爆破荷载对含软弱夹层隧道围岩稳定性和变形破坏特征的影响.pdf

第37卷 第2期 2020年6月 爆 破 BLASTING Vol. 37 No. 2  Jun. 2020 doi10. 3963／ j. issn. 1001 －487X. 2020. 02. 007 爆破荷载对含软弱夹层隧道围岩 稳定性和变形破坏特征的影响* 徐叶勤 1， 李 梅 1， 姚俊伟2， 梅万全1， 熊永亮2 （1.武汉理工大学， 武汉430070；2.河南建筑材料研究设计院有限责任公司， 郑州450000） 摘 要 为研究爆破荷载对含软弱夹层隧道围岩稳定性的影响， 采用中科院武汉岩土所自主研发的CAS- Rock软件系列模块， 即弹塑性细胞自动机EPCA3D动力模块， 分析了爆破荷载作用下不同方向中间主应力 （水平方向、 隧道轴向）、 软弱夹层与隧道距离（2r、1r、0. 5r、0. 25r）和软弱夹层倾角（0 ～ 90）对隧道围岩稳 定性的影响。以等效塑性应变为破坏特征量分析围岩的损伤程度， 发现当中间主应力沿隧道轴向时对围岩 稳定性基本无影响； 当中间主应力沿水平方向时隧道围岩稳定性随着中间主应力的增大逐渐增强； 软弱夹层 越靠近隧道边界产生的影响越大； 软弱夹层倾角对隧道围岩的影响程度随角度增长先增大后减小， 在60至 75范围内影响程度达到最大。 关键词 爆破荷载；软弱夹层；EPCA3D；中间主应力；等效塑性应变 中图分类号 TD235 文献标识码 A 文章编号 1001 －487X（2020）02 －0035 －07 Influence of Blasting Load on Stability and Deation Failure Characteristics of Tunnel Surrounding Rock Mass with Weak Interlayer XU Ye-qin1，LI Mei1，YAO Jun-wei2，MEI Wan-quan1，XIONG Yong-liang2 （1. Wuhan University of Technology，Wuhan 430070，China； 2. Henan Building Materials Research and Design Institute Co.，Ltd.，Zhengzhou 450000，China） Abstract In order to study the effect of blasting load on the stability of tunnel surrounding rock with weak inter- layers，using the CASRock software series module independently developed by Institute of Rock and Soil Mechanics， Chinese Academy of Sciences，namely the elasto-plastic cellular automaton EPCA3D dynamic module，the influence of different directions of intermediate principal stress（horizontal direction，tunnel axial direction） ，distance between weak interlayer with tunnel（2r，1r，0. 5r，0. 25r）and inclination angle of weak interlayer（0 ～90）on the stability of the tunnel surrounding rock under blasting load were analyzed. The damage degree of surrounding rock was ana- lyzed with equivalent plastic strain as the failure characteristic quantity，and it was found that when the intermediate principal stress was along the axial direction of the tunnel，it had little influence on the stability of surrounding rock. When the middle principal stress is horizontal，the stability of surrounding rock is enhanced with the increase of the middle principal stress. The closer the weak interlayer is to the tunnel boundary，the greater the influence will be. The influence degree of the weak interlayer dip angle on the tunnel surrounding rock stability increases first and then de- creases with the increase of the angle，and the influence degree reaches the maximum within the range of 60 to 75. Key words blasting load；weak interlayer；EPCA3D；intermediate principal stress；equivalent plastic strain 收稿日期2020 －01 －24 作者简介徐叶勤（1995 －） ， 男， 硕士研究生、 学士， 主要从事采矿工 程的研究， （E-mail）814469321＠ qq. com。 通讯作者李 梅（1976 －） ， 女， 副教授、 博士， 主要从事采矿工程和 岩土工程的教学和研究工作，（E-mail）sabina15 ＠ 126. com。 基金项目国家自然科学基金（51104111） 岩土工程钻爆法施工过程中会产生较大的动力 扰动， 应力波在传播过程中对围岩的损伤不可忽略， 当有软弱夹层存在时情况将更为复杂， 不同应力状 万方数据 态下围岩的损伤分析对工程安全和质量具有重要 意义。 对于不同应力条件下含软弱夹层围岩的研究， 由于材料和变形的不连续， 往往呈现出非线性的特 征， 理论求解十分困难， 主要通过简化的物理模型来 模拟其特性。孔超等通过FLAC3D开展了不同中间 主应力对隧道拱顶沉降及塑性区的影响研究， 并建 立了考虑中间主应力的岩体本构模型［ 1］。石少帅 等通过模拟分析了不同软弱夹层产状下隧道围岩位 移场、 塑性区的分布特征， 得出了软弱夹层对隧道围 岩破坏的影响规律［ 2］。Miao等、 Pan等采用理论分 析与数值模拟相结合的方法， 研究了不同初始地应 力条件下含软弱结构面围岩的变形破坏规律［ 3，4］。 Li等、Yang等通过数值模拟， 从动态应力集中和能 量演化的角度分析了隧道周围的动力响应［ 5，6］。肖 定军等通过ANSYS／ LS-DYNA建立了边坡台阶爆破 模型， 研究了不同抵抗线下岩体顺倾软弱夹层的破 坏规律［ 7］。Li等、 Amin等模拟了深埋隧道的岩石 动态破坏过程， 在动载荷作用下研究了深埋隧洞断 层附近的冲击地压响应机理［ 8，9］。Hu等通过三维 离散元DEM， 研究了切向弱动力扰动触发冲击地压 的特性和机理［ 10］。 由上可知， 过往研究多集中于静载下不同初始 地应力或软弱夹层产状对含软弱夹层隧道围岩稳定 性的影响以及动载下隧道围岩的动态响应， 关于爆 破荷载下不同中间主应力与软弱夹层位置下隧道围 岩稳定性分析这方面的文献较少。基于此， 以某引 水工程为例， 通过弹塑性细胞自动机EPCA3D的动 力模块［ 11-13］， 分析爆破荷载下不同中间主应力及软 弱夹层位置的隧道围岩破坏行为， 以等效塑性应变 为破坏特征量分析围岩的变形破坏特征。 1 隧道模型建立 隧道模型参考某引水工程引水隧洞设计参数， 隧道轮廓为半径为6. 5 m的圆形隧洞。建立长宽高 分别200 m 5 m 200 m的三维模型， 由于需要改 变夹层位置， 模型单元数在169206至208008之间。 本构模型采用岩体局部劣化模型［ 14］（ RLDM） ， 该模 型考虑了局部应力状态对岩体力学行为的控制作 用， 为简便起见， 采用RLDM模型的简化形式， 即考 虑内聚力随塑性增加逐步弱化而摩擦强度逐步增强 的力学演化行为， 该方法在模拟高地应力下脆性岩 石破坏区分布效果较好。数值模型示意图见图1 （a） ， 对开挖后的隧道临空面施加爆炸荷载（图1 （b） ） ， 选择三角形爆破荷载函数（图1（c） ）定义爆 破载荷的时间历程。爆破荷载沿着隧道径向均布施 加在圆形轮廓面上，压缩脉冲的峰值应力为 30 MPa， 脉冲持续时间为3 ms。采用静态边界条件 来吸收向外传播的应力波， 有限元模型足够大可避 免应力波反射对模型计算结果的影响［ 15］。 图1 模型示意图 Fig. 1 Schematic diagram of model 图1中，l为软弱夹层跨度，d为软弱夹层距隧 道边界距离，θ为软弱夹层与水平方向x轴的夹角，r 为隧道半径， 本文中保持夹层跨度为100 m、 夹层厚 度为2 m不变。材料计算参数（ 表1） 参考大理岩室 内三轴循环加卸载实验结果［ 16］。εp c与ε p f分别为 RLDM模型中黏聚力以及摩擦强度临界塑性应变。 本文采用等效塑性应变（Equipment Plastic Strain，EPS） 分析不同初始地应力条件及软弱夹层 位置下隧道围岩的破坏行为， 为简便起见， 将等效塑 性应变的计算结果编制成能导入Tecplot读取的数 据格式， 对模型破坏区进行可视化处理， 以达到有效 显示相关破坏特征量的目的。 63爆 破 2020年6月 万方数据 表1 模型物理参数 Table 1 Model physical parameters 材料 弹性模量／ GPa 泊松比 初始粘聚力／ MPa 内摩 擦角／ 残余黏聚力／ MPa 内摩擦角 峰值／ εcpεfp 围岩41. 590. 255719. 5385. 0490. 0020. 005 软弱夹层11. 100. 30105. 0200. 1300. 0020. 005 2 爆破荷载对含软弱夹层隧道围岩稳 定性的影响 2. 1 中间主应力对含软弱夹层隧道围岩稳定性的 影 为研究爆破荷载下不同方向中间主应力对隧道 围岩稳定性的影响， 在保持竖直方向地应力σz为 70 MPa不变的情况下， 考虑两种情况， 一种是以沿 隧道轴向应力σy为中间主应力，即保持σz＝ 70 MPa、σx＝20 MPa不变的情况下σy从20 MPa逐 渐增加到70 MPa， 间隔10 MPa， 另一种则是以水平 方向应力σx为中间主应力， 保持σz＝70 MPa、σy＝ 20 MPa不变的情况下σx从20 MPa逐渐增加到 70 MPa， 间隔10 MPa。具体见表2。 表2 不同中间主应力模拟方案 Table 2 Different intermediate principal stress simulation schemes 模拟工况 控制参数／ MPa 变化数值 夹层距离d 固定控制参数 σx／ MPaσy／ MPa 工况一σy20、30、40、50、60、70 0. 5r 20－ σx20、30、40、50、60、70－20 工况二σx20、30、40、50、60、700. 25r－20 2. 1. 1 软弱夹层距离隧道壁0. 5r 由工况一， 考虑软弱夹层的存在， 且d ＝ 0. 5r、 θ ＝45， 结果云图如图2所示， 软弱夹层由于其构造 特点导致抗剪强度较低， 相比附近的围岩更早进入 屈服状态， 不同于隧道围岩塑性区仅出现在隧道周 边一定范围内， 软弱夹层塑性区发展至更远的区域。 统计最大等效塑性应变数据（表3） ， 左侧拱腰处塑 性应变明显大于右侧。与围岩的危险区只分布在隧 道周边一定范围内相比， 软弱夹层塑性区可以扩展 到更远的区域。中间主应力沿隧道轴向时， 随着σy 的不断增大， 施加在y方向（隧道轴向）的应力对隧 道围岩整体稳定性影响较小， 验证了以最大水平主 应力方向为隧道开挖方向这一实际工程经验的合理 性。由于σy数值的变化对围岩整体稳定性影响甚 微， 之后的研究将不再讨论中间主应力沿隧道轴向 的情况。 图2 软弱夹层d ＝0. 5r不同σy下等效塑性应变分布图（σx＝20 MPa） Fig. 2 Equivalent plastic strain distribution diagram under different σyfor weak interlayer d ＝0. 5r（σx＝20 MPa） 保持σz＝70 MPa、σy＝20 MPa不变， 中间主应 力沿水平方向， 如图3所示， 当σx处于较低水平时， 由于软弱夹层的存在， 隧道左侧拱腰处应变明显大 于右侧， 随着σx逐渐增大， 隧道左右两侧及软弱夹 层等效塑性应变都随之降低， 软弱夹层内部的塑性 区逐渐缩小， 当σx为50 MPa时软弱夹层内部塑性 区完全消失， 说明水平方向应力σx的增大抑制了隧 道围岩及软弱夹层内部破坏区的发展， 表现为σx对 隧道围岩及软弱夹层稳定性的影响较大。 73第37卷 第2期 徐叶勤， 李 梅， 梅万全， 等 爆破荷载对含软弱夹层隧道围岩稳定性和变形破坏特征的影响 万方数据 表3 软弱夹层d ＝0. 5r下EPS统计表 Table 3 EPS statistical table under weak interlayer d ＝0. 5r σx／ MPaσy／ MPaEPS最大值 出现区域σx／ MPaσy／ MPaEPS最大值 出现区域 200. 04667200. 04667 300. 04672300. 04653 20 400. 04636 左侧拱腰 40 20 0. 04101 左侧拱腰 500. 04773500. 04043 600. 04720600. 03823 700. 04801700. 03822 图3 软弱夹层d ＝0. 5r不同σx下等效塑性应变分布图（σy＝20 MPa） Fig. 3 Equivalent plastic strain distribution diagram under different σxfor weak interlayer d ＝0. 5r（σy＝20 MPa） 2. 1. 2 软弱夹层距离隧道壁0. 25r 根据工况二， 考虑软弱夹层的存在，d ＝ 0. 25r、 θ ＝45， 数值模拟计算结果如图4所示。 图4 软弱夹层d ＝0. 25r不同σx下等效塑性应变分布图（σy＝20 MPa） Fig. 4 Equivalent plastic strain distribution diagram under different σxfor weak interlayer d ＝0. 25r（σy＝20MPa） 与图3相似， 由于软弱夹层的存在， 隧道左侧拱 腰处应变明显大于右侧。在σx从20 MPa增加到 50 MPa过程中， 软弱夹层内部及隧道左右两侧等效 塑性应变均随之降低， 夹层及围岩稳定性逐渐增强； 当σx增至60 MPa时， 隧道左侧拱肩塑性区与软弱 夹层贯通， 达到70 MPa时， 软弱夹层与隧道左上方 围岩塑性贯通区继续扩大。说明当σx数值大小处 于这两个水平时， 隧道与软弱夹层之间的围岩更容 易产生破坏。并且， 等效塑性应变最大值（表4）在 σx增大过程中并不是同图3一样逐渐减小， 这是由 于σx在60 MPa时围岩与软弱夹层出现贯通的塑性 区， 导致隧道左侧拱肩至上部软弱夹层中间区域围 岩发生错位滑移， 应变值突变，70 MPa时塑性区范 围虽继续扩大， 但应力重分布下围岩破坏所释放的 能量一部分转移到了软弱夹层中， 具体表现为隧道 围岩等效塑性应变的最大值减小， 软弱夹层塑性应 变区增大。 表4 软弱夹层d ＝0. 25r下EPS统计表 Table 4 EPS statistical table under weak interlayer d ＝0.25r σy／ MPaσx／ MPaEPS最大值出现区域 200. 05630左侧拱腰 300. 04110左侧拱腰 20 400. 04039左侧拱腰 500. 03517左侧拱腰-拱肩 600. 04204左侧拱肩 700. 03128左侧拱肩 83爆 破 2020年6月 万方数据 2. 2 软弱夹层位置变化对隧道围岩稳定性的影响 为研究爆破荷载下不同软弱夹层位置对隧道围 岩稳定性的影响， 在保持地应力σx、σy、σz分别为 20、20、70 MPa不变的情况下， 考虑两种情况， 一种 是保持软弱夹层倾角θ ＝ 45不变的情况下夹层距 隧道距离d从2r逐渐缩减到0. 25r， 另一种则是夹 层距隧道距离d ＝0. 5r不变的情况下软弱夹层倾角 从0增加到90， 间隔15。具体方案如表5。 表5 不同软弱夹层位置模拟方案 Table 5 Simulation scheme of different weak intercalation positions 模拟工况控制参数变化数值 固定控制参数 倾角／ 距离 工况三距隧道边界距离d2r、1r、0. 5r、0. 25r（ 有／无爆破荷载）45－ 工况四软弱夹层与水平面倾角／ 0、15、30、45、60、75、90－0. 5r 2. 2. 1 软弱夹层距离变化对隧道围岩稳定性的影响 根据工程实际， 掘进方向隧道临空面应尽量避 开断层破碎带、 软弱夹层等劣化岩体， 且隧道上方存 在的软弱夹层对围岩影响程度明显大于下方存在的 软弱夹层， 故分析计算时仅考虑软弱夹层出现于隧 道上方， 不考虑软弱夹层经过隧道横截面及隧道下 方的情况。 根据工况三， 计算结果如图5所示。 图5 不同软弱夹层距离等效塑性应变分布图 Fig. 5 Distribution of equivalent plastic strain for different distances of weak interlayer 从图中可以看出， 随着软弱夹层与隧道距离逐 渐减小， 软弱夹层内部及隧道围岩塑性应变区均逐 渐增大； 当距离减小到0. 25r时， 隧道左侧拱肩岩体 与软弱夹层形成塑性贯通区， 此时要特别留意隧道 左侧拱肩围岩的变化情况， 及时做好支护措施。对 比图5（d） 与图5（e） ， 发现距离为0. 25r时， 无爆破 荷载下围岩与软弱夹层塑性贯通区消失， 爆破荷载 下等效塑性应变最大值增加140％（ 表6） 。 2. 2. 2 软弱夹层倾角变化对隧道围岩稳定性的影响 根据工况四， 塑性区分布如图6所示。在爆破 荷载的作用下， 应力波的传播与原岩应力产生应力 叠加， 最终大于岩石强度， 围岩出现塑性变形。软弱 夹层的存在导致隧道左帮破坏较为严重， 当倾角大 于45时，左侧拱腰的破坏范围显著大于右侧。对于 塑性区的分布情况， 可见随着软弱夹层倾角的增大， 软弱夹层与隧道围岩塑性区范围均先增大后减小， 倾角为60和75时， 软弱夹层基本完全破坏， 此时 隧道左帮与软弱夹层产生了贯通的塑性区。 表6 不同软弱夹层距离下EPS统计表 Table 6 EPS statistical table under different distances of weak interlaye θ／ dEPS最大值出现区域 2r0. 03829左侧拱腰 1r0. 03709左侧拱腰 450. 5r0. 04667左侧拱腰 0. 25r（ 爆破荷载）0. 05630左侧拱腰 0. 25r（ 无爆破荷载）0. 02345左侧拱腰 图6 不同软弱夹层倾角等效塑性应变分布图 Fig. 6 Distribution of equivalent plastic strain for different dip angles of weak interlayer 93第37卷 第2期 徐叶勤， 李 梅， 梅万全， 等 爆破荷载对含软弱夹层隧道围岩稳定性和变形破坏特征的影响 万方数据 3 结论 论文利用中科院武汉岩土所自主研发的CAS- Rock软件系列模块， 即弹塑性细胞自动机EPCA3D 动力模块， 采用岩体局部劣化（RLDM）本构模型， 分 析了爆破荷载作用下中间主应力、 软弱夹层距离和 倾角变化对隧道围岩稳定性的影响。主要结论 如下 （1） 软弱夹层的存在对隧道围岩的稳定性影响 较大， 中间主应力沿隧道轴向时对围岩整体稳定性 基本无影响， 中间主应力沿水平方向时隧道围岩稳 定性随着中间主应力的增大逐渐增强。 （2）软弱夹层越靠近隧道边界产生的影响越 大， 当距离为0. 25r时， 隧道左侧拱肩上部围岩与软 弱夹层形成贯通塑性区， 与静态荷载相比， 爆破荷载 下软弱夹层距离0. 25r时等效塑性应变最大值增加 140％， 爆破荷载对软弱夹层及隧道围岩变形破坏的 影响程度远高于静态荷载。 （3） 软弱夹层倾角对隧道围岩稳定性的影响程 度随角度增长先增大后减小， 在60至75范围内影 响程度达到最大， 此时应及早采取防护措施， 保证隧 道围岩安全。 参考文献（References） ［1］ 孔 超， 仇文革， 章慧健， 等.考虑中主应力后对隧道 围岩稳定性的影响［J］.中国铁道科学，2015，36（4） 67-73. ［1］ KONG Chao，QIU Wen-ge，ZHANG Hui-jian，et al. 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