CN112131737A - 一种考虑爆破影响的拱盖法施工的渗透性评估方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供一种考虑爆破影响的拱盖法施工的渗透性评估方法，包括如下步骤：采用爆破方式对岩体进行暗挖车站的开挖前，确定所述爆破方式的爆破荷载峰值压力；施加所述爆破荷载峰值压力对应的荷载到所述岩体上；建立暗挖车站的三维数值模型，并结合所述爆破荷载峰值压力对所述岩体进行应力计算；根据所述应力计算基于非线性强度准则的岩体稳定性的单元安全强度；根据所述单元安全强度计算单元渗透系数。本发明能够有效地反映岩体在爆破扰动下围岩渗透性的变化，并能给出量化的渗透系数，从而进行隧道涌水量的准确估算；为富水区拱盖法爆破施工的安全评价提供有效的分析手段。

Description

一种考虑爆破影响的拱盖法施工的渗透性评估方法

技术领域

本发明涉及地下工程分析领域，尤其涉及一种考虑爆破影响的拱盖法施工的渗透性评估方法。

背景技术

近年来我国地铁暗挖车站出现了一种新的方法—拱盖法，该方法充分利用地层上软下硬的特点，省去了传统的PBA边桩和中柱，上部采用拱盖，下部开挖充分利用爆破手段，节省了成本并提高了效率。但是由于地下水存在，爆破开挖对侧墙和围岩的岩体产生扰动及损伤，造成渗透系数增大，渗流现象比较严重。容易诱发突水、塌方、大变形等灾害。如何合理分析爆破对围岩渗透性的影响对于涌水量预测和安全性评价优重要意义，成为富水区拱盖法车站施工分析有待解决的关键问题。

具体地，以往围岩渗透性分析方法存在以下的问题：

1)一般岩体渗透性是通过施工之前的地质勘察得到的，施工中爆破对围岩渗透性影响尚缺乏有效的分析方法；2)一般隧道围岩涌水量预测和安全性评价过程中的渗透系数是按照常数考虑的，忽略了爆破扰动对围岩渗透性带来的影响；3)围岩渗透性变化的内在原因是岩体的屈服、破坏等造成的，传统的围岩局部安全分析方法一般基于线性强度准则的莫尔库伦模型，很少考虑碎裂岩体特征及非线性强度特征。所以岩体渗透性受到爆破扰动导致的岩体破坏状态显著影响。

发明内容

本发明提供一种考虑爆破影响的拱盖法施工的渗透性评估方法，以克服上述技术问题。

本发明提供一种考虑爆破影响的拱盖法施工的渗透性评估方法，包括如下步骤：

S1：采用爆破方式对岩体进行暗挖车站开挖前，确定所述爆破方式作用在炮孔内壁上的压力；

S2：根据作用炮孔内壁上的压力计算爆破荷载峰值压力，并施加所述爆破荷载峰值压力对应的荷载到所述岩体上；

S3：建立暗挖车站的三维数值模型，并结合所述爆破荷载峰值压力对所述岩体进行应力计算；

S4：根据所述应力计算基于非线性强度准则的岩体稳定性的单元安全强度；

S5：根据所述单元安全强度计算单元渗透系数。

进一步地，所述步骤S1中确定所述爆破方式作用在炮孔内壁上的压力采用以下公式：

式中：P_D为炸药爆轰平均初始压力；ρ_e为炸药密度；D为炸药爆轰速度；γ为炸药的等熵指数，取值为3；

对于耦合装药条件，作用在炮孔内壁上的压力即为炸药爆轰平均初始压力，则有

P₀＝P_D (2)

式中：P₀为作用在炮孔内壁上的压力，即为耦合装药时炸药爆轰平均初始压力；

对不耦合装药条件，爆炸后爆生气体将在炮孔内膨胀，假设爆生气体为多方气体，则状态方程为

p＝Aρ^v (3)

式中：P为爆生气体压力；ρ为爆生气体的密度；A为常数；v为爆生气体的等熵指数；当P≥P_k时，取v＝γ＝3.0；当P<P_k时，取v＝1.4，P_k为炸药的临界压力；

若装药不耦合系数小于2，则爆生气体的膨胀只经过P>P_k一个状态，此时可得作用在炮孔内壁上的压力P₀为：

式中：d_c为装药直径；d_b为炮孔直径；

若装药不耦合系数大于或等于2，此时爆生气体的膨胀需经历P≥P_k及P<P_k两个阶段，此时作用在炮孔内壁上的压力P₀为：

进一步地，所述步骤S2具体为将所述爆破荷载峰值压力对应的荷载等效施加在岩体上的同一高度的所述炮孔的连心线上，等效后的爆破荷载峰值压力通过如下公式等效：

P_e＝(2r₀/a′)P₀ (6)

式中：P_e为等效后的爆破荷载峰值压力，r₀为炮孔半径，a′为相邻炮孔间距。

进一步地，所述步骤S4中所述单元安全强度计算过程如下：

岩体处于弹性阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown)，所述单元安全强度为：

α_hb＝f_bf_c/(6f_a+3f_bf_c) (8)

f_a＝(1+a)(2+a) (11)

f_b＝6am_b (12)

f_c＝(s+m_bσ_3n)^a-1 (13)

σ_thb＝-sσ_ci/m_b (14)

式中：应力符号拉为正，压为负，σ₁为最大主应力；σ_ci为完整岩石单轴抗压强度；m_b、s、a为反映岩体特征的经验参数；

σ_t为实际抗拉强度；

为内摩擦角；θ_σ为应力罗德角(Lode角)；I₁为应力张量第一不变量；J₂为偏应力张量第二不变量；ZSI_hb取值范围为(1，+∞)；

岩体处于屈服阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown，简称H-B)，所述单元安全强度为：

当岩体所受应力大于屈服应力时，单元发生屈服破坏，出现塑性应变，累计塑性剪应变

与极限塑性剪应变

的比值即为H-B准则下的破坏度，表示单元屈服程度大小，ZSI_hb值取

的相补参数；单元处于屈服状态，但尚未发生破坏时，

ZSI_hb的表达式如下：

ZSI_hb取值范围为(0，1]；

岩体处于破坏阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown，简称H-B)，所述单元安全强度为：

当

时，单元发生剪切破坏，ZSIhb表达式为公式(15)，ZSIhb取值范围为(-∞，0]。

进一步地，所述步骤S5中所述单元渗透系数计算过程如下：

当ZSI_hb>1时，在弹性阶段采用基于Kozeny-Carman公式，即可以得到岩体渗透系数与体积应变间的关系表达式：

式中：k₀为初始渗透系数，n₀为初始孔隙率，ε_v为体积应变；

当ZSI_hb≤1时，在屈服阶段和破坏阶段的岩体的渗透系数表达式如下：

式中：K^M和K^D分别为非损伤岩体和破裂岩体的渗透系数；

为缺陷相的塑性体积应变；D为损伤变量；

所述损伤变量D的演化方程如下：

式中：κ为试验所得正常数；

为等效塑性应变，

表达式为：

式中：

为累计塑性剪应变，ε^pt为累计塑性拉伸应变。

本发明能够有效地反映岩体在爆破扰动下围岩渗透性的变化，并能给出量化的渗透系数，从而进行隧道涌水量的准确估算；为富水区拱盖法爆破施工的安全评价提供有效的分析手段。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图做一简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。

图1为本发明实施例流程图；

图2为本发明实施例三角形分布的爆破等效动荷载时程；

图3为本发明实施例爆破荷载等效施加示意图；

图4a为本发明实施例的暗挖车站的三维数值模型网格划分示意图；

图4b为本发明实施例的暗挖车站及地下管线的网格划分示意图；

图5a为本发明实施例位移监测点布置示意图；

图5b为本发明实施例应力监测点布置示意图；

图6a为本发明实施例拱盖法暗挖车站施工前的孔隙水压分布；

图6b为本发明实施例拱盖法暗挖车站第二导洞施工完成的孔隙水压分布；

图6c为本发明实施例拱盖法暗挖车站第二导洞施工完成的孔隙水压分布；

图6d为本发明实施例拱盖法暗挖车站下部岩体施工完成的孔隙水压分布；

图7a为本发明实施例拱盖法暗挖车站主体小导洞施工完成阶段所对应的渗流矢量；

图7b为本发明实施例拱盖法暗挖车站主体大导洞施工完成成阶段所对应的渗流矢量；

图7c为本发明实施例拱盖法暗挖车站二层初支施工完成阶段所对应的渗流矢量；

图7d为本发明实施例拱盖法暗挖车站下部岩体开挖完成阶段所对应的渗流矢量；

图8为本发明实施例拱顶监测点不同施工阶段变形量

图9为本发明实施例拱肩监测点不同施工阶段变形量

图10为本发明实施例拱腰监测点不同施工阶段变形量

图11a为本发明实施例爆破前洞周渗透系数分布示意图；

图11b为本发明实施例爆破后洞周渗透系数分布示意图；

图12a为本发明实施例爆破前洞周渗流矢量分布示意图；

图12b为本发明实施例爆破后洞周渗流矢量分布示意图；

具体实施方式

为使本发明实施例的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

隧道岩体具有碎裂特征和非线性强度特征，其渗透性与其应力应变状态密切相关，岩体处于弹性阶段时渗透系数较小；而当围岩由弹性进入屈服时，渗透系数相较于弹性阶段显著增大；进一步地当围岩发生破坏后渗透性将发生突变，同时，爆破对上述的状态影响显著。

基于此，为解决现有技术所存在的不足，本发明提供一种考虑爆破影响的拱盖法施工的渗透性评估方法，如图1所示，包括如下步骤：

S1：采用爆破方式对岩体进行暗挖车站开挖前，确定所述爆破方式作用在炮孔内壁上的压力；

S2：根据作用炮孔内壁上的压力计算爆破荷载峰值压力，并施加所述爆破荷载峰值压力对应的荷载到所述岩体上；

S3：建立暗挖车站的三维数值模型，并结合所述爆破荷载峰值压力对所述岩体进行应力计算；

S4：根据所述应力计算基于非线性强度准则的岩体稳定性的单元安全强度；

S5：根据所述单元安全强度计算单元渗透系数。

进一步地，所述S1中所述确定所述爆破方式的爆破荷载峰值压力采用如下公式：

式中：P_D为炸药爆轰平均初始压力；ρ_e为炸药密度；D为炸药爆轰速度；γ为炸药的等熵指数，取值为3；

对于耦合装药条件，作用在炮孔内壁上的压力即为炸药爆轰平均初始压力，则有

P₀＝P_D (2)

式中：P₀为作用在炮孔内壁上的压力，即为耦合装药时炸药爆轰平均初始压力；

对不耦合装药条件，爆炸后爆生气体将在炮孔内膨胀，假设爆生气体为多方气体，则状态方程为

p＝Aρ^v (3)

式中：P为爆生气体压力；ρ为爆生气体的密度；A为常数；v为爆生气体的等熵指数；当P≥P_k时，取v＝γ＝3.0；当P<P_k时，取v＝1.4，P_k为炸药的临界压力；

若装药不耦合系数小于2，则爆生气体的膨胀只经过P>P_k一个状态，此时可得作用在炮孔内壁上的压力P₀为：

式中：d_c为装药直径；d_b为炮孔直径；

若装药不耦合系数大于或等于2，此时爆生气体的膨胀需经历P≥P_k及P<P_k两个阶段，此时作用在炮孔内壁上的压力P₀为：

具体而言，本发明选用三角形冲击荷载时程函数进行计算，其主要参数有爆破峰值压力P_e，冲击波升压作用时间t_a，正压作用时间t_b，荷载时程曲线如图2所示。爆破峰值荷载可以依据爆轰波理论和等效原理进行计算，即公式(1)-(5)。炮腔内压力荷载的作用时间持续约数百微秒。本发明的实施例中计算假定爆破荷载升压作用时间t_a＝100μs，正压作用时间t_b＝600μs。选取暗挖车站断面各爆破区域周边孔进行爆破荷载计算。周边孔距轮廓线内0.15m，炮孔水平向上倾斜4度孔，各孔平行，孔底落于同一平面，超出轮廓线0.15m。周边眼间距E＝50cm，孔深0.6～0.8m，周边眼抵抗线W＝60cm，相对距离E/W＝0.83，装药集中度为0.20kg/m。车站断面各爆破区域周边孔的详细爆破参数总结如表1所示。

表1

进一步地，所述S2具体为将所述爆破荷载峰值压力对应的荷载等效施加在岩体上的同一高度的所述炮孔的连心线上，等效后的爆破荷载峰值压力通过如下公式等效：

P_e＝(2r₀/a′)P₀ (6)

式中：P_e为等效后的爆破荷载峰值压力，r₀为炮孔半径，a’为相邻炮孔间距。

具体而言，本发明基于圣维南原理对作用于炮孔壁上的荷载进行了等效计算，直接将荷载施加在炮孔连心线上，而不再需要对炮孔网格进行划分，使计算工作得到了极大的简化。该方法的等效过程表述如下：孔半径为r₀炮孔壁上作用有爆破荷载峰值压力P₀，相邻炮孔间距为a′。按照力和力矩平衡，如图3将炮孔壁上的爆破荷载峰值压力P₀等效为等效后的爆破荷载峰值压力P_e，作用深度依据实际装药长度确定。数值计算的过程中，将等效后的爆破荷载峰值压力以面荷载的形式施加在爆破开挖面的外法线方向；爆破等效荷载计算结果见表2。

表2

本发明采用拟动力方法，其类似FLAC^3D的静力分析方法；相应的，在进行动力分析时，通过求解动力方程可以得到合适的动力问题解答。这使得FLAC^3D的动力计算可以采用任意的本构模型，对于本构模型的选择，本发明选择Hoek-Brown非线性强度准则下的弹塑性模型，可以反映岩体的非线性强度特征。在动力计算之前需要完成正确静力和渗流计算，进行动力计算时要选取阻尼边界条件，选用瑞利阻尼。爆破动力计算对渗流的影响基于岩体渗透系数的改变进行分析，在静力和渗流计算过程中计算得到围岩单元的渗透系数，进入动力计算阶段再次计算得到围岩单元的渗透系数，经对比即可明确动力计算阶段围岩渗透系数改变的区域，进而分析得出爆破对渗流影响。

首先建立拱盖法暗挖车站的数值模型并进行单元分解，选取Hoek-Brown非线性强度准则下的弹塑性模型，进行静力学数值模拟，模拟开挖后车站洞室的二次应力场重分布。计算出静力条件下洞室开挖的变形和应力。然后进行爆破的时程动力数值模拟，采用阻尼边界条件和瑞利阻尼。并且确定爆破等效荷载施加到模型边界。爆破等效荷载的确定分为三步：

1)按照公式(1)计算炸药爆轰平均初始压力；

2)按公式(2)-(4)计算作用在炮孔内壁上的压力P₀。

3)按照公式(5)计算等效后的爆破荷载峰值压力。

之后进行模型的动力求解，获得渗透系数的变化，进而计算渗流量。

进一步地，所述步S4中所述单元安全强度计算过程如下：

岩体处于弹性阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown)，所述单元安全强度为：

α_hb＝f_bf_c/(6f_a+3f_bf_c) (8)

f_a＝(1+a)(2+a) (11)

f_b＝6am_b (12)

f_c＝(s+m_bσ_3n)^a-1 (13)

σ_thb＝-sσ_ci/m_b (14)

式中：应力符号拉为正，压为负；σ₁为最大主应力；σ_ci为完整岩石单轴抗压强度；m_b、s、a为反映岩体特征的经验参数；

σ_t为实际抗拉强度；；

为内摩擦角；θ_σ为应力罗德角(Lode角)；I₁为应力张量第一不变量；J₂为偏应力张量第二不变量；ZSI_hb取值范围为(1，+∞)，其值越大，安全性越高；

岩体处于屈服阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown，简称H-B)，所述单元安全强度为：

当岩体所受应力大于屈服应力时，单元发生屈服破坏，出现塑性应变，累计塑性剪应变

与极限塑性剪应变

的比值即为H-B准则下的破坏度，可表示单元屈服程度大小，ZSI_hb值取

的相补参数；单元处于屈服状态，但尚未发生破坏时，

ZSI_hb的表达式如下：

ZSI_hb取值范围为(0，1]，其值越大，安全性越高；

岩体处于破坏阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown，简称H-B)，所述单元安全强度为：

当

时，单元发生剪切破坏，ZSI_hb表达式为公式(15)，ZSI_hb取值范围为(-∞，0]，累计塑性应变越大，单元破坏程度越高，ZSI_hb取值越小。

通过上述公式，可以量化地表达碎裂岩体非线性强度准则的弹性、屈服、破坏的局部安全度状态。

进一步地，所述步S5中所述单元渗透系数计算过程如下：

当ZSI_hb>1时，在弹性阶段采用基于Kozeny-Carman公式，即可以得到岩体渗透系数与体积应变间的关系表达式：

式中：k₀为初始渗透系数，n₀为初始孔隙率，ε_v为体积应变；

当ZSI_hb≤1时，在屈服阶段和破坏阶段的岩体的渗透系数表达式如下：

式中：K^M和K^D分别为非损伤岩体和破裂岩体的渗透系数；

为缺陷相的塑性体积应变；D为损伤变量；

所述损伤变量D的演化方程如下：

式中：κ为试验所得正常数；

为等效塑性应变，

表达式为：

式中：

为累计塑性剪应变，ε^pt为累计塑性拉伸应变。

具体而言，在上述计算流程的基础上，基于流固耦合过程的渗透系数变化公式(16)和(17)计算岩体的渗透系数。根据渗透系数可以计算隧道的涌水量，从而确定隧道的防排水措施。

本发明的应用实例中，爆破引起渗透系数变化的计算情况如下：

建立某盖挖法车站整体模型，由于爆破计算对网格间刚度有更为严格的要求，对网格进行了细致划分，车站周围网格与车站网格间大小差距不宜过大。为了避免单元过多导致动力计算无法进行，模型深度方向取18m，整体共包含42016个节点和38424个单元。地层依次为素填土、强风化石英岩和中风化石英岩，采用Hoek-Brown本构模型，车站所在岩体的物理力学参数见表3。模型静力计算边界条件四周取法向约束，底部取固定约束，上边界为自由面；动力计算边界条件取粘性边界。计算模型的网格划分如图4a和4b所示。

表3

表中ω^peak为峰值参数；ω^res为残余参数；ω可以代替Hoek-Brown模型中的m_b和s；η^*是临界软化参数，也为临界塑性剪切应变。γ是密度；E是杨氏模量，μ为泊松比。

地下水位线设置在地表以下3.3m，车站所处的中风化岩层全部处于饱水地层中，渗流边界条件设置为：水位线处自由边界，固定孔隙水压为0，模型其他部位的边界按计算软件默认的不透水边界。围岩中的孔隙水压在开挖前设置为静水压，水压随深度呈梯度变化。力学边界条件仍与静力计算保持一致，即模型底部为固端约束，四周边界为法向约束，上部边界为自由面。隧道开挖后，开挖部分区域设置为不渗流区域，开挖面周围则成为自由面，其余部位的围岩也可以自由排水。渗流计算参数总结如下表4所示。需要说明的是FLAC^3D中的渗透系数与土力学中的概念不同，存在如下换算关系：

k(m²/Pa-sec)＝K(cm/s)×1.02×10^-6 (20)

表4

在拱部、边墙和底板处分别设置了监测点，拱部位移监测点布置于拱顶(GD)、拱肩(GN)和拱腰(GY)处，拱部应力监测点增加了拱脚(GJ)位置，且应力监测点在内外层初支和二衬上均进行了布置。边墙和底板仅在初衬上设置了监测点，布置如图5a和5b所示。

计算结果分析如下：

一、孔隙水压及渗流场分析

如图6a-6b所示，列举了拱盖法车站施工不同阶段的孔隙水压分布。初始状态下孔隙水压随高度呈线性分布。

第二导洞开挖完成后原有渗流场发生改变，第二导洞周围的孔隙水压发生明显下降，第二导洞底部孔隙水压变化尤为明显；在第一导洞和第二导洞附近已形成明显的渗水漏斗，地下水在孔隙水压作用下向洞内发生渗流，在远离开挖区域的位置，孔压分布依旧保持线性梯度分布。在主体导洞施工完成施作内层初支后，拱部开挖区域基本实现贯通，渗水漏斗的形状覆盖了整个拱部开挖区域；靠近开挖面的区域孔隙水压大部分为0，远离开挖面处孔隙水压逐渐增大，基本还保持线性分布；水位面以上的区域孔隙水压保持为负值。在车站断面完全开挖完成后，渗水漏斗的形状进一步扩大，车站周围的孔隙水压分布也受到较大影响，车站拱顶位置、回填拱背处、边墙外侧、拱底靠近边墙处的孔隙水压相对于其他位置处较低，原有的梯度分布状态被打破，横向范围内车站开挖区域所对应的孔隙水压相较于远端的孔压有所降低。

如图7a-7d所示，为车站不同施工阶段所对应的渗流矢量。小导洞开挖完成后，地下水向洞内发生明显的渗流，在小导洞的底部和边墙处渗流量较大，基本上表现为孔压小的区域附近渗流较为集中。中间导洞施工完成后，拱部支护结构封闭成环，地下水的渗流路径发生改变，导洞的底部以及回填区拱背位置处的流量较为集中，地下水主要通过拱顶和拱底进行排泄，同时小导洞底部以及大导洞与小导洞连接处需要引起注意。导洞完全开挖完成后，由于二衬的施作拱部的渗流量明显减少，地下水主要通过边墙处以及车站底部流入洞内，特别是在靠近边墙底部和底板连接点的一定距离处，地下水的渗流矢量十分密集，应做好此处地下水的防排措施，避免对结构产生较大影响。

二、支护结构变形分析

图8～图9总结了拱部监测点在不同施工阶段的变形量，对比了在无渗流、渗流条件下以及该施工阶段实测最大变形值三种工况。二衬结构一般视为强度储备，施工完成后不再进行变形监测，拱盖法在双层初支施工完成后先行施作拱部二衬再进行下部主体施工，因此拱部变形主要讨论二衬施工前各施工阶段监测点的变形。

由图8可知，各施工阶段在考虑渗流条件下的拱顶变形量均大于不考虑渗流的情况，但渗流引起的位移增量不尽相同，第三导洞开挖时渗流对拱顶沉降的影响明显大于其他施工阶段；随着开挖面的增大(第四导洞开挖)，拱顶变形增大了数倍，而在内层初支施工时，尽管小导洞的临时支撑进行了拆除，但由于中隔壁并未拆除同时增加了内层初支，拱顶沉降的变形并不明显，仅增大了2.5mm。各施工阶段的实测最大变形值均与考虑渗流条件下的计算值较为接近，第三导洞施工时实测值略小于计算值，其他工况下实测值稍大于计算值。

据图9和图10可知，拱肩处监测点GN和拱腰处监测点GY的沉降变形与拱顶监测点呈现出基本一致的变化规律，随着施工的进行沉降变形逐步递增，大断面导洞的开挖引起的变形量大于小导洞临时支撑拆除引起的变形量；考虑渗流时的沉降值均大于未考虑渗流时的沉降值，增幅在1～3mm左右，且考虑渗流时沉降值与实测最大沉降值更为接近。

三、爆破动荷载对围岩渗透系数影响分析

以小导洞爆破前后围岩渗透系数的变化为例进行分析，结果如图11a-11b所示。在仅考虑渗流和静力计算条件下，围岩渗透系数发生明显变化的区域集中在双侧直墙和导洞底部区域，越靠近导洞开挖面区域渗透系数越大，由内至外渗透系数逐渐降低，在一定区域外渗透系数不再发生变化，保持为原岩的初始渗透系数。

渗透系数发生变化的特征与图12a和12b中小导洞的渗流矢量特征保持一致，渗流矢量在渗透系数较大的双侧直墙和导洞底部较为集中。在施加爆破动荷载后，洞周渗透系数发生十分显著的变化，分布区域由之前的直墙和洞底扩展至整个导洞洞周，在延展深度上约是爆破前的3倍以上，分布规律与之前保持一致由开挖面向外部逐渐减小，一定范围外不再发生明显变化。从渗流矢量上看，爆破后的渗流矢量由导洞四周流入洞内，渗流边界也不再只位于之前开挖面围岩附近，爆破引起围岩破坏的区域孔隙水压变为零，渗流边界扩大至开挖面外侧一定距离处。

由上述应用实例可见，本发明能够有效地反映围岩爆破扰动下围岩渗透性的变化，并能给出量化的渗透系数，从而进行隧道涌水量的准确估算。为富水区拱盖法爆破施工的安全评价提供有效的手段。

最后应说明的是：以上各实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述各实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分或者全部技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的范围。

Claims (5)

1.一种考虑爆破影响的拱盖法施工的渗透性评估方法，其特征在于，包括如下步骤：

S1：采用爆破方式对岩体进行暗挖车站开挖前，确定所述爆破方式作用在炮孔内壁上的压力；

S2：根据作用炮孔内壁上的压力计算爆破荷载峰值压力，并施加所述爆破荷载峰值压力对应的荷载到所述岩体上；

S3：建立暗挖车站的三维数值模型，并结合所述爆破荷载峰值压力对所述岩体进行应力计算；

S4：根据所述应力计算基于非线性强度准则的岩体稳定性的单元安全强度；

S5：根据所述单元安全强度计算单元渗透系数。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述步骤S1中确定所述爆破方式作用在炮孔内壁上的压力采用以下公式：

式中：P_D为炸药爆轰平均初始压力；ρ_e为炸药密度；D为炸药爆轰速度；γ为炸药的等熵指数，取值为3；

对于耦合装药条件，作用在炮孔内壁上的压力即为炸药爆轰平均初始压力，则有

P₀＝P_D (2)

式中：P₀为作用在炮孔内壁上的压力，即为耦合装药时炸药爆轰平均初始压力；

对不耦合装药条件，爆炸后爆生气体将在炮孔内膨胀，假设爆生气体为多方气体，则状态方程为

p＝Aρ^v (3)

式中：P为爆生气体压力；ρ为爆生气体的密度；A为常数；v为爆生气体的等熵指数；当P≥P_k时，取v＝γ＝3.0；当P<P_k时，取v＝1.4，P_k为炸药的临界压力；

若装药不耦合系数小于2，则爆生气体的膨胀只经过P>P_k一个状态，此时可得作用在炮孔内壁上的压力P₀为：

式中：d_c为装药直径；d_b为炮孔直径；

若装药不耦合系数大于或等于2，此时爆生气体的膨胀需经历P≥P_k及P<P_k两个阶段，此时作用在炮孔内壁上的压力P₀为：

3.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，所述步骤S2具体为将所述爆破荷载峰值压力对应的荷载等效施加在岩体上的同一高度的所述炮孔的连心线上，等效后的爆破荷载峰值压力通过如下公式等效：

P_e＝(2r₀/a′)P₀ (6)

式中：P_e为等效后的爆破荷载峰值压力，r₀为炮孔半径，a′为相邻炮孔间距。

4.根据权利要求3所述的方法，其特征在于，所述步骤S4中所述单元安全强度计算过程如下：

岩体处于弹性阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown)，所述单元安全强度为：

α_hb＝f_bf_c/(6f_a+3f_bf_c) (8)

f_a＝(1+a)(2+a) (11)

f_b＝6am_b (12)

f_c＝(s+m_bσ_3n)^a-1 (13)

σ_thb＝-sσ_ci/m_b (14)

式中：应力符号拉为正，压为负，σ₁为最大主应力；σ_ci为完整岩石单轴抗压强度；m_b、s、a为反映岩体特征的经验参数；

σ_t为实际抗拉强度；

为内摩擦角；θ_σ为应力罗德角(Lode角)；I₁为应力张量第一不变量；J₂为偏应力张量第二不变量；ZSI_hb取值范围为(1，+∞)；

岩体处于屈服阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown，简称H-B)，所述单元安全强度为：

当岩体所受应力大于屈服应力时，单元发生屈服破坏，出现塑性应变，累计塑性剪应变

与极限塑性剪应变

的比值即为H-B准则下的破坏度，表示单元屈服程度大小，ZSI_hb值取

的相补参数；单元处于屈服状态，但尚未发生破坏时，

ZSI_hb的表达式如下：

ZSI_hb取值范围为(0，1]；

岩体处于破坏阶段，基于非线性强度准则(Hoek-Brown，简称H-B)，所述单元安全强度为：

当

时，单元发生剪切破坏，ZSIhb表达式为公式(15)，ZSIhb取值范围为(-∞，0]。

5.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述步骤S5中所述单元渗透系数计算过程如下：

当ZSI_hb>1时，在弹性阶段采用基于Kozeny-Carman公式，即可以得到岩体渗透系数与体积应变间的关系表达式：

式中：k₀为初始渗透系数，n₀为初始孔隙率，ε_v为体积应变；

当ZSI_hb≤1时，在屈服阶段和破坏阶段的岩体的渗透系数表达式如下：

式中：K^M和K^D分别为非损伤岩体和破裂岩体的渗透系数；

为缺陷相的塑性体积应变；D为损伤变量；

所述损伤变量D的演化方程如下：

式中：κ为试验所得正常数；

为等效塑性应变，

表达式为：

式中：

为累计塑性剪应变，ε^pt为累计塑性拉伸应变。

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