大斷面隧道爆破作用下圍巖動力響應特性與損傷效應研究

吉 凌，周傳波，張 波，王鳳喜

(1.中國地質大學 工程學院，湖北 武漢 430074；2.中鐵十六局集團第三工程有限公司，浙江 湖州 313000)

鉆爆法施工因施工速度快，對地質條件適應強的特點，已被廣泛應用于山嶺隧道的開挖，但大斷面爆破開挖由于裝藥量較大勢必會誘發圍巖損傷，從而降低圍巖的穩定性[1]。近年來針對爆破振動與損傷問題有關學者開展了大量研究。彭道富等[2]運用統計回歸方法研究了近距離爆破對既有隧道的振動影響，得到了既有隧道不同部位振動場分布規律。李新平等[3]以洛溪渡水電站導流洞的開挖為研究背景，采用現場試驗與數值擬相結合的方法，研究了爆破振動對相鄰洞室的影響，并提出了基于拉應力準則的爆破振動安全判據。夏祥等[4]根據聲波測試以及爆破振動監測試驗，指出通過監測巖體振動速度來控制爆炸損傷深度的方法是合適的。張文煊等[5]導出了基于質點峰值振動速度的巖石爆破損傷范圍的計算式，并將該方法運用到實際工程中。張國華等[6]借用數值軟件模擬了大斷面隧道在推進式往復爆破下圍巖的損傷范圍，并用聲波測試結果驗證了模型的可靠性。朱俊等[7]采用大型動力有限元軟件LS-DYNA研究了爆破振動對地下洞室損傷的影響，得到不同地應力條件下圍巖損傷的臨界振動速度。分析隧道爆破對圍巖產生的影響是控制隧道圍巖掘進過程中爆破振動與損傷的前提，對于保證施工安全具有重要意義。因此，本文以龍南隧道一號斜井大斷面隧道為工程背景，以現場爆破監測數據為基礎，建立隧道實際爆破開挖模型，分析了隧道爆破作用下開挖斷面的振動速度與應力分布規律，并結合聲波測試結果研究了開挖斷面不同位置的損傷范圍，提出了圍巖爆破振動控制值，為類似工程提供理論參考。

1 工程背景

龍南隧道1#斜井位于龍南隧道線路前進方向右側[8]，與線路交于DK93+900，與大里程的夾角為117°，斜井長度為1 021 m，綜合坡度9.33%。斜井最大跨度9.2 m，高6.9 m，洞身斷面面積為48.47 m2，最大埋深580 m。斜井洞身位于弱風化層，巖性主要為黑云母花崗巖，節理裂隙較發育，巖體較完整。圍巖單軸抗壓強度為150 MPa，圍巖級別為Ⅱ級，隧道開挖采用全斷面毫秒延期爆破方法，每循環進尺控制在3 m左右。炮孔充填2#巖石乳化炸藥，炮孔直徑均為42 mm，藥卷直徑為32 mm，最大單段藥量為38.4 kg(掏槽孔裝藥量)，掏槽孔采用單楔形布置方式，掏槽深度為3.5 m，與隧道開挖水平徑向方向呈60°夾角，具體斷面炮孔布置見圖1(1,3,5,7,9,11,13,15代表雷管段數)。

圖1 龍南隧道1#斜井開挖炮孔布置圖(單位：cm)

2 數值模型及驗證

2.1 等效爆炸荷載

已有研究表明，隧道爆破開挖時，掏槽孔爆破產生的荷載最大[9]，且可不計各段炸藥爆炸荷載的疊加。根據龍南隧道1#斜井爆破參數，最大單段藥量為掏槽孔裝藥量。因此，為簡化計算，本文僅對掏槽孔爆破產生的圍巖振動響應進行研究。由于三角形爆破荷載具有簡單以及實用性的特點，本文將掏槽孔爆炸荷載簡化為三角形荷載，并施加在等效彈性邊界上[8,10]。

對于不耦合系數較小的柱狀藥包，炮孔初始平均壓力為[10]

(1)

式中：P0為炸藥爆轟壓力；ρ0為炸藥密度，本文取ρ0=1 240 kg/m3；D為炸藥爆轟速度，本文取D=4 800 m/s；γ為等熵指數，一般γ=2～3[3]，對于乳化炸藥近似取γ=3[11]；dc為藥包直徑；db為炮孔直徑。

對于掏槽孔，彈性邊界為各炮孔裂隙圈形成的包絡線，且施加到彈性邊界的等效爆炸荷載為[12]

(2)

式中：k為多炮孔爆破影響系數，與掏槽孔數量及分布有關[3]，本文取k=10；rb、rc、rf分別為炮孔半徑、粉碎區半徑、破裂區半徑，一般rc=3～5rb、rc=10～15rf[13-14]，本文取rc=3rb、rc=11rf；μ為巖石泊松比。

根據式(1)與式(2)計算得到掏槽孔等效爆炸荷載峰值為60 MPa。取荷載上升時間與正壓作用時間分別為0.5、5 ms[15]，等效爆炸荷載加載曲線見圖2。

圖2 等效爆炸荷載加載曲線

2.2 材料模型及參數

選用MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型[16-20]模擬巖石材料，該材料模型考慮了巖石介質材料的彈塑性性質，并能夠對材料的強化效應和應變率變化效應加以描述。根據隧址區工程地質報告等資料，巖石材料物理力學參數見表1。

表1 巖石材料物理力學參數

2.3 數值計算模型

采用動力有限元軟件LS-DYNA研究龍南隧道1#斜井的爆破開挖振動響應，計算模型見圖3，模型整體尺寸為64 m×77 m×120 m，圍巖采用8節點的Solid164單元，共有1 510 063個單元和1 525 651個節點。為避免人工邊界引起的反射波對計算結果的影響，將模型的六個面均設置為無反射邊界。

2.4 數值模擬結果驗證

現場監測時，沿洞室軸線共布置六個測點，間距6～20 m，具體布置見圖4。提取模型上與現場監測點相對應節點各方向振速峰值，對比分析現場實測數據與模型計算結果，見表2。分析數據發現測點各方向振速誤差均在10%以內，最大誤差為9.09%，數值模擬結果與現場監測結果基本一致，因此基于該數值模型分析隧道爆破振動響應是合理的。由表2可知，X方向峰值振動速度大于Y和Z方向峰值振動速度，X方向爆破振動速度對爆破振動效應起控制作用[19,21]，采用X方向振速評價爆破振動強度。提取距掌子面60 m測點處掏槽爆破時X方向的實測振動波形與模擬波形，見圖5。

圖3 有限元數值計算模型

圖4 爆破振動監測點布置平面

表2 實測數據與模擬結果對比

圖5 X方向的實測振動波形與模擬波形

3 數值模擬結果及分析

3.1 隧道開挖斷面質點振動速度分布規律

選取掌子面正后方0.4、2、20 m三個斷面作為研究對象，提取各斷面不同節點X、Y、Z方向的振動速度峰值，得到隧道不同開挖斷面處的質點振速分布規律，見圖6。

圖6 隧道開挖斷面峰值振動速度分布(單位：cm/s)

由圖6可知，邊墻在X方向與Z方向的振速峰值大于在Y方向振速峰值，而底板與拱頂在Y方向的振速峰值大于X方向與Z方向振速峰值。由此可以看出水平方向振動對邊墻影響較大，而垂直方向振動對底板與拱頂影響較大。

在X方向，爆源附近(距爆源0.4 m斷面)質點峰值振動速度在底板與邊墻中部較大，而隨著爆心距的增大(距爆源2、20 m斷面)，質點峰值振動速度最大值從底板逐漸轉移到邊墻中部；考慮模型及施加等效荷載的對稱性，拱頂與底板中部振速峰值基本為零。

在Y方向，不同爆心距下振速峰值分布規律基本一致，振速峰值最大值出現在底板中部，且底板中部質點振速峰值遠大于其他位置的振速峰值，底腳位置由于應力集中振速峰值突然增大；離爆源越近，底板中部振速峰值增加地越顯著；由于模型以及等效荷載的對稱性，邊墻中部振速峰值基本為零。

在Z方向，質點振動速度峰值在邊墻與拱頂分布較均勻，最大值出現在底板中部；在靠近掌子面開挖斷面的底腳附近振速峰值較大，應力集中作用明顯。

3.2 隧道開挖斷面不同位置爆破振動衰減規律

薩道夫斯基公式表示了測點振速，測點至爆源距離，最大單段藥量以及爆區場地的關系，基于此關系可回歸分析出測點爆破振動速度V衰減規律，即

(3)

式中：K為場地系數；α為衰減系數；Q為最大單段藥量，kg；R為測點與爆破位置距離，m。

隧道開控斷面代表性位置見圖7。為研究隧道開挖斷面不同位置爆破振動速度衰減規律，提取圖7所示各位置不同爆心距下的振動速度峰值，見圖8。采用薩道夫斯基公式對圖7各位置不同爆心距下爆破振動速度進行回歸分析，見表3。

圖7 隧道開挖斷面代表性位置

圖8 隧道開挖斷面不同位置爆破振動速度

由圖8可知，當距爆源較近時，相同爆心距下，底板中部振速峰值遠大于其余位置振速峰值。隨著爆源距離增加，各位置振動速度逐漸趨于一致。說明爆源近區底板受到的爆破振動作用較大，爆源中遠區由于爆炸沖擊波衰減為應力波，隧道開挖斷面不同位置動力響應基本一致。

表3 薩道夫斯基公式回歸分析結果

由表3可知，隧道開挖斷面不同位置爆破振動速度衰減規律明顯不同，底板中部爆破振動速度衰減最快，邊墻中部次之，而拱肩、拱頂位置振動速度衰減最慢。

3.3 隧道開挖斷面應力分布規律

掌子面后方0.4、2、20 m斷面處隧道圍巖輪廓面的最大剪應力與最大拉應力分布見圖9。

圖9 隧道開挖斷面最大剪應力與拉應力分布(單位：MPa)

由圖9可知：隨著爆心距的增加，剪應力沿隧道開挖斷面分布趨于均勻，且剪應力最大值始終出現在底板中部，考慮與爆破振動作用下較大的底板振速有關；龍南隧道一#斜井圍巖抗剪強度最大可達15 MPa，掌子面后方圍巖剪切應力最大值出現在底板中部，為10.4 MPa，未超過其極限破壞強度，所以針對本工程可不考慮剪切作用引起的圍巖破壞。

由于應力集中作用龍南隧道1#斜井爆破振動拉應力最大值出現在緊鄰掌子面后方底腳位置，為7.66 MPa，隧道圍巖的抗拉強度為6～10 MPa，圍巖最大拉應力可能超過其極限抗拉強度；因此在隧道開挖過程中，考慮將底腳附近作為隧道圍巖損傷判定的關鍵位置；隨著爆心距的增加，拉應力最大值從底腳逐漸轉移到底板中部。

3.4 隧道開挖斷面振速峰值與應力最大值位置

為分析隧道開挖斷面振速峰值與應力二者關系，基于數值模擬結果，將掌子面后方面0.4、2、20 m斷面處振速峰值最大值與應力最大值出現的位置見表4。

表4 隧道開挖斷面振速峰值與應力最大值位置

由表4可知，隧道爆破作用下振速峰值最大值與剪應力最大值位置相同，兩者均出現在底板中部，而拉應力最大值先出現在底腳，后轉移到底板中部。表明隧道爆破作用下振速峰值最大值與剪應力最大值存在對應關系，而振速峰值最大值與拉應力最大值并不總一一對應，只有在距爆源一定距離后才存在對應關系。

3.5 隧道圍巖損傷效應分析

結合前面對隧道爆破作用下圍巖振速峰值以及應力特點的分析，可知隧道開挖斷面不同位置動力響應特征均不相同。基于以上研究結果，進一步采用現場聲波測試研究分析隧道開挖斷面不同位置沿開挖軸線方向的損傷范圍分布。

3.5.1 循環爆破作用下圍巖的損傷深度

為分析爆破對巖體的影響，在掌子面后方靠近底腳位置的斜井側壁上布置兩個測點進行聲波監測，并在底腳相應位置布置爆破振動儀進行振動速度測試。聲波測試孔位于底腳附近的邊墻上，兩孔連線與水平方向平行，孔間距為0.5 m，孔深為5 m，孔徑大于45 mm。同時，為便于灌水耦合的測試要求，鉆孔方向為垂直邊墻向下傾斜5°，具體布置見圖10。現場測試時對隧道圍巖進行了六次聲波波速監測(每次監測時監測斷面至掌子面的水平距離分別為16.6、24.4、34、48、52、58 m)，自第一次監測后開始計算爆破次數，測試結果見圖11。

圖10 測點布置示意(單位：cm)

圖11 聲波速度-孔深曲線

由圖11可知，在距孔口0～0.6 m附近，巖體聲波變化較大，爆破對圍巖損傷程度較大。距孔口0.6 m后，隨著測點至孔口距離的增加，巖體聲波變化率減小，圍巖損傷增加的程度減小，且距孔口4 m后，聲波變化率接近零，圍巖基本不受爆破作用的影響。

基于爆破前后聲波速度降低的原理，將每次監測時聲波速度趨于穩定時的孔深作為圍巖的損傷深度，每次聲波監測時圍巖損傷深度與爆破次數的關系見表5、圖12。

圖12 爆破次數-圍巖損傷深度曲線

表5 爆破次數與損傷深度關系

由表5與圖12可知，當爆破次數小于六次時，隨著爆破次數的增加，圍巖損傷深度逐漸擴大。當爆破次數超過六次時，圍巖損傷深度基本不變，為4.0 m。由此可得，本次爆破條件下圍巖最大損傷深度為4.0 m。

3.5.2 循環爆破作用下圍巖的損傷范圍

為了確定循環爆破作用下隧道開挖斷面不同位置圍巖沿隧道開挖軸線方向的損傷范圍，結合聲波測試結果，當圍巖損傷深度達到最大時，將此時在底腳位置所測的爆破振速作為本次爆破條件下圍巖損傷深度達到最大時的爆破振動速度控制值，代入表3隧道開挖斷面各代表性位置爆破振動速度衰減公式可得隧道開挖斷面不同位置的損傷范圍。分析可知，該爆破振動速度控制值偏于保守，計算得到的隧道開挖斷面不同位置圍巖的損傷范圍偏于安全。由聲波測試結果可知，第六次爆破時圍巖的損傷深度已經趨于穩定，此時底腳所測振速峰值為5.83 cm/s，計算得到的隧道開挖斷面不同位置圍巖的損傷范圍，見表6。

表6 隧道開挖斷面不同位置圍巖損傷范圍

由3.2節可知，隧道開挖斷面不同位置爆破振動速度衰減規律不同，由表6可知，隧道開挖斷面不同位置圍巖沿隧道開挖軸線方向的損傷范圍也不相同，底板中部圍巖損傷范圍最大，拱肩與拱頂圍巖損傷范圍最小。因此，在隧道爆破開挖過程中，拱肩與拱頂圍巖相比其他位置圍巖更先達到最大損傷深度。

4 結論

(1)水平振動對邊墻影響較大，而垂向振動對底板與拱頂影響較大；隨著爆心距的增大，X方向振動速度峰值最大值從底板逐漸轉移到邊墻中部；不同爆心距下Y方向振速峰值分布規律基本一致，底板中部振速峰值遠大于其他位置振速峰值，離爆源越近，振速峰值增加地越明顯；Z方向振速峰值在邊墻與拱頂分布較均勻，最大值出現在底板中部。

(2) 隧道開挖斷面不同位置爆破振動速度衰減規律不同，底板中部爆破振動速度衰減最快，邊墻中部次之，拱肩以及拱頂爆破振動速度衰減最慢。

(3) 隧道爆破作用下剪應力與拉應最大值出現的位置不同。隨著爆心距的增加，剪應力沿隧道開挖斷面分布趨于均勻，且剪應力最大值始終出現在底板中部，拉應力最大值從底腳逐漸轉移到底板中部；底腳由于應力集中作用最容易出現拉伸破壞。

(4) 隧道爆破作用下振速峰值最大值與剪應力最大值存在對應關系，而振速峰值最大值與拉應力最大值并不總一一對應，只有在距爆源一定距離后才存在對應關系。

(5) 隧道開挖斷面不同位置圍巖沿隧道開挖軸線方向的損傷范圍均不相同，底板中部圍巖損傷范圍最大，拱肩與拱頂圍巖損傷范圍最小；本次爆破條件下，龍南隧道1#斜井圍巖最大損傷深度為4.0 m，距掌子面34 m開挖斷面處圍巖爆破振動速度控制值為5.83 cm/s。