爆破開挖擾動下錨固節理巖質邊坡位移突變特征與能量機理*

楊建華，代金豪，姚 池，胡英國，張小波，周創兵

（1. 南昌大學建筑工程學院，江西 南昌 330031；2. 長江水利委員會長江科學院，湖北 武漢 430010）

中國西南地區大型水電工程高邊坡工程規模巨大、地質環境復雜、工程作用強烈，高邊坡的變形與穩定控制是高壩工程建設與運行安全的重要保障。鉆孔爆破是水電工程巖石高邊坡開挖的主要手段，節理巖質邊坡在爆破開挖過程中常發生位移突變，影響邊坡的穩定。預應力錨索作為一種主動支護技術，因其施工方便、見效快和造價低等優點在邊坡支護中得到了廣泛的應用，有效地控制了邊坡巖體的位移突變。

對于節理巖質邊坡的位移突變問題，國內外學者從卸荷松動和爆炸荷載擾動的角度進行了廣泛的研究。Yoshida 等、Sheng 等通過數值模擬與現場實測數據的對比分析，認為開挖引起邊坡巖體內應力釋放及重分布是造成邊坡表面巖體位移增加、節理張開及滑移的主要原因。盧文波等的研究表明，爆破開挖過程中巖體初始地應力的釋放具有瞬態特性，地應力的瞬態釋放會導致巖體節理張開；羅憶等采用室內試驗驗證了地應力瞬態卸載條件下的節理巖體位移突變問題，并認為突變位移與初始地應力的平方成正比。Gran 等通過對節理巖體模型進行爆破試驗，發現爆炸應力波傳播至節理處發生反射會將節理拉開；金李等利用一維應力波理論對節理巖體的爆破松動機理進行了分析；代金豪等則從能量的角度研究了節理巖體的爆破松動問題，認為爆炸荷載作用期間巖體積累的應變能及其釋放速率決定了巖體的爆破松動位移。以往的研究多將地應力瞬態卸荷和爆炸荷載擾動效應分開討論，較少涉及二者耦合作用下節理巖質邊坡的位移突變特征。

在工程現場，邊坡爆破開挖施工與錨固支護常穿插進行。眾多學者在預應力錨索對節理巖質邊坡變形控制的機理方面開展了研究，如丁秀麗等提出預應力錨索錨固效應使得巖體力學性能劣化在邊坡開挖過程中得到緩解，進而抑制了邊坡變形；Yang 等通過數值模擬研究發現，錨索預應力的施加可有效改善巖體的應力狀態并提高軟弱面的抗滑力，從而達到控制邊坡變形的目的；李劍等則認為對于高陡巖質邊坡，預應力錨索主要在于限制潛在可動滑體在開挖過程中的位移發展。上述有關預應力錨索控制邊坡變形的機理研究多針對靜態或擬靜態力學條件進行。對于深切河谷底部地應力集中區的邊坡巖體爆破開挖，存在爆炸荷載與地應力瞬態卸荷2 種動力擾動。有關爆炸荷載與地應力瞬態卸荷耦合作用下的錨固節理巖質邊坡位移突變機理，目前研究還較為少見。

本文中，首先，對白鶴灘水電站左岸壩基節理巖質邊坡爆破開挖過程中的巖體位移及錨索軸力進行現場監測資料分析；然后，建立三維節理巖質邊坡數值模型，分析爆炸荷載與地應力瞬態卸荷耦合作用下節理巖質邊坡的位移突變特性及其能量機理，并從能量的角度研究預應力錨索對節理巖質邊坡位移突變的控制機理。

1 節理巖質邊坡位移突變與預應力錨索軸力監測分析

1.1 工程概況

白鶴灘水電站位于金沙江下游四川省寧南縣和云南省巧家縣境內，左岸壩基邊坡巖體由峨眉山玄武巖構成，其中834～820 m 高程的巖體主要為弱風化下段、弱卸荷的Ⅲ類巖體，820～600 m 高程的巖體主要為弱風化下段～微新無卸荷的Ⅲ類巖體，600 m 高程以下的巖體主要是微新無卸荷的Ⅱ類巖體，如圖1 所示。680 m 高程出露的NE 向斷層F斜切壩基邊坡，在F上盤巖體中發育有NNW 向張扭性斷層f和f、層間錯動帶C和C以及層內錯動帶LS、LS和LS等。在F下盤巖體中存在有順坡向的層內錯動帶LS、LS和LS等，還發育有縱橫交錯且易松弛的柱狀節理和微裂隙。

圖1 白鶴灘水電站左岸壩基邊坡地質剖面圖Fig. 1 Geological section of the left-bank dam foundation slope at the Baihetan hydropower station

1.2 監測點布置

隨著左岸壩基邊坡爆破開挖施工向河谷底部推進，LS、LS、LS等順坡向層內錯動帶和柱狀節理巖體在620～580 m 高程逐漸出露，這些軟弱結構面交錯切割巖體形成的潛在可滑動塊體與臨空面構成了不利組合，嚴重威脅邊坡的穩定性。為此，現場垂直于建基面布置長短不等的預應力錨索對壩基邊坡潛在不穩定塊體進行加固，錨索預應力等級為3000 kN。

為掌握開挖施工過程中壩基邊坡的位移變化情況及預應力錨索的工作性態，現場開展了邊坡變形與預應力錨索軸力的聯合監測，如圖2 所示。在615 m 高程處布置了一個表面位移計，編號為D1；考慮到層內錯動帶LS在開挖過程中可能會產生過大的滑動而引起邊坡失穩，在1 號帷幕洞與1 號排水洞的側壁上分別布置了一套裂縫計監測裂縫的開合度和錯動位移，編號分別為F1 和F2；在607 和600 m 高程處3000 kN級的預應力錨索上分別安裝了一套錨索測力計，編號分別為C1 和C2。

圖2 邊坡位移與預應力錨索軸力監測點布置Fig. 2 Arrangement of the observation points for monitoring the slope displacement and anchor cable axial force

1.3 邊坡位移及錨索軸力監測數據分析

2016 年6 月1 日至2016 年8 月23 日，白鶴灘水電站左岸壩基邊坡從605 m 高程開挖至580 m 高程，607 和600 m 高程處3000 kN 級預應力錨索分別在2016 年6 月1 日和7 月3 日前安裝完成。該段時間內邊坡表觀測點D1 處的水平位移、內部裂縫監測點F1 處的錯動位移和F2 處的張開位移隨時間變化如圖3 所示。從圖3 可以看到，爆破開挖施工期間，各監測點的位移增長較快，特別是在595～590 m高程和590～585 m 高程梯段爆破時，由于爆區距F1 和F2 監測點較近，F1 監測點的錯動位移和F2 監測點的張開位移均有在爆破后大幅突然增加的現象，即位移突變。與此同時，邊坡表面監測點D1 也發生了多次較明顯的位移突變。盡管位移監測點所在高程的預應力錨索已經安裝完成，但位移突變現象仍有發生。2016 年8 月23 日梯段爆破施工停止后，各監測點的位移增長較為緩慢，且逐漸趨于穩定。截至2016 年10 月29 日，邊坡表面測點D1 處的水平位移為29.9 mm，內部監測點F1 處的錯動位移為7.0 mm、F2 處的張開位移為6.8 mm。

圖3 各監測點位移隨時間變化曲線Fig. 3 Slope displacement histories at the different observation points

錨索監測點C1 和C2 處的軸力變化如圖4 所示，在595～590 m 高程梯段爆破開挖期間，607 m 高程處C1 監測點因距爆區較近且爆破規模較大，該監測點的錨索軸力出現了明顯的突增現象，增量為54.6 kN，在隨后的2 個臺階爆破開挖過程中，C1 監測點的錨索軸力也發生了不同程度的突增。位于600 m 高程的C2 監測點在590～580 m 高程巖體爆破開挖過程中發生了較大幅度的錨索軸力突增，最大增量為53 kN。待開挖至580 m 高程，爆破施工停止后，預應力錨索軸力增大變緩，軸力逐漸趨于穩定。C1 和C2 監測點錨索的軸力最終分別穩定在3383.9 和3321.2 kN，較初始值分別增大16.2%和8.9%。

圖4 各監測點預應力錨索軸力隨時間變化曲線Fig. 4 Axial force histories of the prestressed anchor cables at the different observation points

綜上，節理巖質邊坡位移的變化與錨索軸力的變化具有一致性，二者在附近有大規模巖體爆破時均出現了不同程度的突變，預應力錨索通過自身軸力的增大抑制邊坡出現過大的位移突變。毫無疑問，巖體中結構面交錯分布形成的具有后緣拉裂面、底滑面和側滑面的潛在滑動塊體是邊坡發生位移突變的內在條件，而爆破開挖擾動是誘發節理巖質邊坡位移突變的外在條件。眾所周知，深切河谷具有應力降低、升高和原始三帶的“駝峰形”及谷底存在“高應力包”的地應力分布基本規律，“高應力包”深度可達谷底以下150～200 m。劉國鋒等的研究表明，白鶴灘水電站河床谷底應力在20 MPa 以上。對河床谷底高地應力巖體的爆破開挖，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力在巖體破碎瞬間也隨之突然釋放；該過程為一瞬態卸荷力學過程，在邊坡保留巖體中激發瞬態卸載應力波，引起近鄰開挖面的巖體應力動態調整。因此，對于谷底高地應力巖體爆破開挖，誘發節理巖質邊坡位移突變的動力擾動除爆炸荷載外，還包括地應力瞬態卸荷過程，二者幾乎同步發生。然而，由于監測設備的局限性，上述實測數據僅能反映每日的邊坡位移及錨索軸力變化值，無法反映爆破開挖動力擾動下邊坡位移與錨索軸力的瞬態調整過程。下文將采用數值模擬方法，研究爆炸荷載與地應力瞬態卸荷聯合作用下邊坡位移與錨索軸力的動態變化過程及相關能量機理。

2 數值模擬

2.1 數值模型與材料參數

采用有限差分軟件FLAC，研究爆破開挖動力擾動下錨固節理巖質邊坡的位移突變特性及能量機制。白鶴灘左岸壩基邊坡地質條件復雜，巖體結構面眾多，影響邊坡位移突變的因素多而復雜，若將眾多因素均考慮在內，很難揭示爆破開挖擾動下錨固節理巖質邊坡位移突變的力學本質。為此，采用概化的節理巖質邊坡模型進行數值模擬研究，以揭示爆破開挖擾動下錨固節理巖質邊坡位移突變的能量機理。為便于進行機理分析，考慮爆炸應力波和瞬態卸載應力波垂直入射節理面的情況，建立含豎直和水平節理的概化邊坡模型，如圖5 所示。模型整體尺寸為40 m×6 m×30 m，包括3 個高5 m 的直立臺階，上2 層臺階已開挖完成，第3 層臺階正在進行爆破開挖施工。第2 層和第3 層臺階巖體中存在一個由一組后緣豎直節理面、一組底部水平節理面和兩組側部豎直節理面切割而成的潛在滑動體，其尺寸為8 m×2 m×10 m。在第2 層臺階上施加2 根垂直于邊坡坡面的預應力錨索，錨索總長設置為20 m，自由段與錨固段的長度分別為12 和8 m，2 根錨索到第3 層臺階頂部的距離分別為2 和4 m。盧文波等、羅憶等和金李等也采用類似的概化模型進行了相關的研究，并取得了有益的結論；此外，盧文波等的研究還表明，如底滑面為順層的傾斜滑面時，節理巖體的位移突變特征與底滑面為水平時的情況類似，只是最終的位移值會更大一些。篇幅所限，本文中僅考慮底滑面為水平節理面的情況。

圖5 錨固節理巖質邊坡數值模型（單位：m）Fig. 5 The anchored jointed rock slope model (unit: m)

白鶴灘左岸壩肩及壩基邊坡主要出露玄武巖中部Pβ及Pβ層，總厚度約350 m，巖性主要有斜斑玄武巖、隱晶質玄武巖、柱狀節理玄武巖、杏仁狀玄武巖、角礫熔巖、凝灰巖6 種。高程660～555 m 壩基部位出露 Pβ層第1 類柱狀節理玄武巖，該層厚度約為55 m。本文中研究610～580 m 高程壩基邊坡巖體開挖，該高程范圍內壩基邊坡巖體只含有第1 類柱狀節理玄武巖這一種巖層，根據現場地質勘察和室內試驗結果，第1 類柱狀節理玄武巖巖石及節理物理力學參數如表1 所示。數值模擬中將巖石假定為線彈性材料；對于巖體中的節理面，采用FLAC提供的基于庫倫剪切本構模型的無厚度interface 單元進行模擬，interface 單元可以模擬荷載作用下2 個接觸面之間的錯動滑移、張開、閉合等變形，模擬中不考慮節理面的抗拉強度和黏聚力；預應力錨索則采用cable 單元進行模擬，錨索的物理力學參數如表2 所示。根據Blair 的研究，為滿足動力分析精度，數值模型的網格尺寸不應超過應力波波長的1/12～1/6，本模型的最小波長(Rayleigh 波的波長)約為2.2 m，因此動力加載邊界附近的單元尺寸劃分為0.25 m，模型總共劃分為1 793 136 個單元。

表1 巖石與節理的物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of the rock and joints

表2 錨索的物理力學參數Table 2 Physical and mechanical parameters of the anchor cable

2.2 動力荷載

由于預裂孔距邊坡開挖輪廓最近，且預裂孔爆破后形成的預裂縫阻礙了主爆孔爆破產生的應力波向邊坡巖體內傳播，預裂孔爆破對邊坡保留巖體的動力擾動往往是最強烈的。因此，本文中僅研究預裂孔爆破動力擾動作用下錨固節理巖質邊坡的位移突變。預裂爆破時每段4 個炮孔同時起爆，由于炮孔直徑遠小于數值模型的尺寸，若將所有的炮孔均建立在模型中，為保證計算精度，數值模型的單元數將達到上千萬，從而導致計算效率低甚至無法計算。為提高計算效率，本文中將炮孔壁受到的爆炸荷載壓力等效施加在圖5(a)所示的爆破開挖面上。根據圣維南原理，這種等效處理方法在計算炮孔附近的巖體動力響應時會產生一定的偏差，而在計算炮孔中遠區的巖體動力響應時則與爆炸荷載壓力施加在炮孔壁上的計算結果基本一致，該方法對于模擬中遠區巖體動力響應問題的有效性已被證實。本文中研究的豎直節理面距炮孔較遠，屬于中遠區問題，采用該等效方法是可行的。對于預裂孔爆破，炮孔中心連線與炮孔軸線所組成的平面即為爆破開挖面。根據圣維南原理，爆破開挖面上的等效爆炸荷載壓力()與炮孔壁上的爆炸荷載壓力()滿足如下關系：

式中：ρ為炸藥密度；為炸藥爆轟速度；γ 為炸藥的等熵指數，一般取3；υ 為爆生氣體的絕熱膨脹常數，近似取1.5；為裝藥直徑。

根據白鶴灘水電站左岸壩基邊坡現場爆破采用的鉆孔及炸藥設計，取ρ=1300 kg/m,=4500 m/s,=76 mm,=25 mm,=0.6 m，炮孔裝藥長度=4.5 m。由式(1)和(2)計算可得爆破開挖面上的等效爆炸荷載峰值壓力=15 MPa。目前獲取爆炸荷載壓力時程曲線的方法主要有3 種：(1)半經驗半理論的計算公式；(2)通過簡化模型分析爆生氣體的運動過程；(3)采用數值模擬軟件（如LS-DYNA）模擬炸藥爆轟過程。由于炸藥爆炸產生的高溫高壓環境，現有的測試手段還很難從現場準確獲取炮孔壁上或爆破開挖面上的爆炸荷載壓力時程曲線。在實際工程爆破的數值模擬中，目前大多采用半經驗半理論的爆炸荷載壓力時程曲線，其中以雙指數函數和進一步簡化的三角形函數壓力時程曲線應用最為廣泛。本文中采用三角形荷載曲線，如圖6 所示，取爆炸荷載壓力上升時間=1 ms、持續時間=9 ms，其計算過程詳見文獻[16] 和[23]，爆炸荷載壓力時程曲線()的表達式為：

圖6 爆破開挖面上等效爆炸荷載與地應力瞬態卸荷歷程曲線Fig. 6 Time-histories of the equivalent blasting pressure and the transient unloading of in-situ stress on the blasting excavation boundary

同一排炮孔同時起爆時，爆生裂紋優先在炮孔連線方向上擴展，當裂紋完全貫通、開挖面上的爆炸荷載壓力衰減至與開挖面上的地應力大小相等時，開挖面巖體才出現宏觀上的卸荷效應。根據應力連續條件，爆破開挖面上的地應力瞬態卸荷歷程在巖體出現宏觀卸荷后與爆炸荷載作用曲線重合，如圖6所示，地應力瞬態卸荷時程曲線σ()可表示為：

式中：σ為爆破開挖面上的地應力；為卸荷開始時間。

第3 層最后一個梯段預裂爆破時，取爆破開挖面上的地應力σ=5 MPa，根據圖6，地應力瞬態卸荷持續時間=-=2.7 ms。需要說明的是，雖然白鶴灘水電站河床谷底的初始地應力較高（20 MPa 以上），但隨著開挖工作面逐步向壩基邊坡輪廓面推進，邊坡輪廓面上的初始地應力也逐步釋放，因此在最后一個梯段爆破時，壩基邊坡輪廓面上的地應力取一個較小的值。

數值模擬過程中，首先進行地應力和預應力錨索作用下的靜力求解，模型四周設置為法向位移約束，待計算達到平衡后打開動力求解模塊，將上述爆炸荷載和地應力瞬態卸荷作用歷程用FISH 語言編寫后施加在爆破開挖面上進行動力求解。為防止動力荷載激發的應力波傳播至模型四周邊界發生反射而影響計算結果，動力計算中將模型四周設置為可吸收入射波的黏性邊界。巖體阻尼采用FLAC提供的局部阻尼，局部阻尼系數設置為0.157。

3 節理巖質邊坡位移突變特征與能量機理

為對比分析預應力錨索對節理巖質邊坡位移突變的影響，本文數值模擬分2 類工況進行研究，一類未施加預應力錨索，另一類為施加預應力錨索工況。由于巖體出現朝向河谷的位移時對邊坡穩定最為不利，因此本文在潛在滑動塊體的前緣和后緣各選取一個監測點和（見圖5）分析邊坡的水平位移及應變能密度特性。

3.1 未施加預應力錨索工況

未施加預應力錨索時，爆破開挖動力擾動下兩監測點的水平位移和應變能密度時程曲線如圖7 所示。在初始地應力σ的作用下，節理巖體本身儲存有一定量的應變能；爆炸荷載作用后，節理巖體被壓縮，巖體中進一步積聚應變能。隨著爆炸荷載壓力降低以及地應力釋放，巖體開始回彈，巖體中的應變能得以釋放。在=9 ms 左右時，爆炸荷載壓力降為零，被壓縮的巖體回彈恢復到爆炸荷載作用前的狀態，此時監測點的位移為零。但由于爆炸荷載壓力快速降低和地應力瞬態釋放所產生的慣性力作用，潛在滑動塊體繼續向河谷方向運動，導致后緣節理張開，產生了節理張開位移。由于底部及兩側滑面的摩擦作用，在=30 ms 左右時，巖塊停止了運動，和兩監測點的最終位移分別為6.5 和5.6 mm，該位移即為爆破開挖動力擾動過程中節理巖質邊坡的突變位移。爆破開挖完成后，和兩監測點的最終水平位移之差為0.9 mm；而爆破前，在初始地應力σ的作用下，、兩點的水平位移也正好相差0.9 mm（即該巖塊的壓縮變形量為0.9 mm），這表明和兩點最終位移之差是由于地應力釋放、巖體松弛所產生的回彈位移。對于河谷底部高地應力邊坡巖體爆破開挖，邊坡表面巖體的突變位移包括節理張開位移和回彈位移兩部分。對于本算例中邊坡表面的監測點，總突變位移為6.5 mm，節理張開位移為5.6 mm，回彈位移為0.9 mm，節理張開位移占到了總突變位移的86.2%，是節理巖質邊坡位移突變的主要組成部分。

圖7 無預應力錨索時各監測點的巖體位移和應變能密度時程曲線Fig. 7 Rock mass displacement and strain energy density histories at the observation points without prestressed anchor cables

從能量的觀點來看，巖體由于地應力作用本身所存儲的應變能以及爆炸荷載擠壓作用所集聚的應變能為節理邊坡巖體位移突變提供了能量來源，上述2 種應變能的快速釋放是節理巖體位移突的直接誘因。代金豪等的相關研究表明，巖體存儲和集聚的應變能越高、應變能釋放持續時間越短，產生的位移突變就越大，即位移突變與應變能釋放率正相關。應變能釋放率為：

因此，在保證開挖巖體正常破碎的前提下，通過優化爆破方案，降低巖體應變能的釋放率有助于減小節理巖質邊坡的位移突變。如采用低密度、低爆轟波速的炸藥降低爆炸荷載峰值壓力，從而降低巖體集聚的應變能；采用小抵抗線降低開挖面上的地應力，從而降低巖體存儲的應變能；加強炮孔堵塞減緩爆生氣體從孔口逸出，從而延長爆炸荷載壓力衰減時間，即延長應變能釋放持續時間。

3.2 施加預應力等級錨索工況

除爆破方案優化外，工程中還主要采用錨桿、錨索等支護方式來控制節理巖質邊坡的位移突變。為探討預應力錨索對節理巖質邊坡位移突變的控制機理，設置錨索預應力等級分別為1 000、1 500、2 000、2 500 和3 000 kN。圖8 給出了不同等級預應力錨索作用下邊坡表面點的位移和應變能密度變化時程曲線。可以看到，不同等級預應力錨索作用下，節理巖體的位移總體特征基本相同，均具有壓縮→回彈→突變→穩定這4 個階段。不同預應力等級下節理巖體的壓縮與回彈路徑完全重合，這表明預應力錨索并不影響節理張開前巖體的位移與能量轉化，不同等級預應力錨索作用下點的應變能密度時程曲線完全重合也證明了這一點。在=9 ms 節理張開發生位移突變后，錨索預應力等級越高，節理巖體的突變位移越小。當預應力超過1 000 kN 時，節理巖體在達到最大突變位移后會出現明顯的“被拉回”現象，最終使突變位移穩定在較小的值。當預應力等級超過1 500 kN 時，隨著錨索預應力等級的提高，節理巖體的最終突變位移雖有所減小，但減小幅度不大。圖9 給出了不同等級預應力錨索作用下監測點的節理最終張開位移和巖體最終回彈位移，隨著預應力等級的提高，節理張開位移同樣呈現先顯著后緩慢降低的趨勢，而巖體回彈位移基本保持不變，這表明預應力錨索主要是通過抑制節理張開來降低邊坡巖體的位移突變。結合前述實測資料分析結果，預應力錨索的施加雖不能完全避免節理巖質邊坡在爆破開挖過程中產生位移突變，但采用適當預應力等級的錨索進行加固后可有效減少巖體內節理的張開位移，從而防止邊坡巖體位移突變過大。

圖8 不同等級預應力錨索作用下監測點A 的位移和應變能密度的時程曲線Fig. 8 Rock mass displacement and strain energy density histories at the monitoring point A under different levels of the prestressed anchor cables

圖9 不同預應力等級下的節理最終張開位移與巖體最終回彈位移Fig. 9 Joint opening displacement and rebound displacement under different levels of the prestressed anchor cables

針對預應力錨索在控制節理巖質邊坡位移突變所發揮的作用，從能量的角度對其作用機理開展討論。對于預應力錨索，其總的應變能由錨索索體的拉壓彈性應變能和錨固劑的剪切彈性應變能組成，分別由下式計算：

式中：F為第個索體單元的軸力；L為第個索體單元的長度；為錨索索體的彈性模量；為錨索索體橫截面面積；τ為第個錨固劑單元的剪切應力；V第個錨固劑單元的體積；為錨固劑剪切模量；和分別為索體單元和錨固劑單元的數量。

通過FLAC中的FISH 語言對錨索總應變能涉及的變量進行實時監測和計算，得到不同等級預應力錨索總應變能的時程變化曲線，如圖10所示（篇幅所限，僅以1000 和3000 kN 等級為例）。錨索總應變能在開始突增前經歷了降低和升高至初始值這2 個階段，這與節理巖體在位移突變前發生壓縮和回彈相對應；在錨索應變能突增開始后存在吸能和釋能2 個階段，定義錨索的平均吸能速率或釋能速率為：

式中：Δt為第個時間段(=1, 2, 3,···,)；ΔW為第個時間段開始與結束時錨索的總應變能之差。錨索平均吸能和釋能速率分別表示為和。

結合圖8(a)和圖10 可以看到，節理巖體發生位移突變后，節理巖體與錨索相互作用，節理巖體的動能轉化為錨索的應變能，錨索應變能急劇增加，表現為吸能，此時錨索被拉伸且軸力增大，這與實測資料反映的規律相對應，即節理巖體位移突變與錨索軸力突增具有同步性；錨索的預應力等級越高，吸能速率越高，節理巖體以更高的速率達到較小的突變位移峰值；在節理巖體的位移達到最大值后，錨索的應變能開始釋放，釋放的應變能作用于節理巖體，部分轉化為節理巖體的動能，將滑動的巖塊逐漸“拉回”，隨著底部及兩側滑面的摩擦耗能，巖塊最終停止運動，位移趨于穩定；錨索的預應力等級越高，釋能速率也越高，節理巖體“被拉回”的效應也就越明顯，即節理巖體以更高的速率穩定至較小的最終位移值。綜上，預應力錨索通過自身具有的吸能與釋能特性來控制邊坡節理巖體的位移突變。

圖10 不同等級預應力錨索的總應變能時程變化曲線Fig. 10 Time-histories of the total strain energy of the anchor cables under different prestress levels

受構造應力、邊坡結構、開挖方案等多方面影響，爆破開挖面上的初始地應力大小多有不同，此外，不同工程的巖體變形參數也各不相同。不同地應力水平和巖體彈性模量條件下監測點的最終突變位移如圖11 所示。從圖11(a)可以看到，隨著地應力水平的提高，節理巖質邊坡的突變位移增大，這是由于較高的地應力會使巖體內儲存更多的應變能，相同釋放時間情況下具有更高的應變能釋放率；當爆破開挖面上的初始地應力由2.5 MPa 升高12.5 MPa 時，與未施加預應力錨索相比，施加3 000 kN 等級的預應力錨索后邊坡突變位移分別減小了64.2%和58.7%，控制效果顯著。從圖11(b)可以看出，隨著巖體彈性模量的提高，節理巖質邊坡的突變位移逐漸減小，這是由于在相同的應力作用下，較高彈性模量的巖體應變較小，巖體所存儲的應變能較低，從而使應變能釋放率降低。對于彈性模量為20 GPa 的巖體，未施加預應力錨索和施加3 000 kN 等級的預應力錨索情況下，邊坡突變位移由11.2 mm 減小為5.9 mm，減小了47.3%；而對于彈性模量為60 GPa 的巖體，施加3 000 kN 等級的預應力錨索后位移突變降低了59.2%，預應力錨索對巖體彈性模量不同的巖質邊坡均體現出了較好的控制效果。由此可見，對于地應力水平較高或巖體彈性模量較低的節理巖質邊坡爆破開挖，尤其要注意節理巖體的位移突變問題，可考慮采用適當等級的預應力錨索進行加固。

圖11 巖體地應力和彈性模量對不同等級預應力錨索作用下監測點A 的最終突變位移的影響Fig. 11 Effects of in-situ stress level and elastic modulus of the rock mass on final mutation displacement of the monitoring point A under different levels of the prestressed anchor cables

4 結 論

（1）白鶴灘水電站左岸壩基錨固節理巖質邊坡在爆破開挖過程中出現了明顯的巖體位移突變和錨索軸力突增的現象，二者具有同步性。

（2）對于深切河谷底部高地應力邊坡巖體爆破開挖，爆炸荷載對巖體擠壓作用所集聚的應變能以及地應力作用下巖體所存儲的應變能為節理巖質邊坡位移突變提供了能量來源，爆破過程中這2 種應變能的快速釋放是節理巖體位移突變的直接誘因。

（3）深切河谷底部高地應力邊坡巖體在爆破開挖過程中產生的突變位移包括節理張開位移和巖體回彈位移，爆破開挖面上初始地應力水平越高、巖體彈性模量越低，產生的突變位移越大；預應力錨索主要控制節理張開位移，錨索預應力等級越高，其吸能和釋能速率越高，位移突變控制效果越明顯，但當錨索的預應力等級高到一定程度后，節理巖體的突變位移不再明顯減小。

為揭示爆破開挖擾動下錨固節理巖質邊坡位移突變的能量機理，本文的數值模擬研究中做了一些簡化和假定，巖體結構面實際形態、爆破開挖擾動下巖體及錨固結構的損傷對邊坡位移突變的影響還需要開展進一步的研究。