硬巖豎井爆破損傷區探測及襯砌荷載*

蒲 松，張 睿，方 勇，余 濤，方曉峰，田青峰

(1.西南交通大學，四川 成都 610031； 2.四川川交路橋有限責任公司，四川 廣漢 618300； 3.天津大學，天津 300352)

0 引言

目前，豎井作為一種大型通風道廣泛應用于長大隧道的建設中[1-3]。豎井除了通風作用，還可以增加主洞開挖工作面，故而許多長大隧道為了縮短工期，常常在靠近隧道中部位置修建豎井[4]。近幾年隧道的需求量越來越大，硬巖豎井的數量逐漸增多，目前國內外學者針對硬巖豎井的受荷特性及穩定性展開了多方面研究。吳懷俊[5]結合彈性理論、溫度應力場理論、熱脹冷縮原理,對豎井井壁破壞應力進行了較為精確的理論分析,給出了豎井井壁應力分布規律的解析式；劉金龍等[6]研究發現溫度應力是導致豎井破裂的重要因素，在溫度應力影響下，豎井內壁最先破裂；周曉敏等[7]根據井壁厚度、剪切模量進行分組，采用模型試驗研究不同圍巖條件對豎井井壁承載力的影響；郭繼林等[8]結合福建漳(州)永(安)官田隧道通風豎井工程實際，研究發現硬質巖深豎井圍巖壓力的大小不受豎井內徑大小影響；吳迪[9]利用大型有限元軟件ANSYS研究分析了豎井在開挖與支護過程中的圍巖壓力分布規律以及圍巖破壞情況；羅禮等[10]通過研究巖石與支護之間的相互作用原理來分析豎井的穩定性，并發現可通過豎井圍巖泊松比值大小初步判定最大主應力方向。

上述研究在硬巖豎井的受荷特性及其穩定性方面取得了一定的成就，而硬巖豎井的設計荷載問題尚不明確。本文依托米倉山公路隧道通風硬巖豎井工程，主要通過聲波探測手段，確定豎井圍巖損傷范圍和損傷程度，進而對損傷區圍巖力學參數進行標定，最后利用數值模擬分析爆破損傷區圍巖應力情況以及對襯砌結構荷載的影響，為類似工程條件下襯砌結構荷載計算及設計提供一定的參考依據。

1 工程背景

米倉山特長高速公路隧道位于四川省和陜西省交界位置，左線長13 833 m(ZK39+699～ZK53+532)，右線長13 792 m(ZK39+734～ZK53+526)。米倉山通風豎井位于隧道中部，其設計深度為435.76 m，開挖直徑為10.2 m，凈直徑為9 m，整個工程的地質剖面如圖1所示。

圖1 工程地質概況Fig.1 Map of engineering geology

豎井圍巖以石英閃長巖為主，采用MTS 815型巖石三軸電液伺服剛性試驗機以及配套數據采集系統等對石英閃長巖的基本力學性能進行測試，基本巖石力學參數見表1。水壓致裂法地應力測試不同深度下的主應力大小見表2。

表1 巖石力學參數Table 1 Diagram of rock mechanics parameters

表2 現場測試主應力結果Table 2 Diagram of in-situ stress information

2 豎井開挖方式及損傷區范圍

2.1 開挖方式

目前常用的建井方法主要有長段單行作業法、反井鉆機法、短段掘砌+模筑單層混凝土襯砌的混合作業法[11-13]。目前，大多數的豎井施工還是采用短段掘砌+模筑單層混凝土襯砌的混合作業法，該方法有成井速度快，安全可靠，不受主洞工期影響等優勢，在豎井施工中使用頻率越來越高[14]。米倉山硬巖豎井同樣采用短段掘砌+模筑單層混凝土襯砌的混合作業法，施工作業中，每個掘進循環包括鉆孔、爆破及通風、出渣、澆筑襯砌4個步驟，每個循環進尺4 m，作業時間大約24 h。

2.2 損傷區探測

采用鉆爆法進行豎井施工時爆破產生的應力波會引起開挖面附近圍巖原始裂縫的擴展和新裂縫的產生，導致巖體劣化，從而形成一定范圍的損傷區，損傷區范圍內的巖體強度和完整性遠低于未破壞時巖體強度和完整性。

為獲得豎井爆破損傷區范圍，在施工過程中開展了超聲波探測，測孔布置如圖2所示，自井口向下每隔100 m設置1個監測斷面，共設4個監測斷面，每個斷面布設4個測孔，每個測孔深2 m。在第1次出渣完成后，采用人工鉆孔的方式在井壁圍巖上鉆孔，并利用高壓風進行吹孔，然后依次放入發射器和接收器，同時灌入水作為耦合劑進行測試，現場利用RSM-RCT(B)測試系統探測豎井開挖時圍巖的損傷區深度，設置激發頻率為50 kHz。

圖2 爆破損傷區探測Fig.2 Detection of blasting damage zone

2.3 測試結果

豎井開挖后可根據P波波速變化將圍巖分為損傷區和較完整區2個區域，P波在損傷區傳播速度約為2.8 km/s，在損傷區外的波速約為5.3 km/s，略低于完整巖石中的波速5.7 km/s，這種差異可能是現場損傷區范圍外巖體中其他節理、裂紋等不連續面的存在降低了波的傳播速度，超聲波測試結果如圖3所示。

從圖3可知，從不同斷面波速突變位置基本可以確定圍巖損傷區范圍為1.1～1.4 m，且在100，200，300，400 m不同埋深下損傷區范圍趨于一致；豎井圍巖為堅硬石英閃長巖，原巖應力場隨埋深變化時并不會導致巖體產生較大劣化，所以損傷區大小與埋深基本無關。從1～4號測孔波速結果可以看出硬巖豎井的損傷區范圍與其地應力條件基本無關，這表明開挖爆破是圍巖損傷的主要影響因素。同時P波波速在損傷區內基本呈現線性梯度變化，開挖爆破對巖體破壞程度不同導致其波速變化梯度的不同，損傷程度越小，波速變化梯度越快，損傷程度越大，波速變化梯度越緩。

圖3 現場超聲波測試結果Fig.3 Results of ultrasonic testing on site

3 圍巖損傷區力學參數

巖石力學參數對現場荷載設計和安全評估具有重要參考意義，完整的巖石力學參數可通過三軸或剪切試驗等實驗室測試確定，但是對于損傷區內圍巖很難通過試驗來得到相應的力學參數。Hoek,Barton等[15-16]提出了經驗公式來估算巖體的彈性模量，并將彈性模量和縱波速度聯系起來得到了式(1)所示的巖體彈性模量計算公式。

E=10(VP-0.5)/3

(1)

式中：E為彈性模量，GPa；VP為縱波平均波速，km/s。根據上一節中測得損傷區的縱波平均波速為2.83 km/s，再結合式(1)可得到損傷區內巖體的彈性模量為6 GPa。

Hoek在1994年提出的地質強度指標(GSI)是1種巖體分類方法，主要描述巖體結構特征，對于爆破損傷區圍巖的殘余地質強度指標GSIr，Cai等[17]根據經驗建議用GSI峰值函數表達殘余GSIr值，如式(2)所示。

GSIr=GSI·exp(-0.013 4GSI)

(2)

根據式(2)，可以估算出爆破損傷區巖石的殘余GSIr，未受損傷巖體的GSI峰值為72 GPa，此時對于損傷區殘余GSIr值為27 GPa。Hoek,申艷軍[18-19]在2002年引入了擾動系數D來反映爆破沖擊波對巖體的擾動程度。由于擾動系數D值在實際過程中很難量化，因此，通過殘余地質強度指標GSIr(D=0)來反映現場受爆破影響巖體的損傷程度。

4 數值模擬

4.1 材料參數及本構模型

收斂約束法廣泛用于計算支護結構上作用的圍巖荷載，本節則在考慮爆破損傷區的影響下，通過收斂約束法計算作用在襯砌上的徑向載荷。通過FLAC3D模型計算以獲得豎井石英閃長巖巖體的收斂約束曲線，同時采用Hoek-Brown破壞準則來表示巖體的強度。利用式(3)[18]來計算未損壞巖體的靜態變形模量。

(3)

式中：D為巖體擾動系數，對于不完整巖體，D取0；σci為完整巖體的單軸抗壓強度，MPa。

通過式(2)可以得到的巖體損傷區GSIr和mi值，再利用Hoek-Brown強度準則計算巖體常數mb，s和a值，見式(4)，(5)。

(4)

(5)

式中：閃長巖的mi值為25，當GSI大于0.5時，a值取0.5。

4.2 模型建立

考慮到工程現場結構及荷載的對稱性，建立1/4豎井模型，將主應力方向設置為沿X軸方向，豎井埋深方向為Z軸，為減少邊界條件對模型計算的影響，建立的模型高度為450 m，寬度為200 m，并對X，Y方向邊界固定，如圖4所示。

圖4 計算模型Fig.4 Calculation model

4.3 計算結果分析

在數值模擬過程中，通過改變開挖面環向等效內壓Pi并監測圍巖位移UR得到收斂約束曲線，進而分析井壁襯砌所受到的徑向載荷。根據前文中損傷區圍巖力學參數，在開挖面通過后，其后方的圍壓插入爆破損傷區以模擬巖體破壞狀況，得到豎井存在爆破損傷區時圍巖徑向位移與載荷的關系，如圖5所示。

圖5 圍巖徑向位移與不同方向巖體內部壓力的關系Fig.5 Relationship between radial displacement of surrounding rock and internal pressure of rock mass in different directions

圖5表明，圍巖損傷區存在與否對豎井的收斂約束曲線影響很大，圍巖無損傷區時，其位移-載荷是線彈性關系，內壓P相同時，Y(最小主應力)方向的徑向位移遠小于X(最大主應力)方向的位移，在Y方向上位移隨著內壓的減小釋放的速率更慢；埋深越大徑向位移越大，在同一方向上曲線的斜率基本一致。

當圍巖出現損傷區時，曲線可分為彈性和塑性2個階段，二者交點對應的內壓為臨界壓力P*，當圍巖內壓大于臨界壓力P*，內壓P與徑向位移UR呈線性關系，直線段部分斜率基本相同與埋深和主應力方向無關；如果內壓P小于臨界壓力P*，由于損傷區巖體的強度較低，將有塑性區產生，此時圍巖位移隨著內壓降低將快速增大，所以支護壓力需大于臨界壓力以防損傷劣化成塑性區后，圍巖位移急劇增大。在最小主應力方向釋放較小的位移時，圍巖就進入塑性狀態，而最大主應力則需要釋放更多的位移，導致在同一斷面處Y方向臨界壓力普遍大于X方向臨界壓力。

埋深300 m處(斷面3)的剪應力分布如圖6所示，最大主應力沿X方向，所以在該方向豎井邊界將受到更大的剪應力。圍巖無損傷區的情況下，最大剪應力為18 MPa，并出現在襯砌邊界位置；而當圍巖有損傷區時，最大剪應力出現在損傷區與未破壞巖體之間的邊界，最大剪應力為16 MPa，受爆破影響，豎井圍巖抗剪強度降低且最大剪應力向圍巖深部轉移。

圖6 斷面3圍巖剪應力分布(MPa)Fig.6 Shearstress distribution of surrounding rock in section 3(MPa)

如圖7和圖8所示，襯砌最大主應力處與X軸成90°，同時也是圍巖受剪應力最大的位置。同一斷面處有損傷區時襯砌的最大主應力均大于無損傷的最大主應力，這是因為存在損傷區的圍巖會產生更大的位移，襯砌在抵抗圍巖變形時將受到更大的荷載。

圖7 無損傷區時襯砌最大主應力分布Fig.7 Distribution of maximum principal stress of lining without damage zone

圖8 存在損傷區時襯砌最大主應力分布Fig.8 Distribution map of maximum principal stress of lining with damage zone

4.4 襯砌安全系數計算

安全系數是評估混凝土襯砌穩定性的關鍵參數，可以通過式(6),(7)[20]計算：

K=φαRabh/N，e0≤0.20h

(6)

(7)

式中：K為襯砌強度安全系數；N為軸向力,N；b為截面的寬度,mm；h為截面的厚度,mm；Ra為極限抗壓強度,MPa；R1為極限抗拉強度,MPa；φ為縱向彎曲系數；e0為偏心率；α為偏心影響系數，可以通過式(8)計算：

(8)

根據數值分析結果，計算襯砌的安全系數，計算結果如圖9所示。由圖9可知，安全系數隨著豎井深度增加而減小，但最小安全系數為6.01，仍大于臨界安全系數2.4。結果表明，損傷區導致圍巖變形量增大，襯砌荷載增加，但是計算結果表明豎井襯砌是比較安全的。同時，可根據豎井的深度調整襯砌參數，在較深的豎井可采用分區段支護形式，豎井上區段可采用較薄的襯砌，一方面滿足施工安全，另一方面降低投資成本，達到優化支護的目的。

圖9 襯砌安全系數Fig.9 Liningsafety factor

5 結論

1)硬巖豎井受爆破擾動影響形成損傷區，通過現場聲發射測試發現損傷區P波平均速度大約是未損壞巖石質量的1/2，損傷區范圍為1.1～1.4 m，米倉山硬巖豎井損傷區與其地應力條件基本無關。

2)通過殘余地質強度指標，對爆破損傷區圍巖的力學參數進行標定，數值模擬得到圍巖有無損傷區的收斂約束曲線，有損傷區時，曲線可根據臨界壓力分為彈性階段和塑性階段，支護壓力需大于臨界壓力以防圍巖損傷加劇劣化成塑性區后，圍巖位移急劇增大。

3)豎井周邊出現損傷區時其抗剪強度降低且最大剪應力向深部轉移，最大剪應力出現在損傷區與未破壞巖體之間的交界處且最大剪應力為16 MPa，襯砌最大主應力截面與地層最大主應力方向垂直同時也是圍巖最大剪應力位置。

4)通過不同深度襯砌安全系數計算表明現場支護結構比較安全，同時可根據豎井深度調整襯砌參數，進行分區段支護，保障施工安全的同時降低投資成本。