基于巖爆預測的軟硬巖交界帶隧道掘進方向比選研究*

劉永福,周子寒,蔣長偉

(1.中鐵十二局集團有限公司,山西 太原 030024; 2.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室,四川 成都 610031)

0 引言

對于深埋、長大山嶺隧道,硬脆性圍巖在高地應力環境下,隨著開挖卸荷,賦存在巖體內的應變能瞬間釋放并伴隨巖塊射出。巖爆現象具有突發性和隨機性特征,難以掌握其發生時機,且一旦發生巖爆將會對施工安全造成極大的危害[1-2]。

前人對巖爆問題已開展了大量研究,張鏡劍等[3]對國內外巖爆現象的大量工程實例進行了報道,介紹了一些較為常用的巖爆判據,并對巖爆防治提出了建議。馬春馳等[4]提出與圍巖直接接觸的初支結構類型和剛度影響著破裂及微震活動的特征、機制,基于巴陜高速米倉山隧道巖爆現象及微震監測成果,建立了支護結構影響下巖爆前兆預警判據。與此同時,基于現場原位地應力鉆孔實測數據進行隧址區初始地應力場反演分析,結合反演結果對隧道開挖發生巖爆進行預判,成為指導現場防治巖爆的切實可行辦法。汪波等[5-8]基于蒼嶺隧道隧址區初始地應力場反分析結果,從隧道掘進方式、掘進后圍巖應力重分布實際情況出發,對巖爆進行了預測,但其地應力反演結果為區間值,反演精度仍需提高。嚴健等[9]以川藏鐵路桑珠嶺和巴玉隧道為依托,通過地應力三維反演分析,對隧道高地溫、高地應力條件下巖爆孕育特征進行了研究。隨著國家基礎設施建設重心向西部轉移,在西部復雜的地質條件下,初始地應力場呈現出不規律分布的特征。李科等[10]探討了斷裂擾動區地應力場分布情況,提出該區域地應力表現出不均勻特性,地應力的量值及方向均會發生較大變化。張敏等[11]總結出川藏鐵路復雜地質條件下斷層破碎帶區域內豎向主應力驟減的規律。

我國西部區域地質構造運動頻繁,復雜地質條件如斷層、褶皺等分布密集,地應力分布差異性較大,容易造成某一區域地應力較為集中,巖爆的不確定性更為突出,其中尤以侵入巖地層最為顯著。侵入體經過地殼張力作用擠入圍巖層間空隙中,在侵入體前沿區域形成軟硬巖交界面,交界面處硬巖區域地應力集中現象明顯,巖爆風險突出[12]。對于軟硬巖交接段施工力學特性成為近年來的研究熱點,張照太等[13]對高埋深軟硬巖互層TBM巖爆段施工方法進行了研究。王道遠等[14]探討了硬巖、軟巖、軟硬巖交界不同地質條件下,減震縫設置減震技術的差異性。申玉生等[15]提出軟硬巖交界面傾角的改變會對隧道結構動力響應特性產生影響。

由此可見,對于巖爆問題,以往主要對巖爆發生前兆及特征、巖石儲能規律為出發點對巖爆傾向性的判據進行研究。而對于侵入巖地層復雜地質條件下,軟硬巖交界區段不同掘進方向的施工力學行為對巖爆傾向性影響的研究還鮮見報道。結合文獻關于花崗質侵入巖初始地應力分布規律的結論,本文以花崗質侵入巖隧道為依托,基于水壓致裂法實測地應力為依據反演隧址區初始地應力場結果,對侵入體前沿軟硬巖交界區域不同掘進方向對巖爆傾向性的影響進行了研究,研究結果對本工程及類似工程設計、施工提供了理論支持。

1 工程概況

1.1 地形地貌及地層巖性

某花崗質侵入巖隧道縱向長約7 200 m,埋深最大處約為467 m。其中ZK397+900—ZK394+500段圍巖以花崗閃長巖(硬巖)為主,而ZK394+500—ZK390+755段穿越地層巖性主要為泥巖、砂巖(軟巖),隧道縱向在臨近花崗巖侵入體區域,地層巖性發生劇烈改變,為硬、軟巖交界帶(見圖1)。對于硬巖一側圍巖強度比值較低,存在發生巖爆的危害,因此基于地應力反演結果進行巖爆預測非常必要。

圖1 隧址區地質縱斷面Fig.1 Geological profile of tunnel site area

1.2 原位地應力測量

通過調研原位地應力測量報告,在ZK395+320位置處(即SK-02鉆孔,圖2中標出了鉆孔位置)利用水壓致裂法進行了原位地應力測試,該測點靠近重點討論的軟硬巖交界帶區域。原位地應力測量數據如表1所示。

表1 水壓致裂法測試初始地應力Table 1 Hydraulic fracturing method to measure initial in-situ stress

圖2 有限元計算模型Fig.2 Finite element calculation model

2 地應力反演分析

2.1 多元線性回歸反演地應力原理

(1)

2.2 三維數值模型

模型建立在水平面內8 000 m×1 000 m范圍,z方向取至隧道軸線下方300 m,通過等高線平面圖采用克里金插值法求出高精度地形坐標值建立頂面地表,并導入ANSYS軟件中,再通過拉伸頂面并切割完成模型的建立,如圖2所示。巖體材料的物理力學參數如表2所示,對以砂巖、泥巖分布的區域巖性參數做了一定的簡化,依據2種巖體所占權重,將該區段巖體物理力學參數均設為表3中的砂-泥巖。

表2 巖體物理力學性質參數Table 2 Physical-mechanical parameters of rock masses

表3 實測地應力值與回歸反演值對比Table 3 Comparison of measured in-situ stress and regression stress

(2)

式中:σ回歸為地應力回歸反演值;σ自重為在自重應力場下有限元計算值;σx向構造為水平x向均布擠壓構造運動應力場有限元計算值;σy向構造為水平y向均布擠壓構造運動應力場有限元計算值;σ剪切構造表示水平面純剪切構造運動應力場有限元計算值。

2.3 隧道軸線地應力反演結果

基于地應力鉆孔的坐標信息查詢計算值,再根據式(2)得到鉆孔處的回歸反演值。表3列出了SK-02鉆孔實測值與反演值的對比結果。由表3可知,σH的絕對誤差范圍為0.5～1.0 MPa,最小相對誤差約6.7%,最大相對誤差約12.2%。σh的絕對誤差范圍為0.2～0.6 MPa,最小相對誤差約4.0%,最大相對誤差約14.6%。σV的絕對誤差范圍為0.1～0.4 MPa,最小相對誤差約2.4%,最大相對誤差約6.0%。由此可知,實測值與反演值之間的誤差水平較小,反演結果可靠。

基于隧道初始地應力場反演結果,考慮邊界效應的誤差影響,對隧道軸線初始地應力提取時,除去模型兩側各800 m范圍內的計算結果,其分布如圖3所示。

圖3 隧道沿線原位地應力分布Fig.3 In-situ stress distribution map along the tunnel

由圖3可知,豎向應力的分布與山體輪廓線的起伏規律近乎一致,其與埋深正相關;水平主應力的分布與埋深的關聯性減弱,僅在巖性單一的條件下與埋深相關,而在軟硬巖交界帶硬巖一側應力急劇升高,這與花崗質閃長巖在該區域分布形態有關。3種應力均在軟硬巖交界處(ZK394+500)即侵入體前沿區域達到極大值,其中最大水平主應力達11.6 MPa,豎向應力達10.7 MPa。在軟硬巖交界處,由硬巖到軟巖方向3種應力均出現先增大而后驟減的情況。結合圖1,花崗閃長巖在軟硬巖交界帶橫截面積逐漸收窄,較窄區域內侵入體受擠壓構造作用更大,應力集中現象突出,而到了軟巖一側隨著彈性模量的降低,應力水平下降明顯。由此可見,在軟硬巖兩側,初始地應力呈現出極大差異,對于長大隧道增設斜井以增加開挖工作面的位置選擇時,需要考慮軟巖到硬巖開挖和硬巖到軟巖開挖方向不同所帶來的地應力重分布差異性,因此該區域內不同掘進方向施工力學行為對巖爆傾向性的影響研究十分必要。

3 不同開挖方向巖爆傾向性研究

3.1 隧道開挖三維數值模型

對隧道軸線ZK394+565—ZK394+435軟硬巖交界區域建立三維數值模型,如圖4所示,模型尺寸沿隧道縱向取130 m,隧道橫截面平面尺寸考慮邊界效應的影響取至約5倍洞徑,為150 m×150 m。為模擬真實開挖條件下巖爆發生情況,按照上下臺階法分布開挖,每一開挖循環掘進2 m。支護結構采用C25混凝土,厚度為20 cm,圍巖及支護結構均采用實體C3D4單元,圍巖材料設為莫爾-庫倫屈服準則,支護結構設定為彈性本構。材料參數如表2所示,其中模型上部按照表2中砂-泥巖材料進行簡化。

圖4 隧道開挖模擬三維數值模型Fig.4 Three-dimensional numerical model for simulation tunnel excavation

以模型邊界初始地應力作為應力邊界條件,通過查詢對應邊界位置的地應力反演結果,施加到模型上。位移邊界條件除頂部為自由邊界外,其余設為法向約束。模型建立完成后,分為由軟巖朝硬巖方向開挖和硬巖朝軟巖方向開挖2個工況進行計算,同時對不同開挖方向的名稱進行約定,由軟巖向硬巖方向開挖簡化表示為“軟-硬巖”方向開挖,由硬巖向軟巖方向開挖簡化表示為“硬-軟巖”方向開挖。

限于文章篇幅,僅列出了里程ZK394+510花崗閃長巖計算結果中的最大主應力和最小主應力云圖如圖5所示,其中圖5a,5b為軟-硬巖開挖的最大、最小主應力云圖,圖5c,5d為硬-軟巖開挖的最大、最小應力云圖。

3.2 不同開挖方向施工力學行為對比分析

隧道掘進施工過程實質是對圍巖初始地應力擾動并重新分布達到新平衡的過程,在開挖爆破未施作支護體系階段,圍巖由三向應力狀態向兩向應力狀態甚至一向應力狀態轉變,在高地應力環境下,硬脆巖體容易使儲存在內部的高水平能量短時間大量釋放。而隧道特殊的侵入巖地層在隧道掘進過程中穿越軟硬巖,不同的掘進方向顯然會對圍巖的地應力重分布造成差異,也就對危害施工安全十分嚴重的巖爆程度產生影響。

分別選取花崗閃長巖區域內臨近軟硬巖交界面里程ZK394+510和里程ZK394+520斷面作為重點研究的目標斷面。提取不同開挖方向下,距斷面30 m范圍內開挖過程中兩個斷面的應力計算結果,如圖6,7所示。

圖6 不同開挖方向30 m范圍內ZK394+510斷面主應力值Fig.6 Principal stress value of ZK394+510 section within 30 meters in different excavation directions

圖7 不同開挖方向30 m范圍內ZK394+520斷面主應力值Fig.7 Principal stress value of ZK394+520 section within 30 meters in different excavation directions

由圖6a可知,距ZK394+510斷面30～0 m開挖,目標斷面的最大主應力量值在前20 m分布穩定,增幅較小。10～0 m范圍內的開挖,目標斷面的最大主應力值變化加快,拱腳呈現出增大的趨勢,其中軟-硬巖開挖方向由5.39 MPa增至5.94 MPa,增長幅度為10.2%;硬-軟巖開挖方向由5.38 MPa增加到6.84 MPa,增長幅度為27.1%,是軟-硬巖開挖方向的2倍左右。不同開挖方向,ZK394+510斷面拱頂處隨開挖掘進過程的最大主應力差異更加明顯,軟-硬巖開挖10～0 m范圍時,目標斷面拱頂由5.61 MPa急劇減小到1.63 MPa;硬-軟巖開挖,該值由5.19 MPa增大至5.97 MPa后又減小到5.51 MPa,在最后2個開挖步出現了小幅度減小的跡象。因此可以看出對于拱頂,不論開挖方向如何,最大主應力量值均有先增大后減小的趨勢,只不過軟-硬巖方向在最大主應力增長到10 m時開始減小,而硬-軟巖方向在最大主應力增大到2 m時開始減小,方向的改變使這個過程推遲了4個開挖循環。

圖6b為ZK394+510斷面最小主應力的變化情況,從圖中可知,2個開挖方向下,拱頂、拱腳的最小主應力均隨開挖掘進而增大。表4,5列出了距目標面10 m開挖至0 m,目標斷面的主應力量值大小和變化幅度,可以看出,拱腳位置硬-軟巖開挖方向增長幅度是軟-硬巖開挖方向的1.74倍;拱頂位置硬-軟巖開挖方向增長幅度是軟-硬巖開挖方向的2.16倍。ZK394+520斷面較前面ZK394+510斷面更加遠離軟硬巖交界帶,其主應力變化情況較為類似。其中,最大主應力在15 m位置處開始變化加快,較ZK394+510斷面更早。在10 m范圍內,硬-軟巖拱腳最大主應力增長幅度為24.3%,軟-硬巖增長幅度為6.1%,這2個值均小于ZK394+510斷面。同時,拱頂位置硬-軟巖減小幅度更加明顯,在前5個開挖循環就開始變小。最小主應力的變化情況同樣說明硬-軟巖開挖方向對應力狀態影響更大。

表4 ZK394+510斷面拱腳最小主應力量值Table 4 The minimum principal stress value of ZK394 + 510 section’s arch foot

表5 ZK394+510斷面拱頂最小主應力量值Table 5 The minimum principal stress value of ZK394 + 510 section’s vault

綜上可知,硬-軟巖開挖方向造成圍巖應力狀態變化更加劇烈,對圍巖的擾動更大,這一現象在開挖越靠近軟硬巖分界帶,變化越劇烈。同時對于拱頂、拱腳兩處主應力量值的極大值,硬-軟巖方向開挖均大于軟-硬巖方向開挖,ZK394+510斷面硬-軟巖為18.4 MPa,軟-硬巖為14.7 MPa;ZK394+520斷面硬-軟巖為17.9 MPa,軟-硬巖為14.2 MPa;越靠近軟硬巖交界帶該值越大。

圖8為位移的變化情況,可以看出,在拱頂、拱底、拱腰處選擇軟-硬巖開挖的位移量比硬-軟巖開挖更大,拱頂位移增加了1.5～1.8倍,拱腰位移增加了1.3～2.1倍,拱底位移增加了1.1～1.4倍;其中開挖方向的改變對拱頂沉降的影響最為明顯,其次是拱腰收斂,對拱底隆起的影響最小;而同樣可以發現,越接近軟硬巖交界帶位移量越大。

圖8 不同開挖方向位移變化Fig.8 Displacement changes in different excavation directions

3.3 不同開挖方向巖爆傾向性分析

2個目標斷面的應力計算結果均表明,掘進方向的選擇對隧道開挖應力重分布的影響重大,由此可以推斷,選擇合理的開挖掘進方向將會對巖爆嚴重程度產生影響。

采用陶振宇判據[17]及盧森判據[8](見表6)分別對ZK394+520—ZK394+500段共計11個斷面在不同開挖方向下的巖爆發生可能性及程度進行分析。該區域內巖體主要為花崗閃長巖,根據地勘資料,巖體單軸抗壓強度為84.9 MPa。

表6 巖爆判據Table 6 The criterion of the rockburst

陶震宇巖爆預測結果如圖9a所示,從圖中可知,接近軟硬巖交界帶硬巖一側,在高地應力作用下花崗閃長巖會發生中等以上巖爆,其中硬-軟巖開挖主應力極值比軟-硬巖開挖大2.8～9.8 MPa。硬-軟巖開挖發生中等巖爆的斷面有5個,發生強烈巖爆的斷面有6個;軟-硬巖開挖發生中等巖爆的斷面有8個,發生強烈巖爆的斷面有3個,由此可知選擇硬-軟巖開挖大大提高了巖爆發生的嚴重程度。統計11個斷面的陶振宇系數發現,硬-軟巖開挖的陶振宇系數平均比軟-硬巖開挖減小了0.4。

圖9 不同開挖方向巖爆預測Fig.9 Rockburst prediction in different excavation directions

圖9b展示了盧森巖爆判據的結果。由圖可知,盧森判據預測的巖爆程度小于陶震宇判據。不論是硬-軟巖掘進還是軟-硬巖掘進均未有強烈巖爆出現。但是,盧森判據的預測結果仍然表明,硬-軟巖掘進的巖爆程度較軟-硬巖掘進更加強烈。硬-軟巖掘進所有11個斷面的預測結果均為中等巖爆,然而,軟-硬巖掘進僅5個斷面發生中等巖爆,另外6個斷面僅發生低巖爆。

4 結語

1)地應力反演結果表明,花崗質侵入巖地層在軟硬巖交界帶硬巖一側應力集中現象明顯,應力水平在該區域急劇上升,而軟巖一側發生驟減,埋深和巖性的改變是影響地應力分布的主要因素。

2)硬-軟巖開挖較軟-硬巖開挖對圍巖應力場的擾動更大,且越靠近軟硬巖交界帶,變化幅度越大。

3)硬-軟巖開挖比軟-硬巖開挖引發的巖爆更強烈,11個斷面主應力極值增大了2.8～9.8 MPa。陶振宇系數平均減小了0.4,發生嚴重巖爆的斷面數增加了3個。盧森判據發生中等巖爆的斷面數增加了6個。

4)軟-硬巖開挖的位移比硬-軟巖開挖更大,開挖方向的改變對拱頂沉降的影響最為明顯,其次是拱腰收斂,對拱底隆起的影響最小;但不論開挖方向如何,產生的位移量總體較小,均控制在工程允許范圍之內。

5)選擇軟-硬巖開挖對巖爆的防護最為有利,研究結論對指導現場施工及類似工程提供了理論支持。