代金豪，楊建華，胡英國，姚 池

(1.南昌大學(xué) 建筑工程學(xué)院，南昌 330031；2.南昌大學(xué) 江西省尾礦庫工程安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南昌 330031；3.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010)

1 研究背景

我國西南地區(qū)水利水電工程巖石高邊坡分布著大量的斷層、節(jié)理和裂隙等結(jié)構(gòu)面，節(jié)理巖體邊坡在爆破開挖過程中常出現(xiàn)位移突變，如：錦屏一級水電站左岸邊坡的表面監(jiān)測點(diǎn)在高程1 870～1 850 m爆破開挖后向橫河方向最大突變位移為15 mm[1]；烏東德水電站陡傾順向坡的多點(diǎn)位移計監(jiān)測的孔口變形最大突變位移為7.14 mm[2]；大崗山水電站右岸邊坡的f231結(jié)構(gòu)面在爆破開挖期間最大張開量為14.4 mm[3]。當(dāng)邊坡位移突變量過大時，可能會導(dǎo)致邊坡發(fā)生滑塌、崩落和傾倒破壞等動力失穩(wěn)問題[4]。因此有必要研究爆破開挖過程中邊坡節(jié)理巖體的位移突變機(jī)理，在保證爆破開挖質(zhì)量的同時，實(shí)現(xiàn)對位移突變量的有效控制。

對于邊坡巖體的位移突變，很多學(xué)者從卸荷松動的角度開展了研究。在20世紀(jì)90年代，國內(nèi)學(xué)者就三峽水電站的永久船閘巖石高邊坡的開挖卸荷問題進(jìn)行了系列研究[5-7]。研究結(jié)果表明：巖質(zhì)邊坡爆破開挖作用會引起原巖應(yīng)力釋放，從而使得邊坡表面發(fā)生向臨空面的回彈變形。但以往的研究多將爆破開挖過程中的地應(yīng)力卸荷視為準(zhǔn)靜態(tài)過程處理。盧文波等[8]通過對爆破破巖過程分析發(fā)現(xiàn)，巖體爆破開挖過程中的地應(yīng)力卸荷是一個動態(tài)過程，地應(yīng)力的瞬間卸載會引起巖塊中彈性應(yīng)變能急劇釋放，進(jìn)而導(dǎo)致巖塊回彈和結(jié)構(gòu)面張開，而準(zhǔn)靜態(tài)卸載條件下，結(jié)構(gòu)面不會被拉開；Hibino和Motojima[9]研究發(fā)現(xiàn)，爆破開挖過程中巖體的回彈位移和結(jié)構(gòu)面的張開位移共同構(gòu)成了巖體松動位移；Cook[10]研究發(fā)現(xiàn)，巖體爆破過程中地應(yīng)力的突然釋放可能會在原巖中產(chǎn)生拉應(yīng)力；羅憶等[11]利用室內(nèi)模擬試驗(yàn)研究了瞬態(tài)卸載誘發(fā)節(jié)理巖體的松動規(guī)律，得出節(jié)理面張開位移與初始地應(yīng)力的平方近似成正比，節(jié)理面距開挖卸荷處越近，節(jié)理張開位移越大；Tao等[12]則采用數(shù)值模擬研究了不同卸荷速率下巖體的變形特征。

國內(nèi)外學(xué)者在地應(yīng)力卸荷引起節(jié)理巖體松動的機(jī)理研究方面較為成熟。但在邊坡巖體爆破開挖過程中，除了地應(yīng)力卸荷這一動力擾動因素外，還有爆破荷載擾動。楊風(fēng)威等[13]研究發(fā)現(xiàn)，爆破荷載作用下節(jié)理巖質(zhì)邊坡會出現(xiàn)向臨空面的永久位移；王晗等[14]、劉永茜等[15]對爆破荷載作用下節(jié)理巖體的動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，發(fā)現(xiàn)爆破應(yīng)力波傳至節(jié)理面后的反射拉伸作用會引起節(jié)理面張開和巖體松動；張鳳鵬等[16]通過不同節(jié)理條件下的爆破破巖機(jī)制分析發(fā)現(xiàn)，節(jié)理充填介質(zhì)時，爆炸應(yīng)力波在節(jié)理面的反射拉伸作用弱于不充填的情況。目前有關(guān)爆破荷載誘發(fā)節(jié)理巖體邊坡位移突變的研究多集中于爆炸應(yīng)力波與巖體節(jié)理相互作用的問題上，很少從能量研究的角度揭示爆破荷載誘發(fā)節(jié)理巖體邊坡位移突變的機(jī)理；另外，有關(guān)爆破設(shè)計參數(shù)對節(jié)理巖體突變位移的影響，目前研究也比較少見。

本文首先對某節(jié)理巖質(zhì)邊坡在爆破開挖過程中的位移監(jiān)測資料進(jìn)行分析，然后結(jié)合數(shù)值模擬對爆破荷載誘發(fā)節(jié)理巖體邊坡位移突變的能量機(jī)理開展細(xì)致研究，最后探討爆破設(shè)計參數(shù)對節(jié)理巖體邊坡位移突變的影響，研究結(jié)果可為類似邊坡工程的爆破開挖安全控制提供參考。

2 節(jié)理巖體邊坡位移監(jiān)測分析

2.1 工程概況

某水電站由混凝土雙曲拱壩、泄洪消能建筑物、引水發(fā)電系統(tǒng)等主要建筑物組成，左岸壩頂高程約850 m，拱肩槽邊坡從834 m高程開挖，針對不同邊坡巖體采用1∶0.1～1∶0.5漸變坡設(shè)計，每級坡高 20～30 m。左岸壩肩巖體為峨眉山組玄武巖的多個巖流層，巖性主要為隱晶質(zhì)玄武巖、杏仁狀玄武巖及變玄武質(zhì)角礫熔巖等。如圖1所示，左岸拱肩槽邊坡主要出露NE向斷層F17，于拱肩中高程斜切拱肩槽邊坡。在F17斷層上盤發(fā)育有NNW向f108、f110張扭性斷層，834～700 m高程發(fā)育層內(nèi)錯動帶LS415、LS422、LS425和層間錯動帶C3-1、C3?？拷哟矇位课话l(fā)育層內(nèi)錯動帶LS331、LS3318、LS3319、LS3319-1。660～600 m高程的巖體中大量節(jié)理和裂隙發(fā)育，自然條件下節(jié)理處于緊閉狀態(tài)。

圖1 左岸拱肩槽邊坡結(jié)構(gòu)面分布剖面圖Fig.1 Engineering geological profile of the left-bank arch spandrel groove slope

2.2 位移監(jiān)測點(diǎn)布置

隨著左岸拱肩槽邊坡爆破開挖推進(jìn)，高程660～650 m范圍內(nèi)節(jié)理巖體逐漸出露，巖體中節(jié)理的密集分布構(gòu)成了整個建基面開挖過程中最為復(fù)雜的地質(zhì)條件，現(xiàn)場施工中加強(qiáng)了對該區(qū)域巖體位移變化和裂縫開合度的監(jiān)測。

為了解節(jié)理巖體表面在后續(xù)梯段爆破開挖后向臨空面的位移突變情況，在高程650 m的坡面布置了2套表觀點(diǎn)，編號分別為B1和B2；為監(jiān)測節(jié)理巖體試驗(yàn)區(qū)不同深度的位移量，在高程658.7 m處布置1套多點(diǎn)位移計，編號為F4?？紤]到錯動帶LS3319與節(jié)理巖體交錯切割形成的裂縫在爆破開挖過程中可能發(fā)生張開，在2#排水洞壁處布置了2個裂縫計監(jiān)測開合度，編號分別為L1和L2，以上各監(jiān)測點(diǎn)布置示意如圖2所示。

圖2 現(xiàn)場監(jiān)測點(diǎn)布置示意圖Fig.2 Arrangement of site monitoring points

2.3 位移監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

節(jié)理巖體邊坡受爆破施工擾動及地質(zhì)條件影響，各表觀點(diǎn)距離開挖梯段較近期間朝臨空面水平位移增長顯著，如圖3所示。2016年1月26日左岸壩基邊坡保護(hù)層開挖前，測點(diǎn)水平位移累計量在15.3～28.4 mm，最大位移發(fā)生在B1處(水平位移28.4 mm)，同時各監(jiān)測點(diǎn)的水平位移在每次大規(guī)模爆破后均出現(xiàn)向臨空面的位移突變，突變量范圍為1.85～8.23 mm，最大突變值為8.23 mm，同樣發(fā)生在測點(diǎn)B1處，該測點(diǎn)位于壩基650 m高程保護(hù)層上，受650 m高程附近梯段邊坡爆破開挖影響較顯著。

圖3 表觀點(diǎn)水平位移時程曲線Fig.3 Time-history curves of surface horizontal displacement

左岸節(jié)理巖體試驗(yàn)區(qū)四點(diǎn)變位計F4監(jiān)測的位移時程曲線如圖4所示。節(jié)理巖體試驗(yàn)區(qū)受下級梯段爆破開挖影響，在安裝初期位移突變值較大，位移突變量在1.7～6.12 mm之間，最大突變值發(fā)生在坡面處，且不同深度的巖體位移量不同。這說明巖體中的節(jié)理面在爆破開挖過程不再維持原來的緊閉狀態(tài)，隨爆破后對已開挖巖體的錨固，位移緩慢增長，在2015年9—12月期間受附近梯段開挖爆破影響，依然出現(xiàn)2次位移突變，突變值為1.9～5.23 mm。

圖4 坡面不同深度的多點(diǎn)位移計時程曲線Fig.4 Time-history curves of multi-point displacements at different depths of slope surface

在2#排水洞內(nèi)處出露的錯動帶LS3319裂縫開合度時程曲線如圖5所示。測點(diǎn)損毀前受前沿爆破開挖影響，開合度在2.68～12.27 mm之間，其中在2015年9月20日和2016年2月29日時爆破開挖高峰期裂縫開合度突變值較大，分別為1.2 mm和2.54 mm。

圖5 錯動帶LS331裂縫的開合度時程曲線Fig.5 Time-history curves of crack opening degree on dislocation interface LS331

經(jīng)以上分析可以得出，巖體中節(jié)理面交錯分布構(gòu)成的包含后緣拉裂面、側(cè)滑面、底滑面的潛在可動塊體是后續(xù)爆破開挖出現(xiàn)位移突變的；在每次爆破開挖高峰期，巖體表觀點(diǎn)、節(jié)理巖體距坡面不同深度和巖體中的裂縫均出現(xiàn)了不同程度的位移突變，爆破荷載在此次監(jiān)測范圍內(nèi)作為主要的動力擾動因素，對誘發(fā)節(jié)理巖體位移突變的影響不容忽視。

3 爆破荷載誘發(fā)節(jié)理巖體位移突變數(shù)值模擬

3.1 模型與材料參數(shù)

由于現(xiàn)場條件復(fù)雜，很難從實(shí)測數(shù)據(jù)中得到爆破荷載誘發(fā)節(jié)理巖體邊坡出現(xiàn)位移突變的機(jī)理，因此有必要開展數(shù)值模擬。為便于進(jìn)行機(jī)理分析，數(shù)值計算中采用由水平節(jié)理面和豎直節(jié)理面切割而成的節(jié)理巖體，如圖6(a)所示，模型整體尺寸為25 m×21 m×6 m，節(jié)理面切割而成的巖塊尺寸為5 m×4 m×2 m，坐標(biāo)系中的x、y和z分別表示水平徑向、水平切向、豎直方向，箭頭指向?yàn)檎较颉＠肍LAC3D軟件建立三維節(jié)理巖體數(shù)值模型，有研究表明[17]，模型網(wǎng)格的尺寸受輸入波動的最小波長λ的控制，網(wǎng)格最大尺寸ΔL必須滿足

圖6 模型示意圖Fig.6 Schematic diagram of model

ΔL<(1/10～1/8)λ。

(1)

劃分后的網(wǎng)格模型如圖6(b)所示，共劃分186 240個單元，網(wǎng)格尺寸為0.25 m。需要說明的是，在本次研究中所涉及的是爆炸地震波引起節(jié)理巖體的位移突變，不會對巖塊本身造成破壞，因此采用彈性體模型模擬爆破荷載作用下巖體的變形。巖體中的節(jié)理面采用FLAC3D中的Interface單元模擬，該單元采用庫倫剪切本構(gòu)模型，能較好地模擬節(jié)理面的力學(xué)行為[18]。巖體與節(jié)理面力學(xué)參數(shù)根據(jù)本工程中節(jié)理巖體現(xiàn)場勘測建議值取值，巖體密度為2 700 kg/m3，彈性模量為40 GPa，泊松比為0.25；節(jié)理面法向剛度為20 GPa，切向剛度為10 GPa，內(nèi)摩擦角25°。

3.2 邊界條件與荷載

在數(shù)值模擬過程中，首先進(jìn)行靜力分析，邊界條件設(shè)置頂面為自由面，側(cè)面及底面均為法向位移約束，模型整體施加重力經(jīng)計算達(dá)到平衡后將狀態(tài)初始化為0。在動力分析中將模型四周與底部設(shè)置為靜態(tài)邊界(無反射邊界)以防止應(yīng)力波傳至邊界發(fā)生反射而影響計算結(jié)果。阻尼使用FLAC3D提供的局部阻尼，該阻尼需要確定局部阻尼系數(shù)αL，計算公式為

αL=παc。

(2)

式中αc為臨界阻尼比。

對于巖土類材料而言，臨界阻尼比αc一般為2%～5%[18]，在這里取5%，經(jīng)計算局部阻尼系數(shù)為0.157。

根據(jù)現(xiàn)場節(jié)理巖體試驗(yàn)區(qū)的爆破設(shè)計參數(shù)，取炮孔直徑為90 mm，裝藥直徑為60 mm，炸藥密度為1 000 kg/m3，炸藥爆轟速度為3 800 m/s，炮孔孔距為1.5 m。根據(jù)炸藥爆轟波C-J(Chapman-Jouget)理論，爆炸荷載壓力為

(3)

式中：PD為爆炸荷載壓力；ρe為炸藥密度；VVOD為炸藥爆轟速度；γ為炸藥的等熵指數(shù)，一般取3。

本次爆破設(shè)計為不耦合裝藥，且不耦合系數(shù)較小，作用在炮孔壁上的爆破荷載峰值壓力P0為

(4)

式中：dc為裝藥直徑；db為炮孔直徑。

為簡化分析，本文將爆炸產(chǎn)生的應(yīng)力波等效為面荷載施加在如圖6(a)所示的開挖輪廓面上，等效爆破荷載峰值Pe為

(5)

式中：rb為炮孔半徑；a為相鄰炮孔之間距離。

由式(3)—式(5)得到等效爆破荷載峰值Pe為9.51 MPa，因巖體爆破過程十分復(fù)雜，很難獲得爆炸荷載的時程數(shù)據(jù)，本文爆破荷載作用歷程采用常用的具有上升段和下降段的三角荷載曲線，取上升時間為1 ms，持續(xù)時間為7 ms[19]。

4 爆破荷載誘發(fā)節(jié)理巖體位移突變機(jī)理

在爆破荷載施加面和節(jié)理面附近的巖體上各取1個監(jiān)測點(diǎn)(見圖6(b))監(jiān)測水平位移時程，其位移時程曲線如圖7所示。1#監(jiān)測點(diǎn)從動力計算開始時負(fù)向位移逐漸增大，在t=3.85 ms時達(dá)到最大后開始回彈，在t=7.10 ms后出現(xiàn)了正向位移，最終在t=32.00 ms后穩(wěn)定在7.5 mm；2#監(jiān)測點(diǎn)在t=1.09 ms時開始出現(xiàn)負(fù)向位移，這與應(yīng)力波從荷載施加面?zhèn)髦凉?jié)理面時間相同，在t=4.10 ms負(fù)向位移最大，t=7.27 ms回彈到初始位置，之后與1#監(jiān)測點(diǎn)的位移變化曲線基本重合，整個巖塊開始脫離母巖?？偟膩碚f，節(jié)理巖體在爆破荷載作用下呈現(xiàn)了先壓縮再回彈，最后出現(xiàn)了剛體位移即發(fā)生位移突變，在突變過程中，豎直節(jié)理面張開，水平節(jié)理面剪切滑移。

在荷載施加面和節(jié)理面分別取1#監(jiān)測點(diǎn)和2#監(jiān)測點(diǎn)處的單元應(yīng)變能密度(SSED)時程曲線如圖8所示。從能量的角度來看，1#監(jiān)測點(diǎn)處的單元SSED在爆破荷載升壓階段逐漸增加，在t=1.26 ms達(dá)到峰值，此后隨荷載降壓SSED逐漸降低，t=7.10 ms降至為0；2#監(jiān)測點(diǎn)處的單元SSED在應(yīng)力波到達(dá)時(t=1.09 ms)開始增加，在t=4.10 ms時達(dá)到峰值后逐漸減少，t=7.27 ms時降為0。結(jié)合1#和2#監(jiān)測點(diǎn)的位移時程曲線可以得出：爆破荷載升壓階段，節(jié)理巖體逐漸被壓縮，應(yīng)變能積聚，當(dāng)靠近節(jié)理面的單元SSED達(dá)到峰值時，節(jié)理巖體壓縮量最大；隨著爆破荷載降壓，節(jié)理巖體回彈，應(yīng)變能釋放；當(dāng)爆破荷載降至0后，靠近自由面的單元應(yīng)變能先釋放完畢，巖體開始出現(xiàn)位移突變，隨后靠近節(jié)理面的單元應(yīng)變能釋放到0，節(jié)理巖體整體開始突變。因此，正是爆破荷載的這種升壓與降壓作用引起節(jié)理巖體應(yīng)變能的積聚與釋放，進(jìn)而導(dǎo)致其呈現(xiàn)出“壓縮-回彈-位移突變”的變形特征。

圖8 單元應(yīng)變能密度時程曲線Fig.8 Time-history curves of unit strain energy density (SED)

對于給定的節(jié)理巖體邊坡模型，節(jié)理巖體的最大突變位移主要受爆破荷載影響，下文分析爆破荷載峰值、上升時間和下降時間對位移的影響。分析中采用應(yīng)變能密度峰值SSED,max與應(yīng)變能密度釋放速率SSEDR探討爆破荷載作用對節(jié)理巖體位移的影響。

由于2個監(jiān)測點(diǎn)處的單元SSED變化歷程基本相同，下文以2#監(jiān)測點(diǎn)處的單元為研究對象，將其單元的應(yīng)變能釋放階段近似視為線性變化，則應(yīng)變能釋放速率可表示為

(6)

式中ΔT為釋放持續(xù)時間。

保持荷載上升時間和下降時間不變，爆破荷載峰值分別取10、15、20、25、30 MPa，得到不同爆破荷載峰值下節(jié)理巖體的最大位移、單元SSED,max和SEDR的變化，如圖9所示。從圖9可以看出，節(jié)理巖體最大位移整體上與荷載峰值呈正相關(guān)，單元SSED,max與SEDR隨荷載峰值增加而增加。當(dāng)荷載峰值達(dá)到30 MPa時，節(jié)理巖體的最大位移達(dá)到了29.3 mm，約為荷載峰值10 MPa時對應(yīng)的最大位移的3.7倍；單元SSED,max從1 886 J/m3增加到17 246 J/m3，SEDR從635 J/(m3·ms)增加到5 749 J/(m3·ms)。可見爆破荷載峰值的變化改變了巖體中的應(yīng)變能積聚峰值及應(yīng)變能釋放速率，進(jìn)而導(dǎo)致節(jié)理巖體最終位移量發(fā)生變化。

圖9 不同爆破荷載峰值下最大位移、應(yīng)變能密度峰值和應(yīng)變能密度釋放速率的變化Fig.9 Variations of maximum displacement,maximum SED and release rate of SED under different peaks of blasting load

保持爆破荷載峰值10 MPa與降壓時間6 ms不變，改變升壓時間分別為1.0、1.2、1.4、1.6、1.8、2.0 ms，節(jié)理巖體最大位移、單元SSED,max和SEDR變化如圖10所示?？梢钥闯?節(jié)理巖體最大位移、單元SSED,max和SSEDR隨著升壓時間增加而增加，當(dāng)升壓時間從1 ms增加到2 ms時，節(jié)理巖體最大位移從7.9 mm增加到13.2 mm；單元SSED,max從1 886 J/m3增加到2 120 J/m3，SEDR從635 J/(m3·ms)增加到790 J/(m3·ms)。由此可以得出，荷載上升時間的增加引起單元的SSED,max變大，相同時間條件下引起SEDR變大，從而使得節(jié)理巖體最大位移逐漸增大。

圖10 不同升壓時間下最大位移、應(yīng)變能密度峰值和應(yīng)變能密度釋放速率的變化Fig.10 Variations of maximum displacement,maximum SED and release rate of SED under under different pressure-rising durations

保持爆破荷載峰值10 MPa與升壓時間1 ms不變，將爆破荷載降壓時間分別取6.2、6.4、6.6、6.8、7.0 ms，得到不同降壓時間下節(jié)理巖體的最大位移、單元SSED,max和SSEDR的變化，如圖11所示。由圖11可知，節(jié)理巖體最大位移和單元SSEDR隨降壓時間增加而減小，單元SSED,max隨降壓時間增加而略微增加。當(dāng)降壓時長從6 ms增加到7 ms時，節(jié)理巖體的最大位移從7.9 mm減少到5.9 mm，降低幅度為25.3%；單元SSEDR從635 J /(m3·ms)減少到587 J/(m3·ms)。因此，降壓時間的增加實(shí)際上通過降低單元的SSEDR，從而減小了節(jié)理巖體的最大位移。從這可看出，在分析爆破荷載對巖體最大位移突變量的影響時，應(yīng)同時關(guān)注巖體的應(yīng)變能密度峰值和應(yīng)變能密度釋放速率。

圖11 不同降壓時間下最大位移、應(yīng)變能密度峰值和應(yīng)變能密度釋放速率的變化Fig.11 Variations of maximum displacement,maximum SED and release rate of SED under different depressurization durations

綜上所述，對于節(jié)理巖體邊坡爆破開挖，在保證破巖和碎塊拋擲的前提下，可適當(dāng)采用低密度、低爆速的炸藥或增大裝藥不耦合系數(shù)來降低爆破荷載峰值，提高炮孔堵塞效果以延長爆破荷載降壓時間，進(jìn)而減小節(jié)理巖體的突變位移，確保節(jié)理巖體邊坡在爆破開挖過程的動力穩(wěn)定性。

5 結(jié) 論

通過現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)分析和數(shù)值模擬，得到了下面幾個結(jié)論：

(1)巖體中大量的節(jié)理面是其在爆破荷載作用下出現(xiàn)向臨空面位移突變的自然條件，其中豎直節(jié)理面表現(xiàn)為法向張開，水平節(jié)理面表現(xiàn)為剪切滑移。

(2)爆破荷載的升壓和降壓作用使節(jié)理巖體呈現(xiàn)出“壓縮-回彈-位移突變”的變形特征，巖體中的應(yīng)變能先積聚后釋放，其中應(yīng)變能的積聚為位移突變提供了動力前提，應(yīng)變能的釋放則是引起位移突變的誘因。

(3)節(jié)理巖體的應(yīng)變能密度峰值與應(yīng)變能釋放速率共同決定著巖體的最大位移。隨著爆破荷載峰值與升壓時間增加，節(jié)理巖體應(yīng)變能密度峰值與應(yīng)變能密度釋放速率逐漸增大，致使其最大位移變大；隨著爆破荷載降壓時間減小，節(jié)理巖體應(yīng)變能密度釋放速率逐漸增大，導(dǎo)致最大位移也增大。