高地應力和高地溫聯(lián)合作用下深埋隧道圍巖破壞機制研究

高地應力和高地溫聯(lián)合作用下深埋隧道圍巖破壞機制研究

1溫度對硬巖隧道力學特性的影響目前，高地溫氣候下的深埋隧道巖石力問題已成為巖石力力學的熱點之一。我國西南地區(qū)地質構造復雜、新構造運動和地熱環(huán)境活躍,興建的大量鐵路、公路深埋隧道將經(jīng)受高地溫環(huán)境的困擾。深埋硬巖隧道還將經(jīng)受高應力作用下的巖爆災害。擬建的泛亞鐵路網(wǎng)重點工程云南大理—瑞麗鐵路線全長34.5km,將穿越地熱環(huán)境活躍的高黎貢山,隧道選線最大主應力為15~28MPa,最高溫度高達50℃,因此,高黎貢山隧道屬高地應力、高地熱隧道,隧道將遇到巖爆、高地溫及等溫度–應力耦合作用的困擾。因此,需要深入研究高應力、高地溫環(huán)境下的深埋硬巖隧道巖石力學行為。溫度對巖石的作用效應概括為兩方面:一是溫度對基本力學參數(shù)的作用影響;二是溫度作用引起的破壞形式改變。如:許錫昌和劉泉聲研究了20℃~600℃的花崗巖在單軸壓縮下的主要力學參數(shù)隨溫度的變化規(guī)律,提出75℃,200℃分別是力學參數(shù)的門檻值;L.Y.Zhang等探討了從室溫至800℃下3種硬巖的峰值強度、峰值應變和彈性模量的變化規(guī)律;J.S.O.Lau和R.Jackson研究了較低圍壓下花崗巖的彈性模量、泊松比、抗壓強度隨溫度的變化規(guī)律;吳剛等研究了常溫~800℃溫度作用下,大理巖的應力–應變?nèi)^程等隨溫度的變化情況。在溫度對巖石破壞形式改變方面:Q.X.Lin等通過聲發(fā)射監(jiān)測了花崗巖強度隨時間的降低規(guī)律和微觀破壞機制。李建林等通過三軸卸荷試驗認為,高溫烘烤后巖樣的抗拉強度出現(xiàn)了明顯降低。張志鎮(zhèn)等在實時高溫對花崗巖進行單軸壓縮和斷口電鏡掃描試驗,并指出高溫后巖樣沖擊傾向性減弱,破壞機制呈現(xiàn)脆性向延性轉變的趨勢。李鵬舉等通過25℃~1300℃的溫度試驗證明溫度的升高使硬巖從脆性向延性轉化。在熱–力計算分析方面:S.Y.Li等根據(jù)溫度對巖土的損傷試驗,基于Mohr-Coulomb準則提出了巖土材料的統(tǒng)計損傷本構模型。陳益峰等基于均勻化方法給出低孔隙率脆性巖石在熱–力耦合荷載作用條件下的各向異性損傷模型和有效熱傳導特性模型。J.C.Andersson和C.D.Martin與H.X.Lan等分別利用有限元和UDEC分析了瑞典ASPO試驗巷道的熱–力響應。綜上所述,目前關于溫度對硬巖力學特征的研究主要集中在對力學參數(shù)變化規(guī)律方面,而隧道開挖卸荷路徑下溫度和應力耦合作用下巖石的卸荷力學試驗研究較少,熱–力耦合力學模型也較少考慮高應力隧道巖爆的特殊力學特征。因此,本文開展了不同溫度下的三軸卸加載巖石力學試驗,揭示高地溫隧道開挖卸荷力學響應,并進行了硬巖隧道脆性破壞的熱–力計算,計算表明增溫加強了隧道的脆性破壞程度,破壞類型以剪破壞為主。研究成果可有助于高地溫深埋硬巖隧道的穩(wěn)定性分析。2硬巖熱懸浮液的再卸載試驗2.1試驗材料及方法實時高溫下花崗巖試驗采用力–熱耦合環(huán)境的MTS815型程控伺服剛性試驗機(見圖1),可進行溫度–因素的巖石力學試驗測試。該儀器從美國MTS公司引進,具有性能穩(wěn)定、控制精度高、測試數(shù)據(jù)準確等特點。MTS815型程控伺服剛性試驗機與之配套的高溫爐施加的溫度范圍為常溫~200℃,可滿足高地溫隧道的巖石力學試驗。本試驗所用花崗巖巖樣采自大理到瑞麗鐵路線高黎貢山越嶺段,深度大概為677~682m,主要為黑云母花崗巖。試件為直徑5cm,高10mm的圓柱體。用磨片機及砂紙對試件的兩端進行仔細研磨,使上、下表面平行度在0.05mm以內(nèi),表面平面度在0.02mm以內(nèi),高度精確到1.00mm?；◢弾r在常溫下平均密度為2.65g/cm3,平均單軸抗壓強度為90.0MPa。深埋硬巖隧道開挖后經(jīng)歷了強烈的卸荷應力路徑和應力重分布,主要表現(xiàn)為最大主應力上升,最小主應力下降。因此,在試驗中采用卸載圍巖、增加軸壓的三軸試驗方法來模擬深埋硬巖隧道開挖后的力學行為。試驗溫度設置為20℃,40℃,80℃,120℃四個等級,并按2℃/min的升溫速度加熱到預定溫度后保持恒溫3h,以保證試樣與爐腔溫度一致。試驗采用ISRM推薦的方法,加載速率用位移控制。進行不同圍壓(15,20,25,30MPa)下峰前卸圍壓試驗:以0.1MPa/s的速率卸載σ3且同時以0.1MPa/s的速率增加σ1至巖樣破壞。2.2不同溫度對巖石應變增長速率的影響在不同溫度下的應力–應變曲線如圖2所示,從圖2可以看出,相同圍壓下,在峰前加載階段,高溫時的曲線斜率較低溫時要陡,試樣軸向應變的增長速率隨著溫度的升高而增大。不同溫度環(huán)境下巖石的峰值強度有較小差異,隨著溫度的增加,巖石的峰值強度略有下降。峰后的應力–應變曲線更能反映出巖石的變形破壞特征,隨著溫度的增加,巖石的峰后變形由延性向脆性轉換,高溫下巖石的脆性跌落明顯,峰后曲線由I型向II型轉換,表明隨著溫度的增加,巖石的脆性破壞特性增強。2.3抗剪切強度參數(shù)與a/b關系由三軸試驗確定巖樣的抗剪強度參數(shù),以軸壓σ1為縱坐標,以圍壓σ3為橫坐標,將各試件破壞時的試驗數(shù)據(jù)標繪在該坐標系中,用數(shù)學關系式σ1=aσ3+b表示(見圖3),分析不同溫度環(huán)境的下的抗剪切參數(shù)(黏聚力c和內(nèi)摩擦角?)與設計圍壓的關系。根據(jù)Mohr-Coulomb強度準則及a,b在直線中的物理意義,可以按下式推算出巖石的強度參數(shù):表1為不同溫度下花崗巖抗剪強度參數(shù),從表1可以看出,80℃時巖樣破壞時黏聚力比20℃時減小了45%,而內(nèi)摩擦角增大了42%。分析表明,試樣破壞時主應力差(σ1-σ3)峰值點對應的黏聚力隨著溫度的升高而減小,內(nèi)摩擦角隨著溫度的升高而增大,即在巖石脆性破壞過程中出現(xiàn)黏聚力弱化、內(nèi)摩擦角增加的力學特征。2.4溫度和張剪特性圖4~7為不同圍壓和不同溫度下巖樣破壞類型。從試件破壞形跡可知,在常溫(20℃)下,不同圍巖下巖石破壞類型有差異,在低圍壓下巖石以張性劈裂破壞為主(見圖4(a)),隨著圍巖升高向延性剪破壞過渡(見圖7(a))。由圖4~7可知,溫度對巖石的張剪破裂特性也有熱作用效應。在低溫下主要為張性和剪性破壞,試件上出現(xiàn)由拉伸應變引起的豎向劈裂裂縫,隨著溫度的增加,剪切成分占據(jù)很大成分,80℃時,圖4(c)和5(c)有貫穿共軛X型剪切裂縫,圖7(c)有明顯剪切面及次級剪切面。試樣破壞時伴隨巨大聲響,表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征。試驗表明,在加卸載試驗中,剪切占據(jù)很大成分。隨著圍壓的增大,向剪切破壞的趨勢明顯,當溫度升高時,主要表現(xiàn)為剪切破壞,出現(xiàn)貫穿試件的單面剪切,張性破壞成分較少。3隧道深度熱計算方法的選擇3.1熱–力耦合作用式中:kx,ky,kz分別為x,y,z向熱傳導系數(shù);Q為單位時間內(nèi)釋放出來的熱量;ρ為密度;c為比熱。由溫度引起的應力改變量為式中:α為熱膨脹系數(shù),K為體積模量,δij為Kronecker符號,ΔT為溫度改變量。式(3),(4)表明,熱–力耦合作用主要通過能量轉換、熱脹和熱–力參數(shù)之間的相互耦合表現(xiàn)出來。在FLAC3D中,有2種熱–力耦合計算方法:方法(1):只開啟熱計算模塊,由式(4)進行熱應力計算,待熱模塊計算平衡后再開啟應力模塊計算;方法(2):同時開啟熱和應力計算模塊,在有限差分的每步平衡中進行熱應力和開挖卸荷應力計算。下面將分別通過彈性和彈塑性2種力學模型的計算,確定適用于高地溫下隧道開挖卸荷過程的熱–力耦合計算方法。3.2熱–力耦合計算方法隧道計算模型如圖8所示,隧洞直徑為3.5m,采用準三維的薄層網(wǎng)格模型,計算網(wǎng)格尺寸為40m×40m×2m,單元數(shù)為2800,節(jié)點數(shù)為5602。隧道地應力為:σ1=60MPa,σ2=45MPa,σ3=11MPa。假定地溫80℃為隧道溫度,隧道開挖后由于通風降溫等物理作用,洞壁周邊溫度設為常溫20℃。計算中采用的熱–力參數(shù)見表2。彈性模型的2種熱–力耦合計算方法的計算結果見表3,從3個計算測點(見圖8)的應力和位移指標可見,對于彈性模型,2種計算方法的計算結果基本相同,即力學卸荷作用和溫度作用對隧洞圍巖變形和應力的影響是相互獨立的。因此,當采用彈性模型時,熱–力作用可分開求解。3.3合計算方法的比較彈塑性模型采用M-C準則,力學參數(shù)見表2,2種計算方法的計算結果見表4,從3個測點的應力和位移指標可見,對于彈塑性模型2種熱–力耦合計算方法存在較大差別。圖9分別為未考慮溫度效應和考慮溫度效應時方法(1)和(2)的塑性區(qū)分布,從計算結果可以看出,隧道溫度改變引起巖石熱應力,熱–力耦合計算獲得的塑性區(qū)范圍比無溫度效應開挖大,但方法(1)的塑性區(qū)不符合實際規(guī)律。因此,彈塑性模型的熱–力耦合計算,應采用方法(2)的計算模式,即在有限差分每步平衡中,同時開啟熱和應力計算模塊,進行增溫引起的熱應力和開挖卸荷應力的耦合迭代計算。4巖漿巖隧道的熱態(tài)效應計算與巖爆的分析4.1不同溫度下的應力–應變本構模型根據(jù)前述分析,本節(jié)利用方法(2)的熱–力耦合計算方式,應用能反映硬巖脆性破壞的RDM力學模型進行隧道的力學行為計算,結合具有脆性破壞評價特征的能量指標,定量分析巖爆等脆性破壞的溫度效應。理想彈塑性模型主要表現(xiàn)為巖石產(chǎn)生屈服后力學參數(shù)不變,而RDM力學模型作為一種特殊的彈塑性力學模型,屈服準則仍為M-C準則,主要通過改變巖石屈服后的本構關系模擬巖體破損過程中應力與應變改變特點,能反映巖體破損過程中塑性和脆性演化,所以,該模型是一典型的彈脆塑性模型。在RDM力學模型中,巖體力學參數(shù)是隨等效塑性應變發(fā)生變化的,故在模型的彈性階段,模型參數(shù)值是穩(wěn)定的,其應力–應變曲線是線性的;進入屈服階段后,模型參數(shù)即發(fā)生了劣化改變,故應力–應變曲線表現(xiàn)出明顯的應力跌落過程;當塑性應變達到臨界塑性應變后,模型參數(shù)劣化到穩(wěn)定值,應力–應變曲線表現(xiàn)為塑性流動(見圖10)。RDM力學模型能較好地模擬不同環(huán)境下巖石峰后的應力–應變特性,如低圍壓下的脆性破壞向高圍壓的塑性轉換。同理,該模型也可以模擬出不同溫度環(huán)境下的巖石塑性、脆性破壞的力學特征。關于溫度對硬巖力學特性的影響已經(jīng)開展過大量研究。在較低的溫度范圍內(nèi)(如20℃~60℃),巖石的基本物理力學性質不受溫度影響。許錫昌通過試驗研究發(fā)現(xiàn)75℃,200℃分別是花崗巖彈性模量和單軸抗壓強度的門檻溫度。吳剛等在試驗中發(fā)現(xiàn),在400℃以內(nèi),溫度對石灰?guī)r等硬巖的物理力學性質影響不大。隧道的溫度范圍一般不超過100℃,因此,花崗巖隧道的基本力學參數(shù)和熱–力學參數(shù)基本保持不變,本文設定熱–力耦合分析中花崗巖力學參數(shù)保持恒定。為驗證RDM力學模型分析不同溫度環(huán)境下巖石的力學行為特征,對三軸力學試驗結果進行驗證。以圍壓20MPa為例,分析不同溫度環(huán)境下巖石的應力–應變特征。將溫度分別為20℃,40℃,80℃,120℃的花崗巖三軸試驗全過程曲線與RDM力學模型模擬曲線進行對比(見圖11)。以20℃環(huán)境下的應力–應變曲線為基準,通過擬合力學參數(shù)使20℃環(huán)境下的應力–應變曲線吻合(見圖11(a)),然后基于20℃環(huán)境下相同的力學參數(shù)利用熱–力耦合分析分別模擬40℃,80℃和120℃環(huán)境下的應力–應變力學行為,分析可見RDM力學模擬曲線與試驗曲線吻合較好,表明該模型可以反映花崗巖屈服后的脆性跌落。上述計算表明,利用RDM力學模型能夠較好地模擬巖石峰后的力學行為和溫度導致的脆性變化,在此基礎上,進一步分析不同地溫下隧道開挖后巖爆烈度的對比。4.2隧道開挖過程中的能量密度變化為分析不同初始地溫條件下硬巖脆性破壞的溫度作用效應,隧道溫度計算范圍定為20℃~60℃,分別計算了20℃,30℃,40℃,50℃和60℃五種工況下深埋硬巖隧道的脆性破壞特征,隧道開挖后圍巖溫度保持不變。根據(jù)式(4),由于只有溫差才會引起應變和應力,不同初始地溫的隧道開挖后破壞特征無差別。因此,在計算中近似假定模型外邊界的溫度為20℃,而隧洞邊界溫度分別為上述5種工況,由此分析不同地溫條件下隧道開挖卸荷的破壞特征。采用RDM脆性力學模型主要力學參數(shù)見表5,熱–力學參數(shù)同表2。為定量評價溫度對巖爆等脆性破壞的影響程度,采用能量密度指標LERR分析了不同地溫下圍巖的能量釋放量。LERR能較好反映圍巖脆性破壞的強弱程度和影響范圍,通過太平驛水電站引水隧洞、拉西瓦水電站地下洞室等高應力地區(qū)硬巖隧道的脆性破壞計算分析,驗證了該指標的有效性和適用性。如圖13所示,LERR能較好地反映現(xiàn)場巖爆破壞區(qū),并能通過該指標的大小反映巖爆的強弱程度。因此,LERR云圖能反映脆性破壞的范圍和強弱程度。圖14分別為20℃和60℃時隧道開挖后LERR分布圖,20℃地溫時隧道開挖后LERR最大值為50kJ/m3,60℃地溫時隧道開挖后LERR最大值為90kJ/m3,增加近80%。LERR最大值也發(fā)生在隧道頂拱,即垂直于σ1方向的洞頂剪切破壞區(qū)域,在隧道側墻拉破壞區(qū)域的LERR值在15kJ/m3左右,洞頂剪切區(qū)的脆性破壞程度遠大于側墻拉破壞區(qū)域。LERR計算結果表明,隧道溫度的增加,圍巖將聚集和釋放更多能量,巖石脆性破壞程度增加,高地溫條件下深埋硬巖隧道巖爆烈度增強。圖15為20℃,40℃,60℃地溫下A點LERR演化,能量密度值由LERR指標獲得。從圖15可以看出,當?shù)販貜?0℃上升至60℃時,能量密度曲線表現(xiàn)為明顯的脆性破壞趨勢,60℃地溫時,A點能量密度快速從峰值跌落至峰谷,高溫環(huán)境下A點的脆性跌落特性更為明顯,能量密度變化特征表明,隨著地溫的升高,圍巖的脆性破壞更為強烈。計算也表明,本文采用的RDM力學模型和能量計算指標能較好地反映出深埋硬巖隧道的脆性破壞特征。4.3不同地溫下隧道洞壁變形破壞特征圖16為不同地溫下隧道最大主應力分布圖,20℃地溫時σ1最大值為120MPa(圖16虛線),60℃地溫時σ1最大值為130MPa(圖16實線)。由式(4)可得,溫度的增加導致硬巖產(chǎn)生附加的熱應力,使圍巖的應力集中程度增加,因此,溫度增加會加劇高應力條件下圍巖的脆性破壞程度。表6為頂拱A點的主應力值變化情況,隨著隧道溫度的增加,A點的σ1值增加,從89MPa增加到100MPa,而σ3值基本不變,主應力值的增大導致洞壁周邊處于雙向應力集中狀態(tài),進而使垂直于σ1方向的洞壁圍巖體出現(xiàn)脆性破壞現(xiàn)象。圖17為不同地溫下隧道D點的應力狀態(tài)示意圖,從圖中可以看出,溫度上升后,最大和最小主應力都增大,應力圓半徑增大,應力圓傾向于抗剪強度包絡線,在60℃地溫時,應力圓最接近于抗剪強度包絡線,而當?shù)販貫?0℃時,應力圓遠離抗剪強度包絡線,并靠近抗拉強度包絡線。應力狀態(tài)表明,在升溫過程中引起的熱應力使得隧道洞壁圍巖剪破壞增多而拉破壞減少,相反,降溫使得拉破壞增多。從細觀角度分析,巖體內(nèi)部都存在微裂隙(見圖18(a));微裂隙接觸表面上的法向應力