楊建華，吳澤南，姚 池，蔣水華

(南昌大學(xué) 建筑工程學(xué)院，南昌 330031)

隨著我國西南地區(qū)水電建設(shè)的進(jìn)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(rèn)為，地下洞室爆破開挖過程中圍巖發(fā)生的片幫、板裂等損傷破壞現(xiàn)象是地應(yīng)力重分布和爆破荷載共同作用的結(jié)果[1]。將以上兩方面視為兩個獨(dú)立的過程，國內(nèi)外學(xué)者分別開展了大量的數(shù)值和試驗(yàn)研究。對于地應(yīng)力重分布引起的巖體損傷破壞，目前普遍接受的觀點(diǎn)是：由于開挖面法向卸荷，引起圍巖切向應(yīng)力集中，使得在平行于開挖面方向發(fā)生壓剪型裂紋擴(kuò)展或翼型裂紋拉伸擴(kuò)展。爆破時，在爆炸應(yīng)力波和爆生氣體共同作用下，緊鄰炮孔壁粉碎區(qū)內(nèi)的巖體主要發(fā)生壓剪破壞，而更大范圍的破碎區(qū)內(nèi)巖體主要發(fā)生張拉破壞[2-3]。

相比之下，對于地應(yīng)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(shù)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(kuò)展和損傷區(qū)分布特征。一致發(fā)現(xiàn)爆破產(chǎn)生的裂紋主要沿最大地應(yīng)力方向向外擴(kuò)展，隨著地應(yīng)力水平的提高，裂紋擴(kuò)展范圍縮小。李夕兵等[7]利用室內(nèi)動靜組合加載試驗(yàn)揭示了爆破等動力擾動誘發(fā)深部巷道失穩(wěn)的力學(xué)機(jī)制。朱萬成等[8]則采用數(shù)值軟件RFPA模擬了不同地應(yīng)力條件下動態(tài)擾動觸發(fā)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(yīng)力條件下周邊孔爆破時的圍巖損傷特性，發(fā)現(xiàn)損傷區(qū)主要向小主應(yīng)力方向集中。目前國內(nèi)外大多以質(zhì)點(diǎn)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(biāo)[10-12]。由于地應(yīng)力重分布對爆破開挖誘發(fā)的圍巖損傷有著顯著的影響，因此，圍巖地應(yīng)力狀態(tài)是建立爆破振動控制標(biāo)準(zhǔn)需要考慮的重要因素。在這方面，賈虎等將上覆巖體的應(yīng)力計入在內(nèi)，推導(dǎo)了爆破損傷范圍的計算公式及相應(yīng)的PPV閾值；李新平等以洞室爆破時圍巖所受動靜應(yīng)力之和確定了爆破振動破壞的臨界振速。

實(shí)際地下洞室開挖多采用毫秒延遲爆破技術(shù)，隨著開挖巖體逐層剝離，圍巖應(yīng)力動態(tài)調(diào)整。有關(guān)毫秒延遲爆破過程中的圍巖損傷演化，以及動態(tài)地應(yīng)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(yīng)力水平下爆破荷載與地應(yīng)力重分布共同作用誘發(fā)圍巖損傷的機(jī)理；分析地應(yīng)力狀態(tài)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(biāo)準(zhǔn)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(shù)，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(shù)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(fù)雜的三維動力學(xué)過程，包含了空間不同位置炮孔內(nèi)炸藥的不同時起爆、巖體結(jié)構(gòu)面和巖體各向異性特征等。為了研究爆破荷載和地應(yīng)力重分布共同作用誘發(fā)圍巖損傷的機(jī)理，需要對這一復(fù)雜問題進(jìn)行簡化。假設(shè)：①爆區(qū)巖體為各向同性的均質(zhì)材料；②同一微差段內(nèi)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(yīng)變模型來研究此復(fù)雜的三維動力學(xué)過程而不失一般性。巖體初始地應(yīng)力場在空間上的分布取決于歷次構(gòu)造運(yùn)動所產(chǎn)生的應(yīng)力，地殼升降運(yùn)動引起的加荷與卸荷、巖漿活動的溫差應(yīng)力、地層巖性與地質(zhì)構(gòu)造的變化都會導(dǎo)致地應(yīng)力場發(fā)生改變。巖體初始地應(yīng)力場的確定是一項非常復(fù)雜的工作。為簡化分析，本文假定隧洞所在區(qū)域的豎直向地應(yīng)力為p0，水平向地應(yīng)力為κp0。

建立寬、高各為100 m的平面模型，采用四邊形單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分。單元尺寸對應(yīng)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(dāng)前后兩次試算的結(jié)果相差5%以內(nèi)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(nèi)的巖體單元尺寸為0.05 m。巖體物理力學(xué)參數(shù)見表2。

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

表2 巖體物理力學(xué)參數(shù)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(shí)際工程運(yùn)用中多采用半理論半經(jīng)驗(yàn)的荷載壓力時程曲線。本文采用雙指數(shù)函數(shù)的爆炸荷載壓力時程曲線，其數(shù)學(xué)表達(dá)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(nèi)，本文取tr=0.10 ms。根據(jù)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(shù)；υ為爆生氣體絕熱膨脹系數(shù)。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(guān)注的重點(diǎn)是各圈炮孔爆破時洞壁以外圍巖的響應(yīng)，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(yīng)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(yīng)力也隨之突然釋放。開挖面上地應(yīng)力的卸荷過程一般采用三個參數(shù)描述：開挖面上的初始應(yīng)力、卸荷持續(xù)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(yīng)力為前面各段炮孔爆破后形成的二次應(yīng)力。對于深埋隧洞全斷面鉆爆開挖常采用的淺孔爆破參數(shù)，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(yīng)力卸荷的持續(xù)時間，約為100～101ms。由于爆破破巖過程的復(fù)雜性，目前對開挖面上地應(yīng)力的釋放路徑尚未認(rèn)識清楚，大多假定為直線型、指數(shù)型或余弦型的卸荷方式。本文假定開挖面上的初始應(yīng)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(yīng)力；tdu為卸荷持續(xù)時間。

地下隧洞處于地應(yīng)力作用之下，其爆破開挖是一個典型的靜態(tài)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(jìn)行模擬，即應(yīng)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(yīng)力場，采用ANSYS隱式分析方法進(jìn)行靜力求解，將爆破開挖前巖體的應(yīng)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(jìn)行應(yīng)力和位移初始化；同時將隱式單元改為相應(yīng)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(shù)將前一段爆破計算的應(yīng)力、位移等結(jié)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(rèn)為巖體預(yù)先存在著許多隨機(jī)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(yù)裂紋的各向同性巖體介質(zhì)，其有效體積模量為

(5)

根據(jù)脆性材料在動態(tài)斷裂時的裂紋密度與平均碎塊半徑之間的關(guān)系，裂紋密度Cd的表達(dá)式為

(6)

(7)

式中：μ為巖體的初始泊松比；β為材料參數(shù)，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(zhì)處于壓縮狀態(tài)時，設(shè)其行為服從雙線性彈塑性本構(gòu)關(guān)系，其屈服函數(shù)為

(9)

其中，

(10)

式中：Sij為偏應(yīng)力張量；σy為當(dāng)前屈服強(qiáng)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(rèn)為壓縮荷載作用下材料的損傷演化與塑性功率密切相關(guān)，且認(rèn)為材料中發(fā)生的拉伸損傷將會影響材料的抗壓強(qiáng)度。引入RDA模型對材料壓縮損傷的處理方法，壓縮狀態(tài)下?lián)p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(jù)廣義Hooke定律，增量型的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)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(jù)。根據(jù)巖體彈性損傷理論以及巖體彈性模量與縱波波速的關(guān)系可得

D=1-(1-η)2

(17)

我國《水工建筑物巖石基礎(chǔ)開挖工程技術(shù)規(guī)范》(DL/T 5389—2007)中規(guī)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(zhì)量影響輕微；當(dāng)η>15%時，爆破對巖體開挖質(zhì)量有影響或巖體開挖質(zhì)量差。本文認(rèn)為當(dāng)η>10%時，巖體受到爆破損傷，由式(17)可以得到其對應(yīng)的巖體損傷變量閾值為Dcr=0.19。

2.3 損傷模型的實(shí)現(xiàn)與驗(yàn)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(gòu)模型嵌入到LS-DYNA中，實(shí)現(xiàn)流程如圖3所示。采用體積應(yīng)變εv判斷巖體單元所處的應(yīng)力狀態(tài)，當(dāng)εv≥0時，巖體單元處于拉伸應(yīng)力狀態(tài)，損傷變量D=Dt； 當(dāng)εv<0時，單元處于壓縮狀態(tài)，D=Dc。材料損傷參數(shù)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(chǔ)開挖過程中開展了豎直孔爆破及巖體損傷檢測試驗(yàn)。試驗(yàn)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(biāo)準(zhǔn)，在裝藥量Q=29.7 kg時，現(xiàn)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(xiàn)[18]中的爆破荷載及巖體力學(xué)參數(shù)，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(shí)測結(jié)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(chǎn)生的巖體損傷，并與其它經(jīng)典爆破損傷模型模擬的結(jié)果進(jìn)行了對比。結(jié)果表明，該損傷模型在TCK模型的基礎(chǔ)上考慮了炮孔近區(qū)的壓剪損傷破壞，能較好地模擬巖體爆破損傷效應(yīng)。

圖4 巖體爆破損傷數(shù)值模擬與實(shí)測結(jié)果對比Fig.4 Comparison of blast-induced rock damage between numerical modeling and field survey

3 爆破荷載誘發(fā)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(yīng)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(yuǎn)，在洞壁以外保留巖體中并沒有產(chǎn)生損傷。第一圈崩落孔(MS3段)爆破時，洞壁以外巖體開始出現(xiàn)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(qū)的形成貢獻(xiàn)最大。由于緩沖孔(MS9段)和光爆孔(MS11段)裝藥不耦合系數(shù)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(nèi)外大多以質(zhì)點(diǎn)峰值振動速度作為爆破安全控制的指標(biāo)。損傷變量閾值Dcr=0.19對應(yīng)的PPV為巖體爆破損傷的質(zhì)點(diǎn)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(fù)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(fù)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(chǎn)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(chǎn)生的PPV為51 cm/s。而不考慮爆破荷載反復(fù)作用下的圍巖損傷累積效應(yīng)，僅MS11段單獨(dú)爆破時，圍巖損傷深度5.36 m，此處的PPV為58 cm/s?？紤]毫秒延遲爆破反復(fù)動力擾動后，巖體爆破損傷的PPV閾值Vcr降低了12%。

圖7 質(zhì)點(diǎn)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(jìn)尺內(nèi)的毫秒延遲爆破過程。隨著開挖掌子面持續(xù)推進(jìn)、爆破荷載作用次數(shù)增加，巖體爆破損傷的PPV閾值將會更小[19]。如Ramulu等[20]的現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果表明，45～50次爆破反復(fù)作用后，玄武巖的爆破損傷PPV閾值降低了近80%。

4 地應(yīng)力重分布對爆破開挖圍巖損傷的影響

4.1 靜態(tài)二次應(yīng)力的影響

地下工程都是賦存于一定的地應(yīng)力環(huán)境中，地下巖體爆破將不同程度地受到地應(yīng)力的影響。若將巖體開挖卸荷視作準(zhǔn)靜態(tài)過程，即開挖面上地應(yīng)力釋放持續(xù)時間足夠長(取tdu=50 ms)。不同靜水地應(yīng)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?？梢钥吹?，地應(yīng)力水平較低時(p0=0 MPa，5 MPa，10 MPa)，隨著地應(yīng)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?yàn)閹r體的抗拉強(qiáng)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(yīng)力的壓縮作用對爆炸荷載產(chǎn)生的張拉效應(yīng)起著非常明顯的抑制作用。

但是當(dāng)?shù)貞?yīng)力達(dá)到較高水平后(p0=20 MPa，30 MPa)，隨著地應(yīng)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(chǔ)上，開挖后圍巖地應(yīng)力重分布產(chǎn)生了新的壓剪損傷；地應(yīng)力水平越高，壓剪損傷范圍越大?？梢?，對于深埋隧洞爆破開挖，高地應(yīng)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(qū)域內(nèi)存在爆炸荷載產(chǎn)生的損傷，圍巖應(yīng)力重分布引起的巖體壓剪破壞是大范圍損傷區(qū)形成的主要原因。這與Martino等對內(nèi)外損傷區(qū)的界定是一致的：緊鄰開挖面的內(nèi)損傷區(qū)主要由爆炸荷載產(chǎn)生，而外損傷區(qū)主要由地應(yīng)力重分布所致。

非靜水應(yīng)力場條件下(κ=2)，不同地應(yīng)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?？梢钥吹?，由于地應(yīng)力重分布引起洞頂和洞底附近圍巖環(huán)向壓應(yīng)力集中，在地應(yīng)力水平較低時，該區(qū)域內(nèi)的爆破拉損傷深度隨著應(yīng)力水平的增加而大幅減小，圍巖損傷主要分布在洞壁兩側(cè)。而當(dāng)?shù)貞?yīng)力水平較高時，由于洞頂和洞底部位壓應(yīng)力集中引起的剪應(yīng)力超過了巖體抗剪強(qiáng)度，圍巖損傷轉(zhuǎn)移到了洞頂和洞底部位，該部位巖體發(fā)生壓剪破壞。

以上分析表明，低地應(yīng)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(fā)生張拉破壞；隨著地應(yīng)力水平的提高，爆破荷載張拉效應(yīng)受到抑制，地應(yīng)力重分布作用更加明顯；高地應(yīng)力條件下，地應(yīng)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(jī)制為主。

圖8 不同靜水地應(yīng)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(yīng)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(tài)卸荷附加動應(yīng)力的影響

目前相關(guān)研究已經(jīng)表明，對于賦存于高地應(yīng)力條件下的深埋隧洞爆破開挖，開挖面上的地應(yīng)力釋放為一瞬態(tài)卸荷力學(xué)過程，該過程在圍巖中激發(fā)了卸載應(yīng)力波，引起近鄰開挖面的圍巖應(yīng)力動態(tài)調(diào)整，并最終趨于重分布的靜態(tài)二次應(yīng)力。相比于圍巖應(yīng)力調(diào)整結(jié)束后的靜態(tài)二次應(yīng)力(準(zhǔn)靜態(tài)卸荷)，開挖面上地應(yīng)力瞬態(tài)卸荷在圍巖中產(chǎn)生了附加的動應(yīng)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(yīng)力p0=30 MPa、卸荷持續(xù)時間tdu=2.5 ms時，瞬態(tài)卸荷與爆破荷載共同作用產(chǎn)生的最終圍巖損傷分布，圍巖損傷深度為1.24 m。而準(zhǔn)靜態(tài)卸荷時(tdu=50 ms)，其與爆破荷載共同作用產(chǎn)生的圍巖損傷深度為1.02 m(圖10(b))。考慮瞬態(tài)卸荷在圍巖中引起的附加動應(yīng)力后，巖體損傷深度增加了22%?？梢?，開挖卸荷持續(xù)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(yīng)力快速釋放所產(chǎn)生的動力效應(yīng)。若僅考慮準(zhǔn)靜態(tài)卸荷完成后的靜態(tài)二次應(yīng)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(jìn)一步說明高地應(yīng)力條件下深埋隧洞爆破開挖誘發(fā)圍巖損傷的機(jī)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(yīng)力調(diào)整過程。圖中壓應(yīng)力為正、拉應(yīng)力為負(fù)。可以看到，爆破荷載和開挖面上地應(yīng)力瞬態(tài)卸荷在圍巖中引起了附加的應(yīng)力波動，附加動應(yīng)力以爆破荷載作用為主。受高地應(yīng)力場的影響，洞壁巖體在爆破過程中并未出現(xiàn)拉應(yīng)力，巖體處于雙向受壓應(yīng)力狀態(tài)，發(fā)生壓剪破壞，偏應(yīng)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(chǎn)生的自由面距洞壁較遠(yuǎn)，洞壁以外保留巖體并未產(chǎn)生損傷。MS7和MS9段爆破時，爆破荷載和地應(yīng)力共同作用在洞壁產(chǎn)生的剪應(yīng)力超過巖體抗剪強(qiáng)度，圍巖開始出現(xiàn)損傷。但此時的剪應(yīng)力明顯小于開挖完成后最終靜態(tài)二次地應(yīng)力場產(chǎn)生的剪應(yīng)力，圍巖壓剪破壞以二次地應(yīng)力場作用為主。相比于準(zhǔn)靜態(tài)地應(yīng)力重分布，開挖面上地應(yīng)力快速釋放加劇了圍巖徑向卸載和環(huán)向加載效應(yīng)，地應(yīng)力場瞬態(tài)調(diào)整過程中產(chǎn)生的剪應(yīng)力大于最終靜態(tài)二次地應(yīng)力場產(chǎn)生的剪應(yīng)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(tài)二次地應(yīng)力引起，爆破荷載動應(yīng)力和瞬態(tài)卸荷所產(chǎn)生的附加動應(yīng)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(yīng)力調(diào)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(yīng)力影響的爆破損傷PPV閾值

由于地應(yīng)力影響了巖體爆破開挖誘發(fā)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(yīng)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(yīng)力巖體爆破開挖產(chǎn)生的圍巖振動除爆炸荷載激發(fā)的振動外，還包括巖體開挖瞬態(tài)卸荷附加動應(yīng)力激發(fā)的振動。由于地應(yīng)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(nèi)隨地應(yīng)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(dāng)?shù)貞?yīng)力達(dá)到較高水平后，地應(yīng)力重分布可導(dǎo)致巖體產(chǎn)生損傷，從而使爆破損傷的PPV閾值隨地應(yīng)力的進(jìn)一步提高而出現(xiàn)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(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)力的提高呈現(xiàn)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(biāo)需考慮不同地應(yīng)力狀態(tài)的影響。根據(jù)一維應(yīng)力波理論、僅由巖體抗拉強(qiáng)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(chǎn)生的質(zhì)點(diǎn)峰值振動速度與最大單響藥量密切相關(guān)。由于巖體爆破損傷的PPV閾值隨地應(yīng)力不同而變化，則最大允許單響藥量也應(yīng)作相應(yīng)的調(diào)整。由于地應(yīng)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(yīng)地增加。而對于深埋隧洞，當(dāng)開挖卸荷引起的地應(yīng)力重分布足以破壞圍巖時，所采用的最大單響藥量則應(yīng)減少，以避免爆破產(chǎn)生的動應(yīng)力與地應(yīng)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(diào)整數(shù)量有賴于根據(jù)實(shí)際工程建立PPV～Q的定量關(guān)系，然后依據(jù)不同地應(yīng)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(jié) 論

通過以上計算分析，可得到如下初步結(jié)論：

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

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

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

(4) 隨著地應(yīng)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(guī)律，爆破所采用的最大單響藥量也應(yīng)作相應(yīng)的調(diào)整。

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