深埋引水隧洞光面爆破周边孔装药结构优化试验研究

赵晓明，杨玉民，蒋 楠，蔡忠伟，欧阳松

（1. 中国水利电力对外有限公司, 北京 100011；2. 中国地质大学（武汉）工程学院, 湖北 武汉 430074）

钻爆法因其施工环境要求低、经济和工期稳定而广泛应用于隧道工程中。然而，在实际施工过程中，设计、施工等不规范导致的超欠挖现象十分常见，由此造成的经济损失不容忽视；此外，爆破荷载过大造成的围岩扰动不仅会引发围岩裂隙扩张，长时间扰动还会对已建成的隧道结构造成破坏。因此，在隧道爆破开挖过程中，严格把控隧道的爆破效果是一项关键性技术问题，其中周边孔的爆破效果最重要。

周边孔与周边围岩紧密相连，其荷载值直接决定隧道工程的爆破效果。迄今为止，国内外许多学者开展了大量的针对周边孔爆破效果评价和参数优化研究[1-3]，取得了累累硕果。在理论和实验方面，Ren 等[4]通过增加装药长度，有效地改善了北明河铁矿的爆破效果。于世杰等[5]通过在炮孔中增加空气间隔器，有效地降低了爆破对周边环境的扰动。张迅[6]采用固、液、气相结合的不耦合装药结构，通过一系列爆破试验得出了最佳的装药结构，保证了围岩的安全稳定性。Sun 等[7]对不同装药结构进行了相应的爆破试验，结合理论分析和量纲分析，提出了一个主频预测公式。

随着计算机技术水平的提高以及仿真模拟技术的普及，人们逐渐使用各类数值计算软件直接模拟周边孔的爆破效果[8-10]。黄志强等[11]从超欠挖的成因出发，利用ANSYS/LS-DYNA 进行建模分析，提出使用双层周边孔来提高经济效益。杨建辉等[12]建立了单孔和双孔爆破数值模型，对比分析了不同装药结构下的爆破效果。Yuan 等[13]提出合适的水压爆破不耦合系数可以有效地改善爆破效果，并探讨了不耦合系数对爆破应力分布的影响。杨潘磊等[14]结合理论计算和数值模型计算，发现以40 cm 的间距进行装药可以显著提升爆破效果。在以往的研究中，大多数学者主要着力于调整不耦合系数和炮孔间距，然而，在实际工程现场中，炸药往往是规范化生产的，其尺寸难以更改，而改变炮孔间距往往会对单次爆破总装药量产生影响，不利于工程的经济把控，因此，在不影响总用药量的情况下，研究周边孔药卷间距对爆破效果的影响是很有必要的。

本研究依托于秘鲁圣加旺Ⅲ水电站引水系统工程，首先介绍该工程的爆破施工方案并评价其爆破效果，然后运用ANSYS/LS-DYNA 建立不同装药结构下的周边孔模型，通过分析，选择最优的周边孔装药结构设计方案开展爆破试验，以期提高该工程的爆破效果。

1 深埋引水隧道工程

1.1 工程概况

深埋引水隧道工程位于圣加旺河床部位的尾水区，属于高山峡谷地貌。区内冲沟发育，多为“V”字形谷，如图1 所示，山脊总体走向为305°～325°，地形完整性较差。区内山顶高程1 700～3 000 m，最高高程3 075 m，位于Cerro Jachuy Pacobamba 山脊，最低高程748 m，位于尾水区San Gabán 河床部位。圣加旺河两侧支沟多以大角度与其交汇，支沟常年有水，水流急速。工程区主要分布板岩、片岩、花岗闪长岩3 类岩体，为弱-微透水岩体，本研究的试验场地围岩主要为绢云母板岩。工程区板岩类岩石主要由深灰色石英板岩、石英绢云母板岩和绢云母板岩组成，岩石为变余粉砂，鳞片状结构，板状构造。石英板岩、石英绢云母板岩及绢云母板岩主要由石英、绢云母、泥质等矿物组成，含有少量的绿泥石和金属矿物，其中：石英的含量为16%～57%，绢云母的含量为40%～72%，泥质的含量为10%。Ⅳ类和Ⅴ类围岩主要位于隧洞的进、出口部位，约占整个洞段15%。

图1 工程概况Fig. 1 Project overview

该引水隧道全长14.663 km，属于长隧道，主要采用光面爆破开挖方式。根据以往的工程经验，长隧道的光面爆破效果非常重要，无论是超挖还是欠挖，不仅会大幅延长项目工期，还会带来巨大的经济损失。因此，本研究基于秘鲁圣加旺Ⅲ水电站引水系统工程现有的爆破技术方案，通过改变周边孔的装药结构来优化爆破效果，为工程现场的爆破设计方案提供指导。

1.2 爆破设计方案及效果评价

引水隧道采用钻爆法与TBM（tunnel boring machine）掘进法相结合的方式开挖，其中钻爆法的距离为5.2 km，分为进水口、支洞上游、支洞下游3 个工作面施工。隧洞断面为马蹄形，采用全断面开挖方式，通过二臂钻进行钻孔，孔径45 mm，选用乳化炸药、非电毫秒雷管微差爆破，周边进行光面爆破。隧道净断面尺寸为5.7 m×5.7 m（宽×高），开挖尺寸为8.1 m×7.9 m（宽×高）。隧道断面炮孔布局见图1，其中：掏槽眼的炮孔深度为3.2 m，辅助眼和周边眼的炮孔深度均为3.0 m，周边孔采用不耦合不连续装药，药卷间距L为200 mm，掏槽眼、辅助眼、周边眼、底眼的单眼装药量分别为1.23、1.58、2.02、2.82 kg，爆破参数见表1。

表1 爆破参数Table 1 Blasting parameters

基于爆破设计方案，开展现场爆破试验，爆破效果如图2 所示。从图2 可以看出，采用该方案时，爆破效果不佳，存在明显的超挖现象，最大超挖深度达到43 cm，由此将导致原定施工工期延长，经济损失严重。隧道工程的超挖和欠挖现象均与周边孔的布孔参数密切相关，其中药卷间距L的影响尤为直接。尽管试验手段最直接有效，但是其经济成本很高，并且受周边环境的影响很大，因此本研究将通过有限元软件对不同装药结构下的周边孔爆破效果进行数值模拟分析，以期找到最优的周边孔装药结构方案，从而提高施工的经济效益。

图2 爆破效果Fig. 2 Blasting effect drawing

2 不同周边孔装药结构下的围岩损伤数值模拟

2.1 数值计算方法

利用ANSYS/LS-DYNA 有限元软件对不同装药结构下的周边孔爆破效果进行模拟，周边孔采用不耦合不连续装药形式，以空气作为间隔介质，并设置流固耦合算法。在ANSYS/LS-DYNA 中，由于空气材料偏软，因此当爆破产生的巨大冲击力直接作用于空气时，会导致网格变形，进而使计算失败。针对炸药、炮泥、空气3 种材料，采用任意拉格朗日-欧拉（arbitrary Lagrangian-Eulerian，ALE）算法进行模拟。ALE 算法具有自动重新划分网格的功能，可以有效地避免网格变形过大带来的计算错误，特别适合分析流固耦合动力问题。

2.2 数值模型

考虑到实际爆破过程中岩体的破坏是其两侧周边孔共同作用的结果，为此数值模型采用双孔模型，用以分析不同L下围岩的破坏情况，模型尺寸为2 m×3 m×4 m。炮孔直径为45 mm，炮孔长度为3 m，药卷直径为26 mm，药卷长度为300 mm，L设置为150、200、250、300、350、400、450 mm。除模型的掌子面和光爆层面采用自由边界外，其余均采用无反射边界条件。网格均采用sweep 网格进行划分，模型见图3。

图3 数值模型Fig. 3 Numerical model

2.3 材料参数设置

2.3.1 岩 石

在LS-DYNA 中，通常使用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRET（JHC）模型模拟爆炸作用下岩石的损伤。JHC 模型可以模拟高应变率和高冲击力下的混凝土和岩体，其累积损伤函数是基于塑性体积应变、等效塑性应变和应力提出的。相关参数见表2，其中： ρ为密度，G为剪切模量，T为最大拉伸静水压力，pc为破碎压力，pl为锁定压力， µl为锁定体积应变， µc为破碎体积应变，fc为准静态单轴抗压强度，A为标准化内聚强度，B为标准化硬化系数，C为应变率系数，N为压力硬化指数，Smax为标准化最大强度，D1、D2为损伤系数，Efmin为断裂前的塑性应变，K1、K2、K3为压力系数。

表2 岩石材料参数Table 2 Parameters of rock

2.3.2 空 气

空气采用关键字*MAT_NULL 定义，状态方程采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL，表达式为

式中：p为压力，µ为比体积，C0～C6为多项式方程参数，e0为单位体积内能，具体取值见表3。

表3 空气材料参数Table 3 Parameters of air

2.3.3 炮 泥

炮泥采用关键字*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 进行模拟，相关材料参数见表4，其中E为弹性模量， ν为泊松比。

表4 炮泥的主要参数Table 4 Main parameters of blasting mud

2.3.4 炸 药

表5 炸药材料参数Table 5 Parameters of explosive

3 双孔模型计算结果分析

3.1 围岩损伤判别标准

DL/T5389—2007《水工建筑物岩石基础开挖工程施工技术规范》[15]明确给出了围岩损伤标准，即通过声波降低率η判定岩石的损伤程度

式中：CP1为爆前波速，CP2为爆后波速。当η<10%时，爆破荷载对围岩几乎没有影响；10%≤η≤15%时，爆破荷载对围岩有一定影响；η>15%时，爆破荷载对围岩的影响很大。

根据弹性波理论，假定围岩的密度和泊松比始终保持不变，则围岩的损伤程度D与声波降低率存在如下关系

当η≥10%时，爆破荷载对围岩便有了不可忽略的影响，因此拟定10%作为围岩损伤的临界阈值。将η=10%代入式(4)，可以得到对应的损伤度D为0.19，即当D≥0.19 时，判定围岩受到损伤。

3.2 围岩损伤过程分析

以原设计方案（L=200 mm）的周边孔模型作为实例，研究双孔间围岩在截面A 和截面B（见图4）上的损伤过程。模型在截面B 上的损伤过程如图5 所示。t=0.18 ms 时，第1 卷药卷完成起爆，紧靠药卷的围岩迅速达到破坏条件；t=0.30 ms时，双孔间围岩首次达到损伤条件；随着时间的推移，损伤围岩范围不断扩大，直到t=3.60 ms，围岩损伤范围基本稳定。

图4 围岩截面示意图Fig. 4 Schematic of surrounding rock section

图5 截面B 上的围岩损伤云图Fig. 5 Damage nephogram of rock on section B

为了更加直观地显示达到损伤条件的围岩范围，通过调整损伤度区间使D≥0.19 的区域以一种颜色表示，如图6 所示。当L=200 mm 时，双孔间围岩均达到破坏条件，其中，自由边界一侧围岩的损伤范围最大达到45 cm，无反射边界一侧围岩的损伤范围最大达到41 cm，与现场超挖范围基本一致，不仅说明利用ANSYS/LS-DYNA 模拟围岩损伤特征具有较强的合理性，也说明边界条件对围岩损伤范围的影响不大。

图6 30.00 ms 时截面B 上的围岩损伤范围Fig. 6 Damage range of rock on section B at 30.00 ms

截面A 上的围岩损伤过程如图7 所示。对同一炮孔内的不同药卷设置不同的起爆时间，时间间隔t为

图7 截面A 上的围岩损伤云图Fig. 7 Damage nephogram of rock on section A

式中：l为药卷长度，v1、v2分别为炸药爆轰速度和导爆索速度。通过式(5)计算得到该装药结构下不同药卷之间的起爆时间间隔为0.09 ms。由图7 可知，炮孔中的5 个药卷在t=0.54 ms 时完全起爆，t=3.60 ms 时爆破基本稳定。最终的爆破效果如图8 所示。从图8 可以看出，双孔间的围岩均达到损伤条件，但是爆破进尺显然无法满足要求。

图8 30.00 ms 时截面A 上的围岩损伤范围Fig. 8 Damage range of rock on section A at 30.00 ms

4 不同装药结构下周边孔爆破效果

4.1 轴向双孔间围岩损伤特征分析

孔间围岩损伤特征是评价周边孔爆破效果的重要指标之一。选取图9 所示的截面C 作为研究对象，分析轴向双孔间围岩的损伤特征，结果如图10 所示。

图9 围岩截面示意图Fig. 9 Schematic of surrounding rock section

由图10 可知：当L处于150～250 mm 之间时，孔间围岩之间的损伤度D均达到0.19 以上，完全破坏，且平均损伤度较大；当L=300 mm 以及L=350 mm 时，小部分孔间围岩出现D<0.19 的蓝色区域，蓝色区域在x轴上的长度最长达到13 cm，y轴上的长度最长达到7 cm；当L=400 mm 时，炮孔间的蓝色区域逐渐增多，在y轴上的长度明显增大，达到15 cm，在x轴上的长度依然维持在13 cm左右；当L=450 mm 时，炮孔间的蓝色区域在y轴上的长度明显增大，最长达到28 cm，在x轴上的长度最长达到15 cm 左右，变化不大。

图10 截面C 上的围岩损伤对比Fig. 10 Comparison of surrounding rock damage on section C

对比以上数据可以发现，当L=250 mm 时，药卷之间的围岩达到完全破坏条件，但是随着L的增大，空气之间的围岩逐渐出现不能达到破坏条件的区域，且该区域在x轴上的长度随着L的增大而增长放缓，在y轴上的长度则增长得较迅速。

4.2 径向双孔间围岩损伤特征分析

在保证不产生欠挖的条件下，超挖范围的大小是评价围岩损伤情况的重要指标之一。取不同L下的周边孔数值模型作为研究对象，通过分析模型截面D 和截面E（见图9）的围岩损伤情况，多角度分析周边孔的爆破效果，结果如图11 和图12 所示。

图11 截面D 上的围岩损伤对比Fig. 11 Comparison of surrounding rock damage on section D

图12 截面E 上的围岩损伤对比Fig. 12 Comparison of surrounding rock damage on section E

由图11 可知：当L<300 mm 时，药卷与空气周边围岩的损伤范围基本保持一致；当L>300 mm 时，药卷周边围岩的损伤范围略大于空气周边围岩，自由边界一侧围岩的损伤范围略大于无反射边界一侧围岩。此外，当L=150 mm 及L=200 mm 时，超挖范围最大达到40 cm；而当L>300 mm 时，超挖范围明显减弱，最大距离出现在炮孔中药卷周边围岩，为25 cm，最小距离出现在炮孔中空气周边围岩，为18 cm。

由图12 可知，当L取150 和200 mm 时，围岩彻底破坏，红色区域在z轴上的范围也较大，其中最大距离主要出现在孔底，达到75 cm，最小达到25 cm。当L在250～350 mm 区间时，红色区域在z轴上的距离进一步缩小，且在孔底表现明显，最大距离仅为55 cm；此外，红色区域内部开始出现破坏不彻底的蓝色区域，尽管这些蓝色区域不能被很好地破碎，但是仍然能够脱离周边围岩掉落下来，不产生欠挖现象。当L取400 和450 mm 时，红色区域内部的蓝色区域进一步扩大，且部分与周边围岩相连，说明该药卷间距下的周边孔爆破效果不佳，产生了欠挖现象。

根据《水工建筑物地下开挖工程施工规范》[16]，地下工程的施工原则为“在保证不产生欠挖的情况下尽量减少超挖”。经过数值模拟分析：当L设置为400、450 mm 时，光面爆破开挖明显产生了欠挖现象；当L设置为150、200 mm 时，尽管围岩破坏彻底，但是爆破进尺明显不满足要求，且超挖范围最大达到40 cm；当L设置为250、300、350 mm 时，尽管出现可脱离围岩的岩块，但并不产生欠挖现象，而从爆破进尺上考虑，显然350 mm 药卷间距的周边孔模型更符合要求。经过综合分析，拟定L为350 mm 的周边孔装药结构为最佳方案。

5 光面爆破周边孔装药结构优化对比试验

基于数值分析结果，采用优化后的周边孔装药结构进行爆破试验。为减少周边环境对结果的影响，优化后的爆破试验选择与原试验同类型、同分级的围岩，除了周边孔药卷间距外，其余炮孔参数均保持不变，采用优化后爆破设计方案得到的现场爆破效果如图13 所示。可以看出，优化后的爆破效果明显更好，超挖范围由43 cm 下降至30 cm 左右，说明采用350 mm 的周边孔药卷间距进行爆破施工可以有效地降低超挖距离，且不产生欠挖现象，从而提高经济效益。

图13 优化后的爆破效果Fig. 13 Effect drawing of optimized blasting

6 结 论

以秘鲁圣加旺Ⅲ水电站引水系统工程为背景，通过数值模拟手段对现场爆破设计方案进行优化，得到如下主要结论。

(1) 药卷间距是影响周边孔爆破效果的重要参数。基于本工程背景，当周边孔药卷间距小于350 mm时，爆破不会出现欠挖现象，且超挖范围随着药卷间距的增大而减小，当药卷间距大于400 mm 时，爆破效果开始出现欠挖现象，且随着药卷间距的增大，欠挖范围增大。

(2) 周边孔的最佳药卷间距为350 mm，采用优化后的爆破设计方案进行爆破试验，得到的超挖范围明显减小，最大超挖距离由40 cm 降至30 cm。