楔形分段掏槽爆破减振效应研究

2018-06-01 02:59邹新宽张继春

西南交通大学学报 2018年3期

邹新宽, 张继春, 潘强, 王微

(1. 西南交通大学土木工程学院, 四川成都 610031; 2. 自贡市城市建设投资开发集团有限公司, 四川自贡 643000)

减小乃至消除隧道钻爆法开挖地下岩体时邻近建(构)筑物的振动效应一直是爆破工程和地下工程领域致力于解决的重要课题[1-2].为此,许多学者和工程技术人员提出了短进尺微差爆破、预裂爆破、布设减振孔、采用复合掏槽及利用爆炸应力波干扰等以降低及控制爆破振动强度[3-5].但此类措施因需增加炮孔数量、缩短单次循环进尺或使用昂贵的电子雷管等,而致使隧道掘进效率降低、工程成本增加,难以广泛推广应用.因此,寻求一种既可有效降低爆破振动效应又能有效保证施工效率、防止成本增加的隧道开挖爆破减振技术,就显得尤为迫切.

隧道开挖爆破实践表明,掏槽爆破时仅存在一个自由面,岩体爆破夹制作用大,且装药集中程度高,致使其爆破产生的振动最为强烈[6-7].可见,掏槽爆破方式是决定隧道掘进爆破振动强度的关键.目前,楔形掏槽因具有炮孔数少、形式简单、易操作等特点而广泛应用于开挖中等坚硬岩体隧道.楔形分段掏槽爆破技术是基于楔形常规掏槽爆破技术,通过优化楔形掏槽孔布置和孔内装药结构形式,以确保掏槽爆破药量在时空上分布更加合理,减小掏槽爆破时岩体夹制力和单段药量,在确保有效减振的同时达到良好掏槽效果.

本文就楔形分段掏槽爆破的减振效应及爆破效果展开系统研究,借助数值模拟方法就楔形常规掏槽和楔形分段掏槽爆破过程进行仿真计算,对比分析了两种掏槽方式中爆破近区岩体的应力波传播过程及质点振动特性,探讨了楔形分段掏槽爆破的成腔过程和减振机理.将研究成果运用于指导现场爆破试验,对楔形分段掏槽爆破减振和爆破效果进行了分析.

1 楔形分段掏槽爆破减振机制

为减小掏槽爆破时的抗爆夹制作用力,楔形分段掏槽爆破技术中掏槽孔内利用炮泥堵塞物将装药分割为孔外侧装药段和孔内侧装药段,且依由外及内顺序引爆掏槽孔外侧和孔内侧装药(如图1),图1中:D1为掏槽孔外侧装药段底部水平距离;D2为掏槽孔外侧装药段底部水平距离;L1为外层掏槽深度;L2为内层掏槽深度;θ为掏槽孔倾角.在外侧装药段爆破动力作用下,外层槽腔内岩体将沿每对掏槽孔轴向铅垂方向发生拉伸、挤压破碎,并朝向自由面方向移动,与原岩分离形成外层槽腔,因每对孔外侧装药段底部水平净距较大,外层槽腔底部将形成含有大量裂隙的外凸状底面;而内侧装药段被引爆后,内层槽腔岩体将以外层槽腔底部为自由面发生破碎,破碎岩体将在爆轰气体作用下快速朝向自由面方向运动,并与外层槽腔中岩体发生猛烈冲撞,发生二次破碎.

(a) 装药结构示意

(b) 掏槽爆破过程图1 楔形分段掏槽装药结构及爆破过程示意Fig.1 Charging structure and blasting process of SV-cut blasting

可见,楔形分段掏槽爆破与楔形常规掏槽爆破不同,其完整槽腔分外层和内层两次掏槽爆破形成,不仅减少了单段起爆药量且缩小了单次爆破时的最小抵抗线长度,爆破时岩体夹制作用显著减小,爆破能量的时空分布更加合理,也有效控制了进入岩体深部爆炸的能量.

2 楔形分段掏槽爆破参数

2.1 掏槽孔倾角

为确保外层掏槽腔体内岩体与原岩分离,各掏槽孔外侧装药段起爆后底部的裂隙应相互贯通,因此,掏槽孔外侧装药段底部水平距离D1应满足式(1).

(1)

内侧装药段爆破时应使相邻炮孔底部破碎圈相交,以确保腔体底部岩体充分压碎破坏.同时,考虑冲击波在炮眼间叠加,则掏槽孔底水平距离D2应满足式(2)[8-9].

D2<2α/(1+α)rc,

(2)

式(1)、(2)中:rf为单个掏槽炮孔爆后形成的径向裂隙圈半径;

rc为单个掏槽炮孔爆后形成的压缩圈半径;

b为掏槽孔排距;

α为冲击波衰减指数,一般α=2+μd/(1-μd),μd为岩石的动态泊松比,μd=0.8μ,μ为岩石的静态泊松比.

结合掏槽孔外侧和内侧装药段间相互位置关系,可确定掏槽孔倾角为

(3)

2.2 掏槽深度比和装药分配比

外层掏槽与内层掏槽深度之比按式(4)表达.

KL=L1/L2.

(4)

岩体爆破夹制作用与炸药埋置深度有关,掏槽深度比直接决定爆破夹制作用在时空上的分配,是影响掏槽孔残孔率和减振效果的关键因素.参考直眼掏槽爆破相关研究成果,KL可取1.6～1.9[10].

外层和内层槽腔内岩体爆破所受夹制作用及破碎要求不同,使得掏槽空外侧和内侧装药段在药量分配比例上存在差异,故可定义外侧和内侧装药分配比KQ为

(5)

式中:Qi为单个掏槽孔各装药段药量;

qi为掏槽爆破单位耗药量,内层槽腔岩体应在充分破碎后还具备一定抛掷能,故可取q1/q2=0.2～0.4;

Vi为槽腔体积,i=1,2,为掏槽空外侧和内侧装药段标号;

n为掏槽孔总数.

2.3 段间延迟时间

为达到良好掏槽爆破和减振效果,楔形分段掏槽爆破技术中掏槽炮孔外侧和内侧装药段间延迟时间应满足:

(1) 内侧装药段起爆时,外层掏槽区域内岩体已完全破裂并脱离原岩;

(2) 在振动控制区域内两装药段爆破产生地震波主振相应避免形成有效叠加.因此,段间延迟时间Δt需满足式(6)[11-13].

(6)

式中:vD、vf分别为炸药爆速和裂隙扩展速度,vf=0.38Cp,Cp为岩体纵波速度;

R为振动控制区域范围;

t1、t2分别为外层槽腔岩体爆破时间及距爆源R处地振波正相位作用时间;

β为破碎角;

S为破碎岩石脱离原岩的距离,取0.01～0.02 m;

vp为岩石碎块运动速度,可取4～7 m/s;

kp为岩体夹制系数,可取为2～4;

kt为爆破条件系数,岩石一般可取0.01～0.03.

3 数值计算

3.1 有限元模型及算法

借助LS-DYNA3D程序,对图2中岩体(长×宽×高=5.0 m×3.0 m×3.4 m)采取下述掏槽方式的爆破过程进行模拟:

(1) 楔形常规掏槽爆破,炮孔内炸药为连续装药结构(图2(b)),装药长度为1.4 m,单孔装药1.4 kg;

(2) 楔形分段掏槽爆破,炮孔内炸药采用间隔装药结构(图2(c)),外侧和内侧装药段长度分别为0.8 m和0.6 m,间隔堵塞段长度为0.4 m,单孔药量为1.4 kg.

根据式(6)设置楔形分段掏槽方式中掏槽空外侧和内侧装药段间延时为5 ms.模型中掏槽炮孔与装药直径分别为 40 mm和32 mm,炮孔深度和长度分别为2.4 m和2.78 m,倾角为60°,起爆点设置在各装药段底部.

利用常应力实体单元共计划分得到岩体单元1 102 320个,炸药单元22 032个,土体单元22 032个.为较真实反映各种材料的接触状态,模拟中运用接触耦合算法对掏槽爆破过程进行仿真模拟.岩体与炸药、堵塞物与炸药之间设置自动面-面接触算法,岩体与堵塞物之间设置为面-面滑动接触.为避免人工边界反射波的影响,除正前方掘进面为自由边界外,其余边界均为无反射边界条件.

3.2 材料模型及参数

采取应变率塑性随动模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC描述模型中的岩体,此模型通过Cowper-Symonds方式,在屈服应力中引入应变率因子来考虑应变率效应,以实现炸药爆炸近区岩体应变和应变率效应的描述.Mohr-Coulomb的扩展*MAT_DRUCKER_PRAGER模型,考虑了静水压力对材料的影响和因屈服而引起的体积膨胀,该模型可较好模拟爆破时炮泥的性态.岩体及炮泥的主要物理参数见表1、2.

(a) 整体有限元模型

(b) 楔形常规掏槽装药结构

炸药爆轰产物的压力可用JWL状态方程式(6)确定.

(6)

式中:A、B、R1、R2、ω为材料常数;

P为压力;

V为相对体积;

E0为初始比内能.

模拟炸药材料为2号岩石炸药,其主要输入参数见表3.

表1 岩体物理参数Tab.1 Physical parameters of rock

表2 炮泥物理参数Tab.2 Physical parameters of stemming

表3 炸药参数Tab.3 Input parameters of explosives

3.3 模拟结果分析

3.3.1爆破过程及效果分析

图3为被爆岩体于1/2高度水平切割后得到两种掏槽爆破中岩体内部应力波的传播过程.

楔形常规掏槽爆破中炸药从孔底一次起爆,因炮孔底部水平间距仅20 cm,孔底对称位置压缩应力波在炸药引爆后0.000 5 ms时即出现明显叠加现象,应力峰值高达到225 MPa,至0.349 ms时刻距炮孔底部约30 cm范围的岩体应力在100 MPa以上,此范围内岩体将因压缩应力超过岩体动态抗压强度而发生明显的压碎,并以每对掏槽孔对称线为中心向自由面方向移动.当掏槽孔内炸药反应完全后,岩体中应力波阵面将以椭球弧面形式向自由面传播,达到自由面后(0.549 8 ms时刻)形成反射拉伸波,自由面岩体发生拉伸层裂破坏.此后,反射拉伸波将向岩体深部方向传播,并与正向传播的压缩应力波发生干涉叠加;而楔形分段掏槽爆破方式中,炮孔内炸药分次由外及内依次采取微差时间间隔起爆.外侧装药段底部水平距离达到1.2 m,至外侧装药段内炸药传播结束(0.249 7 ms),每对炮孔中心线位置的应力峰值仅在20～60 MPa之间,该段底部岩体仅会因应力大于岩体抗拉强度将发生显著的拉裂破坏并在爆轰气体产物推动下与原岩分离.内侧装药段在5 ms时刻于炮孔底部起爆,与楔形常规掏槽一致,炮孔底部岩体在引爆后0.000 5 ms内即出现明显的应力叠加现象,但孔底部每对炮孔中心线位置应力高达到390 MPa,至内侧装药段爆轰结束,距炮孔底部约50 cm范围内岩体的应力值均大于岩体动态抗压强度值,并发生压碎破坏.随后,应力波将继续向外侧装药段爆破后,形成的新自由面传播并发生反射形成拉伸应力波,内层掏槽区域内岩体将完全破裂.可见,楔形分段掏槽爆破中槽腔底部应力和破碎范围均较楔形常规掏槽爆破更大.

为对比两种掏槽方式的爆破效果差异,在炮孔底部设置P1、P2和P3共3个应力测点(如图4),并得到各测点压力时程曲线,如图5所示.

(a) 楔形常规掏槽爆破过程应力云

(b) 楔形分段掏槽爆破过程应力云图3 岩体内部应力波传播过程Fig.3 Propagation of stress wave in rock

图4 力及振速监测点布置(单位:cm)Fig.4 Sketch of stress & vibration monitoring points (unit: cm)

(a) 楔形常规掏槽爆破

(b) 楔形分段掏槽爆破图5 炮孔底部Von-Mises应力时程曲线Fig.5 Von-Mises stress vs. Time curve at bottom

两种掏槽爆破中炮孔底部应力峰值均为测点P1最大,P2最小.楔形常规掏槽爆破中测点P1、P2和P3的应力峰值出现在装药段在孔底部位引爆后0.1 ms内,其值分别为225.79、45.01 MPa和143.65 MPa.楔形分段掏槽爆破中测点P1、P2和P3的应力峰值均出现在内侧装药段起爆后0.1 ms内,虽内侧装药段药量仅为楔形常规掏槽爆掏槽孔装药量的0.43倍,但各测点应力峰值却分别高达392.95、71.17 MPa和228.62 MPa,分别为楔形常规掏槽爆破时相应测点应力峰值的1.74、1.58倍和 1.59倍.表明楔形分段掏槽方式中,内层槽腔爆破时的抵抗线大幅减小,更多能量将被用于破碎槽腔底部岩体,形成的槽腔体积将更大,利于后续爆破的进行.

3.3.2岩体质点振速分析

在模型侧面、顶面和背面共设置3条测线、14个振速测点(如图4),以提取分析楔形分段掏槽爆破的速度振动速度特性及减振效率.计算结果显示,x、y、z3个分量的矢量合速度峰值均较各分量速度峰值大,因此本节主要考察各质点矢量合速度在不同掏槽模型中的变化情况.

因模型背面测点C4与炮孔间净距为最大,通过该测点振速波形可判别计算模型中外侧和内侧装药段间延迟时间设置的合理性.图6中测点C4矢量合速度波形显示,楔形分段掏槽中外层和内层爆破引起的岩体质点振速波形主振相并未发生明显的叠加,模型中孔内外侧和内侧装药段采用 5 ms的微差时间间隔起爆合理,验证了式(6)的正确性.在楔形分段掏槽中各段引起测点C4的振速峰值分别为0.52 m/s和0.41 m/s,仅为楔形常规掏槽爆破的0.61～0.48倍.

表4列出各测点振动合速度速峰值.

图6 典型合速度振动波形Fig.6 Typical velocity waveform of Resultant-vibration velocity

表4 岩体质点振动合速度峰值Tab.4 Peak resultant-velocity of rock particle m/s

楔形分段掏槽爆破在模型各侧面的减振效果存在明显差异:模型顶面和背面平均减振率分别达到11.53%和22.45%,但侧面平均减振率仅0.21%.主要与分段起爆方式并不会改变传向被爆岩体近区侧面的应力波形态和强度有关.

4 现场爆破试验

4.1 工程概况

依托乌鲁木齐市雅山连拱隧道爆破开挖,在其右侧主洞开展现场爆破试验.雅山连拱隧道暗挖段全长155 m,采取“中导洞-主洞上、下台阶法”进行掘进.主洞开挖边界与下部既有小净距平行隧道间水平净距为1.8～5.0 m,竖向净距为10.8～12.1 m,为重叠近接既有隧道施工.新、旧隧道洞身主要穿越的地层均为中等风化泥岩,单轴抗压强度约30 MPa,属于中等坚硬岩体.既有隧道二衬为素混凝土,通车10余年内已经历两次较强地震,已出现裂缝等老化特征(见图7),这就要求新隧道钻爆开挖时既有隧道衬砌振动强度必须严格控制.结合现场实际情况,并借鉴已有类型工程成功案例和《爆破安全规程》(GB6722—2014)相关规定[14],确定既有隧道衬砌振速峰值应控制在4.5 cm/s内.现场施工情况和爆破振动测试结果显示,中导洞与既有隧道间净距相对较大且一次起爆药量小,此时既有隧道衬砌结构上质点振动速度峰值小于允许振动速度峰值.而主洞与既有隧道净距更小,上台阶炮孔深度即便减小至1.4 m,在单循环进尺不足1.1 m情况下,既有隧道衬砌结构上质点振动速度峰值多高于5.00 cm/s,将造成进度严重滞后,且无法满足振速控制要求.

(a) 横向裂缝(b) 竖向裂缝图7 既有小净距隧道衬砌典型裂纹Fig.7 Typical cracks in existing short-distance tunnel

4.2 现场爆破试验方案

前述3.3节分析表明,楔形分段掏槽爆破可有效降低掏槽爆破振动强度,故针对依托工程主洞上台阶掘进制定楔形分段掏槽爆破试验方案,具体详见图8(a)～(c)和表5.既有隧道处于运营中,为避免对车辆行驶造成干扰,仅在与开挖主洞爆源邻近的既有隧道拱腰位置布图8(d)所示的振动监测点.

(a) 炮孔立面布置示意图

(b) 方案1:楔形常规掏槽爆破

(d) 振动测点布置图8 掘进爆破试验方案及振动测点布置(单位:cm)Fig.8 Blasting experiment schemes and vibration monitoring point arrangement(unit: cm)

4.3 爆破效果及振动测试结果分析

从爆破效果来看,楔形常规掏槽爆破获取的单次循环进尺为1.7～1.9 m,楔形分段掏槽减振爆破可在炸药量略有减少的情形下,将单次循环进尺略提高至1.8～2.0 m,在避免额外增加钻孔或装药工作前提下,提高了施工效率.

图9为测点位置的典型实测振速波形.由图9可以看出,两爆破方案中仅掏槽爆破时振速波形存在显著的差异,其它类型炮孔爆破的波形形态和速度峰值大体一致.

表5 现场爆破试验参数Tab.5 Blasting parameters of field blasting experiments

(a) 楔形常规掏槽爆破

(b) 楔形分段掏槽爆破图9 典型实测爆破振速波形(水平径向)Fig.9 Example of monitored transverse velocity curves

方案1中,掏槽孔内装药一次起爆致使其爆破时引起的衬砌质点振动强度较其他类型炮孔爆破时更大,其峰值已达3.99 cm/s,由于测点并未布置在距爆源最近的衬砌上,可以肯定既有隧道结构上的振速已十分接近振速控制阈值.方案2中,掏槽孔内装药分两次起爆,单次起爆药量和夹制作用降低,掏槽爆破时测点振速峰值已显著减小,其峰值仅为1.82 cm/s,而整个爆破过程中辅助掏槽孔爆破时振速峰值为最大,但其峰值不超过2.60 cm/s.楔形分段掏槽爆破中典型实测波形的主振频率为35.64 Hz,虽略低于楔形常规掏槽爆破中典型实测波形的主振频率58.10 Hz,但依旧远大于隧道结构自振频率.

根据表6所列各次爆破试验中掏槽爆破引起的监测点振速峰值及减振率可知:楔形分段掏槽爆破在竖向的减振率为63.03%,纵向为30.71%,径向为 51.76%,3个分量的矢量合减振率为 51.99%.可见,采用楔形分段掏槽爆破开挖连拱隧道主洞可有效降低既有隧道衬砌的振动强度,实现减振爆破开挖,有利于防止既有隧道结构因振动而发生破坏.

表6掏槽爆破振速峰值现场测试结果统计
Tab.6 Statistical results of PPV induced by cut-blasting cm/s

位置楔形常规掏槽爆破123楔形分段掏槽爆破456平均减振率/%竖向3.362.693.121.191.061.1463.03纵向2.322.602.081.661.601.5930.71径向3.993.143.671.651.821.7451.76矢量合4.183.363.731.721.911.7851.99

5 结论

结合分段爆破破岩理论,给出了楔形分段掏槽减振爆破主要参数的确定方法,并分别对楔形常规掏槽爆破和楔形分段掏槽爆破过程进行了数值模拟和现场爆破试验,得出以下结论:

(1) 数值模拟结果表明,楔形分段掏槽爆破中炮孔底部岩体应力峰值约为楔形常规掏槽爆破中的1.58～1.74倍,同时槽腔底部岩体压碎破坏范围达到50 cm,为后者的1.66倍,掏槽爆破效果更佳.

(2) 模型中由于爆破近区岩体与炸药距离较近,不同部位岩体质点的减振效率存在明显差异,其中以模型顶面和背面的减振效果最为显著,分别达到11.53%和22.45%.

(3) 现场爆破试验结果显示随着距掏槽爆破中心距离的增加,楔形分段掏槽爆破的减振效果将更为明显,平均减振率达30%以上.

(4) 数值模拟和现场试验结果均表明,楔形分段掏槽爆破技术具有较强的可操作性,在不增加额外投入的前提下既可达到良好的减振效果,亦可加大施工效率.

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