陳柯竹 李天斌 馬春馳 張 航 高美奔

(①成都理工大學環(huán)境與土木工程學院，成都 610059，中國) (②地質(zhì)災害防治與地質(zhì)環(huán)境保護國家重點實驗室(成都理工大學)，成都 610059，中國)

0 引 言

巖爆是地下工程開挖或擾動過程中，高儲能巖體通過脆性破裂快速釋放應變能，導致圍巖爆裂、彈射的動力現(xiàn)象(伍法權等，2010；馮夏庭等，2019)。巖爆具很強的突發(fā)性、隨機性和危害性，嚴重影響地下工程施工的安全，可通過改變圍巖應力狀態(tài)、改變圍巖物理力學性質(zhì)、合理支護及施工等方式降低巖爆可能性(李天斌等，2016；王鷹等，2016)。改變圍巖應力狀態(tài)是指通過應力釋放和轉(zhuǎn)移，降低應力梯度或?qū)袇^(qū)向深部推移，經(jīng)過大量工程的檢驗(歐陽振華，2014；顧合龍等，2016；李俊平等，2018)，卸壓爆破對圍巖能量集中區(qū)進行能量釋放來改變圍巖應力分布，有效減緩圍巖體應力集中程度，達到降低巖爆災害的效果。

李鵬(2017)通過數(shù)值模擬得出了卸壓爆破緩解高應力區(qū)圍巖內(nèi)部應力集中的計算結(jié)果，分析了卸壓爆破后圍巖應力轉(zhuǎn)移現(xiàn)象；竇林名(2001)研究了圍巖的巖石力學特性對應力分布的影響，以及通過卸壓爆破改變圍巖應力狀態(tài)的方法；魏明堯等(2011)分析了不同卸壓條件下圍巖應力分布轉(zhuǎn)移規(guī)律。吳世勇等(2011)通過FLAC3D分析了雙排傾斜輻射孔和垂直超前孔等兩種不同巖爆防治方案，驗證了爆破卸壓的重點部位；李俊平等(2015)應用FLAC3D靜態(tài)模擬巷道掘進中巷幫鉆孔卸壓的鉆孔參數(shù)的卸壓效果，并采用ANSYS/LS-DYNA程序和FLAC3D程序相結(jié)合，動態(tài)模擬了硬巖巷道端面的鉆孔爆破卸壓過程，分析了不同卸壓方案的鉆孔爆破卸壓效果。宋希賢等(2014)采用RFPA2D模擬和分析動載荷作用下巷道圍巖動態(tài)損傷破壞發(fā)展以及圍巖中應力場重新分布的過程，揭示動力擾動下深部巷道卸壓孔與錨桿聯(lián)合支護的作用機理。

綜上所述，前人利用多種數(shù)值模擬方法實現(xiàn)了如下方面的研究，總結(jié)了較為豐富的成果：(1)卸壓爆破前后應力轉(zhuǎn)移情況研究；(2)卸壓爆破效果的影響因素研究(如巖性、爆破位置等)；(3)不同卸壓方案的對比分析，優(yōu)化爆破參數(shù)，獲得工程的最優(yōu)爆破方案。

然而，前人多采用連續(xù)介質(zhì)范疇的理論和方法進行連續(xù)-非連續(xù)的動態(tài)過程分析，且尚未進行隧道動態(tài)開挖過程的卸壓爆破模擬的效果評價，采用基于FEM/DEM耦合的數(shù)值模擬方法CDEM研究沖擊荷載作用下巖體破裂擴展-貫通的連續(xù)-非連續(xù)地質(zhì)力學過程，以及卸壓爆破對巖爆發(fā)育過程的抑制效應。

本文以巴陜高速公路米倉山隧道卸壓爆破段為例，運用了基于連續(xù)-非連續(xù)CDEM方法的數(shù)值模擬軟件，考慮了巖石的非均質(zhì)性，施加對應的地應力，動(卸壓爆破)、靜(開挖)結(jié)合的方式模擬了隧道開挖、卸壓爆破全過程。通過兩組對比模擬，研究了卸壓爆破抑制巖爆效應的機理，通過裂紋的萌生、擴展、交匯和貫通全過程，以及應力向徑向深部轉(zhuǎn)移的現(xiàn)象得出了未卸壓條件下在強破損區(qū)巖爆可能性大。結(jié)合卸壓爆破探討從隧道橫向縱向切應力峰值的減小以及損傷區(qū)域的變化以及損傷值的減小得出了卸壓爆破有降低巖爆的效果，同時對比得出了卸壓爆破對隧道輪廓非開挖巖體損傷區(qū)域的影響。

1 CDEM方法簡介

本文采用基于CDEM方法(馮春等，2014)的基于GPU加速的塊體動力學仿真軟件(GDEM Block-Dyna)，引入應變強度分布模型實現(xiàn)動靜荷載作用下巖石的損傷破裂行為的描述，引入Landau爆源模型實現(xiàn)卸壓爆破過程的模擬。

圖1為CDEM方法中塊體的組成(馮春等，2010)。通過虛擬裂縫可表征多裂紋的萌生、擴展及交匯貫通過程。通過對罰彈簧上設置相適應的本構(gòu)和斷裂準則，可在虛擬界面上實現(xiàn)拉伸、剪切斷裂過程；斷裂發(fā)生后，虛擬界面即轉(zhuǎn)化為真實的接觸界面，通過賦予相應的接觸模型及接觸參數(shù)，即可對接觸面的力學行為進行準確刻畫。

圖 1 CDEM的塊體及界面Fig. 1 Block and interface of CDEM

圖 2 米倉山隧道地形及地質(zhì)縱斷面圖Fig. 2 Terrain and geological profile of Mountain Micang tunnel

1.1 單元邊界本構(gòu)模型

CDEM中巖石漸進破壞過程是通過單元邊界的相繼斷裂實現(xiàn)的。本文在單元邊界上采用的本構(gòu)模型為應變強度分布模型(馮春等，2014)，該模型假設巖石代表性體積單元是由大量的細長纖維組成，巖石的破裂是內(nèi)部強度不一的纖維隨著拉伸應變的增大而相繼出現(xiàn)斷裂，從纖維開始斷裂到全部斷裂的過程，模擬了巖石的非均質(zhì)性，刻畫了巖石漸進破壞的過程。

1.2 爆源模型

本文中在模擬卸壓爆破時，起爆點火方式采用到時起爆，爆生氣體膨脹壓力采用基于朗道-斯坦紐科維奇公式，在爆源模型中假定爆生氣體的膨脹為等熵膨脹即爆生氣體在膨脹過程中與圍巖無熱交換(陳保君等，2008)。

2 卸壓爆破數(shù)值模擬

2.1 工程地質(zhì)概況

米倉山特長公路隧道全長13.81ikm，為雙線分離式隧道，左右線間距為40im，設計時為國內(nèi)第二，世界第三長的公路隧道。隧址區(qū)處于秦嶺東西向復雜構(gòu)造帶與龍門山華夏系構(gòu)造的結(jié)合部，屬于中深切割的侵蝕-構(gòu)造剝蝕地貌區(qū)域，最大埋深約1000im，圍巖以石英閃長巖為主，夾花崗巖、閃長巖等透鏡體，屬于典型的硬巖隧道，地質(zhì)縱斷面圖如圖 2所示。

卸壓爆破區(qū)間段位于隧道中部(約K46+052)圍巖主要為石英閃長巖，為Ⅲ級圍巖，呈巨塊狀鑲嵌結(jié)構(gòu)或塊狀整體結(jié)構(gòu)，基本無水，根據(jù)區(qū)段內(nèi)測得最大水平主應力δ1為25.2iMPa，應力方向與洞軸線方向基本一致。石英閃長巖單軸飽和抗壓強度為64.69iMPa，由相關《公路隧道設計規(guī)范》中地應力判別δ1=2.6<3，可知此區(qū)段為極高地應力區(qū)段。并且在現(xiàn)場施工過程中時常發(fā)生巖爆，圖 3所示為巖爆引起初期支護開裂、變形、侵限甚至坍塌。巖爆嚴重威脅到施工人員的安全與施工進度以及永久性結(jié)構(gòu)安全，故采取了卸壓爆破的方式進行巖爆防治。

圖 3 巖爆引起的初支開裂破壞Fig. 3 Initial cracking damage induced by rock burst

圖 4 掌子面卸壓孔布置示意圖Fig. 4 Schematic diagram of the pressure relief hole arrangement on the face

2.2 巖爆段卸壓爆破方案

為了改善掌子面附近圍巖的應力集中情況，米倉山隧道右線樁號約K46+052采用了掌子面徑向鉆孔。掌子面卸壓孔共6個，卸壓孔與隧道軸線夾角為15°(圖4)。卸壓爆破單孔取裝藥量為2.2ikg，單根炸藥長度為20icm，重量為0.1ikg，采用兩端裝藥，底部連續(xù)裝藥，裝藥量為1.5ikg，長度為3im，其余部分為間隔裝藥，裝藥量為0.7ikg，長度為1.4im，堵孔長度為1.8im。具體卸壓參數(shù)如表 1所示。

表 1 右線掌子面(K46+052)前方卸壓參數(shù)Table1 Pressure relief parameter in front of the right line tunnel face(K46+052)

孔直徑/mm炮孔深度/m裝藥量/kg孔間排距/m炮孔堵塞長度/m85102.21.1～1.51.8

表 2 巖石及襯砌力學參數(shù)表

Table2 Rock and lining mechanics parameter table

力學參數(shù)材料密度/kg·m-3彈性模量/Pa泊松比黏聚力/Pa抗拉強度/Pa內(nèi)摩擦角/(°)剪脹角/(°)厚度/cm石英閃長巖28845.5e100.2672e71.2e755.015/襯砌24002.3e100.2////15

2.3 數(shù)值模型及方案設計

2.3.1 本構(gòu)及相關參數(shù)選取

在數(shù)值模擬中，每個有限單元采用考慮應變軟化效應的莫爾-庫侖模型(Soften-MC)，單元之間的虛擬界面上采用應變強度分布模型，巖石的拉應變與剪應變?nèi)≈捣腤eibull概率分布，卸壓爆破采用Landau爆源模型。

2.3.2 模擬方案設計

根據(jù)前期勘察資料，以及現(xiàn)場地質(zhì)資料得出卸壓爆破段圍巖巖性單一，為花崗閃長巖，計算模型巖石力學參數(shù)見表 2。模型分組如圖 5所示，尺寸為100im×100im×80im，含節(jié)點數(shù)為29302，總塊體數(shù)為54900。模型中材料由圍巖組、開挖組以及材料性質(zhì)變化組3個部分組成，在開挖掘進時，對左右兩側(cè)邊界施加水平位移約束，對底面邊界施加垂直方向位移約束，模型中未能包含的上覆巖層所產(chǎn)生的壓應力以體力的形式施加在每個有限單元上，在運用爆炸模塊進行卸壓爆破動態(tài)計算時，將模型邊界條件更改為黏性邊界條件以消除人工邊界引起的虛假反射。

圖 5 模型數(shù)值計算分組開挖示意圖Fig. 5 Numerical simulation diagram of model

為了探討現(xiàn)場卸壓爆破之后巖爆減少的現(xiàn)象是否由卸壓爆破造成，本文設計了兩組數(shù)值模擬方案：A組為不進行卸壓爆破的情況下的連續(xù)開挖；B組為先開挖一段圍巖之后進行卸壓爆破再繼挖下一段圍巖，這兩組數(shù)值模擬所采用的所有參數(shù)均相同。因分組開挖單元在開挖過程中被移除，為減少不必要的計算量，故只對圍巖部分開啟虛擬界面計算，因此在損傷云圖中未包含開挖組的損傷，以及損傷體積增長也未包含開挖組部分。

(1)A組數(shù)值模擬：模型共計17組，其中編號1～8組為待開挖巖體，為了減少開挖原因?qū)е碌慕Y(jié)果差異，故每組開挖長度保持一致，9～16組為材料性質(zhì)可變動的組，例如開挖第1組巖體后，與之對應的第11組材料從巖石的力學參數(shù)變?yōu)橐r砌的力學參數(shù)。

(2)B組數(shù)值模擬：B組數(shù)值模擬選取的材料力學參數(shù)以及地應力參數(shù)均與A組相同，卸壓爆破施加在開挖第1組與第2組圍巖之間進行。卸壓爆破區(qū)間位于2～3組開挖巖體之中。

2.3.3 初始地應力數(shù)據(jù)選取

地應力場作為影響巖爆的一個重要因素，本次數(shù)值模擬所選取的原巖應力場數(shù)據(jù)為K46+725斷面用應力解除法測定地應力數(shù)據(jù)。該測點與卸壓爆破區(qū)段相距約700im，高程差僅有約20～50im，且區(qū)間內(nèi)無斷層褶皺等地質(zhì)構(gòu)造現(xiàn)象，參考賈金曉(2016)米倉山隧道隧址區(qū)初始地應力場反演結(jié)果，卸壓爆破區(qū)間段地應力與K46+725處差別很小，故選取此點地應力數(shù)據(jù)作為數(shù)值計算所使用的地應力值。將所測定的該區(qū)段的地應力測試結(jié)果(表3)轉(zhuǎn)換為與模型對應的坐標系，具體應力分量如表 4所示。

表 3 地應力測試結(jié)果表Table3 Test result of ground stress

測點埋深/m主應力參數(shù)主應力大小/MPa方位角/(°)傾角/(°)K46+725550δ125.2251-1.5δ213.1-21.666.8δ312.9149-75.6

表 4 應力分量計算結(jié)果

Table4 Calculation result of the stress component

δx/MPaδy/MPaδz/MPaδxy/MPaδyz/MPaδxz/MPa25.11313.64.20.240.45

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 未卸壓條件的數(shù)值模擬結(jié)果分析

天然狀態(tài)下巖石自身存在著損傷，在隧道開挖所誘發(fā)的壓應力下，圍巖體內(nèi)局部形成了損傷拉應力狀態(tài)。局部微破裂將會隨著開挖卸荷導致的圍巖應力增加而擴展，從而在隧道輪廓的某些區(qū)域裂紋聚集和貫通，隨著進一步的開挖掘進，這些嚴重損傷區(qū)域在高地應力作用下就可能成為巖爆的高發(fā)區(qū)。

伴隨著開挖掘進，應力重分布所導致的應力集中現(xiàn)象，當含有接觸面的區(qū)域某個塊體與目標塊體相互連接的“半彈簧”超過其特征長度時，彈簧失效則代表該塊體與目標塊體發(fā)生分離。

圖 6為隧道開挖未卸壓模型中軸線縱剖面損傷分布云圖，由于篇幅限制，文中后續(xù)出現(xiàn)的橫剖面圖均在強破損區(qū)選取的典型剖面。圖 7為未卸壓條件下強損傷區(qū)圍巖損傷破壞裂紋擴展變化圖，在隧道附近圍巖相繼出現(xiàn)破損，最終在拱頂偏右的部位形成嚴重破損區(qū)。

圖 6 未卸壓開挖強損傷區(qū)典型縱剖面損傷分布云圖Fig. 6 Nephograms of longitudinal section damage distribution of unrelieved excavation model

在開挖過程中裂紋從萌生到擴展，到最后的局部裂紋區(qū)域貫通形成嚴重破損區(qū)，開挖掘進以及應力集中導致了部分巖石內(nèi)部破裂，強度降低。圖 8為強破損區(qū)典型剖面最大主應力云圖，破損區(qū)應力的釋放導致應力峰值向徑向一定深度方向發(fā)生轉(zhuǎn)移，應力峰值達到了37.4iMPa，圍巖處于高圍壓狀態(tài)。高圍壓卸荷比低圍壓卸荷有更高的張拉斷裂比重，巖石體現(xiàn)出更明顯的脆性破裂性質(zhì)(馬春馳等，2015)，該部分完整性較好的巖體在短時間內(nèi)蓄積了大量的彈性應變能，當這部分彈性應變能大于塊體單元表面能時，右邊墻靠近拱頂強破損區(qū)的巖石可能在這部分能量的作用下發(fā)生巖爆。其余部位處圍巖雖然出現(xiàn)了破損，產(chǎn)生了少量裂紋尚未貫通形成破碎區(qū)，圍巖完整性穩(wěn)定性較高。

圖 7 未卸壓條件下裂紋萌生擴展變化圖Fig. 7 Crack initiation and propagation diagram under unreduced pressurea. 裂紋萌生；b. 裂紋擴展；c. 裂紋貫通形成嚴重破損區(qū)

圖 8 未卸壓開挖強損傷區(qū)典型剖面最大主應力云圖Fig. 8 Maximum principal stress nephograms of typical section of strong damage zone

3.2 卸壓條件的數(shù)值模擬結(jié)果及其對比分析

從數(shù)值模擬結(jié)果來看，在進行卸壓之后的隧道開挖模型發(fā)生巖爆的可能性大幅降低，達到抑制巖爆的作用。下文通過損傷變化、裂紋擴展規(guī)律、地應力變化3個方面進行對比分析。

3.2.1 卸壓對圍巖損傷的影響

在爆破應力波和爆生氣體共同作用下勢必會對圍巖產(chǎn)生損傷或者破壞(圖 9)，將開挖掘進過程中損傷因子大于0.1的塊體計入統(tǒng)計，圍巖損傷率Dr=VD/V，式中，VD表示損傷因子大于0.1的塊體的體積，V表示模型總體積(未包含已開挖部分)。如圖 9所示，在未卸壓開挖第1組時，圍巖開始出現(xiàn)破損，損傷率Dr為0.025%，掘進至20im時，損傷率增加到0.26%。從損傷面積折線圖體現(xiàn)出了圍巖損傷的萌生到擴展再到損傷區(qū)域貫通的過程，而在B組卸壓條件下，由于卸壓爆破的影響，圍巖損傷體積明顯高于A組未卸壓條件下。從曲線斜率可以看出卸壓爆破雖然導致了損傷區(qū)域短時間內(nèi)快速增長，但損傷區(qū)域增長率出現(xiàn)遞減的趨勢，而在未卸壓條件下，每步開挖都會導致?lián)p傷區(qū)域的增長且由于應力的集中程度較高，圍巖損傷破壞率在逐步提高的過程，并且最終可能導致巖爆的形成。

圖 9 損傷區(qū)域體積占比圖Fig. 9 Ratio of damage zone volume

圖 10 強損傷區(qū)典型損傷云圖對比圖(未卸壓/卸壓)Fig. 10 Nephograms of damage comparisona. 未卸壓條件下典型剖面損傷云圖；b. 卸壓條件下典型剖面損傷云圖

但如圖 10所示，對比同一截面的損傷值以及損傷區(qū)域可以看出，由于在爆破荷載作用下圍巖出現(xiàn)全方位的擾動，區(qū)別于應力集中條件下的局部區(qū)域擾動，卸壓條件下圍巖破損區(qū)域雖明顯大于未卸壓條件下的圍巖損傷(影響范圍約隧道洞徑一倍范圍)，但未出現(xiàn)損傷因子為1的區(qū)域，受損圍巖仍然具有一定的強度。從圖10b中可以看出在拱頂以及拱底雖然出現(xiàn)大范圍的破損，但損傷因子范圍在0.1～0.5內(nèi)，且由于“半彈簧”以及應變強度分布模型的原因，在其部分區(qū)域的目標彈簧的應變并未達到產(chǎn)生破損所需要的應變值，所以該部分區(qū)域在計算結(jié)果云圖中并未顯示出現(xiàn)損傷。

3.2.2 卸壓對圍巖裂紋擴展的影響

在卸壓條件下，由于爆破對圍巖的擾動，導致應力重分布，峰值應力向后推移，圍巖破損起裂情況也較未卸壓條件下出現(xiàn)了不同。卸壓爆破后掘進過程中典型剖面裂紋的發(fā)展情況如圖 11所示，對比未卸壓條件下裂紋擴展過程，裂紋反應了破損情況，從破損規(guī)模上卸壓條件下的開挖破損區(qū)域大于未卸壓條件下的開挖，但從裂紋擴展貫通上的角度來看，卸壓條件下由于爆破的擾動導致圍巖出現(xiàn)破損以及應力的調(diào)整，此時雖有裂紋的產(chǎn)生，并且損傷半徑比值(卸壓/未卸壓)分別為3.4倍(拱頂)、1.47倍(拱底)，損傷體積比值(卸壓/未卸壓)為5.36倍，但是并未能如未卸壓開挖條件下的裂紋貫通形成強破損區(qū)，故降低了巖爆發(fā)生的可能性。

圖 11 卸壓條件下裂紋擴展變化圖Fig. 11 Crack propagation change under pressure reliefa. 卸壓條件裂紋萌生；b. 卸壓條件裂紋擴展最終形態(tài)

3.2.3 卸壓對地應力的影響

圖 12 卸壓孔口前方最大主應力峰值圖Fig. 12 Peak diagram of maximum principal stress before pressure relief hole

由圖 12可以看出，在卸壓孔口前方卸壓與未卸壓兩種條件下的最大主應力分布規(guī)律，未進行卸壓的情況下，最大主應力為39.7iMPa，為原巖初始最大主應力的1.6倍，峰值區(qū)處于強破損區(qū)，最大應力梯度為4.8iMPa·m-1，此時應力集中程度高，巖爆危險性大；進行卸壓之后，應力峰值明顯降低，應力峰值區(qū)向后推移了約4im，最大應力梯度降低為4.0iMPa·m-1，應力集中程度明顯降低。相對于未卸壓條件下，爆破對圍巖體提前進行了損傷破壞，且損傷范圍較之未卸壓條件下范圍更廣，降低了圍巖體積聚的彈性應變能，對前方的圍巖體也起到了松弛作用，從而緩解了巖爆產(chǎn)生所需要的強度和能量條件，卸壓效果明顯。

4 微震監(jiān)測及卸壓效果檢驗

微震監(jiān)測技術是基于彈性波的解譯來分析巖體內(nèi)部微裂紋擴展以及巖體穩(wěn)定性的監(jiān)測方法(馬春馳，2017)。已有的研究成果表明(謝鵬飛等，2012；喬小龍，2017；馬春馳等，2018)，微震監(jiān)測可以接收圍巖破損時產(chǎn)生的聲發(fā)射信號，并定位其聲源位置。

4.1 微震監(jiān)測結(jié)果對比分析

米倉山隧道微震監(jiān)測采用的是加拿大ESG微震監(jiān)測系統(tǒng)。通過微震監(jiān)測接受的聲發(fā)射數(shù)據(jù)的變化來反映防治巖爆措施的實施效果。張航(2015)采用該套設備對汶川縣303省道紫荊隧道進行微震監(jiān)測定位的精度驗證，實驗結(jié)果表明定位誤差約13.5im。

為了驗證數(shù)值模擬結(jié)果的正確性，選取未卸壓區(qū)段K46+120—K46+80區(qū)段，與卸壓區(qū)段K46+60—K46+30兩者對比驗證。

4.1.1 未卸壓區(qū)段微震監(jiān)測結(jié)果分析

K46+120—K46+90區(qū)間段施工的每日微震事件監(jiān)測數(shù)據(jù)匯總?cè)鐖D 13所示，圍巖的破裂伴隨著微震信號產(chǎn)生。對應數(shù)值模擬分析的損傷的變化可以看出，在掘進開始時，裂紋開始萌生，隨著開挖的進行，損傷區(qū)域的快速增加，微震后續(xù)監(jiān)測中的微震事件數(shù)快速增加。

圖 13 未卸壓區(qū)段微震事件統(tǒng)計圖Fig. 13 Statistics of microseismic events in unrelieved sections

圖 14 12月29日巖爆破壞示意圖Fig. 14 Tunnel destroy by rock burst

圖 15為2017年12月22～29日微震監(jiān)測微震事件分布圖，由圖可以看出，微震事件主要分布在隧道右邊墻和拱底，事件總數(shù)為108次，最大地震矩1.2，地震能量達1+e7焦耳，釋放能量加大，對應未卸壓組數(shù)值模擬結(jié)果中巖體部分區(qū)域所產(chǎn)生的強破損區(qū)，由于微震監(jiān)測的誤差以及數(shù)值模擬的局限性，強破損區(qū)的位置沒有呈現(xiàn)較好的一致性，但如圖 14所示，經(jīng)歷了破裂損傷的快速擴展后，圍巖損傷率降低，最終由于強破損區(qū)的形成以及高地應力的作用下在2017年12月29日發(fā)生了巖爆災害，且?guī)r爆位置與數(shù)值模擬結(jié)果具有較好的對應性。結(jié)合微震監(jiān)測數(shù)據(jù)以及現(xiàn)場巖爆實際位置可以驗證未卸壓組數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。

圖 15 未卸壓區(qū)段巖爆微震事件分布及震源參數(shù)Fig. 15 Distribution and source parameters of rockburst microseismic events in unrelieved sections

4.1.2 卸壓區(qū)段微震監(jiān)測結(jié)果分析

圖 16為K46+60—K46+30區(qū)間段施工的每日微震事件監(jiān)測數(shù)據(jù)匯總，在進行了卸壓爆破的后續(xù)2id內(nèi)，微震事件數(shù)較多，在卸壓爆破的作用下巖體的損傷破裂較多。從圖 17微震事件分布圖對比數(shù)值計算結(jié)果，可以看出卸壓爆破導致圍巖破損范圍較未卸壓條件增大，但最大地震矩降低為0.529，結(jié)合微震事件統(tǒng)計和數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，后續(xù)開挖巖體損傷率有逐漸降低的趨勢，雖然圍巖的破損范圍更廣，但有利于能量提前釋放，減緩了應力集中程度。數(shù)值模擬中連續(xù)開挖巖體破裂情況較好地吻合了微震監(jiān)測結(jié)果，從而驗證了數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。

圖 16 卸壓區(qū)段微震事件監(jiān)測統(tǒng)計圖Fig. 16 Statistics of microseismic events in relieved sections

圖 17 卸壓區(qū)段巖爆微震事件分布及震源參數(shù)Fig. 17 Distribution and source parameters of rockburst microseismic events in unloading section

微震監(jiān)測情況同數(shù)值模擬結(jié)果綜合分析可以看出，卸壓爆破通過提前對隧道輪廓周圍圍巖的擾動，導致圍巖破損，能量提前釋放，使得應力重分布，降低應力峰值的方法降低了巖爆發(fā)生的可能性。從現(xiàn)場施工情況來看，卸壓區(qū)段未發(fā)生巖爆，卸壓效果明顯。

4.2 小 結(jié)

微震監(jiān)測結(jié)果與兩組數(shù)值模擬對比中卸壓爆破段與未卸壓爆破段破損區(qū)域的范圍變化相一致；以及現(xiàn)場巖爆實例與數(shù)值模擬未卸壓段強破損區(qū)位置相對應。兩者結(jié)合驗證了數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。

在巖爆段施工過程中可采用CDEM法分別模擬兩種開挖工況，模擬結(jié)果結(jié)合微震監(jiān)測的綜合分析，判斷巖爆災害的位置和等級，結(jié)合施工經(jīng)驗，選取鉆孔卸壓或者爆破卸壓的方式從而降低巖爆災害的發(fā)生。

5 結(jié)果與結(jié)論

本文運用連續(xù)-非連續(xù)的計算方法進行了隧道連續(xù)開挖誘發(fā)巖爆的數(shù)值模擬，并將卸壓爆破作為唯一變量進行了兩組模擬，結(jié)合現(xiàn)場微震監(jiān)測，對卸壓爆破抑制巖爆效應機理進行了分析，并得出以下結(jié)論：

(1)卸壓爆破作為一種“以爆治爆”的巖爆防治方法，通過爆破產(chǎn)生的應力波破碎一定范圍的巖體進而衰減成彈性波擾動圍巖，使圍巖蓄積的彈性能得到釋放，避免了圍巖彈性能的繼續(xù)蓄積，能量的轉(zhuǎn)移降低了巖爆發(fā)生的風險。

(2)CDEM適合圍巖卸壓爆破的連續(xù)-非連續(xù)全過程分析，為其他工程采用卸壓爆破抑制巖爆效果和分析爆破對圍巖體影響程度提供參考，可為實際工程中在巖爆段采取卸壓爆破后圍巖支護方案提供一些的參考價值；通過模擬結(jié)合微震監(jiān)測為巖爆段施工提供是否卸壓以及卸壓強度的選擇。

(3)圍巖連續(xù)開挖過程中伴隨著裂紋的起裂、裂紋的擴展進而在某些部位產(chǎn)生貫通的裂紋即形成局部強破損區(qū)域，這些局部的強破損區(qū)在高地應力和應力梯度較大的條件下易導致巖爆災害，得出了在未卸壓條件下持續(xù)開挖誘發(fā)巖爆災害的可能性較大。

(4)對比分析了隧道圍巖地應力場、損傷值以及損傷區(qū)域變化規(guī)律，由于卸壓爆破對圍巖的擾動，并使其損傷，雖損傷區(qū)域較未卸壓分別擴大2.4倍(拱底)、0.47倍(拱底)，但因提前釋放了隧道輪廓附近大部分圍巖儲存的彈性能，使得圍巖整體損傷因子處于0.1～0.5范圍內(nèi)，同時也導致了應力峰值向后轉(zhuǎn)移了4im。

(5)分析了卸壓爆破對隧道輪廓附近圍巖穩(wěn)定性的影響，由于圍巖整體損傷因子處于一個較低的水平，裂紋未能交匯貫通，圍巖仍具有一定的穩(wěn)定性。