隧道圍巖結構面傾角對誘發巖爆的影響研究

周 雄,孟凡震,修占國,岳祝鳳,王 瑋,崔廣昊,王在泉

(1.青島理工大學 理學院,山東 青島 266000;2.青島理工大學 土木工程學院,山東 青島 266000)

經過漫長的地質構造運動,工程巖體內廣泛存在裂紋、節理和斷層等不同尺度的結構面[1],隨著地下工程埋深的增加,富含結構面的圍巖體將處于高應力的環境中[2],結構面的存在對深部圍巖的整體性、變形與強度等特征均產生較大的影響。隨著工程的開挖卸荷擾動,極易造成圍巖失穩破壞,誘發嚴重的動力地質災害現象——巖爆[3]。隧道開挖卸荷打破了圍巖初始應力的平衡狀態,圍巖應力重新分布,導致隧道邊墻所存儲的彈性能被劇烈釋放,引起碎塊體的爆裂剝落彈射或拋擲等現象[4-5]。在西部大開發、一帶一路等眾多國家戰略深部地下工程施工中,不難發現巖體結構面的存在對一些巖爆災害的誘發起著關鍵性作用,甚至引發極強的巖爆現象[6-7]。巖爆災害會導致工程延期、設備損壞以及造成大量直接或間接的經濟損失,嚴重時造成重大的人員傷亡。在深部工程中,高強度硬巖在高地應力環境下儲存了大量的能量,為巖爆的誘發提供了必要的基礎條件,而結構面的弱化作用增大了誘發巖爆的可能性。

基于數值仿真技術,在結構面對巖爆孕育演化的研究方面已取得了豐富的研究成果[8]。朱帝杰等[9]基于RFPA2D軟件,以單裂隙巖體為研究對象,探討了卸荷條件下裂隙幾何參數及卸荷速率對裂隙擴展、巖樣破壞及應變型巖爆的影響。李守國等[10]基于摩爾-庫倫準則構建了含逆斷層隧洞的應變軟化數值計算模型,以此探究斷層傾角對誘發巖爆的影響。袁彬等[11]通過UDEC離散元軟件研究了結構面的位置分布(間距和傾角)對隧道圍巖穩定性與結構面剪切滑移破壞特征的影響,認為圍巖變形的裂化損傷受結構面傾角的影響很顯著。李地元[12]通過FLAC3D三維數值計算,從時間和空間的角度探究了高地應力條件下秦嶺終南山隧道應變型巖爆的發展過程及發生機理,且利用最大切應力判據預測了巖爆的發生及巖爆強度。

上述研究主要是基于連續的有限元數值方法或非連續的離散元數值方法,以此來探究含不同產狀的單組結構面的隧洞,在開挖作用下對圓形隧(巷)道圍巖的破壞和巖爆的影響,而缺乏對含多組不同產狀結構面組合的硬巖直墻拱形隧道在開挖卸荷作用下對圍巖破裂和巖爆誘發的影響研究。巖體破壞是連續到非連續離散耦合的漸進過程[13],為了解多組結構面空間位置的分布對巖爆誘發的演化過程與破碎圍巖體力學運動特征的影響,本文采用基于連續與非連續的數值方法為理論基礎的數值模擬仿真軟件GDEM中的Block dyna模塊,構建邊墻含不同角度的多組結構面的直墻拱型的二維隧道,模擬研究隧道在全斷面開挖卸荷作用下對誘發巖爆的影響。

1 GDEM數值模擬方案

1.1 GDEM軟件的數值方法

GDEM是一款可顯式計算模擬的大型數值軟件,該軟件是以CDEM(continuum-discontinuum element method, CDEM)數值理論的計算方法為基礎,同時采用GPU進行加速計算。而CDEM的核心算法是源于拉格朗日方程的連續-非連續單元的數值方法,由此能實現介質材料從連續大變形到非連續離散破裂變形演化全過程的動態模擬[14]。

圖1為CDEM的數值計算模型,其數值模型主要由塊體與塊體間的接觸界面組成。其中塊體的構成可以由任意個有限元單元組成,通過有限元的迭代計算,用以表征介質材料的大變形、塑性損傷等連續特性。而塊體間的界面接觸是通過在單元節點上虛設(法向和切向)彈簧單元,塊體之間因彈簧單元的存在進行力學信息的傳遞作用,由離散元數值計算,通過彈簧的斷裂來表征材料的裂化損傷、塊體間的碰撞以及動力失穩滑移等非連續特征。而在GDEM數值軟件中,其界面的設置主要包含兩種,真實界面和虛擬界面,真實界面就是實際天然巖體中富含的節理、裂隙等不連續的結構面,虛擬界面就是塊體間虛設的6個彈簧單元。塊體單元內部的迭代計算與界面間彈簧單元斷裂機制的相互作用,可以實現介質材料逐漸斷裂破碎演化過程中一系列力學運動的非線性特征。

1.2 數值模擬流程

巖爆的孕育是一個動態演化的過程,數值模擬的具體流程主要包括:幾何模型的創建、模型塊體單元和界面本構的選取、單元參數的設置、模型邊界(位移、應力)條件的施加、計算求解、數據結果分析等。

模型選取的計算尺寸為50 m×50 m,隧道尺寸為拱形半徑為4 m、洞壁直邊墻為6 m。數值模擬需同時考慮固體單元與虛擬界面的本構模型,巖體單元采用線彈性本構模型,單元間的接觸面采用Mohr-Coulomb斷裂能本構模型。模型的基本參數設置如表1所示[17-18]。其中,黏聚力為正態分布,以此表征巖體的非均質性。模型邊界采用均布荷載力施加,其加載形式與信息監測點設置如圖2(a)、圖2(b)所示。

圖2 模擬流程圖及計算示意圖

數值模擬的計算過程分為以下三個步驟:

(1) 構造初始應力階段:通過對模型邊界條件的施加,開始彈塑性階段的平衡計算,計算直到收斂穩定,以此構造原巖應力狀態。

(2) 動力計算前邊界條件設置:對模型計算穩定收斂時單元的位移清零,同時將邊界的約束限制條件更改設置為黏性邊界條件。其作用是為了在進行動力計算時,能將傳遞到邊界處的應力波進行吸收,避免應力波的虛假反射,防止計算出現不準確性。

(3) 開挖卸荷動力計算階段:幾何模型創建時,對模型的塊體進行不同的組號設定。開挖卸荷計算時,只要將需要開挖部分的塊體組號設置為空單元,由此模擬隧道開挖卸荷擾動階段的計算。

模型計算的整個過程中,可清晰呈現出圍巖的破壞起裂、延伸、彈射飛濺的過程。碎塊體的拋擲飛濺來源于虛擬界面所設置的彈簧單元,當達到彈簧單元的斷裂強度時,彈簧發生斷裂圍巖裂化,造成巖體剝離母巖,彈射飛出。

1.3 具體的數值模擬方案

本文通過在圍巖內設置不同角度(30°、60°、90°,傾角為結構面與水平方向的夾角)的多組閉合結構面,以此探討隧道開挖卸荷后,結構面傾角對巖爆演化過程的影響,數值模擬方案如圖3所示。

圖3 數值模擬方案

2 模擬結果與分析

2.1 節理角度對直墻拱型隧道破壞特性的影響

當結構面角度為30°分布時,可見第一條結構面呈已揭露狀態(見圖4(a)畫實線箭頭),且第一條結構面尖端下側(見圖4(a)畫虛線箭頭)由于與臨空面洞壁相交,易于裂紋的起裂演化而擴展貫通。由圖4(a)所示,開挖卸荷后,三條節理下側尖端的翼裂紋同時萌生,裂紋沿著洞壁延伸擴展,致使臨空洞壁圍巖體發生局部剝落;且隨著計算時步的增加(見圖4(b),圖4(c)),圍巖內相對深部的裂紋逐漸穿切結構面并持續向豎向加載方向擴展,且洞壁的豎向裂紋逐漸向邊墻的拱頂和底角處持續延伸發展,并與臨空面貫通,造成圍巖更大范圍內的裂化剝落現象(圖4(b))。隨著計算進一步的進行,由于外側圍巖的破壞失穩,圍巖中的應力不斷向深部轉移,裂紋相互聯結分割巖體,致使各巖體相互剪切破裂并貫通臨空面,最終誘發大片狀塊體的滑落(圖5(a)中數字2、3黃紅部分較多——圖5為隧道斷面最終的破壞模式云圖,圖中0代表未破壞、1代表拉破壞、2代表剪破壞、3代表拉剪破壞),且伴隨著巖體小碎塊的飛濺,無明顯巖爆現象的產生,圍巖的裂化主要為靜態的脆性破壞。

圖4(d)—圖4(f)顯示的是結構面角度為60°分布時,結構面均未揭露,第一條節理下側尖端距離左邊墻拱腳處較近(圖4(d)畫實線箭頭),但與30°時的同條節理相比較,其距離臨空面較遠,裂紋不易擴展。洞壁徑向應力卸除后,裂紋始于第一個(圖4(d)畫虛線箭頭)傾斜結構面下尖端上盤部分,與預制節理方向成45°演化擴展(即近似平行于豎直邊墻),之后逐漸沿豎向加載方向持續延伸,最終轉向與預制節理呈接近135°方向繼續擴展,并與隧道臨空面貫通,裂紋的擴展路徑展現出倒Z型演化,其演化過程中形成了第一個剪切區域(圖4(f)中上側橢圓虛線區域)。與此同時,第一條結構面下側尖端的巖體部分,其衍生的次生裂紋的擴展演化過程滯后于結構面上盤,漸進向拱腳延伸擴展,其余兩條節理下側尖端處圍巖的裂紋逐漸沿著預制節理面方位延伸擴展,損傷逐漸加劇,致使節理上部圍巖剪切滑移與節理下部圍巖體形成擠壓,導致傾斜節理上下圍巖體間相互壓剪作用,逐漸被切割成不同產狀大小的片狀塊體,其該演化過程中形成了第二個剪切區域(圖4(f)中下側橢圓虛線區域),即節理圍巖區域內,巖體沿節理面加劇了塊體之間因相互錯動的作用,從而誘發了強烈的剪切破裂型巖爆,并形成了1.5 m深度的V型爆坑,爆裂體噴發彈射而出,產生了大量薄板狀或片幫塊體以及少量巖體碎塊。另外在靠近邊墻處第一條結構面與邊墻圍巖之間的巖石出現劈裂破壞,形成了具有一定厚度的新巖板,最終誘發巖板屈曲失穩折斷彈射。因此對于含60°結構面的圍巖,既有剪切滑移破壞(內部圍巖),也有劈裂張拉屈曲破壞發生(表層圍巖),具體見圖5(b)所示。

圖4 含不同傾角節理圍巖破壞的演化進程Y方向應力云圖

而當結構面角度為90°分布時,結構面也未揭露,由圖4(g)、圖4(h)可知,裂紋同樣從節理兩翼尖端萌生,并向節理面之間的巖板內持續擴展延伸,并且結構面與臨空面之間未裂化的巖體其儲能不斷積累加劇,應力云圖4(g)、圖4(h)顯示中間節理巖板未裂化巖體的應力范圍由20 MPa～30 MPa增大到30 MPa～50 MPa,隨著破碎帶不斷擴大,從而在靠近隧洞邊緣的第一塊巖板承載的上下端部發生剪斷失穩破壞,第二、三塊節理巖板(第二三條節理間的圍巖體)被壓致劈裂而逐漸板裂化,進一步形成了新的巖板,彎曲鼓裂,最終誘發巖板的屈曲失穩而折斷彈射,向外膨脹,形成大片狀巖塊彈射和巖板端部小片幫巖塊脫落,誘發了強烈巖爆并形成約1.2 m深度的爆坑,圍巖最終破壞的斷面形貌特征呈現為平底鍋狀的爆坑,圍巖整體破壞呈現出典型的張拉-屈曲-剪切復合型破壞,見圖5(c)所示。

圖5 含不同傾角節理圍巖最終破壞云圖

綜上,結構面角度的不同,致使裂紋演化的難易程度與力學機制不同。30°已揭露結構面上下側巖體間裂紋擴展的難易程度近似,裂紋同時起裂延伸,均勻分布于節理圍巖之間,造成巖體被分割,主要呈現為巖體間的相互剪切貫通而豎向剝離滑落,發生典型的張拉-剪切復合型脫落破壞。60°未揭露結構面遠離臨空面,導致節理上下圍巖體裂紋的孕育起裂存在先后,容易引起結構面上覆圍巖與下部的圍巖形成擠壓,沿著預制結構面發生剪切滑移,整體呈現出張拉-壓剪滑移破壞的特征,以及邊墻表層圍巖劈裂形成新巖板的屈曲失穩,最終誘發強烈的剪切破裂型巖爆,并形成了較深的破碎帶且其爆坑深度受硬性結構面控制。可見30°與60°在節理面上盤圍巖的破壞相似,其兩者破壞的區別主要呈現為節理下部圍巖破壞演化發展的不同。而90°節理圍巖的破壞主要呈現為深部巖板劈裂板裂化,屈曲失穩而折斷彈射,導致臨空巖板端部失穩剪斷拋擲的現象。隨著角度的變化(30°～60°～90°),隧道破壞模式也由張拉剪切脫落型、剪切破裂型(壓剪破壞)、屈曲失穩型(劈裂板裂化)逐步演化過渡。含未揭露結構面圍巖的破壞劇烈程度高于已揭露結構面(結構面揭露,易于裂紋的擴展,不易形成巖體的擠壓破壞,破壞強度相對較低),且未揭露結構面(60°、90°)距離臨空面邊界越近,附近圍巖應力調整越劇烈,更易誘發高強度巖爆。巖爆強度等級關系為:60°>90°>30°。緩傾角結構面(30°)不易形成滑移,誘發巖爆,為靜態的脆性破壞,而陡傾角結構面(60°、90°)極易誘發結構型巖爆,且(60°傾角結構面)更易沿結構面方向發生剪切滑移。

2.2 巖體監測點力學運動特征的影響分析

當節理角度為30°分布時,壁面應力解除后,巖板上方裂化分割的塊體較大,破裂并不嚴重,巖體承載強度較高。由圖6(a)知,其巖體監測點的裂化強度最大為75 MPa,圍巖最大應力穩定為40 MPa,應力的調整并不劇烈;節理傾角為60°分布時,開挖卸荷后,巖板上方裂化嚴重,承載變小,破碎帶范圍較大,從圖6(b)曲線中可知,裂化帶的節點應力降為0 MPa(1、2號節點),3號節點應力調整劇烈,裂化強度最大為68 MPa,其未破裂圍巖(4、5號節點)的應力逐漸增大后趨于穩定,穩定的最大應力為60 MPa。30°、60°節理區域內1、2、3號節點的應力變化幅度劇烈,應力調整主要集中于節理上部圍巖,圍巖裂化時其承載強度呈現出60°小于30°節理,而穩定后30°節理圍巖中靠近4、5號節點的巖體應力比60°低。且從30°、60°節理圍巖處的節點應力在彈塑性階段的演化過程中可以看出,隨著傾斜角度的增大,應力的分布差異較大,且不均勻。而節理角度為90°分布時,由圖6(c)的彈塑性階段可知,節理巖體間的應力分布差異較小,較均勻,并且與無節理處完整圍巖的應力差異也較小。開挖卸荷后,圍巖板逐漸裂化破壞,巖板中2號節點Y方向應力的裂化強度急劇上升至118 MPa,當圍巖發生宏觀破壞時其監測設置點處的裂化巖板體逐漸剝離脫離母巖,應力松弛釋放為0 MPa。最終,卸荷調整穩定后,圍巖的最大應力增長穩定至58 MPa。

圖6 監測數據點應力變化曲線

綜上,在一定范圍內(30°～60°),節理角度越大,對圍巖破碎帶區域的影響也越大,局部圍巖的承載能力下降,而穩定后圍巖應力的調整強度就越高;90°大傾角節理圍巖板的裂化承載強度高達118 MPa,其圍巖開挖卸荷穩定后的應力值較高的節點數目比30°與60°節理傾角時更多。由此看出90°節理豎直巖板的承載強度高于傾斜節理圍巖的承載能力,這也從側面顯現出巖體的抗壓能力強于抗剪能力。由于節理角度的變化,其圍巖的整體承載強度關系為:90°>30°>60°,且隨節理角度的增大,圍巖破壞彈射碎塊體的時空演化差異會更加明顯,圍巖裂化破壞過程的劇烈性會更強。

圖7為圍巖體裂化塊體的信息統計,由圖7(a)、圖7(b)可知,隨著節理角度的增大,塊體的水平彈射速度的范圍呈現出先增大后減小,而裂化塊體的體積大小關系呈現出隨節理角度的增大,先減小后增大,但可以明顯看出30°節理圍巖破壞時的塊體除了一個未完全剝離母巖的長大塊體體積較大外,其余整體上剝離母巖的塊體體積相對小于60°節理圍巖裂化剝離母巖的塊體體積,可見當除去30°節理圍巖中未剝離母巖的塊體,其彈射的塊體體積隨著節理角度(30°～60°～90°)的增大而增大,且對比圍巖破壞的特征可以看出,圖中彈射速度較高的塊體,主要為裂化嚴重的小碎塊體和巖體顆粒的飛濺,彈射塊體的體積較小,其危害一般較小;而90°節理塊體的彈射速度雖然不大,但彈射的部分塊體體積相對很大,對工程安全的危害大。因此,除去小碎塊體水平彈射速度中較大的值,從數據文件中選取體積最大塊體的彈射速度進行統計見表2所示,可見較大塊體的彈射速度分別為0 m/s(30°);8 m/s(60°);4.8 m/s(90°),較大塊體的最大彈射速度也呈現出隨著節理角度的增大而先增大后減小,與2.1節中分析的節理傾角對隧道圍巖誘發巖爆孕育的演化特征一致。

圖7 塊體的信息統計

表2 最大碎塊體的彈射速度

由以上可見,節理角度對圍巖碎塊體速度與體積的影響比較明顯,也能從側面再次反映出圍巖破碎帶的裂化程度關系為:60°>90°>30°,即適當角度的減小強化了結構面的抗剪切作用,即增大了結構面上的(覆土重量)有效法向應力,由此阻礙了結構面的活化,不易誘發滑移面的剪切滑移破壞,降低了圍巖的裂化程度。

3 結 論

(1) 節理角度空間位置的不同分布,造成圍巖裂紋孕育的難易程度與力學機制不同,由此改變了圍巖裂紋的擴展行為和承載能力。30°已揭露結構面上下側巖體間的裂紋擴展難易程度近似,裂紋易同時萌生起裂延伸,分割巖體,造成巖體間的相互剪切貫通而豎向滑落;60°未揭露結構面遠離臨空面,受邊墻圍巖的影響,造成結構面上下側圍巖體裂紋的起裂存在先后差異,容易造成結構面上覆圍巖與下部的圍巖形成擠壓,引發沿結構面方向的壓剪滑移破壞與邊墻表層圍巖劈裂破壞形成新巖板的屈曲失穩;90°未揭露結構面圍巖的破壞呈現為深部巖板逐漸劈裂板裂化,屈曲失穩而折斷彈射,導致臨空巖板端部失穩剪斷破壞。

(2) 緩傾角度強化了結構面的抗剪切作用,不易形成滑移,為靜態脆性破壞,陡傾角度更易沿結構面發生剪切滑移破壞而誘發巖爆,且未揭露結構面的破壞程度高于已揭露結構面。節理角度的變化(30°～60°～90°)導致破壞模式也由張拉剪切脫落型、剪切破裂型(壓剪)、屈曲失穩(劈裂板裂化)型逐漸過渡。60°節理圍巖誘發的剪切破裂型巖爆,產生了較深的V型爆坑,而90°節理圍巖破壞的爆坑形貌特征為平底鍋狀。

(3) 結構面傾角對隧道巖爆的強度影響呈現為60°>90°>30°,圍巖承載強度的影響關系為:90°>30°>60°,以及對隧道圍巖裂化片狀塊體的速度和破碎帶區域范圍的力學特征的影響也十分明顯,影響程度關系呈現出:60°>90°>30°,彈射的塊體體積大小關系呈現為:90°>60°>30°。