對強巖爆隧道進行分區爆破卸壓的設計方法

康永全，薛 里，孫崔源，郭云龍，孟海利

(中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081)

隨著我國鐵路事業的蓬勃發展，深埋長大隧道逐年增多，這些深埋隧道明顯不同于淺部巖體的力學特征和工程響應[1]，具有地質條件復雜、構造活動強烈、地應力水平高等特點，由此帶來的突發性、高能級巖爆問題最為突出。巖爆是深埋隧道在開挖過程中，破壞了原有的應力平衡狀態，儲存于硬脆性完整巖體中的彈性應變能突然釋放的一種動力失穩現象，已成為世界性的地下工程難題之一[2]。通常情況下，防治巖爆的具體措施包括主動應力卸壓和被動加強支護，其中，爆破卸壓法對地質條件適應性強，操作方便，卸壓效果顯著，是一種基于卸壓-支護耦合思想的巖爆根治性措施，應用前景十分廣闊。陳壽峰等[3]利用利文斯頓能量平衡理論，提出一套高地應力條件下巷道圍巖內部控制爆破卸壓的設計方法，但對于爆破裂隙圈半徑的計算未考慮高地應力條件。劉美山等[4]根據弱能量爆破治理巖爆的原理，提出圍巖內傾斜發散孔、掌子面傾斜發散孔和圍巖超前平行孔等4種爆破卸壓方案，并利用常規爆破參數設計進行了現場試驗，這種在隧道開挖區向四周圍巖鉆孔爆破的方式容易影響隧道圍巖和支護結構的穩定性，現場實施安全隱患較大。蔡建德等[5]通過數值模擬研究優選了延伸輔助孔淺孔爆破卸壓方案，但是這種向掌子面正前方鉆孔爆破的方式容易造成掌子面前方巖體破碎，導致下一循環鉆孔出現卡鉆現象，影響隧道施工進度和開挖質量。目前，爆破卸壓大都作為一種局部解圍措施用于開挖期應力卸載，由于爆破卸壓參數的選取取決于應力釋放部位的確定，參數設計大多依賴于工程經驗，缺乏深部巖體爆破理論指導。因此，結合深部巖體分區破裂化原理，針對長期服役隧道強巖爆地段提出一種安全高效的超前深孔分區爆破卸壓技術，形成爆破卸壓參數系統化設計方法，以達到施工期和運營期全時空防治巖爆的目的，具有重要的實際意義。

1 分區爆破卸壓方案及理論基礎

1.1 分區爆破卸壓方案

隨著對深部巖體力學特性的深入研究及越來越多的工程實踐表明，特定條件下深地工程開挖過程中會交替出現破裂區和非破裂區的地質現象[6-8](見圖1)，且分區破裂化的出現呈現一定的規律性，М.В.Курленя和В.Н.Опарин[9]通過大量試驗數據和理論研究發現破裂區半徑與隧道半徑表現出一定的數學關系，如下式所示：

圖1 深部巖體分區破裂化現象Fig.1 Zonal fracture of deep rock mass

(1)

Δri=(0.05～0.11)ri(i=1,2,3,4,……n)

(2)

式中：i為隧道發生分區破裂時，自開挖面往圍巖深部出現的破裂區編號；ri為第i條破裂區距離隧道中心的半徑；r0為隧道半徑；Δri為第i條破裂分區寬度。

分區破裂化現象的出現實際上是深部地下工程圍巖在地下開挖活動引起的高地應力下的一個自卸壓的過程，圍巖分區破裂的過程是圍巖逐級逐層釋放彈性應變能的過程，從而伴隨著高應力的釋放及轉移?；谏畈繋r體出現分區破裂現象的啟示，結合深部巖體爆破破碎機理，提出超前深孔分區爆破卸壓防治強巖爆的方法(見圖2)，人工誘導掘進前方圍巖產生分區破裂，提前釋放集聚的應變能，為前方未開挖巖體的應力狀態調整提供觸發條件，從而降低隧道周邊的應力集中程度，使高應力區向深部轉移，避免巖爆發生或降低巖爆烈度。

圖2 分區爆破卸壓炮孔布置Fig.2 Layout of zonal destress blast holes

研究及實踐證明硬脆性完整巖石是巖爆發生的必要條件，因此，分區爆破卸壓的作用機理就是在圍巖特定位置鉆孔裝藥爆破，利用炸藥爆炸的能量，對設計部位巖體進行合理破碎，在隧道外圍形成若干圈環形均勻破裂帶，從而逐級釋放集聚在巖體內的彈性應變能，同時人造破裂帶作為地應力的“天然屏障”，改變了應力的傳導路徑，使隧道開挖后自然承載拱和支護結構的應力集中程度得到緩解，從根本上解決巖爆問題。卸壓爆破的實質是無限體內部藥包爆破作用過程，要達到理想的卸壓效果，其基本的設計原則為：一是爆破參數要合理控制，避免對開挖后形成的自然承載拱產生破壞作用，保證隧道的整體穩定；二是爆破卸壓裂隙帶分布要盡量均勻，確保集聚應變能的有效釋放。因此，卸壓爆破的參數設計非常重要。

1.2 高圍壓作用下爆破破碎機理

1)爆炸荷載傳播規律。在耦合裝藥條件下，巖石中的柱狀藥包爆炸后產生的沖擊波透射入巖石中的沖擊波壓力可表示為

(3)

式中：p為透射入巖石中的沖擊波初始壓力，MPa；ρ、ρ0分別為巖石和炸藥的密度，kg/m3；CP、D分別為巖石中的聲速和炸藥的爆速，m/s；γ為爆轟產物的膨脹絕熱指數，一般γ=3。

巖石中的透射沖擊波不斷向外傳播而衰減，最后變成應力波。巖石中任一點引起的徑向應力和切向應力可表示為

(4)

σθ=-bσr

(5)

2)地應力荷載分布規律。參考文獻[10]的研究，以炮孔中心為極坐標系圓心，圍壓作用下起爆前炮孔周圍的初始應力可以表示為

(6)

(7)

式中：λ為地應力側壓系數；d為炮孔直徑，m；β為極角，°。

3)爆炸荷載和地應力荷載耦合作用。根據彈性力學理論可知，在爆破開挖過程中，爆破卸載面上的徑向應力迅速卸載到零，爆破沖擊波峰值壓力遠大于地應力，因此地應力對爆破粉碎區的形成影響不大，所以粉碎圈范圍可參考文獻[11]中的表達式

(8)

經過粉碎圈能量耗散后，沖擊波峰值壓力大大降低，衰減為應力波后繼續在圍巖中傳播，當產生的切向拉應力超過巖石的抗拉強度時，即在圍巖中產生徑向裂隙。在地應力荷載和爆炸荷載耦合作用下，破裂圈邊界上應力平衡狀態見公式(9)，由此方程可得到高地應力作用下爆破裂隙區的半徑長度，理論分析證明地應力的存在抑制了徑向裂紋的擴展，所以卸壓爆破確定孔間距時應充分考慮地應力的影響。

(9)

式中：σct為巖石的動態抗拉強度；R2為爆破破裂圈的半徑。

2 分區爆破卸壓參數系統化設計

分區爆破卸壓的基本思路為首先在掌子面掘進爆破孔鉆孔完畢后，沿掌子面斜向前方30°～60°鉆鑿一圈卸壓爆破孔，然后基于破裂分區寬度，確定卸壓爆破孔網參數，如孔位布置、炮孔長度、炮孔傾角、裝藥結構等，根據巖石爆破理論確定裝藥參數如裝藥量、不耦合系數、起爆時差等，卸壓孔先于掌子面掘進孔起爆，在圍巖體中人為制造出一圈“柔性”防沖帶，誘發圍巖破裂化向深部轉移，使卸壓影響范圍內的巖體儲存的彈性能有效釋放。

1)卸壓爆破孔位布置。卸壓爆破與隧道鉆爆工序同步進行，卸壓爆破孔先于掌子面掘進孔起爆進行超前卸壓，沿掌子面斜向前方鉆鑿一圈卸壓爆破孔，其在隧道軸線的投影長度等于2～3倍的爆破循環進尺，如此卸壓爆破與掌子面掘進可以循環進行或間隔一個循環進行(見圖3)。

圖3 卸壓爆破孔布置縱斷面Fig.3 Vertical section of destress blasting hole layout

2)炮孔直徑d。炮孔直徑不宜過大或過小，可選擇40～90 mm之間，具體取值應根據藥卷規格、裝藥不耦合系數及現場鉆孔機具型號確定。

3)不耦合系數K。不耦合系數的確定原則為不能在巖石中產生粉碎區，并盡量增大裂隙區的破碎程度和范圍[10]，因此，可使不耦合裝藥爆破產生的粉碎區R1的半徑等于炮孔的半徑db。

(10)

式中：n為壓力增大系數；K為徑向不耦合系數;dc為裝藥半徑。

由此可得到卸壓爆破最佳的裝藥不耦合系數為

(11)

4)炮孔傾角θ。炮孔傾角根據幾何關系由承載圈厚度和卸壓超前長度H確定，根據理論和實踐經驗承載圈的厚度一般為1倍洞徑大小。為保護承載圈免受爆破破壞作用，將卸壓爆破裝藥段設置在第4和第5破裂帶，可基本滿足要求，如此，承載圈的厚度h=r5-r0，炮孔傾角按下式計算：

(12)

5)炮孔長度L。為了達到爆破卸壓目的的同時保證隧道周邊圍巖的完整性，卸壓爆破的最小抵抗線應滿足內部藥包爆破的臨界深度，因此將爆破卸壓區域設定在圍巖發生分區破裂時形成的第4和第5條破碎帶，形成雙重卸壓帶對應力的傳導進行阻隔。

(13)

6)孔距a。根據公式(9)可計算出耦合裝藥和不耦合裝藥條件下破裂圈半徑的計算公式，從而確定卸壓爆破的孔間距：

a=2R2

(14)

7)裝藥結構。卸壓爆破孔裝藥結構采用分區軸向水袋間隔裝藥，利用水的不可壓縮性，充分傳遞爆炸能量，以破壞巖體完整性和軟化硬巖?？紤]第5破碎帶的炮孔切向作用長度要大于第4破碎帶，因此第5破碎帶裝藥采用徑向耦合裝藥，第4破碎帶裝藥采用徑向不耦合裝藥。

圖4 卸壓爆破孔裝藥結構Fig.4 Charge structure of destress blasting hole

8)裝藥長度l。裝藥長度由卸壓破碎帶的寬度決定，可由下式確定:

(15)

9)起爆時差。卸壓孔先于掌子面掘進孔100 ms起爆，使卸壓爆破影響范圍內的巖體有足夠的時間完成應力重分布。

3 分區爆破卸壓數值模擬

下面結合錦屏水電站二級引水隧洞[12]地應力條件及巖石性質進行分區爆破卸壓參數設計：

1)首先確定卸壓爆破的裝藥不耦合系數和炮孔直徑。

由此計算卸壓爆破的炮孔直徑d=62 mm，取d=60 mm。

3)卸壓爆破炮孔裝藥長度根據破碎帶的厚度確定：

由此可確定單孔裝藥量Q=q1+q2=5.96 kg。

3)根據式(9)計算耦合裝藥條件下破裂圈的半徑約為裝藥半徑的8倍，即R2=0.24 m，可見地應力的約束作用抑制了裂紋的擴展，因此耦合裝藥段可考慮采用擴壺爆破的方式，以使孔間破裂區盡量貫通，卸壓炮孔數量設置為9～11個，炮孔沿隧道輪廓線的間距為0.9～1.2 m。

表1 分區爆破卸壓設計參數

基于以上基礎條件，采用有限元軟件建立隧道準二維數值模型，計算模型尺寸為30 m×30 m×1 m，模型兩側及底部邊界位移約束，頂部為自由表面，巖體模型周邊兩側施加水平地應力，對巖體模型頂部施加圍巖自重應力，材料的物理力學參數如表2所示[13]。

表2 數值模擬巖體物理力學參數

巖爆的判別采用Barton巖爆判據，Barton認為巖爆活動由圍巖的最大主應力σ1和巖石單軸抗壓強度σc之比來規定，其判別關系如下[14]：

σ1/σc= 0.2～0.4 中等巖爆活動

σ1/σc> 0.4 有嚴重巖爆活動

從圖5可以看出，爆破卸壓前，在大埋深圍巖自重荷載作用下，隧道拱頂及兩側邊墻下部拱腳處出現明顯的應力集中，開挖輪廓面附近的Barton判別系數達到0.26，發生中等巖爆活動的可能性非常大；采用爆破卸壓措施后，整個隧道開挖線上Barton判別系數均有較大程度降低，特別是拱頂部位降至0.12～0.14，拱腳部位也降至0.2，發生巖爆的可能性大大降低，應力集中部位向爆破卸壓部位轉移，隧道輪廓面上應力分布狀態得到明顯改善。

圖5 爆破卸壓前后Barton判別系數分布Fig.5 Distribution of Barton discriminant coefficient before and after destress blasting

4 結語

1)確定卸壓爆破參數的關鍵是首先選擇應力釋放部位，基于深部巖體分區破裂化原理，提出分區爆破卸壓逐級應力釋放的強巖爆主動控制技術，形成卸壓爆破參數系統化設計方法，具有一定的理論基礎，分區爆破卸壓可根據巖爆強度和地質條件可以形成若干圈破裂帶，阻隔高地應力的傳導，與正常鉆爆工序同步進行，具有良好的工程應用前景。

2)深部巖石爆破破碎機理與淺部巖體常規爆破理論具有較大差異，特別是高地應力圍壓條件對爆炸破裂范圍的擴展具有明顯的抑制作用，在確定炸藥單耗、孔徑、不耦合系數、孔距等卸壓爆破參數時應充分考慮地應力的影響，必要情況可采用擴壺爆破方式。

3)數值模擬結果表明，應力集中部位向爆破卸壓破碎區轉移，隧道開挖面巖爆傾向性大大降低，充分保護了承載拱整體性，使卸壓和支護協同作用，形成強—弱階梯狀卸壓—支護耦合體系。