爆破振动作用下大型地下洞室群围岩动力响应及合理间距分析

陈 祥， 刘明学， 祁小博

(1.北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044;2.中国地质环境监测院，北京 100083)

随着我国国民经济的迅速发展，地下工程正在被越来越广泛地应用，并且其规模也越来越大。钻爆法由于具有工序简单、经济合理等优点，在地下工程施工中被广泛应用。但是，由于爆炸瞬间会释放巨大的能量，钻爆法在带来经济、便捷的同时，也对爆炸源一定范围内已开挖地下工程的安全和稳定带来重大影响。

长期以来，对于地下洞室围岩在爆破振动作用下的动态响应研究，大量学者从理论分析[1-6]、数值模拟[7-16]、模型实验[17-21]、现场监测[22-28]等方面进行了卓有成效的工作。其中不乏在洞室群相互影响与间距分析方面的研究，如：谢炜等根据线性叠加原理建立了隧道爆破近区振速计算模型，对近区爆破振动规律进行了研究；Li等通过理论分析推导了洞室爆破引起的相邻洞室围岩峰值振速和应力分布，并提出了安全洞室间距的确定方法；孙金山等采用有限元分析方法，研究了爆破振动中的纵波传播对邻近隧道的影响，认为质点振动速度最大的位置并非动应力集中系数最大的位置；蔚立元等以青岛胶州湾海底隧道工程为依托，采用数值分析方法分析了施工洞和先行洞的围岩振动，认为施工洞施工过程中施工洞拱部、先行洞迎爆面边墙是爆破振速峰值最大的部位；王新宇等分析了新建翠华山隧道爆破施工对其上方既有线小峪隧道围岩的影响，认为既有线隧道迎爆面测点竖向振动速度较大，是爆破震动效应控制的薄弱部位；Xia等认为通过控制隧道围岩峰值振速能够较好控制相邻洞室围岩及衬砌变形，并以Damaoshan隧道为例，提出了该隧道爆破施工中围岩峰值振速的容许阈值；郭东明等通过模型实验，研究了邻近巷道裂纹缺陷受爆炸荷载作用的扩展机理，认为对于迎爆侧预制裂纹，巷道存在使其导向作用更显著，应力更集中；Song等通过模型试验研究了水平岩层中大断面、小间距隧道爆破施工的相互影响，认为后洞开挖对围岩中夹层岩体具有较大影响；石洪超等采用现场监测与数值模拟相结合的方法研究了并行小净距隧道后续洞爆破产生的振动效应，认为先行洞迎爆侧边墙上的最大振动速度出现在后续洞爆破掌子面的侧后方；李新平等通过现场爆破振动监测，研究了复杂地下导流洞群爆破地震波传播规律，认为爆破振动作用下相邻洞室迎爆侧是容易出现破坏的区域，且随着冲击荷载增大，迎爆侧直墙最容易出现拉伸破坏；田运生等采用现场监测的方法，研究了下穿引水隧道爆破开挖对已建铁路隧道的影响，认为迎爆面的质点峰值振动速度最大，背爆面相对较小，距离爆心越远，这种差别越小；孙崔源等通过现场试验研究了普通导爆管雷管起爆和数码电子雷管起爆条件下，小间距隧道围岩的动力响应规律，认为数码电子雷管起爆产生的峰值振速明显降低。

本文依托某地下水封石油洞库1#施工巷道的爆破开挖，通过现场监测分析爆破振动在洞室围岩内的衰减规律，同时，采用动力有限元软件建立1#施工巷道数值模型，模拟爆破开挖，分析爆破振动作用下洞室围岩的动力响应特征，并与实际监测结果对比分析，验证模型及其参数取值的合理性；在此基础，建立实际水封油库洞室的双洞数值模型，赋予经过验证合理的参数，研究在建洞室爆破开挖对相邻已开挖洞室的影响；最后，建立不同间距的双洞数值模型，分析特征点围岩峰值振速与洞室间距的关系，进而为大型地下水封石油洞库群爆破开挖设计和洞室间距优化布置提供依据。

1 研究方法与试验设计

1.1 研究思路

本文依托某地下水封石油洞库1#施工巷道的爆破施工，采用现场爆破振动监测与数值模拟分析相结合的方法，研究爆破振动作用下，地下洞室群围岩的动力响应及其相互影响，具体的研究思路如下：

(1) 对1#施工巷道实际施工过程中的爆破振动进行现场监测，随着掌子面向前推进，分析巷道围岩不同特征位置处的峰值振速的变化规律；

(2) 根据1#施工巷道的实际情况，采用ANSYS/LS-DYNA动力有限元软件建立1#施工巷道数值模型，模拟实际相当药量的爆炸，计算爆破振动作用下围岩特征位置的峰值振速；将计算值与实际监测值进行对比分析，据此调整模型参数，直至计算结果与实测结果之间的符合度达到满意程度；在此基础上，分析爆破振动在巷道围岩内的传播规律；

(3) 运用ANSYS/LS-DYNA软件继续建立符合地下水封油库实际情况的双洞模型，赋予上述经过验证的模型本构和参数，模拟实际相当药量爆炸作用下，在建洞室施工对相邻已建洞室围岩的影响；分析已建洞室围岩不同位置处的峰值振速，找出已建洞室围岩变形的关键位置；

(4) 建立不同间距的双洞模型，模拟实际相当药量爆炸作用下，已建洞室围岩关键位置的峰值振速与洞室间距的关系，并根据相关标准规范，确定地下洞室群合理的洞室间距。

1.2 依托工程概况

本文依托的地下水封石油洞库位于我国东南沿海地区，建设规模为500×104m3，整个洞室群共由10个洞室，每个洞室大约可储油50×104m3。洞室横截面为直墙圆拱形，洞室高度为30 m，跨度为20 m，长约880 m，为保证洞室的水封性，在洞库上方距洞顶25～30 m处设水平水幕系统。现场施工布置了3条施工巷道，施工巷道截面亦为直墙圆拱形，施工巷道洞室高度为8.5 m，跨度为9 m。

根据工程场地勘察资料，库区岩性主要为花岗岩。在洞库埋深范围内，钻孔岩芯RQD值总体在80%以上，说明岩体完整性较好；但个别钻孔的局部深度范围内钻孔岩芯RQD值相对较低，说明洞库围岩局部存在节理密集带。

1.3 爆破设计

该地下水封石油洞库1#施工巷道的断面为9.0×8.5 m直墙拱形。爆破开挖采用非电毫秒雷管微差爆破技术，采用全断面开挖，循环进尺为3 m，一次爆破开挖方量约为210 m3。设计的炮孔直径为45 mm，炸药采用直径为32 mm的3#岩石乳化炸药。炮孔口采用炮泥进行密实堵塞，炮泥由黏土、中粗砂、水三种成分组成，三种成分的质量比例为黏土∶砂∶水=8∶1∶2，炮孔堵塞段长度不小于20 cm。爆破孔位设计图如图1所示，爆破工艺参数如表1所示。

图1 爆破孔位设计图(cm)

表1 爆破设计参数表

1.4 现场试验监测方案

本次爆破振动监测试验系统采用爆破测振仪，如图2所示，其主要由一个三分量速度传感器和一个数据采集仪构成，能够自动采集监测点三个方向上的振动速度。

图2 振动监测系统

根据现场条件，在该地下水封石油洞库1#施工巷道进行围岩振动监测，如图3所示，在距离掌子面不同距离布置5个监测断面，每个监测断面分别在洞室拱顶和左侧边墙中部布置两个三分量传感器。传感器底面用石膏与岩面耦合，然后用固定架将其固定在岩面上。安装传感器时，将传感器X、Z方向设为水平方向，其中X方向垂直洞室轴线；Z方向平行于洞室轴线；Y方向为竖直方向。

(a) 纵剖面

(b) 横剖面

2 现场监测结果分析

图4为现场监测得到的典型振速时程曲线，从图中可以看出峰值振速发生在第11段辅助孔爆破时，其出现时刻约为0.77 s，峰值振速约为0.36 cm/s，对应的振动主频为180 Hz。根据表1可知，第11段辅助孔爆破总药量为64.8 kg。

图4 典型振速时程曲线

本文从现场实测数据中选取了两次爆破开挖引起的围岩振动监测结果，其中第一次爆破掌子面距第一个监测断面11 m，第二次爆破掌子面距第一个监测断面20 m。各传感器监测到的峰值振速如表2所示。

表2 各监测点的峰值振速

爆破振动作用下，地下洞室围岩的振动速度受众多因素的影响，很难推导出这些影响因素与围岩振动速度之间的理论关系。前苏联科学家M.A.萨道夫斯基分析大量实际监测数据，并对它们进行回归分析，得出了围岩振动峰值速度与炸药用量、爆心距之间的经验关系，如式(1)所示，该式亦被《爆破安全规程》(GB 6722—2014)建议采用。

(1)

式中：v为峰值振动速度，cm/s；Q为单响炸药量(齐发时为总药量，延发爆破时为最大一次药量)，kg；R为爆心至测点间的距离，m；K为与场地工程地质条件有关的系数；α为衰减指数；ρ为比例药量，kg1/3/m。

将式(1)等号两边取对数，使之线性化得

lnv=lnK+αlnρ

(2)

然后令y=lnv，x=lnρ，a=α，b=lnK，则式(2)可表示为

y=ax+b

(3)

根据爆破设计，本次爆破最大一次爆破药量为64.8 kg，根据表2中的监测数据，利用线性回归分析可以求得式(3)中待定参数a、b值，再根据上述假定关系关系可反算得到系数K与α。

图5为根据M.A.萨道夫斯基经验公式拟合出的洞室边墙和拱顶处围岩爆破振动衰减规律。从图5可以看出:X方向(垂直于洞室轴线水平方向)振速和Y方向(竖直方向)振速在围岩不同位置，其振幅和衰减规律不一样；同一次爆破作用下，拱顶处Y方向振速则明显大于边墙处Y方向振动，而边墙处X方向振速明显大于拱顶处X方向振速；造成这种振动速度分布规律主要是由于在边墙处，临空面法线方向平行于X方向，X方向振速振幅在该处有放大效应，同理，在拱顶竖直方向(Y方向)振速振幅有放大效应；同一次爆破作用下，Z方向(洞室轴线方向)振速在拱顶和边墙处大致相当，总体上，各监测点的Z方向峰值振速大都大于X、Y方向上的峰值振速。

(a) X方向

(b) Y方向

(c) Z方向

3 数值模拟及结果分析

大型地下水封石油洞库由多个地下洞室构成，洞室通常不设衬砌结构，在洞库设计时，洞室之间的间距是需要重点考虑的一个因素，一方面其要充分保证洞室围岩的稳定性，另一方面又要尽量的少占用土地。本文在上述现场监测分析的基础上，采用数值计算方法模拟洞室爆破开挖对相邻已开挖洞室围岩的振动，分析相邻已开挖洞室围岩的动力响应规律及其与洞室间距的关系，以期获得最合理的洞室间距。

在进行洞室间距分析之前，先根据1#施工巷道建立单洞数值模型，模拟洞室爆破开挖对本洞室围岩的振动，并与上述现场监测数据对比分析，验证数值模型的合理性(1#施工巷道施工时，其附近没有其他洞室，其距离最近的2#施工巷道亦有120 m，因此单洞模型动力分析能够合理地模拟1#施工巷道爆破施工)；再在此基础上，建立双洞模型，分析已开挖洞室围岩对相邻洞室爆破的动力响应规律。

3.1 单洞分析

3.1.1 数值模型

数值计算采用显式动力有限元分析软件ANSYS/LS-DYNA，该软件能够直接模拟炸药的爆炸，较好地模拟岩体的破裂和抛掷，而无需人工输入假定的爆轰压力时程关系；此外ANSYS/LS-DYNA还可以进行无反射边界条件的设置，能够进行无限或半无限空间的动力计算，因此在地下工程的爆破分析中被广泛应用。

单洞数值模型如图6所示，以炸药中心位置为原心，X方向为垂直洞室轴线的水平方向、Y方向为竖直方向、Z方向为洞室轴线方向。模型整体尺寸为100 m×100 m×250 m，共由岩体、空气和炸药三种材料组成。所模拟洞室为深埋洞室，计算中在模型的6个外边界均施加法向位移约束；同时，将模型的6个外边界面均设为无反射边界面，以消除人为边界面的反射波对结构动力响应的影响。

图6 单洞数值模型

3.1.2 模型本构及参数

根据该工程场地岩土工程勘察报告，洞室埋深范围内的岩体较完整。数值分析过程中，岩体的本构模型采用LS-DYNA中自带的塑性随动硬化材料模型，本构关系如式(4)所示

(4)

岩体的物理力学参数是在勘察报告建议值的基础上，根据计算值与实测值的拟合分析，再对参数进行调整而最终确定；最终的岩体参数取值如表3所示。

炸药材料选用LS-DYNA中的*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型来模拟。其中爆轰压力P与单位体积内能E0、相对体积V的关系采用JWL状态方程来描述，如式(5)所示

表3 岩体材料参数

(5)

式中：A、B均为炸药材料的有关参数，Pa；R1、R2、ω为炸药材料的相关常数，无量纲；V为相对体积，无量纲；E0e为炸药单位体积内能，J/m3。

实际采用的3#岩石乳化炸药的材料参数如表4所示。

表4 炸药材料参数

地下洞室已开挖部分充满空气，在LS-DYNA中，通常采用*MAT_NULL材料模型来模拟空气材料，其状态方程如式(6)所示

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E0a

(6)

式中：μ=ρ/ρ0；ρ为空气当前密度，kg/m3；ρ0为空气初始密度，kg/m3；E0a为空气的单位初始体积内能，J/m3；C0～C6为状态方程参数，无量纲。

空气材料参数如表5所示。

表5 空气材料参数

3.1.3 计算结果

数值计算模拟了一次炸药量为64.8 kg的爆破作用下洞室围岩的动力响应，计算时监测了距爆心10 m、20 m、30 m、40 m、60 m、70 m、100 m、110 m、160 m和170 m处拱顶和边墙处的振动速度时程。图7为数值计算得到的爆心距为10.0 m处，洞室拱顶位置围岩的振速时程曲线，X方向的最大振速为3.48 cm/s，Y方向的最大振速为8.69 cm/s，Z方向的最大振速为26.55 cm/s。

将现场试验各监测点的数值计算结果(各监测点三个方向上的峰值振速)提取出来，与上述现场监测点的实测峰值振速进行对比分析；将实测值和计算值分别设为横坐标和纵坐标，画出两者的关系曲线，如图8所示。图中实线为y=x直线，理论上若所有数据点均落在直线上，说明计算值与实测值完全一致；因此，数据点越集中在直线附近，说明计算值与实测值越一致，计算结果越合理；从图中可以看出数据点基本都分布在直线附近，说明数值模拟的计算值与现场实测值基本接近，证明了数值计算结果的可靠性和数值模型及其参数的合理性。

(a) X方向

(b) Y方向

(c) Z方向

图8 实测值与计算值对比分析

3.2 双洞分析

在单洞数值分析的基础上建立双洞数值模型，如图9所示，洞室断面按照实际地下油库储油洞室设计，单个洞室截面为20 m×30 m的直墙圆拱形；模型整体尺寸为160 m×120 m×120 m，洞室净间距设为40 m；左侧洞室为在施工洞室，掌子面位于模型中部(Z=0)，右侧洞室为已开挖洞室；模型本构、参数及边界条件等情况与单洞模型相同。储油洞室断面面积约为557 m2，爆破开挖亦采用非电毫秒雷管微差起爆的光面爆破技术，采用三台阶开挖，循环进尺为3 m，其最大一次药量约为1#施工巷道用量的3倍。

双洞模型重点分析洞室爆破开挖对相邻已开挖洞室围岩稳定性的影响，本节将重点分析爆破振动在X方向(垂直于洞室轴线的水平方向，指向已开挖洞室)的传播规律。数值计算时记录了X方向上距爆破洞室右侧边墙中部0 m、10 m、20 m、30 m、35 m、40 m、60 m、65 m、70 m和80 m处的振动速度时程；另外，为对比分析，还进行了右侧洞室未开挖工况的数值模拟。提取两种工况条件下各监测点X、Y、Z三个方向上的峰值振速，如表6所示。

图9 双洞数值模型

表6 双洞模型数值计算结果

图10反映了左侧洞室爆破开挖引起的振动在掌子面处向右侧洞室传播情况，图10(a)、(b)、(c)分别是X、Y、Z三个方向上的峰值振速在左侧(爆破)洞室右侧围岩内的分布曲线(Z=0截面)，其中左侧洞室的右侧边墙设为起始距离，右侧洞室的两侧边墙分别位于图中距离为40 m和60 m的位置。图中绘制了右侧洞室未开挖和已开挖两种工况下的峰值振速分布曲线，从图10可以看出，当右侧洞室未开挖(即单洞模型)时，三个方向的峰值振速均随远离爆破洞室边墙而呈指数衰减。对于右侧洞室已开挖工况，在两洞室之间的围岩内，峰值振速分布与单洞模型相差不大，但是在右侧洞室的左侧边墙处(右侧洞室迎爆侧)，峰值振速相对单洞模型有明显增加，其中X方向峰值振速从1.21 cm/s增加到2.91 cm/s，Y方向峰值振速从0.46 cm/s增加到1.03 cm/s，Z方向峰值振速从0.96 cm/s增加到2.43 cm/s，峰值振速放大2.2倍～2.5倍。在右侧洞室右侧围岩内(D≥60 m)，右侧洞室已开挖工况下的峰值振速较未开挖工况下的峰值振速明显减小，其中在右侧洞室右侧边墙处(右侧洞室背爆侧)，X方向峰值振速从1.02 cm/s减小到0.71 cm/s，减小30%；Y方向峰值振速从0.32 cm/s减小到0.24 cm/s，减小25%；Z方向峰值振速从0.72 cm/s减小到0.38 cm/s，减小48%。

(b) Y方向

(c) Z方向

根据地震波传播理论，当地震波从波阻抗大的介质向波阻抗小的介质中传播时，在波阻抗发生变化的界面处，质点的振动方向保持不变，振动幅值会变大，具体放大程度取决于两种介质波阻抗的差异；差异越大，放大程度越大。对于右侧洞室已开挖工况，当振动传到右侧洞室的左侧边墙处(右侧洞室迎爆侧)时，地震波从岩石(波阻抗大)进入空气(波阻抗近似为0)，质点振速振幅会放大；而在右侧洞室背爆侧围岩内，已开挖洞室相当形成了一个隔振空腔，地震波需要绕过已开挖的洞室空间进行传播，传播距离会增大，会损耗大量的能量，因此，右侧洞室背爆侧边墙处，围岩峰值振速会明显减小。因此，地下洞室群爆破施工时，已开挖洞室迎爆侧边墙将是受相邻爆破洞室施工影响最大的位置，可以将该位置围岩的峰值振速作为控制指标，约束临近洞室的爆破施工。

3.3 洞室间距分析

从双洞模型分析可知，洞室爆破振动在相邻已开挖洞室迎爆侧边墙处发生放大效应，从而在该位置产生较大幅度的振动。为分析不同洞室间距条件下，洞室爆破开挖对邻近已开挖洞室围岩的影响，本文还进行了相邻洞室净间距分别为10 m、20 m、30 m和50 m四种工况的数值计算；进行相似的分析过程，提取临近已开挖洞室迎爆侧边墙处质点的峰值振速，绘制其与洞室净间距的关系曲线，如图11所示。

从图11可以看出，相邻洞室爆破引起该位置围岩峰值振速随洞室净间距呈指数衰减，三个方向中，X方向的振速最大，对vxmax与间距(D)关系进行拟合，得到两者之间的关系根据《爆破安全规程》(GB 6722—2014)第13.2.2条的规定：爆破振动作用下，已开挖水工隧洞围岩的允许振速为7～15 cm/s。将上述允许振速代入式(7)中，即可求得在爆破施工条件下，本地下水封石油洞库工程相邻洞室的最小净间距应为16～28 m。考虑到其他不可控因素的影响，建议相邻洞室的净间距不小于30 m。

图11 最大振速与洞室净间距的关系曲线

vxmax=42.151e-0.064D

(7)

4 结 论

论文依托某地下水封石油洞库工程，采用现场监测与数值模拟相结合的方法，分析了爆破振动作用下，地下洞室群围岩的动态响应及振动衰减规律，得到如下结论：

(1) 根据现场监测数据，地下洞室掌子面爆破引起的围岩振速在洞室轴线方向上的衰减符合M.A.萨道夫斯基经验衰减规律，空间三方向振速中，洞室轴线方向上的峰值振速最大，此外，在洞室横断面上，法向峰值振速大于切向峰值振速；

(2) 根据数值分析结果，地下洞室掌子面爆破引起的围岩振速在横断面方向随远离爆心呈指数衰减；当在爆破洞室临近存在已开挖洞室时，已开挖洞室迎爆侧边墙处质点振动存在放大效应，最大振速会放大2.2倍～2.5倍；而在背爆侧，由于已开挖洞室的存在，峰值振速明显减小，减小幅度为25%～50%；

(3) 考虑相邻洞室安全间距时，以已开挖洞室迎爆侧边墙处峰值振速为判断指标，认为：在地下洞室爆破施工影响下，其相邻已开挖洞室迎爆侧边墙处峰值振速随洞室净间距呈指数衰减；根据《爆破安全规程》相关规定，建议论文依托地下洞库工程的相邻洞室净间距不宜小于30 m。