楊建華盧文波，陳 明嚴 鵬周創(chuàng)兵

1）中國武漢430072武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室

2）中國武漢430072武漢大學水工巖石力學教育部重點實驗室

深部巖體應力瞬態(tài)釋放激發(fā)微地震機制與識別＊

楊建華1，2）盧文波1，2），陳 明1，2）嚴 鵬1，2）周創(chuàng)兵1，2）

1）中國武漢430072武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室

2）中國武漢430072武漢大學水工巖石力學教育部重點實驗室

從能量釋放的角度討論了深部巖體開挖激發(fā)微地震的機制.研究表明，伴隨著爆破破巖新自由面形成而發(fā)生的巖體彈性應變能釋放屬于瞬態(tài)過程，高地應力條件下爆破開挖產生的微地震由爆炸荷載和初始地應力（開挖荷載）瞬態(tài)釋放耦合作用引起.地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微地震可成為周圍巖體振動的主要組成部分，這有賴于巖體自身的蓄能能力、巖體開挖方式及開挖面的大小.通過瀑布溝地下廠房爆破開挖過程中實測圍巖地震信號的時能密度和幅值譜分析，對地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微地震進行了識別.耦合地震信號的低頻成分主要由初始地應力瞬態(tài)卸荷引起，而高頻成分主要由爆炸荷載引起.應用數(shù)字信號處理的FIR濾波方法對耦合振動信號進行了初步分離，數(shù)值計算驗證了分離結果的可靠性.

微地震 動力過程 深埋隧洞 爆破開挖 瞬態(tài)卸荷 彈性應變能

Abstract：The mechanism of triggered microseism by excavation of deep rock mass is discussed from the view of energy release.Results reveal that the elastic strain energy release of rocks，accompanied with the formation of new free surface during the rock fragmentation by blasting，is a transient process；and in highly stressed rock mass，the triggered microseism by blasting excavation isattributed to the coupling of blasting load and transient release of in－situ stress（TRIS）.The TRIS－triggered microseism could become absolutely the main component of total vibration，which depends on the storage capacity of rock energy，the excavation method and the size of excavated surface.In combination with the blasting excavation of an underground powerhouse in the Pubugou Hydropower Station，the microseism excited by TRIS is identified through time－energy density analysis and amplitude spectrum analysis of monitored microseismic signals in surrounding rocks.Results indicate that lower frequency component in the coupled microseism results more from TRIS than from blasting load，and higher frequency component originates from the blasting load alone.The coupled microseismic signals are separated by employing the finite impulse response（FIR）filter，and separated waves agree very well with numerical simulation results.

Key words：microseism；dynamic process；deep－buried tunnel；blasting excavation；transient unloading；elastic strain energy

引言

人類工程活動引起的地震問題是現(xiàn)代地震學廣為研究的課題之一.從20世紀60年代開始，源于國防建設的需要，國內外對地下核爆炸、化學爆炸進行了大量的研究，揭示了其應力波傳播規(guī)律和地運動特征（Kharin et al，1966；Bykovtsev，Kramarovskii，1994；唐廷等，2007）.隨著礦山開采深度的日益增加，人類活動不斷走向巖體深部，開挖擾動引起巖體地應力重分布.其內部將產生局部彈塑性能集中現(xiàn)象，能量的積聚引起巖體裂隙的產生與擴展、甚至是地質間斷面（斷層）的運動，由此導致應力波或彈性波的釋放并在周圍巖體內快速傳播誘發(fā)礦山地震（Mccreary et al，1992；唐春安等，1997；Ge，2005；和雪松等，2007）.在深部巖體爆破開挖過程中，鉆爆開挖是通過爆炸荷載與孔壁圍巖相互作用，達到破碎巖石、拋擲碎塊的過程.伴隨著爆炸產生的巖體開裂和新自由面的形成，被開挖巖體對保留巖體的應力約束瞬間消失，即開挖面上地應力瞬態(tài)釋放.一般認為，爆破地震是指炸藥爆炸產生的沖擊波通過巖土介質傳播到遠距離處衰減而引起的振動.但爆破開挖面上的應力快速釋放可以在圍巖中激發(fā)動拉應力（Carter，Booker，1990），且卸荷速率越快，對保留巖體的破壞越大（Abuov et al，1989），甚至成為巖爆的觸發(fā)機制之一（徐則民等，2003），明顯地表現(xiàn)出與準靜態(tài)開挖卸荷不同的動力特征.Cai（2008）認為，當深埋隧洞采用鉆爆法開挖時，將在開挖邊界上產生很大的不平衡力，圍巖的一部分應變能轉化為動能.試驗研究也發(fā)現(xiàn)，地應力場對爆破地震傳播具有波導效應，主地應力方向上實測的爆破振動值要遠大于預測的爆破振動（張志呈等，2005）.以上研究成果及工程實踐表明，伴隨爆炸而發(fā)生的開挖輪廓面上地應力瞬態(tài)釋放，可能是激發(fā)圍巖微地震的另外一個因素（李正剛，2004）.

深部巖體爆破開挖過程中，地應力瞬態(tài)釋放這一卸載擾動以彈性波的形式向外傳播，在周圍巖體中產生微地震，這是一個物理過程的動力原因和動力響應，是一個直接激發(fā)過程.但從應變能快速釋放的觀點看，地應力瞬態(tài)卸荷產生的微地震與采礦卸載間接誘發(fā)的地震具有相似性.因此，開展深部巖體爆破開挖過程中地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)微地震的研究，對于認識工程開挖激發(fā)微地震的機制、預報與控制爆破振動具有重要意義.進一步建立開挖瞬態(tài)卸荷激發(fā)微地震的特征與地應力分布的關系，為判斷地下工程二次應力分布、預防和減輕動力地質災害提供了有效途徑（陳培善，1981；張?zhí)炖椎龋?011）.本文首先從巖體彈性應變能釋放的角度討論地應力釋放激發(fā)微地震的機制，并針對深埋圓形隧洞全斷面分段微差爆破，分析地應力釋放的力學過程；然后結合高地應力條件下爆破開挖的實測地震信號，采用小波變換時能密度和幅值譜分析方法對地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微地震進行識別，應用數(shù)字信號濾波方法對耦合地震信號進行初步分離，并與數(shù)值模擬結果進行對比驗證.

1 巖體開挖能量釋放機理

與開挖過程有關的巖體應力路徑、應力狀態(tài)及動力響應等問題，歸根結底是巖體能量的集聚、儲存、耗散與釋放.假定三向應力作用下的原巖處于彈性平衡狀態(tài)，在主應力空間中，單位體積巖體彈性應變能e為（Solecki，Conant，2003）

式中，σj為主應力，j＝1，2，3；E為彈性模量；μ為泊松比.

一定體積的巖體含有n個巖體單元，所包含的應變能U為

式中，Vk為第k個巖體單元的體積.

工程開挖改變了巖體的原始幾何形狀，使開挖邊界上的法向初始地應力全部卸除，并引起周圍保留巖體地應力場的變化，形成一定的應力影響區(qū).隧洞每一個進尺都將挖除一定體積的巖體，這部分巖體包含了一定的應變能；同時應力影響區(qū)巖體由于變位和應力調整也將釋放一定的能量.這兩部分能量之和就是特定開挖進尺下釋放的能量ΔU（Cook et al，1966），即

式中，U1，U2分別為開挖前開挖區(qū)和應力影響區(qū)內巖體的彈性應變能；U′2為開挖后影響區(qū)巖體的彈性應變能，如圖1所示.

圖1 開挖引起的巖體應力和應變能變化示意圖Fig.1 A schematic of excavation－triggered changes in rock stress and elastic strain energy

以理想條件下深埋圓形隧洞全斷面分段微差爆破開挖作為理論分析模型（圖2）.與某一圈炮孔起爆對應的初始地應力為前一圈炮孔起爆后形成的二次應力.與隧洞分段微差起爆順序對應的巖體任一點的應力狀態(tài)，可采用厚壁圓筒受遠場壓應力的平面應變模型計算：

式中，λ＝σH/σV，σH和σV分別為遠場水平應力和豎直應力；ηi＝ri－1/r，ri－1為第（i－1）段雷管起爆所形成的臨時空腔半徑，r為空腔周圍任一點到洞室中心的距離；σri，σφi，τrφi和σzi分別為與第i段起爆對應的徑向正應力、切向正應力、剪應力和軸向應力（下面統(tǒng)稱σi）；φ為極角.

處于三向高地應力作用下的深部巖體可以集聚大量的彈性能，因開挖釋放的能量往往大于巖體發(fā)生動態(tài)破裂、滑移所需要的能量ΔG，二者之差稱為巖體破壞的彈性余能（趙陽升等，2003）.大部分情況下這部分能量以動能形式釋放，轉換為破碎巖體的拋射而發(fā)生巖爆，或轉換為周圍巖體的振動而發(fā)生微地震.對于高地應力條件下的深部巖體開挖，動力破壞彈性余能遠大于淺部巖體，這部分以動能形式釋放的能量是巖體工程設計與施工中必須考慮的重要因素.

當采用鉆爆法開挖時，炸藥爆炸產生的能量大部分用于破碎巖體和產生塑性變形，部分能量仍以動能的形式釋放而產生爆炸地震波，與應力卸載地震波耦合在一起.則式（5）應改為

式中，Uexp為炸藥爆炸產生的能量，K＜1.

圖2 分段微差爆破地應力的確定Fig.2 Determination of the rock stress corresponding to millisecond delay blasting

2 地應力瞬態(tài)釋放力學過程

2.1 地應力釋放荷載邊界條件

在深埋隧洞鉆爆開挖過程中，裂紋首先在炮孔連線方向優(yōu)先擴展，相鄰炮孔在極短時間內相互貫通、巖體碎塊拋離新形成的開挖面，被開挖巖體對保留巖體的法向約束荷載將瞬間消失，即完成開挖面上初始地應力（開挖荷載）的瞬態(tài)釋放.根據(jù)開挖邊界上的應力連續(xù)條件，只有在裂紋貫穿、炮孔壓力Pb衰減至低于初始地應力σi時，宏觀上的地應力釋放在開挖輪廓面上發(fā)生；當炮孔壓力降至大氣壓時，完成地應力的同步釋放（盧文波等，2011）.與爆炸荷載耦合作用下的地應力瞬態(tài)釋放起止時刻與變化規(guī)律由開挖面上地應力大小和爆炸荷載變化過程確定，如圖3所示.圖中Pb0為爆炸荷載峰值，tr為爆炸荷載上升時間，td為爆炸荷載持續(xù)時間，ti為地應力卸載開始時刻.

圖3 爆炸荷載和地應力瞬態(tài)釋放過程曲線Fig．3 Curves of blasting load and transient release of in－situ stress versus time

2.2 地應力釋放持續(xù)時間

對于常采用的孔底起爆方式，爆炸荷載變化過程分為以下3個部分：①首先炸藥從孔底起爆，爆轟波以爆速D在裝藥中傳播，在極短的時間內孔內平均爆炸荷載上升至最大值Pb0，同時在圍巖中激起應力波；②受爆炸荷載作用，炮孔周圍巖體開裂并在爆生氣體的驅動下以速度Cf進一步擴展并最終全部貫通，裂縫周圍巖體發(fā)生局部的地應力釋放；③高溫高壓的爆生氣體從炮孔間的貫通裂縫或堵塞物被沖出后的孔口高速逸出，產生一束以速度Cu1向孔底傳播的稀疏波，當稀疏波傳播至孔底固壁端時反射稀疏波，并以速度Cu2向孔口傳播，導致炮孔壓力進一步降低，多數(shù)情況下，當反射的稀疏波到達孔口后，炮孔內爆炸氣體壓力已衰減至大氣壓水平.上述過程，可用圖4所示的計算模型來表示.圖中L1和L2分別為炮孔的裝藥長度和堵塞長度；Ls為炮孔間距；CP為巖體縱波速度；vg為爆炸氣體逸出速度.

有關爆炸氣體壓力詳細的變化過程可以由炮孔空腔動力膨脹、裂紋擴展、堵塞物沖出及爆生氣體一維非定常流動聯(lián)合計算得到（楊建華等，2010），荷載曲線如圖3所示.整個爆炸荷載持續(xù)時間為

圖4 爆炸荷載持續(xù)時間計算力學模型Fig.4 Mechanic model adopted to determine the process of blasting load

對于深埋隧洞全斷面爆破開挖，一般采用鉆孔直徑為φ42mm、孔間距0.8—1.2 m、孔深1.5—5.0 m的淺孔爆破；采用爆速為3 500—4 500 m/s的2＃巖石硝銨炸藥或乳化炸藥.若巖體的初始地應力為20—50 MPa，由式（7）—（8）可以估算此條件下地應力釋放持續(xù)時間Δt＝2—5 ms.該估算值與巖石爆破現(xiàn)場高速攝影資料相符合（Preece et al，1993）.爆炸荷載脈沖的瞬時性決定了開挖面上地應力釋放是一個實實在在的瞬態(tài)過程.巨大的彈性應變能ΔK在數(shù)毫秒內高速釋放，必將在周圍巖體中激發(fā)顯著的瞬態(tài)卸載地震波.

2.3 地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)微地震

同時可以估算上述條件下因地應力釋放引起的圍巖應變率可達（10－1—101）/s量級（盧文波等，2008）.當應變率大于10－1/s時屬于動態(tài)過程，不能忽略慣性力的作用（周維垣，1989）.而以往研究往往將地應力釋放作為準靜態(tài)過程來考慮，忽略了鉆爆開挖過程中能量釋放的瞬時性及其引起的動力響應.

圖5 地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)微地震示意圖Fig.5 A schematic of triggered microseism by transient release of in－situ stress

可以用一個簡單而形象的例子對爆破開挖過程中地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)微地震的過程加以說明：如圖5a所示的彈簧，在初始應力σi作用下，產生一定量的位移，這相當于地應力作用下巖體的初始狀態(tài)（圖5b）；如果壓力σi緩慢釋放，彈簧只回彈到平衡位置（圖5c）；如果壓力σi瞬間突然釋放，則彈簧會因慣性回彈到平衡位置以下（圖5d），此后開始在平衡位置上下振動.與緩慢釋放（準靜態(tài)卸載）的效果相比，在卸載瞬間相當于對處于平衡位置的彈簧突然施加了一個與σi等值的拉力.

在工程爆破領域，目前普遍采用質點峰值振動速度來表征爆破地震的強度.按照彈性卸載假定，每一段炮孔起爆過程中開挖面上的地應力瞬態(tài)釋放產生的卸載擾動以彈性波速向外傳播，質點振動速度與波陣面上應力存在如下關系：

式中，v為質點峰值振動速度；σ為波陣面上的應力；ρ，CP分別為巖體的密度和彈性縱波速度.

設第i段雷管起爆時開挖面上（r＝ri）的質點峰值振動速度為v0，則v0＝σi/（ρCP），周圍巖體中任一點的質點峰值振動速度可表示為（Lu，Hustrulid，2003）

式中，K為與地質條件和爆破參數(shù)有關的系數(shù)；d為到荷載作用面的距離；α為振動衰減系數(shù).

式（4）和式（10）說明，在確定的遠場地應力條件下，ri－1和ri的大小距離決定了巖體彈性應變能釋放產生地震的強度，而這個因素與掌子面的炮孔布置和起爆網絡的連接有關.綜合第1節(jié)分析，地應力釋放激發(fā)地震除了受到巖體自身蓄能能力的影響外，還與巖體開挖方式、開挖面的大小密切相關.

3 實測耦合振動的識別分離

深部巖體爆破開挖產生的地震動由爆炸荷載和地應力瞬態(tài)釋放耦合作用引起.要了解地應力瞬態(tài)釋放的動力響應，有賴于對瞬態(tài)卸荷激發(fā)地震的有效識別與分離.

3.1 工程概況與微地震監(jiān)測

瀑布溝水電站地下洞室群由地下廠房、主變室、尾水閘門室、6條壓力管道和2條無壓尾水隧洞組成.主廠房斷面尺寸為26.80 m×66.68 m（寬×高），在主廠房下游平行布置主變室，主變室尺寸為18.30 m×25.58 m（寬×高）.地下廠房區(qū)域地應力場是一個以構造應力為主的中等偏高地應力場.其中第一、第三主應力方向接近水平，大小分別為27.3 MPa和11.8 MPa，第一主應力與主廠房縱軸線有20°—30°的夾角；第二主應力接近垂直，大小為23.3 MPa（薛孌鸞，陳勝宏，2006）.

圖6給出了主廠房第Ⅳ層開挖過程中一次拉槽爆破的爆區(qū)概況和地震監(jiān)測的測點布置情況，此時主變室第一層開挖已經完成.1＃—8＃測點布置于主廠房爆區(qū)后沖向的巖臺上，9＃和10＃測點布置于與爆區(qū)正對的主變室邊墻上.爆破采用2＃巖石乳化炸藥，炮孔深8.5 m，孔徑90mm，采用直徑為60mm的藥卷連續(xù)裝藥，分8段起爆，雷管跳段使用，具體的爆破設計如圖7所示.為方便敘述，下面稱MS1，MS5，MS9，MS13段雷管為第一組，MS3，MS7，MS11，MS15段雷管為第二組.

圖6 爆破開挖振動監(jiān)測測點布置示意圖（單位：m）Fig.6 Arrangement of vibration monitoring sites for blasting excavation（unit：m）

圖7 主廠房中部拉槽爆破設計圖（單位：m）Fig.7 Blasting design for the middle－cutting of main powerhouse excavation（unit：m）

3.2 圍巖微地震分析

根據(jù)實測的地應力分布，采用大型有限元數(shù)值計算軟件ANSYS計算本次爆破前爆區(qū)的二次應力分布.計算中采用Drucker－Prager本構關系模擬巖體.其材料參數(shù)為：密度ρ＝2 610 kg/m3，彈性模量E＝20 000 MP，泊松比μ＝0.21，黏聚力c＝2.0 MPa，內摩擦角θ＝54°.計算結果表明，在垂直于廠房縱軸線方向，第一組、第二組雷管起爆時對應的開挖邊界上的地應力分別為16.6 MPa（靠近廠房縱軸線）和33.0 MPa（靠近保護層）；在平行于廠房縱軸線方向，兩組雷管對應的開挖面上的地應力分別為7.6 MPa和8.6 MPa.因此，各測點的水平徑向地震信號中應同時包含爆炸荷載與地應力瞬態(tài)釋放這兩種激勵源所產生的振動.然而，在實際監(jiān)測到的圍巖微地震信號中，爆炸荷載和開挖面上地應力瞬態(tài)釋放所產生的地震相互耦合、疊加在一起，在時域上并沒有明確的分界點，這給地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)地震的研究帶來了很大的不便.

3.3 地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)微地震的識別

3.3.1 小波變換時能密度分析

小波變換時能密度分析方法有反映信號能量突變的特征，近年來一些研究者將其引入到爆破振動非平穩(wěn)隨機信號處理中來（凌同華等，2006）.實際應用中，通過改變時能密度函數(shù)的積分上、下限，得到某頻率范圍內信號的能量密度隨時間的分布特征.高地應力條件下爆破施工時，如將某次爆破的圍巖振動作為一個系統(tǒng)，爆炸荷載的沖擊作用和開挖面上地應力瞬態(tài)釋放都是能量源，不同機理的能量輸入必將引起系統(tǒng)能量的突變.因此，可以根據(jù)時能密度圖中出現(xiàn)的突峰對開挖面上地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微地震進行識別.

本文選用目前在爆破地震信號分析中使用最多的db8小波基，取尺度下限為1，上限為125，對各測點的爆破地震信號分段進行分析.由于前4段振動存在疊加，沒有明顯地分開，因此僅對各測點的后4段信號進行分析.因篇幅所限，這里僅給出6＃和10＃測點MS11段的時能密度分布曲線，如圖8所示.

圖8 實測微地震波形時能密度曲線（a）6＃測點；（b）10＃測點Fig.8 Variation of energy of monitored microseismic waves with time（a）No.6 measurement site；（b）No.10 measurement site

圖9 露天梯段爆破微地震波形時能密度曲線Fig.9 Temporal variation of microseismic wave energy in open－pit bench blasting

為了更加清晰地反映爆炸荷載與地應力瞬態(tài)釋放耦合作用激發(fā)微地震的時能密度曲線特征，圖9給出了一個巖性、鉆爆參數(shù)相近情況下露天梯段爆破時的時能密度曲線（李鵬等，2011）.可以看到，露天梯段爆破所選爆破段的時能密度曲線由3—4個較大突峰集中在一起組成一個突峰群，該突峰群對應于爆炸荷載這一個激勵源.而高地應力條件下梯段爆破所選爆破段的時能密度曲線突峰群分成明顯的兩個部分（圖8a，b，以不同線形表示），則這兩個突峰群對應于兩個具有時間間隔的激勵源，分別為爆破荷載和后續(xù)的地應力瞬態(tài)釋放.

3.3.2 幅值譜分析

本次爆破過程中，兩組雷管的爆破條件基本一致（只是爆心距略有不同，經數(shù)值模擬驗證，離開爆區(qū)30 m后爆心距的影響極小），僅在垂直于廠房縱軸線方向上存在地應力大小的差異.因而對兩對應段別雷管起爆時產生的徑向地震波進行比較分析，有望對地應力瞬態(tài)釋放引起的微地震作進一步識別.

利用Matlab中的快速傅里葉變換工具箱函數(shù)，即可實現(xiàn)各段地震信號的幅值譜.圖10中只給出6＃和10＃測點MS9段、MS11段幅值譜對比分析圖，詳細的幅值譜峰值列于表1中.可以看到，各段振動均具有兩個優(yōu)勢頻率，且優(yōu)勢頻率的分界點無一例外地在85Hz左右.這說明不同頻率的振動不是由雷管誤差等一些偶然因素產生，而是分別由爆炸荷載和地應力瞬態(tài)釋放這兩個必然的激勵源所引起的.

圖10 各對比段別微地震信號幅值譜比較（a）6＃測點；（b）10＃測點Fig.10 Comparison of amplitude spectra of monitored microseismic signals between contrastive delays（a）No.6 measurement site；（b）No.10 measurement site

表1 各對比段別微地震信號幅值譜峰值Table 1 Peak amplitude spectrum of monitored microseismic signals between contrastive delays

6＃和7＃測點的水平徑向振動平行于廠房縱軸線.在這個方向上，兩段雷管起爆時對應的地應力基本一致，僅相差11.6%；9＃和10＃測點水平徑向振動垂直于廠房縱軸線，此方向上兩段雷管起爆時對應的地應力相差49.7%.由表1可以看到，在0—85Hz低頻范圍內，6＃和7＃測點對比段別的幅值譜峰值差別較小，相差約9.2%（平均值）；而9＃和10＃測點幅值譜峰值差別較大，可達42.9%（平均值）.由于第一組的開挖荷載小于第二組，各測點各對比段別的幅值譜峰值的差值只有負值.以上分析表明，0—85Hz范圍內幅值譜峰值與開挖面上的地應力有較好的相關性.結合式（10）可以認為，地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微地震頻率主要分布在0—85Hz范圍內.在85—400Hz高頻范圍內，幅值譜峰值的差值出現(xiàn)了正值，這是由于兩組炮孔個數(shù)不同，裝藥量大的段別引起的振動幅值較大.裝藥量的不同只影響了高頻范圍的振動；就其絕對值的平均值而言，幅值譜峰值的差值與因炮孔個數(shù)差異引起的爆炸荷載差值也基本一致.

以上分析表明，耦合地震信號中的低頻振動成分主要由地應力瞬態(tài)釋放引起，而高頻成分則主要由爆炸荷載引起.這在理論上也容易得到解釋，由于爆炸荷載上升時間短，荷載變化梯度大，而地應力瞬態(tài)卸載時間稍長，因而地應力瞬態(tài)釋放產生的圍巖地震含有較多的低頻能量.由于工程結構的自振頻率一般較低，因此這種效應不利于地下工程中構筑物的安全.

3.4 耦合微地震的分離及數(shù)值模擬驗證

每一段振動均是由爆炸荷載與后續(xù)的地應力瞬態(tài)釋放所產生的振動在時域上疊加而成.根據(jù)上述分析，采用數(shù)字信號處理的FIR低通濾波器從實測微地震信號中分離出低頻信號，便可以近似地得到地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的地震波曲線，采用原始信號減去瞬態(tài)卸荷地震波曲線便可以得到爆炸荷載地震波曲線.

為驗證分離結果的可靠性，采用動力有限元ANSYS/LS－DYNA模擬了爆炸荷載和地應力瞬態(tài)釋放引起的質點振動速度.計算中采用等效的數(shù)值模擬方法，將爆炸荷載與地應力瞬態(tài)釋放過程作用在同段炮孔中心連線與炮孔軸線所確定的面上（盧文波等，2011）.開挖面上的等效爆炸荷載Pe＝12.2 MPa；取爆炸荷載上升時間tr＝1.5 ms、正壓作用時間td＝8.0 ms，地應力瞬態(tài)釋放持續(xù)時間Δt＝4.0 ms.荷載曲線如圖3所示.

圖11 分離的微地震波曲線與數(shù)值模擬結果對比（a）6＃測點；（b）10＃測點Fig.11 Comparison between separated and simulated microseismic waves（a）No.6 measurement site；（b）No.10 measurement site

圖11給出了MS11段起爆時10＃點實測數(shù)據(jù)和分離曲線與數(shù)值模擬結果的對比情況.圖中“TRIS”表示地應力瞬態(tài)釋放，“BL”表示爆炸荷載，“CO”表示二者耦合作用.可以看到，地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微震量級與爆炸荷載所引起的圍巖振動大小具有可比性.特別是在垂直于廠房縱軸線方向上，由于開挖導致的應力集中，地應力瞬態(tài)釋放引起的地震超過了爆炸荷載而在耦合振動中逐漸占據(jù)主導地位.分離的地震波曲線與數(shù)值模擬較好地吻合，表明前文的分析是可靠的.

由于受到監(jiān)測儀器的漂移誤差、測點部位局部巖體松動等多因素影響，同時分離得到的地應力瞬態(tài)釋放地震波曲線中仍然包含了爆炸荷載激發(fā)地震的部分低頻成分，在地震波形的尾部分離數(shù)據(jù)與模擬值相差較大.

4 結論

通過上述分析和討論，得到以下主要結論：

1）伴隨著爆破破巖新自由面形成而發(fā)生的巖體彈性應變能釋放屬于瞬態(tài)過程，深部巖體開挖過程中巨大的動力破壞彈性余能以動能形式瞬間釋放會激發(fā)顯著的圍巖微地震.

2）高地應力條件下，爆破開挖產生的微地震由爆炸荷載與地應力瞬態(tài)釋放耦合作用引起.地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的振動可能成為圍巖微地震的主要組成部分，這主要依賴于巖體自身的蓄能能力、巖體開挖方式及開挖面的大小.

3）深埋洞室爆破開挖過程中，實測耦合地震信號的低頻成分主要由地應力瞬態(tài)釋放引起，而高頻成分則主要由爆炸荷載引起.由于工程結構的自振頻率一般較低，地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微地震會加劇對地下構筑物的危害.

以上分析對工程開挖引發(fā)微地震的成因機制認識帶來了新的啟示，但本文只對地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微地震進行了初步的識別分離，未細致考慮其它因素對分離結果的具體影響.為此，根據(jù)地應力瞬態(tài)釋放激發(fā)的微地震來判斷地下工程二次地應力場分布，尚需進一步研究.

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Mechanism and identification of triggered microseism by transient release of in－situ stress in deep rock mass

Yang Jianhua1，2）Lu Wenbo1，2），Chen Ming1，2）Yan Peng1，2）Zhou Chuangbing1，2）
1）State Key Laboratory of Water Resources and Hydropower Engineering Science，Wuhan University，Wuhan 430072，China
2）Key Laboratory of Rock Mechanics in Hydraulic Structure of Ministry of Education，Wuhan University，Wuhan 430072，China

10.3969/j.issn.0253－3782.2012.05.001

P315.3

A

國家杰出青年基金項目（51125037）、國家重點基礎發(fā)展規(guī)劃計劃（973）項目（2010CB732003）、國家自然科學基金項目（51179138）和武漢大學博士研究生學術新人提名獎項目（T2011206009）共同資助.

2011－08－08收到初稿，2012－03－01決定采用修改稿.

http：∥www.cnki.net/kcms/detail/11.2021.P.20120830.1420.005.html

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