地下洞室爆破開挖誘發圍巖損傷特性及PPV閾值研究

楊建華，吳澤南，姚 池，蔣水華

(南昌大學 建筑工程學院，南昌 330031)

隨著我國西南地區水電建設的進一步深入以及礦藏資源開采量的日益增加，地下洞室開挖越來越多且不斷走向深部巖體。目前地下洞室主要采用鉆爆法開挖。一般認為，地下洞室爆破開挖過程中圍巖發生的片幫、板裂等損傷破壞現象是地應力重分布和爆破荷載共同作用的結果[1]。將以上兩方面視為兩個獨立的過程，國內外學者分別開展了大量的數值和試驗研究。對于地應力重分布引起的巖體損傷破壞，目前普遍接受的觀點是：由于開挖面法向卸荷，引起圍巖切向應力集中，使得在平行于開挖面方向發生壓剪型裂紋擴展或翼型裂紋拉伸擴展。爆破時，在爆炸應力波和爆生氣體共同作用下，緊鄰炮孔壁粉碎區內的巖體主要發生壓剪破壞，而更大范圍的破碎區內巖體主要發生張拉破壞[2-3]。

相比之下，對于地應力重分布和爆破荷載相互作用引起的巖體損傷破壞研究較少。Ma等[4-6]采用數值模擬方法研究了單個炮孔在受壓巖體中爆破時的裂紋擴展和損傷區分布特征。一致發現爆破產生的裂紋主要沿最大地應力方向向外擴展，隨著地應力水平的提高，裂紋擴展范圍縮小。李夕兵等[7]利用室內動靜組合加載試驗揭示了爆破等動力擾動誘發深部巷道失穩的力學機制。朱萬成等[8]則采用數值軟件RFPA模擬了不同地應力條件下動態擾動觸發深部巷道圍巖破裂的全過程。楊棟等[9]假定隧洞一次開挖成型，研究了高地應力條件下周邊孔爆破時的圍巖損傷特性，發現損傷區主要向小主應力方向集中。目前國內外大多以質點峰值振動速度(Peak Particle Velocity，PPV)作為地下洞室爆破安全控制的指標[10-12]。由于地應力重分布對爆破開挖誘發的圍巖損傷有著顯著的影響，因此，圍巖地應力狀態是建立爆破振動控制標準需要考慮的重要因素。在這方面，賈虎等將上覆巖體的應力計入在內，推導了爆破損傷范圍的計算公式及相應的PPV閾值；李新平等以洞室爆破時圍巖所受動靜應力之和確定了爆破振動破壞的臨界振速。

實際地下洞室開挖多采用毫秒延遲爆破技術，隨著開挖巖體逐層剝離，圍巖應力動態調整。有關毫秒延遲爆破過程中的圍巖損傷演化，以及動態地應力重分布對圍巖損傷的影響，這方面的研究開展較少。本文針對圓形隧洞全斷面開挖典型的炮孔布置和毫秒延遲起爆順序，采用動力有限元模擬，研究不同地應力水平下爆破荷載與地應力重分布共同作用誘發圍巖損傷的機理；分析地應力狀態對爆破損傷PPV閾值的影響，為建立合適的地下洞室爆破振動安全控制標準提供參考。

1 地下洞室爆破開挖計算模型

1.1 炮孔布置與毫秒延遲起爆順序

以圓形隧洞爆破開挖為例，隧洞半徑R=5.0 m。隧洞開挖采用全斷面毫秒延遲爆破技術，在開挖掌子面上由里向外依次布置1圈掏槽孔、3圈崩落孔、1圈緩沖孔和1圈光面爆破孔。分別采用段別為MS1，MS3，MS5，MS7，MS9和MS11的毫秒延遲雷管按Ⅰ～Ⅵ順序依次起爆，如圖1所示。炮孔直徑42 mm，炮孔間距0.5～1.0 m，具體布置參數見表1。采用的炸藥其密度為1 000 kg/m3，爆轟波速為3 600 m/s。

圖1 圓形隧洞全斷面毫秒延遲爆破開挖示意圖Fig.1 Scheme of a deep-buried circular tunnel excavation with the full-face millisecond delay blasting

1.2 計算模型

地下隧洞爆破開挖是一個非常復雜的三維動力學過程，包含了空間不同位置炮孔內炸藥的不同時起爆、巖體結構面和巖體各向異性特征等。為了研究爆破荷載和地應力重分布共同作用誘發圍巖損傷的機理，需要對這一復雜問題進行簡化。假設：①爆區巖體為各向同性的均質材料；②同一微差段內炮孔中的炸藥同時起爆，忽略炮孔軸向荷載的不均勻性。這樣，采用平面應變模型來研究此復雜的三維動力學過程而不失一般性。巖體初始地應力場在空間上的分布取決于歷次構造運動所產生的應力，地殼升降運動引起的加荷與卸荷、巖漿活動的溫差應力、地層巖性與地質構造的變化都會導致地應力場發生改變。巖體初始地應力場的確定是一項非常復雜的工作。為簡化分析，本文假定隧洞所在區域的豎直向地應力為p0，水平向地應力為κp0。

建立寬、高各為100 m的平面模型，采用四邊形單元進行網格劃分。單元尺寸對應力波傳播的計算精度具有較大的影響，為保證計算精度，采用收斂試算法確定單元尺寸。當前后兩次試算的結果相差5%以內時，所采用的單元尺寸為最終計算單元尺寸。最終確定隧洞中心10 m范圍內的巖體單元尺寸為0.05 m。巖體物理力學參數見表2。

表1 炮孔布置參數Tab.1 Parameters of blasthole layout

表2 巖體物理力學參數Tab.2 Physical and mechanical parameters of rock

1.3 爆破荷載與開挖卸荷過程

由于直接測量炮孔壁上的爆炸荷載壓力變化歷程存在較大的困難，實際工程運用中多采用半理論半經驗的荷載壓力時程曲線。本文采用雙指數函數的爆炸荷載壓力時程曲線，其數學表達式為

(1)

研究表明，爆炸荷載上升時間取決于炸藥類型和約束條件，通常在0.02～0.15 ms內，本文取tr=0.10 ms。根據凝聚炸藥爆轟波的CJ理論，考慮不耦合裝藥，炮孔壁上的爆炸荷載峰值P0為

(2)

式中：ρe和VOD分別為炸藥密度和爆轟速度；db為炮孔直徑；dc為裝藥直徑；γ為等熵指數；υ為爆生氣體絕熱膨脹系數。對于常用的工程爆破炸藥，近似取γ=3.0，υ=1.5。

全斷面毫秒延遲爆破模型(見圖1)中的136個炮孔分6段起爆，若將爆炸荷載壓力施加在每個炮孔壁上模擬爆破開挖過程，則會造成炮孔附近單元剖分和計算工作量巨大。由于本文關注的重點是各圈炮孔爆破時洞壁以外圍巖的響應，因此將炮孔壁上的爆炸荷載壓力等效施加在每一圈炮孔爆破對應的開挖面上。開挖面上的等效爆炸荷載為

(3)

式中：Pe(t)為開挖面上的等效爆炸荷載；S為相鄰炮孔的間距。開挖面上等效爆炸荷載壓力變化歷程曲線如圖2所示，圖中Pe0為開挖面上的等效爆炸荷載峰值。

圖2 爆破荷載壓力變化歷程曲線Fig.2 Pressure-time history of blasting load

對于深埋隧洞爆破開挖，伴隨著炸藥爆轟、巖體破碎及新開挖面的形成，開挖邊界上的巖體地應力也隨之突然釋放。開挖面上地應力的卸荷過程一般采用三個參數描述：開挖面上的初始應力、卸荷持續時間和卸荷路徑。對于全斷面毫秒延遲爆破(見圖1)，每一圈炮孔爆破都會在掌子面上形成一個臨時的圓形空腔，因此，開挖面上卸荷的初始應力為前面各段炮孔爆破后形成的二次應力。對于深埋隧洞全斷面鉆爆開挖常采用的淺孔爆破參數，Lu等[13]通過分析爆破破巖巖體開裂過程，估算了開挖面上地應力卸荷的持續時間，約為100～101ms。由于爆破破巖過程的復雜性，目前對開挖面上地應力的釋放路徑尚未認識清楚，大多假定為直線型、指數型或余弦型的卸荷方式。本文假定開挖面上的初始應力按直線型路徑釋放，則開挖卸荷過程可表示為

(4)

式中：Pu(t)為開挖卸荷過程曲線；σ0為開挖面上的初始應力；tdu為卸荷持續時間。

地下隧洞處于地應力作用之下，其爆破開挖是一個典型的靜態加載后的動力作用問題，采用ANSYS/LS-DYNA隱式—顯式順序求解分兩步進行模擬，即應力初始化和動力加載或卸載。首先在模型邊界上施加初始地應力場，采用ANSYS隱式分析方法進行靜力求解，將爆破開挖前巖體的應力與變形寫入ASCII的drelax文件中。將該文件讀入LS-DYNA顯式分析程序，對顯式求解的幾何模型進行應力和位移初始化；同時將隱式單元改為相應的顯式單元，刪除擬開挖的巖體單元，在開挖邊界上施加反向力以替代開挖巖體對保留巖體的約束。最后在LS-DYNA顯式分析程序中按照上述路徑釋放施加的反力以模擬開挖卸荷過程；在開挖邊界上施加等效爆炸荷載壓力模擬爆破作用過程。

為模擬毫秒延遲爆破過程中圍巖的累積損傷演化過程，計算中采用完全重啟動技術將前一段爆破計算的應力、位移等結果作為下一段爆破計算的開始條件，以保證計算信息的繼承性。

2 巖體損傷模型

2.1 損傷演化方程

爆破荷載作用下巖體的張拉損傷采用Taylor-Chen-Kuszmaul(TCK)損傷模型開展計算。TCK模型認為巖體預先存在著許多隨機分布的裂紋，這些裂紋在拉荷載作用下將被激活、成核甚至貫通[14]。對于存在預裂紋的各向同性巖體介質，其有效體積模量為

(5)

根據脆性材料在動態斷裂時的裂紋密度與平均碎塊半徑之間的關系，裂紋密度Cd的表達式為

(6)

(7)

式中：μ為巖體的初始泊松比；β為材料參數，0≤β≤1。

式(5)，在拉伸荷載作用下，損傷變量Dt的演化方程為

(8)

巖體介質處于壓縮狀態時，設其行為服從雙線性彈塑性本構關系，其屈服函數為

(9)

其中，

(10)

式中：Sij為偏應力張量；σy為當前屈服強度。

Furlong等[15]建立了沖擊壓縮荷載作用下材料損傷的RDA模型。該模型認為壓縮荷載作用下材料的損傷演化與塑性功率密切相關，且認為材料中發生的拉伸損傷將會影響材料的抗壓強度。引入RDA模型對材料壓縮損傷的處理方法，壓縮狀態下損傷變量Dc的演化方程為

(11)

其中，

(12)

爆破荷載作用下，炮孔周圍巖體既存在拉伸損傷，也存在壓剪損傷，則損傷變量D為

(13)

依據廣義Hooke定律，增量型的應力-應變關系為

(14)

其中，

(15)

(16)

2.2 損傷判定

我國水電部門通常采用爆前、爆后巖體縱波速度變化率η作為巖體爆破損傷的判據。根據巖體彈性損傷理論以及巖體彈性模量與縱波波速的關系可得

D=1-(1-η)2

(17)

我國《水工建筑物巖石基礎開挖工程技術規范》(DL/T 5389—2007)中規定：同一部位爆前、爆后巖體縱波速度變化率10%<η≤15%時，爆破對巖體開挖質量影響輕微；當η>15%時，爆破對巖體開挖質量有影響或巖體開挖質量差。本文認為當η>10%時，巖體受到爆破損傷，由式(17)可以得到其對應的巖體損傷變量閾值為Dcr=0.19。

2.3 損傷模型的實現與驗證

利用LS-DYNA提供的用戶自定義材料接口功能，將上述巖體彈塑性損傷本構模型嵌入到LS-DYNA中，實現流程如圖3所示。采用體積應變εv判斷巖體單元所處的應力狀態，當εv≥0時，巖體單元處于拉伸應力狀態，損傷變量D=Dt； 當εv<0時，單元處于壓縮狀態，D=Dc。材料損傷參數參考已有的研究成果，取k=2.33×1024m-3，m=7，α=0.000 1 kg/J,β=0.5[16-17]。

圖3 巖體損傷模型嵌入LS-DYNA流程圖Fig.3 Flowchart for the embedding of the rock damage model into LS-DYNA

Li等[18]在廣東嶺澳核電站二期工程基礎開挖過程中開展了豎直孔爆破及巖體損傷檢測試驗。試驗中炮孔半徑89 mm，裝藥長度0.5～4.0 m，裝藥量7.8～29.7 kg。以η>10%作為巖體爆破損傷的判別標準，在裝藥量Q=29.7 kg時，現場聲波檢測所測得的炮孔底部巖體損傷深度為2.3 m，炮孔頂部最大損傷半徑為6.6 m。采用文獻[18]中的爆破荷載及巖體力學參數，利用本文損傷模型所模擬的巖體損傷分布，如圖4所示。模擬的損傷深度為2.4 m、最大損傷半徑為6.3 m，與實測結果吻合較好。胡英國等也采用該損傷模型模擬了單孔爆破產生的巖體損傷，并與其它經典爆破損傷模型模擬的結果進行了對比。結果表明，該損傷模型在TCK模型的基礎上考慮了炮孔近區的壓剪損傷破壞，能較好地模擬巖體爆破損傷效應。

圖4 巖體爆破損傷數值模擬與實測結果對比Fig.4 Comparison of blast-induced rock damage between numerical modeling and field survey

3 爆破荷載誘發圍巖損傷演化過程

3.1 毫秒延遲爆破圍巖損傷演化與分布

暫不考慮地應力(p0=0 MPa)，全斷面毫秒延遲爆破過程中，圍巖損傷演化過程如圖5所示。掏槽孔(MS1段)爆破時雖然爆炸荷載較大，但由于距洞壁較遠，在洞壁以外保留巖體中并沒有產生損傷。第一圈崩落孔(MS3段)爆破時，洞壁以外巖體開始出現損傷，但損傷深度較小，僅0.33 m。崩落孔MS5段和MS7段爆破時，隨著起爆的炮孔逐漸靠近洞壁，圍巖損傷深度增加到3.92 m。最外一圈崩落孔(MS7段)爆破時，圍巖累積損傷深度增長最大，如圖6所示，該圈炮孔爆破對最終損傷區的形成貢獻最大。由于緩沖孔(MS9段)和光爆孔(MS11段)裝藥不耦合系數較大，爆破荷載相對較小，因此最后兩段爆破時圍巖累積損傷增長較小。最后一圈炮孔爆破后，洞壁以外圍巖最終損傷深度為5.86 m。

圖5 全斷面毫秒延遲爆破圍巖損傷變化過程Fig.5 Rock damage evolution during the full-face millisecond delay blasting

圖6 毫秒延遲爆破圍巖損傷深度變化Fig.6 Variation of rock damage depth during the millisecond delay blasting

3.2 圍巖爆破損傷PPV閾值

國內外大多以質點峰值振動速度作為爆破安全控制的指標。損傷變量閾值Dcr=0.19對應的PPV為巖體爆破損傷的質點峰值振動速度閾值Vcr。以最后一圈光爆孔(MS11段)爆破為例，毫秒延遲爆破爆炸荷載反復作用和單次爆炸荷載作用下，圍巖PPV隨距離衰減曲線如圖7所示。爆破荷載反復作用下，考慮前段爆破對后段爆破巖體損傷的影響，將MS1～MS9段爆破產生的巖體損傷作為MS11段爆破時的巖體初始損傷考慮。MS11段爆破后，圍巖的最終累積損傷深度為5.86 m，MS11段爆破在此處產生的PPV為51 cm/s。而不考慮爆破荷載反復作用下的圍巖損傷累積效應，僅MS11段單獨爆破時，圍巖損傷深度5.36 m，此處的PPV為58 cm/s。考慮毫秒延遲爆破反復動力擾動后，巖體爆破損傷的PPV閾值Vcr降低了12%。

圖7 質點峰值振動速度隨距離衰減曲線Fig.7 PPV attenuation curves with the increase of distances

本文僅模擬了一個開挖進尺內的毫秒延遲爆破過程。隨著開挖掌子面持續推進、爆破荷載作用次數增加，巖體爆破損傷的PPV閾值將會更小[19]。如Ramulu等[20]的現場實測結果表明，45～50次爆破反復作用后，玄武巖的爆破損傷PPV閾值降低了近80%。

4 地應力重分布對爆破開挖圍巖損傷的影響

4.1 靜態二次應力的影響

地下工程都是賦存于一定的地應力環境中，地下巖體爆破將不同程度地受到地應力的影響。若將巖體開挖卸荷視作準靜態過程，即開挖面上地應力釋放持續時間足夠長(取tdu=50 ms)。不同靜水地應力場條件下(p0=0 MPa，5 MPa，10 MPa，20 MPa，30 MPa)，隧洞全斷面毫秒延遲爆破最終的圍巖損傷分布，如圖8所示。可以看到，地應力水平較低時(p0=0 MPa，5 MPa，10 MPa)，隨著地應力的提高，圍巖損傷深度顯著減小，損傷范圍逐漸收縮至靠近洞壁的巖體。這是因為巖體的抗拉強度較低，爆炸荷載作用下巖體大范圍的損傷以拉伸破壞為主，地應力的壓縮作用對爆炸荷載產生的張拉效應起著非常明顯的抑制作用。

但是當地應力達到較高水平后(p0=20 MPa，30 MPa)，隨著地應力的提高，圍巖損傷深度又開始逐漸增大。這是由于在爆破損傷的基礎上，開挖后圍巖地應力重分布產生了新的壓剪損傷；地應力水平越高，壓剪損傷范圍越大。可見，對于深埋隧洞爆破開挖，高地應力的存在使得爆破拉損傷受到抑制，僅在緊鄰炮孔附近的區域內存在爆炸荷載產生的損傷，圍巖應力重分布引起的巖體壓剪破壞是大范圍損傷區形成的主要原因。這與Martino等對內外損傷區的界定是一致的：緊鄰開挖面的內損傷區主要由爆炸荷載產生，而外損傷區主要由地應力重分布所致。

非靜水應力場條件下(κ=2)，不同地應力水平時，隧洞全斷面毫秒延遲爆破最終的圍巖損傷分布，如圖9所示。可以看到，由于地應力重分布引起洞頂和洞底附近圍巖環向壓應力集中，在地應力水平較低時，該區域內的爆破拉損傷深度隨著應力水平的增加而大幅減小，圍巖損傷主要分布在洞壁兩側。而當地應力水平較高時，由于洞頂和洞底部位壓應力集中引起的剪應力超過了巖體抗剪強度，圍巖損傷轉移到了洞頂和洞底部位，該部位巖體發生壓剪破壞。

以上分析表明，低地應力水平下，地下洞室爆破開挖造成的洞壁圍巖損傷主要由爆破荷載引起，巖體主要發生張拉破壞；隨著地應力水平的提高，爆破荷載張拉效應受到抑制，地應力重分布作用更加明顯；高地應力條件下，地應力重分布是圍巖損傷形成的主要原因，巖體損傷以剪切破壞機制為主。

圖8 不同靜水地應力水平下的圍巖損傷分布(κ=1)Fig.8 Rock damage distributions under different magnitudes of hydrostatic in situ stress (κ=1)

圖9 不同非靜水地應力水平下的圍巖損傷分布(κ=2)Fig.9 Rock damage distributions under different magnitudes of non hydrostatic in situ stress (κ=2)

4.2 瞬態卸荷附加動應力的影響

目前相關研究已經表明，對于賦存于高地應力條件下的深埋隧洞爆破開挖，開挖面上的地應力釋放為一瞬態卸荷力學過程，該過程在圍巖中激發了卸載應力波，引起近鄰開挖面的圍巖應力動態調整，并最終趨于重分布的靜態二次應力。相比于圍巖應力調整結束后的靜態二次應力(準靜態卸荷)，開挖面上地應力瞬態卸荷在圍巖中產生了附加的動應力，這勢必會影響到圍巖的損傷破壞過程。

圖10(a)給出了靜水地應力p0=30 MPa、卸荷持續時間tdu=2.5 ms時，瞬態卸荷與爆破荷載共同作用產生的最終圍巖損傷分布，圍巖損傷深度為1.24 m。而準靜態卸荷時(tdu=50 ms)，其與爆破荷載共同作用產生的圍巖損傷深度為1.02 m(圖10(b))。考慮瞬態卸荷在圍巖中引起的附加動應力后，巖體損傷深度增加了22%。可見，開挖卸荷持續時間越短，圍巖損傷深度越大，須考慮爆破開挖過程中開挖面上地應力快速釋放所產生的動力效應。若僅考慮準靜態卸荷完成后的靜態二次應力，圍巖損傷分布如圖10(c)，此時圍巖損傷深度為0.92 m，這占到了圍巖最終損傷深度的74%。

為了進一步說明高地應力條件下深埋隧洞爆破開挖誘發圍巖損傷的機理，圖11給出了p0=30 MPa，κ=1時，洞壁巖體單元在毫秒延遲爆破過程中的應力調整過程。圖中壓應力為正、拉應力為負。可以看到，爆破荷載和開挖面上地應力瞬態卸荷在圍巖中引起了附加的應力波動，附加動應力以爆破荷載作用為主。受高地應力場的影響，洞壁巖體在爆破過程中并未出現拉應力，巖體處于雙向受壓應力狀態，發生壓剪破壞，偏應力時程曲線如圖11(c)所示。MS1～MS5段爆破時，由于炮孔和爆破產生的自由面距洞壁較遠，洞壁以外保留巖體并未產生損傷。MS7和MS9段爆破時，爆破荷載和地應力共同作用在洞壁產生的剪應力超過巖體抗剪強度，圍巖開始出現損傷。但此時的剪應力明顯小于開挖完成后最終靜態二次地應力場產生的剪應力，圍巖壓剪破壞以二次地應力場作用為主。相比于準靜態地應力重分布，開挖面上地應力快速釋放加劇了圍巖徑向卸載和環向加載效應，地應力場瞬態調整過程中產生的剪應力大于最終靜態二次地應力場產生的剪應力，因而加劇了圍巖的損傷破壞。

以上分析表明，深埋隧洞爆破開挖過程中，動靜載共同作用下的圍巖損傷主要由重分布的靜態二次地應力引起，爆破荷載動應力和瞬態卸荷所產生的附加動應力加劇了圍巖損傷破壞。

圖10 不同動靜荷載組合下的圍巖損傷分布Fig.10 Rock damage distributions under different load combinations

圖11 洞壁巖體應力調整過程(p0=30 MPa，κ=1)Fig.11 Temporal variation of the stress adjustment on the tunnel profile (p0=30 MPa, κ=1)

4.3 考慮地應力影響的爆破損傷PPV閾值

由于地應力影響了巖體爆破開挖誘發圍巖損傷的演化過程和空間分布，勢必也會影響到巖體爆破損傷的PPV閾值。最外一圈崩落孔(MS7段)爆破對圍巖損傷影響最為顯著。以該段炮孔爆破為例，不同靜水地應力水平下圍巖PPV隨距離衰減曲線，如圖12所示，圍巖損傷深度及爆破損傷的PPV閾值Vcr列于表3。值得注意的是，高地應力巖體爆破開挖產生的圍巖振動除爆炸荷載激發的振動外，還包括巖體開挖瞬態卸荷附加動應力激發的振動。由于地應力對爆炸荷載張拉損傷起抑制作用，因此爆破損傷的PPV閾值在一定范圍內隨地應力水平的提高而增大。例如，p0=5 MPa和p0=10 MPa時，巖體爆破損傷的PPV閾值較p0=0 MPa時分別提高了13.5%和23.1%。而當地應力達到較高水平后，地應力重分布可導致巖體產生損傷，從而使爆破損傷的PPV閾值隨地應力的進一步提高而出現降低的趨勢。從表3可以看到，p0=30 MPa時的PPV閾值較p0=20 MPa時低。

圖12 不同地應力水平下PPV衰減曲線Fig.12 PPV attenuation curves under different in situ stress表3 不同地應力條件下巖體損傷深度及PPV閾值Tab.3 Damage extents and PPV thresholds for initiation of rock damage under different in situ stress

地應力p0/MPa損傷范圍/mPPV閾值/(cm·s-1)PPV閾值變化率/%03.925252.125913.5101.116423.1200.248155.8300.787544.2

整體上看，巖體爆破損傷的PPV閾值隨地應力的提高呈現先增大后減小的變化過程。由此可見，以PPV作為地下洞室爆破安全控制指標需考慮不同地應力狀態的影響。根據一維應力波理論、僅由巖體抗拉強度確定PPV閾值的方法對于深埋地下洞室爆破安全控制是不合適的。爆破產生的質點峰值振動速度與最大單響藥量密切相關。由于巖體爆破損傷的PPV閾值隨地應力不同而變化，則最大允許單響藥量也應作相應的調整。由于地應力對爆破張拉損傷破壞起抑制作用，相比于淺埋隧洞，中等埋深隧洞爆破開挖所采用的最大單響藥量可以相應地增加。而對于深埋隧洞，當開挖卸荷引起的地應力重分布足以破壞圍巖時，所采用的最大單響藥量則應減少，以避免爆破產生的動應力與地應力重分布共同作用加劇圍巖的損傷破壞。最大單響藥量Q的具體調整數量有賴于根據實際工程建立PPV～Q的定量關系，然后依據不同地應力水平下巖體爆破損傷的PPV閾值來確定最大允許單響藥量。

5 結 論

通過以上計算分析，可得到如下初步結論：

(1) 低地應力水平下，地下洞室爆破開挖產生的圍巖損傷主要由爆破荷載引起，巖體主要表現為張拉損傷破壞。

(2) 地應力對爆破張拉損傷起抑制作用，隨著地應力水平的提高，爆破荷載產生的巖體損傷僅限于隧洞圍巖表層，地應力重分布引起的巖體壓剪破壞是圍巖中大范圍損傷區形成的主要原因。

(3) 爆破引起開挖面上地應力瞬態釋放所產生的附加動應力也是影響圍巖損傷的重要因素，相比于準靜態卸荷，地應力瞬態卸荷產生的圍巖損傷范圍更大。

(4) 隨著地應力水平的提高，巖體爆破損傷的PPV閾值呈先增大后減小的變化規律，爆破所采用的最大單響藥量也應作相應的調整。

地下洞室爆破開挖過程中的圍巖損傷是一個非常復雜的研究課題，本文采用數值模擬的手段僅研究了一個爆破開挖進尺所產生的圍巖損傷，且作了相應的簡化和假定。更加符合實際的推進式頻繁爆破下的圍巖損傷演化還需要作進一步的研究。