破坏为主；对于1~3、3~7、7~28天龄期的混凝土喷层，距掌子面安全距离分别是24 m、13 m和9 m。建议锦屏二级引水隧洞二次混凝土喷护施工滞后掌子面6个开挖进尺。

关键词：高地应力；喷射混凝土；爆破振动；开挖卸荷；混凝土龄期

收稿日期：2014-01-08修改稿收到日期：2014-04-16

中图分类号:TU

文献标志码：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.07.002

Abstract:Choosing appropriate period of time for the construction of permanent shotcrete is a key subject in the New Austrian Tunneling Method (NATM), while the blasting vibration acting on the shotcrete is an important influencing factor. For the blasting excavation of the 4# diversion tunnel in the Jinping-Ⅱ Hydropower Station, dynamic responses of the shotcrete at different ages, induced by the coupling action of blasting load and transient releasing of excavation load, were investigated by the integrated use of numerical simulation and site monitoring. The results show that the shotcrete failure in blasting excavation of deep-buried tunnels is resulted from the coupling action of blasting load and transient releasing of excavation load under high ground stress. The main failure mechanism is the shear failure mode. With regard to the shotcrete at different ages of 1~3 days, 3~7 days and 7~28 days, the safety distance from the tunnel face are 24 m, 13 m and 9 m respectively. The permanent shotcrete is suggested to be constructed 6 excavation footage behind the blasting face.

Selection of spraying time for permanent shotcrete in deep-buried tunnels based on evaluation of the influence of blasting vibration

ZHAOZhen-guo1,2,YANGJian-hua1,2,LUWen-bo1,2，YANPeng1,2，CHENMing1,2(1. State Key Laboratory of Water Resources and Hydropower Engineering Science，Wuhan University，Wuhan 430072，China；2. Key Laboratory of Rock Mechanics in Hydraulic Structural Engineering Ministry of Education，Wuhan University，Wuhan 430072，China)

Key words:high ground stress; shotcrete; blasting vibration; excavation unloading; concrete ages

隧洞新奥法施工中爆破作业与喷射混凝土施工往往交替进行，一次爆破作业完成后，应尽快地完成紧跟工作面的初喷混凝土作业，形成柔性薄层控制围岩变形。爆破振动不可避免会对喷射混凝土结构产生影响。二次喷护结构作为永久性的支护，是在一次支护的基础上继续改善围岩的受力状态，提高围岩稳定性。而在距离爆破工作面较近范围内的二次喷护混凝土往往受爆破振动影响发生破坏[1]。因此选择合适的喷护时期，确定二次喷护工作面与开挖掌子面的安全距离是新奥法施工中的关键问题。喷射混凝土与爆破开挖关系如图1所示。

图1　喷射混凝土与爆破开挖关系示意图 Fig.1 Schematic diagram of relationship between shotcrete and blasting excavation

国内外关于爆破振动对混凝土支护结构的影响开展了较多研究： Anders 等[2]研究了混凝土喷层在P波作用下的动力响应；易长平[3]利用波函数展开法研究了爆破地震波对圆形洞室衬砌的影响。陈明等[4]研究了爆破应力波P波及SV波作用下隧洞混凝土衬砌的破坏模式及衬砌的安全振动速度。李宁等[5]用室内试验的方法研究了爆破开挖对不同龄期混凝土衬砌的影响。尽管国内外对爆破振动对混凝土支护结构的影响有了较多的研究，但针对深埋洞室开挖面初始地应力瞬态卸荷对混凝土支护结构的影响尚未进行深入研究。

近年来，随着我国“西部大开发”和“西电东送”战略的推进，拟建在建的一大批水电，交通工程常处于高山峡谷中，必然涉及高地应力条件下地下洞室的大规模开挖。针对深埋洞室钻爆开挖，国内外研究发现伴随着岩体开挖发生的开挖面初始地应力瞬态卸荷是诱发振动的重要因素。卢文波等[6-7,11]的研究表明高地应力条件下深埋隧洞钻爆开挖诱发的围岩振动由爆破振动和岩体初始地应力动态卸载诱发振动两部分叠加而成；Cook等[8]研究发现岩体开挖过程的岩体应力突然释放可导致岩石的超松弛，并在岩体中产生拉应力；Carter 等[9]的研究表明岩体的初始应力瞬态卸荷可在围岩中诱发动拉应力，卸荷速率越快其诱发的拉应力值越大；严鹏等[10-11]研究发现中高地应力条件下爆破开挖时，地应力的卸载过程是一个动态卸载过程，它将在掌子面附近的岩体中激起动态卸载应力波。

基于以上研究，高地应力条件下隧洞钻爆开挖，开挖面的初始地应力瞬态卸荷激发应力波极有可能是喷射混凝土破坏的重要诱发因素，因此研究深埋洞室开挖荷载瞬态卸荷对混凝土喷护结构的影响，对提高深埋洞室支护效率和支护效果有重要意义。本文结合锦屏二级水电站深埋引水隧洞钻爆开挖，首先通过动力有限元模拟和实测围岩振动资料对比，证明了本次数值模拟参数的可靠性，验证了高地应力条件下开挖面初始地应力瞬态卸荷是诱发围岩振动的重要因素。在此基础上通过数值模拟的方法研究爆炸荷载和开挖面初始地应力瞬态卸荷的耦合振动下不同龄期混凝土喷层的动力响应，最终揭示了高地应力条件下不同龄期混凝土喷层的破坏模式和爆破振动安全距离，为选择合适的围岩二次喷护时期和爆破振动安全作业距离提供依据。

1开挖面初始地应力瞬态卸荷

1.1开挖面初始地应力的确定

理想条件下，深埋圆形隧洞全断面分段微差爆破对应的开挖面初始地应力，可采用厚壁圆筒受远场压应力的平面应变模型计算[12]，即

(1)

式中：λ=σH/σVηi=ri/ri-1；其中，ri和ri-1分别为第i和i-1段雷管起爆后所形成的临时空腔半径;Pi为与第i段微差起爆对应的开挖荷载；下标r和ψ分别表示径向和环向。

对于非圆形隧洞或复杂条件下的圆形隧洞开挖，开挖轮廓面上的初始地应力宜采用有限元等数值方法确定。

1.2开挖面初始地应力瞬态卸荷的历程

岩体爆破开挖过程中，裂纹首先在炮孔连线方向优先扩展，相邻炮孔在极短时间内相互贯通、岩体碎块抛离新形成的开挖面，被开挖岩体对保留岩体的法向约束荷载将瞬间消失，即完成开挖面上初始地应力(开挖荷载)的瞬态释放[13-14]。根据开挖边界上的应力连续条件，只有在裂纹贯穿、炮孔压力衰减至低于初始地应力σi时，宏观上的地应力释放在开挖轮廓面上发生；当炮孔压力降至大气压时，完成地应力的同步释放，开挖荷载瞬态卸荷历程曲线与ti时刻后的爆炸荷载曲线重合[6,13]。与爆炸荷载耦合作用下的地应力瞬态释放起止时刻与变化规律由开挖面上地应力大小和爆炸荷载变化过程确定，如图2所示. 图中Pb0为爆炸荷载峰值，tr为爆炸荷载上升时间，td为爆炸荷载持续时间，ti为地应力卸载开始时刻。

图2　爆炸荷载和开挖荷载瞬态卸荷历程曲线 Fig.2 Curve of blasting load and transient release of excavation load versus time

将两个相邻炮孔取出进行研究，如图3所示。爆炸气体压力详细的变化过程可以由炮孔空腔动力膨胀、裂纹扩展、堵塞物冲出及爆生气体一维非定常流动联合计算得到[14,21]，荷载曲线如图2。整个爆炸荷载持续时间为：

(2)

图3　爆炸荷载持续时间计算力学模型 Fig.3 Mechanic model adopted to determine the process of blasting load

爆轰波传播完成以后，孔内平均爆炸荷载上升至最大值，荷载上升时间tr等于爆轰波传播时间：

tr=L1/D

(3)

式中：L1为装药长度；D为爆轰速度。

根据凝聚炸药爆轰波的Chapman-Jouguet理论，不耦合装药条件下的炮孔爆炸荷载峰值Pb0为:

(4)

式中：Pb0为炮孔壁上的峰值压力；ρ0、D分别为炸药的密度和爆轰速度；γ为等熵指数，一般取为3.0；rc为装药半径；rb为炮孔半径。

Torano等[15-16]建议将爆炸荷载等效施加在同段炮孔中心连线与炮孔轴线所确定的面上，压力作用范围与炮孔内装药段长度相等，可以实现爆破振动的等效模拟。单个爆孔周围岩体中传播的应力波随距离按幂函数规律衰减[17]。若任意时刻炮孔壁上爆炸荷载为Pb(t)，对于群孔起爆的掏槽孔，等效爆炸荷载Pbe(t)为[16]

(5)

式中：k为群孔起爆时的荷载影响系数，与掏槽孔个数及炮孔分布有关；r0为炮孔半径；r1为粉碎区半径；r2为破碎区半径；常规炸药引起的粉碎区半径r1为装药半径的3倍～5倍，破碎区半径r2为装药半径的10倍～15倍[13]。μ为岩石泊松比。

开挖荷载瞬态卸荷持续的时间为爆破裂纹沿炮孔轴线贯通的时间，对装药段长度L1的相邻炮，爆破开挖时岩体中初始应力动态卸荷的时间[11]为:

(6)

根据文献[18]取爆生气体驱动裂纹稳定扩展的速度Cf=0.25Cp。

2喷射混凝土破坏判别准则

在高地应力环境中，喷射混凝土处于三向受压初始应力状态，根据应力状态的不同，对于距离爆破掌子面较近的喷射混凝土，受爆破开挖扰动的影响，极有可能发生拉伸或剪切破坏。

本文拉伸破坏采用最大主应力准则判断，当最大主应力时程曲线的峰值σ1(t)p超过材料的抗拉强度σt时，发生拉伸破坏[19]，即：

σ1(t)p>σt

(7)

式中：σ1(t)p为最大主应力时程曲线的峰值；σt为材料抗拉强度。

剪切破坏采用摩尔-库伦准则进行判断，由主应力表示的摩尔-库伦屈服条件为：

(8)

根据主应力与剪切应力关系可计算出喷射混凝土剪切应力时程曲线，定义：

(9)

K=ccosφ

(10)

式中：σ1(t)、σ2(t)分别为最大主应力和最小主应力时程曲线，对应与同一时刻；c、φ分别为黏结力和内摩擦角。剪切应力函数时程曲线峰值f(σn)p>K时表示材料发生剪切破坏；从而根据f(σn)p沿爆心距变化曲线可得到剪切破坏范围。

3工程实例

3.1工程背景

雅砻江锦屏二级水电站引水系统采用4洞8机布置，4条平行布置的引水隧洞自景峰桥至大水沟，横穿跨越锦屏山，隧洞沿线上覆岩体一般埋深1 500~2 000 m，最大埋深约为2 525 m，由于地形地质条件复杂，隧洞埋深大，再加上构造作用，地应力水平极高。实测地应力值已达42 MPa，地应力反演结果表明引水隧洞轴线上的最大主应力约为72 MPa，中间主应力约为34 MPa，最小主应力约为26 MPa。针对4#引水隧洞钻爆开挖，由于环境限制在底板部位进行了围岩振动监测，测点布置见图4。由于掏槽段只有一个临空面，开挖荷载最大其动态效应最明显，监测结果显示其诱发振动最大，因此本文对上半洞掏槽空MS1段爆破进行数值模拟，炮孔布置见图5。掏槽孔采用锥形掏槽，采取Φ32药卷连续装药，炮孔直径为42 mm。

图4　爆破开挖振动监测测点布置示意图 Fig.4 Scheme of arrangement of vibration monitoring points for blasting excavation

图5　上半洞开挖爆破设计图(单位：mm) Fig.5 Blasting design for excavation of the upper tunnel (unit: mm)

3.2计算模型与工况

采用动力有限元软件ANSYS/LS-DYNA进行计算，模型尺寸123 m × 123 m× 90 m(长× 高× 宽)，有限元模型含有2 391 34个单元和252 024个节点。岩体采用8节点的SOLID164单元，为避免波形失真，网格尺寸从掌子面处0.5 m逐渐向外过渡，最大单元尺寸2.0 m，二次喷护后混凝土喷层厚度为20 cm，由于混凝土喷层厚度很小，采用壳单元模拟。由于仅在爆源近区的岩体会发生屈服，其余岩体中传播的是弹性地震波，因此计算中岩体采用弹性材料。为减少动荷载作用下边界反射波的影响，模型边界施加为无反射边界条件。

为揭示开挖面初始地应力瞬态卸荷诱发振动对不同龄期的喷射混凝土的影响，计算2种工况：①只考虑爆炸荷载作用；②爆炸荷载和开挖荷载瞬态卸荷耦合作用。

3.3荷载与材料参数确定

地应力采用1 900 m埋深条件下的地应力场，水平向(X向)地应力为σx=49.2 MPa，竖直向(Y向)地应力为σy=56.9 MPa，隧洞轴向(Z向)地应力为σz=40.1 MPa。

爆破采用密度1 000 kg/m3，爆轰波速3 600 m/s的乳化炸药，根据式(4)和(5)计算得施加在等效边界上的等效爆炸荷载峰值为22.2 MPa，根据公式(2)和(3)爆炸荷载上升时间1.0 ms，持续时间为8.0 ms。数值模拟中，将等效爆炸荷载直接作用在等效边界所在的单元上[16]。

对于静水压力条件下的圆形隧洞，只存在正应力的开挖卸载，为模拟开挖荷载的释放过程可以将开挖荷载直接作用在等效边界的单元上，但对于一般应力条件下的圆形隧洞或非圆形隧洞，还会出现切向剪应力的卸载。模拟中首先进行有限元静力计算得到开挖面初始应力，将该应力荷载转换为等效节点反力荷载，用节点反力模拟待开挖岩体的约束作用。然后按照开挖面初始地应力瞬态卸荷的特征荷载曲线，施加在已除去被开挖岩体的模型上，按图2所示的荷载曲线卸荷达到模拟开挖荷载瞬态卸荷的目的[11,14]。根据公式(6)开挖荷载瞬态卸荷持续时间取为3.6 ms, 该值与岩石爆破现场高速摄影资料相符合[20]。

由于地应力重分布的作用，以及爆炸荷载和开挖面上初始应力瞬态释放反复扰动，隧洞已开挖段洞壁表面的岩体产生了损伤，岩体质量劣化，因此数值模拟中需降低洞壁表面岩体的力学参数。开挖损伤区可以大致分为内损伤区和外损伤区，内损伤区的特征是岩体声波速度急剧下降，岩体渗透性急剧增加；而外损伤区则表现为岩体声波速度和岩体水力传导系数缓慢下降，最终接近于未扰动岩体的水平[10]。根据锦屏引水隧洞相关的声波检测结果，内损伤区深度基本都在1.0 m以上，占到总体损伤区深度的50%以上。模拟中假定洞壁以内0~1.5 m为内损伤区，1.5 ~3 m为外损伤区。根据声波速度与弹性模量间的弹性关系，弹性模量按表1取值。

由于地应力水平高，需要考虑喷射混凝土的初始应力状态。根据有关试验和统计，对直径为13 m的隧洞而言20 cm厚的混凝土喷层提供的支护力约为1 MPa[23]。隧洞开挖后，一般是在隧洞围岩应力调整、产生一定变形后进行喷射混凝土施工，数值模拟中采用重启动技术进行分步加载来实现这一过程。考虑动力加载对围岩和喷射混凝土的影响，经试算混凝土喷层支护力达到要求且静应力场计算稳定后，再施加爆炸荷载和开挖面初始地应力瞬态卸荷，不同龄期的混凝土喷层材料参数按表2取值[4,23]。

表1　不同区域岩石力学参数

表2　喷射混凝土材料参数

4数值计算结果分析

4.1模拟数据与实测资料对比

爆炸荷载与开挖面初始地应力瞬态卸荷耦合作用下质点峰值值振速与实测值对比见表3，图6给出了不同工况下3#测点(距掌子面35 m)振动模拟波形与实测波形对比。模拟结果表明：由于隧洞所处的地应力水平较高，达到50 MPa以上，MS1段炮孔起爆时，单纯爆炸荷载诱发振动小于实测值，在考虑开挖面初始地应力瞬态卸荷后，峰值指点振动速度与频率均与实测值吻合较好。说明：模拟方法和参数的选取具有较高可靠性；高地应力条件下开挖荷载的瞬态卸荷是诱发振动的重要因素，在模拟参数得到验证的基础上来模拟分析两种工况下不同龄期混凝土喷层的动力响应如4.2节所示。

表3　爆炸荷载与瞬态卸荷耦合作用下围岩峰值

图6　数值模拟与实测振动速度时程曲线对比(3 #测点) Fig.6 Comparisons between simulated and monitored vibration velocity versus time curves (3 #)

4.2不同龄期混凝土喷层动力响应

在两种不同工况下，不同龄期混凝土喷层峰值质点振动速度随爆心距变化曲线见图7，可知在同一爆心距位置，爆炸荷载诱发的振动明显小于耦合作用诱发的振动。根据我国爆破振动安全允许标准[24]对于1 ～ 3、3 ～ 7、7 ～ 28天龄期的混凝土喷层，爆破振动导致破坏范围见表4。

图7　爆炸荷载和耦合作用下喷层峰值振速与爆心距关系 Fig.7 Relationship between the peak particle velocity of shocrete and blast center distance under blasting load and coupling effect

爆炸荷载和两者耦合作用下不同龄期喷射混凝土应力函数f(σn)随爆心距变化分别见图8和图9，最大主应力峰值随爆心距变化关系分别见图10和图11。通过对比两种工况下不同龄期喷射混凝土的动力响应，可发现爆炸荷载和开挖面初始地应力瞬态卸荷耦合作用下相同龄期的混凝土喷层在同一爆心距位置的动应力波动明显大于仅爆炸荷载作用时的情况，说明深埋隧洞开挖中，开挖面初始地应力瞬态卸荷是诱发喷射混凝土应力波动的重要因素。

由最大主应力准则，摩尔-库伦准则和安全振速标准得到不同龄期混凝土安全距离见表4，可看出：考虑开挖面初始地应力瞬态卸荷和爆炸荷载耦合作用得到的混凝土喷层破坏范围大于只有爆炸荷载作用下的破坏范围；混凝土喷层剪切破坏的范围更大，以剪切破坏为主；对于1~3天、3~7天、7~28天龄期的混凝土喷层，在爆炸荷载和开挖面初始地应力瞬态卸荷耦合作用下的安全距离分别为24 m、13 m、9 m，破坏范围随龄期的增大而减小；考虑开挖面初始地应力瞬态卸荷后得到剪切破坏范围与爆破安全振速判别的破坏范围十分接近，并与实际情况符合，而不考虑开挖面初始地应力瞬态卸荷的情况下两者差别较大，验证了计算结果的可靠性，说明了高地应力条件下开挖面初始地应力瞬态卸荷诱发振动是喷射混凝土振动破坏的重要因素，在选择深埋洞室二次喷护时机及安全跟进距离时应引起重视。

图8 耦合振动作用下不同龄期混凝土喷层主应力函数峰值与爆心距关系Fig.8Relationshipbetweentheprincipalstressfunctionofshocreteatdifferentagesandblastcenterdistanceunderthecouplingeffect图9 爆炸荷载作用下不同龄期混凝土喷层主应力函数峰值与爆心距关系Fig.9Relationshipbetweentheprincipalstressfunctionofshocreteatdifferentagesandblastcenterdistanceunderblastingload图10 耦合振动作用下不同龄期混凝土喷层最大主应力与爆心距关系Fig.10Relationshipbetweenthemaximumprincipalstressofshotcreteatdifferentagesandblastcenterdistanceunderthecouplingeffect

图11　爆炸荷载作用下不同龄期混凝土 喷层最大主应力与爆心距关系 Fig.11 Relationship between the maximum principal stress of shocrete at different ages and blast center distance under blasting load

判别标准1~3天龄期3~7天龄期7~28天龄期耦合作用爆炸荷载耦合作用爆炸荷载耦合作用爆炸荷载最大主应力1289350摩尔-库伦24913690振速标准241813750

5结论

为揭示深埋洞室喷射混凝土在爆破振动下的破坏特征，结合锦屏二级水电站深埋引水隧洞，通过动力有限元模拟，首先通过围岩实测振动值与模拟数据对比验证了模拟参数的可靠性，接着对比了不同龄期喷射混凝土分别在爆炸荷载和其同开挖面初始地应力瞬态卸荷耦合作用下的振动响应。得出以下主要结论：

(1)对于深埋隧洞爆破开挖，开挖面初始地应力瞬态卸荷是诱发围岩振动和混凝土喷层破坏的重要因素，地应力水平较高条件下瞬态卸荷可能成为主要诱发因素，应引起足够重视。

(2)高地应力条件下，在爆破施工动力扰动下，喷射混凝土剪切破坏范围大于拉伸破坏范围，而且破坏范围随龄期的增大而减小。针对锦屏二级水电站4#引水隧洞，对于1~3、3~7、7~28天龄期的混凝土喷层，安全距离分别为24 m、13 m、9 m，与实际情况相符。

(3)由强度准则和爆破振速安全允许标准得到的喷射混凝土爆炸荷载和开挖面初始地应力瞬态卸荷耦合作用下的破坏范围相符，高地应力条件下用爆破振速安全允许标准判别喷射混凝土破坏范围时需要考虑开挖面初始地应力卸荷的瞬态特性及其动力效应。

(4)针对锦屏二级水电站4#引水隧洞钻爆开挖，参考进尺深度取为4m，建议二次混凝土喷护施工滞后掌子面6个开挖进尺。

数值模型很难全面反应复杂的地质条件，模拟参数选取时偏向安全性，如喷射混凝土参数，及其承受围岩压力等，因此要想得到更合理的喷护时期，需要结合丰富的实测数据完善模型。本文仅初步探索了深埋隧洞开挖面初始地应力瞬态卸荷诱发振动对喷射混凝土的影响，其影响机理需要进一步研究，具有重要工程意义。

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