爆破对中夹岩柱稳定性的影响

2020-05-07王梦楠单仁亮张晋勋宋永威柴高俊吴永鑫樊祥喜

科学技术与工程 2020年8期

王梦楠，单仁亮，张晋勋，宋永威,*，柴高俊，吴永鑫, 樊祥喜

(1.中国矿业大学(北京) 力学与建筑工程学院，北京 100083；2.北京城建集团有限责任公司博士后工作站，北京 100088；3.中国建设基础设施有限公司，北京 100029)

随着中国高速公路建设事业的快速发展，先期建成路段已无法适应目前大交通量的需求。中国东部、中部省份改扩建项目即将全面展开。山东省境内多条高速公路已陆续开展改扩建，计划在2020年底完成济青、滨莱、京沪等约800 km高速公路改扩建。随着中、东部省份改扩建项目展开，相应地出现了大量的深部、浅部岩石问题。特别是岩石动力学问题，爆破引起的既有隧道、初支、边坡、巷道、地下硐室等振动安全事故也随之增多[1-4]。胡英国等[5]基于LS-DYNA二次开发的累积损伤仿真技术，发现光面爆破的累积损伤大于预裂爆破累积损伤效应，但预裂孔本身的损伤大于光爆孔，预裂爆破中，保留岩体几乎只受预裂孔爆破的影响。董春亮等[6]为研究泥岩单轴压缩本构方程、损伤随应变的变化规律，采用液压伺服三轴试验机及声发射采集仪对其全应力应变过程进行了监测，引入能量耗散等因子，推导了泥岩损伤模型，并根据实测数据对两种模型进行了论证。吴静等[7]采用概率统计分析法研究了Hoek-Brown强度准则各因子的重要性。研究表明，扰动系数对岩体的研究有很大的影响，其离散型较大，为此先对扰动系数进行了修正，并提出了新的强度准则。根据实测数据验证了其合理性，其更能反映岩体的扰动特性。祝文化等[8]重新定义了损伤，采用钻孔窥视仪进行现场采样，进行了大量试验，并采用分形理论对爆破前后钻孔内裂隙发育状态、裂纹数进行统计归纳，对岩体损伤进行了评价。王世鸣[9]采用分离式霍普金森压杆(split Hopkinson pressure bar, SHPB)试验系统及液压伺服机研究了1、3、7、14、28 d混凝土的力学特性。刘亮等[10]基于多个工程项目对水电站多次循环爆破后的损伤进行了研究，结合中外学者研究成果对岩石爆破破碎损伤阈值进行了划定。刘明贵等[11]基于实际工程深入研究了不同开挖工法条件下循环爆破引起小净距隧道中夹岩柱累积损伤变化规律。闫长斌等[12]采用声波测试仪对煤巷爆破振动引起的围岩声速变化规律进行了监测，并对爆破横向影响范围进行了划分。

以黑峪隧道改扩建爆破施工为背景，先现场取样，通过室内SHPB试验研究了灰岩产生裂纹、失去承载力的损伤阈值，再进行现场振速、声速监测，研究了多次循环爆破后中夹岩柱各测点振速及声波变化规律，对中夹岩柱的稳定性进行了评价。

1 灰岩动态力学特性试验

在山东省淄博市黑峪隧道中选取完整均质大块灰岩，为减少工作量并降低试验误差，大块岩样均采用中夹岩柱同一断面的灰岩，并采用DW2-170水钻进行现场取样。水钻钻头内径为75 mm，外径为83 mm及内径为50 mm，外径为58 mm两种钻头，共钻取φ75 mm岩心10块，然后在中国矿业大学(北京)国家重点实验室精细化加工至φ75 mm×50 mm标准试样。

1.1 SHPB试验原理

SHPB试验的基本原理是弹性应力波在细长杆中的传播理论，如图1所示。

图1 SHPB原理Fig.1 SHPB schematic

图1中：εi、εr、εt分别为入射杆和透射杆上测得的入射应变波、反射应变波及透射应变波；σi、σr、σt分别为入射波应力、反射波应力及透射波应力，MPa；vi、vr、vt分别为入射波、反射波及透射波中的质点速度，m/s；L1、L2为入射杆应变片和透射杆应变片到实验端的距离，m。

平均应力为

(1)

平均应变率为

(2)

平均应变为

(3)

式中：A、As为入射杆、试样的横截面积，m2；E为压杆的弹性模量，MPa；F1、F2为试样两侧的受力，N；ls为试样的长度，m；C为压杆的弹性波速，m/s。

1.2 试验步骤

(1)试样制作，测量灰岩试件直径及长度。

(2)入射杆及透射杆上粘贴应变片，校准冲击速度记录仪。

(3)将子弹推至炮膛底部，放置试样于入射杆与透射杆之间，擦净试样表面，并在试样上下表面涂抹黄油确保试样与两杆紧密接触。

(3)通过液氮调节系统对炮膛进行加压至需要数值，启动发射按钮，保存入射杆应变片、透射杆应变片及速度采集仪数据。

(4)用RSM-SY5测试仪测岩样的纵波速度。

(5)重复步骤(4)、(5)直至试样破坏。

(6)试验完毕，关闭液氮开关，关闭氮气控制系统、速度采集仪等仪器。

1.3 试验结果分析

为研究灰岩在循环冲击荷载作用下的损伤特性，对每次冲击后灰岩纵波速度进行测试。为增加耦合效果，在测试断面涂抹凡士林，并用RSM-SY5声波测试仪进行测量，统计声波速度，代入式(4)，求得损伤因子D。实测数据如表1所示，结合式(1)～式(3)可得灰岩试样的本构曲线，如图2所示。

(4)

式(4)中：v′为爆破后波速，m/s；v为爆破前波速，m/s。

表1 循环试验实测数据Table 1 Measurement data of cyclic test

图2 循环冲击本构曲线Fig.2 Cyclic impact constitutive curve

由表1及图2可知：第1次冲击荷载作用下，灰岩试样完整，峰值应力为111.34 MPa，峰值应变为0.002 94，声速降低了194 m/s，损伤为0.074；第2次冲击时，由于冲击速度较大，峰值应力大于第1次冲击峰值压力，声速降低352 m/s，损伤为0.202；第3次冲击时，灰岩试样产生裂纹，峰值应力为95.61 MPa，峰值应变为0.004 42，声速降低1 070 m/s，损伤为0.531；第4次冲击时，灰岩试样破坏。可以发现，当冲击速度相近时，试样峰值应力及声波速度随着冲击次数的增加而减小，而峰值应变随着冲击次数的增加而增大。

基于本课题组建立的时效损伤模型[13]为

(5)

(6)

式中：E1、E2分别为损伤体D1及D2的弹性模量，GPa；α、m为韦伯分布对应的参数；η为黏壶体黏性系数；K为弹簧系数。

采用式(5)对循环冲击荷载条件下的实测数据进行拟合，代入式(6)可得其理论损伤，拟合结果如表2、图3所示。

表2 循环荷载条件下灰岩拟合本构参数Table 2 Constitutive parameters of limestone fitting under cyclic load condition

图3 循环冲击作用下灰岩本构拟合曲线Fig.3 Fitting curve of limestone under cyclic shock

由表2可知，相关系数都大于0.92，说明拟合曲线与实测曲线具有良好的相关性，该时效损伤本构模型具有良好的适用性。

由图3可知，4次冲击试验中，初始阶段理论损伤基本为零，说明在冲击荷载作用下，灰岩直接进入线弹性阶段。第1次冲击时，灰岩的理论损伤在应变处于0.000 124时开始增大，当应变处于0.000 124～0.00 164时，损伤增加缓慢，在应变为0.001 64时，损伤只有0.001 03；应变处于0.00164～0.002 5时，灰岩理论损伤增速增大；当接近峰值应变时，灰岩理论损伤迅速增大，直至应力波作用结束，试样理论损伤为0.225。第2、3、4次冲击时，最大理论损伤分别为0.486、0.673及0.959。说明随着冲击次数的增加，理论损伤在逐渐增大，且损伤增速也在提高。灰岩产生裂纹的理论损伤阈值介于0.486～0.673，破坏的理论损伤阈值大于0.673。结合表1试验损伤可知，灰岩产生裂纹的试验损伤阈值介于0.202～0.531，破坏的试验损伤阈值大于0.531。

2 监测方案

2.1 振速监测方案

黑峪隧道K17+718～K17+740段中夹岩柱(原隧道内已填渣至此断面)最厚约为6 m，洞口处为3.2 m。该段中夹岩柱随着施工进度逐渐减小为零，爆破施工对其影响不容忽视。本次振速监测仪器采用TC-4850测振仪及三向振速传感器系统，其中，振速传感器x方向为隧道进深方向，y方向垂直于隧道轴线沿水平方向，z方向垂直于隧道轴线竖直向上。根据振动波传播原理，迎爆面振动最大，在原隧道高1.6 m处设置振速传感器，由于原隧道进深K17+743处已进行了碎石填埋，最深处传感器在K17+741断面，距新建隧道掌子面9 m，然后依次往原隧道出口方向每5 m安装振速传感器，共5个传感器。详细方案如图4所示。

图4 原隧道振动监测方案Fig.4 Vibration monitoring scheme of tunnel

2.2 声波测试监测方案

声波测试采用RSM-SY5声波测试仪进行监测，但换能器采用纵波发射器及纵波接收器，以方便进行监测，如图5、图6所示。黑峪隧道K17+718～K17+740段为新建段，在K17+736断面处，中夹岩柱最厚为6 m，初始打孔位置为原隧道进深8 m、高1.6 m处，此处中夹岩柱厚度为4.2 m，此处两声波测试孔打设深度为3 m，孔间距为0.5 m。由于声波测试系统需要水耦合，所以打设测试孔时将其倾角设为16°，在进深18 m处，中夹岩柱达最大厚度6 m，此处测试孔深4 m，进深23 m处中夹岩柱为4.6 m，此处测试孔深3 m，孔径均为0.04 m。监测时，用水管将每对测试孔注满水，将纵波换能器推至孔底，然后再注满水，此时进行第1次测量，测量完毕后将换能器提出0.2 m，再次测量，如此循环至孔口处结束第1对孔声波测试，然后依次对另两对孔进行测试。

图5 声波测试方案Fig.5 Acoustic test scenarios

图6 声波测试仪及测试原理Fig.6 Acoustic test instruments and test principles

3 振速衰减规律

统计4次爆破的振速、药量、爆心距、炮孔布置、最大段药量，对传统爆破振速衰减公式进行验证，如表3及图7所示。

表3 振速监测结果Table 3 Vibration speed monitoring results

图7 传统拟合曲线Fig.7 Traditional fitting curves

传统经验公式拟合结果为

(7)

式(7)中：V传统为各测点振速，cm/s；Q为最大段药量，kg；R为爆心距，m。

由式(7)可知两者的拟合相关系数均大于0.9，说明传统公式对于本工程振速衰减预测具有良好的适用性。

由表3及图7可知，以第1次爆破振速变化规律为例，距离掌子面距离为9 m的测点最大振速为7.193 cm/s，距掌子面距离为14 m的测点振速为4.209 cm/s，距掌子面距离为19、24、29 m测点振速分别为2.343、1.057、0.738 cm/s，说明对于第1次爆破，与掌子面距离越大，振速衰减速度逐渐减小。综上，在距掌子面9～15 m范围内，各测点振速急剧减小，大于15 m时，振速衰减趋于平缓。与掌子面距离大于25 m时，各测点振速基本接近甚至小于1 cm/s。

4 中夹岩柱累积损伤

根据监测方案对中夹岩柱3组声测孔进行声波测试，声波为纵波，并将监测结果代入式(4)中可得其累积损伤D，如表4～表6所示。

表4 K17+741断面不同深度损伤Table 4 K17+741 section different depth damage

表5 K17+736断面不同深度损伤Table 5 K17+736 section different depth damage

表6 K17+726断面不同深度损伤Table 6 K17+726 section different depth damage

为更好地研究爆破引起各测点累积损伤随爆破次数的变化规律，更准确地评价中夹岩柱的安全性，对K17+741、K17+736、K17+726断面不同深度损伤进行绘图，如图8所示。

图8 各断面不同深度累积损伤Fig.8 Cumulative damage at different depths of each section

由图8可知：K17+741断面与掌子面距离为9 m，距离掌子面最近，第1次爆破时引起损伤约为0.04，两次爆破引起累积损伤约为0.055，4次爆破结束，引起最大累积损伤为0.078 3；而另外两断面损伤更小，K17+726、K17+736两断面最大累积损伤分别为0.029 7、0.004 7远小于损伤阈值0.19，也说明与掌子面距离越远，损伤越小，K17+741以外的中夹岩柱相对安全。

由图8还可以发现，对于K17+741断面，由于距掌子面较近，仅为9 m，随着孔深的增加，测点与爆源越近，损伤呈整体上升趋势。而对于K17+736、K17+726断面，爆破振动对这两监测断面影响较小，随深度的损伤变化不明显。

为进一步研究各测点损伤与爆心距、装药量等的相关联系，简化计算，对4次爆破、3断面不同深度损伤求平均值，并求得各断面平均损伤增量，爆心距简化为监测断面距掌子面的距离，装药量为最大段药量，如表7及图9所示。

表7 平均爆破损伤监测结果Table 7 Monitoring results of average blasting damage

图9 损伤增量随距离变化曲线Fig.9 Variation curve of damage increment with distance

两者拟合公式分别为

ΔD=30.536d-3.041，R2=0.988

(8)

ΔD=85.724d-3.395，R2=0.958

(9)

式中:ΔD为损伤增量；d为测点与掌子面距离，m。

由图9可知，当最大段装药量均为24 kg时，随着与掌子面距离的增加，损伤增量在0～20 m范围内衰减较快，在20～24 m范围内衰减趋于平缓；当装药量为21 kg时，各监测断面与掌子面距离较大，均大于15 m，损伤增量较小。在15～25 m，装药量越大，引起的损伤增量相对越大，但不明显。在药量相近时，距离对损伤增量的影响相对较大。

假设现场损伤变化规律服从幂函数，对实测数据进行拟合，拟合结果如图10所示。

拟合公式为