基于弹性应变能的深埋硬岩隧道岩爆研究

2018-12-05徐汪豪陶力铭

隧道建设(中英文) 2018年11期

徐汪豪，陶力铭，徐晨，方勇，*，张睿，唐协

(1. 西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，四川成都 610031； 2. 中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北武汉 430063； 3. 四川川交路桥有限责任公司，四川广汉 618300； 4. 四川省交通运输厅公路规划勘察设计研究院，四川成都 610041)

0 引言

随着地下资源的开发，交通隧道工程建设不断走向地下深部。已建地下工程中，锦屏二级水电站引水隧洞、新建二郎山隧道、国家油气能源地下储存库、拉林铁路桑珠岭隧道等诸多工程埋深超过千米，这些深埋地下工程围岩地应力均处于较高水平。

地应力是评价地下工程岩体性状、围岩变形及稳定性的重要指标。一般来说，初始地应力最大主应力大于20 MPa时属于高地应力地区。修建隧道工程过程中，如果穿越花岗岩、闪长岩等硬质岩石，应预防岩爆灾害，如锦屏二级水电站引水隧洞、高黎贡山越岭隧道；如果隧址区主要以泥质岩、软弱破碎岩为主，则将面临大变形隐患，如兰渝铁路木寨岭隧道、胡麻岭隧道等。

处于高地应力区的硬岩地下工程，围岩本身积蓄的大量弹性应变能突然释放，造成围岩张拉、张剪并存的急剧破裂或爆裂破坏，这种动力失稳现象就是岩爆[1-2]，同时岩爆的爆坑多为“V”型[2-3]。由于岩爆是岩层的脆性失稳破坏，在破坏前无明显变形及预兆，因此国内外学者从不同角度创立了各类判据，用于判断岩层发生岩爆的可能，包括Turchaniow判据、Barton判据、Hoek判据、陶振宇判据、能量法等[4-5]。根据岩爆发生时相对掘进的时间关系不同，岩爆分为即时型岩爆和时滞型岩爆，冯夏庭等[1]、陈炳瑞等[6]针对2种岩爆的孕育规律与机制做了深入分析。依托实际工程，基于理论分析和实际监测，严健等[7]研究了热力耦合对围岩应力释放时岩爆的作用，并预测了实际工程中岩爆发生的概率；于洋等[8]、侯哲生等[9]针对岩爆发生过程中围岩能量的释放机制和岩层的破坏形式进行了研究；谢和平等[10-12]、蔡美峰等[13]研究并建立了岩爆发生时硬脆性岩石的弹性应变能积聚及变化规律；郭建强等[14]、蔡美峰等[15]研究了岩石弹性应变能与岩爆之间的关系；汪洋等[16-17]的研究表明，围岩的卸荷作用将导致岩爆，围岩卸荷程度对岩爆的影响显著。

综上，目前我国西南山区高地应力硬岩隧道在修建过程中存在发生岩爆的可能性，而现阶段研究主要集中于深埋硬岩隧道岩爆孕育机制、岩爆判据建立、岩爆防治措施等方面，针对施工过程动态影响和岩爆之间的研究较少。本文依托米仓山特长隧道工程，采用三维数值模拟手段，基于弹性应变能理论，研究了隧道掘进过程中弹性应变能随施工过程的动态变化规律。

1 工程地质概况

1.1 工程背景

米仓山特长隧道属深埋硬岩隧道，隧道处于中深切割的侵蚀-构造剥蚀地貌区域，隧址区呈块状山地形，隧道最大埋深达1 060 m，围岩工程地质条件较复杂，隧道依次穿越泥质粉砂岩、白云岩、岩浆岩(以石英闪长岩、闪长岩、花岗岩和灰绿岩为主)。隧道地形和地质简图见图1。

米仓山特长隧道位于G85高速四川巴中至陕西汉中段川陕2省交界位置，为双洞分离式隧道，长约13.8 km。隧道净空断面如图2所示。

图1 米仓山特长隧道地形和地质简图

Fig. 1 Diagram of topography and geological conditions of Micangshan Tunnel

图2 米仓山特长隧道净空断面(单位： m)

本文主要对米仓山隧道最大埋深段展开研究，在建设过程中对该段石英闪长岩开展了单轴抗压强度试验，该试验的应力-应变曲线如图3所示。从图3可以看出，应力-应变曲线在峰值强度之前基本呈直线关系，说明在峰值破坏前因微裂缝发展而释放的弹性应变能很小，外力对试件所做的功仅转换为试件的弹性能，导致试件具备较高的内能临界态发展趋势。同时，通过水压致裂原地应力测试，得到岩石的抗拉强度一般为 9～12 MPa。

图3 岩石强度应力-应变测试曲线

用岩石单轴抗压强度σc与单轴抗拉强度σt的比值来表示岩石的脆性系数B，则

B=σc/σt。

(1)

根据试验数据，米仓山特长隧道的脆性系数B为10～13.4，根据文献[18]，B<14.5的岩石具备发生岩爆的可能。

1.2 工程地应力特征

米仓山特长隧道最大埋深达1 060 m，隧址区构造应力场复杂，具备产生高地应力的条件。在隧址区进行水压致裂法地应力测试，其中地应力与埋深的关系如图4所示(SH、Sh、Sv分别表示最大水平主应力、最小水平主应力和竖向主应力，h表示埋深)。从图4可以看出，地应力与埋深存在较好的线性关系，最大水平主应力随埋深的变化关系为SH=-4.83+0.049h，最小水平主应力随埋深的变化关系为Sh=-2.04+0.029h，竖向主应力随埋深的变化关系为Sv=0.028 5h。

图4地应力与埋深的关系

Fig. 4 Relationships between ground stresses and depths

隧址区水平构造应力方向与隧道轴线的关系如图5所示。由图5可知，主应力方向与隧道轴线基本一致。

图5 水压致裂法各测点水平主应力方向示意图

由于米仓山特长隧道四川境内主要穿越石英闪长岩，满足发生岩爆的围岩自身要求，同时通过水压致裂法测试证明该区域内具有明显的最大水平地应力作用。因此，米仓山特长隧道最大埋深段在掘进施工过程中，存在发生不同等级岩爆的可能性。

2 数值模拟

采用FLAC3D软件建立有限差分法分析模型，开展数值模拟，研究高地应力条件下隧道掘进引起的应力分布特征，并基于弹性应变能理论研究隧道发生岩爆的可能性。

2.1 模型参数

实际工程中围岩的应力处于三向应力状态，为了更好地预测隧道横断面各风险区域围岩发生岩爆的可能性，以及研究隧道掘进过程对各风险区域岩爆趋向性的影响，基于最大埋深处的应力场建立三维隧道掘进模型。

计算模型(见图6)考虑圣维南定律，边界尺寸为100 m×100 m×60 m，其中隧道开挖跨度11.30 m，开挖高度7.40 m，共计262 056个节点，252 120个单元。围岩采用Mohr-Coulomb模型，初期衬砌使用弹性模型。依据米仓山特长隧道地质勘察资料，石英闪长岩围岩物理参数如表1所示。模型设置的监测点如图7和图8所示，在模型中间处纵向设置4组监测断面，间距0.5 m，每组断面内包含3个监测点。

图6 计算模型(单位： m)

参数名称围岩喷射混凝土弹性模量E/GPa5523泊松比ν0.2670.2黏聚力c/MPa20内摩擦角μ/(°)55抗拉强度σ/MPa12重度γ/(kN/m3)28.8424初期支护厚度D/cm15

图7模型纵向监测点布置

Fig. 7 Layout of longitudinal monitoring points

图8 模型横断面监测点布置

依据地应力与埋深的线性关系，为模型X方向两侧边界、Y方向两侧边界、Z方向顶面边界施加应力边界，而为模型Z方向底面边界施加位移边界。

2.2 数据分析

在隧道中，外力对围岩做功转换为总输入能量U，总输入能量U在围岩中以耗散能Ud和弹性应变能Ue的形式表现，三者之间的关系满足

U=Ud+Ue。

(2)

耗散能Ud是造成围岩损伤与塑性变形的主要能量，同时使岩石强度降低。弹性应变能Ue是发生岩爆的动力源之一，当其大于破坏状态的临界能量时，围岩发生破坏并发生弹射，这部分能量在加、卸载过程中可逆。可通过岩体3个主应力表示，如式(3)所示。

(3)

式中：σ1、σ2、σ3为岩体的3个主应力;E为岩体的弹性模量;ν为泊松比。

基于FLAC3D的计算，并监测掘进过程中主应力的变化，通过软件内置的Fish语言，依据式(3)得出各单元的弹性应变能，并绘制掘进后隧道纵向的弹性应变能云图(见图9)。

图9 隧道弹性应变能云图(单位： J)

从图9可以看出，隧道开挖后掌子面弹性应变能发生了明显变化，掌子面弹性应变能由于开挖卸荷影响降至极低水平。其中，模型掌子面中心及其前方围岩弹性应变能、应力情况如图10所示。

图10 掌子面中心及其前方围岩弹性应变及应力情况

Fig. 10 Elastic strain energy & stress in tunnel excavation face and ahead of tunnel face

图10表明，由于开挖卸荷作用，导致掌子面前方7 m范围内围岩的掘进方向应力大幅下降，从而影响掌子面及其前方7 m范围内围岩的弹性应变能呈现下降趋势。

图9中掌子面后方环向围岩弹性应变能上升，特别是拱顶至拱肩区域、拱脚至边墙区域以及基底区域附近，因此在掘进范围内岩爆一般发生于径向围岩。依据重点区域内各横断面的监测点(见图7和图8)数据，得出以上重点区域弹性应变能随掘进过程的时程曲线(见图11—13)。在图11—13中，掌子面位置、监测横断面位置坐标表示计算模型中的掌子面在模型中的纵向坐标(图6中Y方向)。

图11 横断面测点1的弹性应变能时程曲线

Fig. 11 Relationships among elastic strain energy, tunnel face location and monitoring cross-section location (cross-section monitoring point 1)

图12 横断面测点2的弹性应变能时程曲线

Fig. 12 Relationships among elastic strain energy, tunnel face location and monitoring cross-section location (cross-section monitoring point 2)

图13 横断面测点3的弹性应变能时程曲线

Fig. 13 Relationships among elastic strain energy, tunnel face location and monitoring cross-section location (cross-section monitoring point 3)

根据现场施工情况，以3 m作为1个开挖进尺。从图11—13可以看出，Y=27.5 m及Y=30.5 m监测断面的弹性应变能变化在周期上相差1个掘进循环，且数值变化类似。在同一个掘进循环内，掌子面后方3 m范围内的弹性应变能存在剧烈波动，特别是掌子面后方2 m范围的围岩，其中依据Y=29.5 m监测断面单元的规律可以得到拱顶部位弹性应变能增加幅度为3.56倍、边墙部位为3.73倍、基底部位为4.66倍。当隧道进入下一循环时，所有区域的弹性应变能开始回落至同一水平，但除基底外其余部位的弹性应变能较开挖前的弹性应变能高。形成这种状态的原因是开挖导致围岩应力分布形态发生变化，其中掌子面处与环向围岩相近部分围岩的剪应力大幅增加，如图14所示；而掌子面后方围岩Y方向的压应力大幅增加，如图15所示。

图14 掌子面围岩径向剪应力(单位： Pa)

图15 径向围岩沿掘进方向压应力(单位： Pa)

Fig. 15 Radial surrounding rock stress along excavation direction (unit: Pa)

这种应力重分布会在隧道掌子面后方0～3 m范围内产生显著影响，并且随着掘进循环的推进而推进，直至隧道贯通。为进一步揭示由应力重分布作用产生应力变化并最终诱导弹性应变能突变的现象，绘制明显跃变监测断面(Ⅱ测区: 监测横断面位置29.5 m)单元弹性应变能与单元最大主应力、掘进方向应力、竖向应力之间的关系图,如图16—18所示。图16—18中，掌子面位置坐标表示计算模型中的掌子面在模型中的纵向坐标(图6中Y方向)。

图16 Ⅱ测区测点1的应力-弹性应变能关系

Fig. 16 Relationships among elastic strain energy, stress, tunnel face location and monitoring cross-section location (monitoring point 1 in area Ⅱ)

图17 Ⅱ测区测点2的应力-弹性应变能关系

Fig. 17 Relationships among elastic strain energy, stress, tunnel face location and monitoring cross-section location (monitoring point 2 in area Ⅱ)

图18 Ⅱ测区测点3的应力-弹性应变能关系

Fig. 18 Relationships among elastic strain energy, stress, tunnel face location and monitoring cross-section location (monitoring point 3 in area Ⅱ)

图16—18表明：一方面，在掘进过程中由于开挖卸荷的影响，径向围岩掘进方向应力增大导致最大主应力大幅提高，从而导致弹性应变能的跃升；另一方面，由于开挖卸荷导致的应力重分布具有多向性，因此不仅掘进方向应力发生改变，竖向应力亦产生应力调整。图17表明，边墙位置(测点2)处弹性应变能发生“跃升—回落”后，由于竖向应力的增加，弹性应变能呈现再次上升趋势，但上升变化幅度较之前小。

3 施工情况

米仓山特长隧道四川境内巴中段从2013年底开始施工，于2015年进入大埋深段(埋深500 m)，据现场施工人员反馈，在钻孔及后续出渣施工过程中，经常听到围岩裂隙发展的破裂声，并多次遇到岩爆。2016年7月，四川境内巴中段掘进经过米仓山特长隧道最大埋深段——中子山腹段时发生多次中等岩爆。基于现场施工反馈，掘进施工时掘进进尺内，每小时记录的爆裂声如图19所示。