楔形分段掏槽爆破減振效應(yīng)研究

鄒新寬, 張繼春, 潘 強, 王 微

(1. 西南交通大學土木工程學院, 四川 成都 610031; 2. 自貢市城市建設(shè)投資開發(fā)集團有限公司, 四川 自貢 643000)

減小乃至消除隧道鉆爆法開挖地下巖體時鄰近建(構(gòu))筑物的振動效應(yīng)一直是爆破工程和地下工程領(lǐng)域致力于解決的重要課題[1-2].為此,許多學者和工程技術(shù)人員提出了短進尺微差爆破、預(yù)裂爆破、布設(shè)減振孔、采用復(fù)合掏槽及利用爆炸應(yīng)力波干擾等以降低及控制爆破振動強度[3-5].但此類措施因需增加炮孔數(shù)量、縮短單次循環(huán)進尺或使用昂貴的電子雷管等,而致使隧道掘進效率降低、工程成本增加,難以廣泛推廣應(yīng)用.因此,尋求一種既可有效降低爆破振動效應(yīng)又能有效保證施工效率、防止成本增加的隧道開挖爆破減振技術(shù),就顯得尤為迫切.

隧道開挖爆破實踐表明,掏槽爆破時僅存在一個自由面,巖體爆破夾制作用大,且裝藥集中程度高,致使其爆破產(chǎn)生的振動最為強烈[6-7].可見,掏槽爆破方式是決定隧道掘進爆破振動強度的關(guān)鍵.目前,楔形掏槽因具有炮孔數(shù)少、形式簡單、易操作等特點而廣泛應(yīng)用于開挖中等堅硬巖體隧道.楔形分段掏槽爆破技術(shù)是基于楔形常規(guī)掏槽爆破技術(shù),通過優(yōu)化楔形掏槽孔布置和孔內(nèi)裝藥結(jié)構(gòu)形式,以確保掏槽爆破藥量在時空上分布更加合理,減小掏槽爆破時巖體夾制力和單段藥量,在確保有效減振的同時達到良好掏槽效果.

本文就楔形分段掏槽爆破的減振效應(yīng)及爆破效果展開系統(tǒng)研究,借助數(shù)值模擬方法就楔形常規(guī)掏槽和楔形分段掏槽爆破過程進行仿真計算,對比分析了兩種掏槽方式中爆破近區(qū)巖體的應(yīng)力波傳播過程及質(zhì)點振動特性,探討了楔形分段掏槽爆破的成腔過程和減振機理.將研究成果運用于指導(dǎo)現(xiàn)場爆破試驗,對楔形分段掏槽爆破減振和爆破效果進行了分析.

1 楔形分段掏槽爆破減振機制

為減小掏槽爆破時的抗爆夾制作用力,楔形分段掏槽爆破技術(shù)中掏槽孔內(nèi)利用炮泥堵塞物將裝藥分割為孔外側(cè)裝藥段和孔內(nèi)側(cè)裝藥段,且依由外及內(nèi)順序引爆掏槽孔外側(cè)和孔內(nèi)側(cè)裝藥(如圖1),圖1中:D1為掏槽孔外側(cè)裝藥段底部水平距離;D2為掏槽孔外側(cè)裝藥段底部水平距離;L1為外層掏槽深度;L2為內(nèi)層掏槽深度;θ為掏槽孔傾角.在外側(cè)裝藥段爆破動力作用下,外層槽腔內(nèi)巖體將沿每對掏槽孔軸向鉛垂方向發(fā)生拉伸、擠壓破碎,并朝向自由面方向移動,與原巖分離形成外層槽腔,因每對孔外側(cè)裝藥段底部水平凈距較大,外層槽腔底部將形成含有大量裂隙的外凸狀底面;而內(nèi)側(cè)裝藥段被引爆后,內(nèi)層槽腔巖體將以外層槽腔底部為自由面發(fā)生破碎,破碎巖體將在爆轟氣體作用下快速朝向自由面方向運動,并與外層槽腔中巖體發(fā)生猛烈沖撞,發(fā)生二次破碎.

(a) 裝藥結(jié)構(gòu)示意

(b) 掏槽爆破過程圖1 楔形分段掏槽裝藥結(jié)構(gòu)及爆破過程示意Fig.1 Charging structure and blasting process of SV-cut blasting

可見,楔形分段掏槽爆破與楔形常規(guī)掏槽爆破不同,其完整槽腔分外層和內(nèi)層兩次掏槽爆破形成,不僅減少了單段起爆藥量且縮小了單次爆破時的最小抵抗線長度,爆破時巖體夾制作用顯著減小,爆破能量的時空分布更加合理,也有效控制了進入巖體深部爆炸的能量.

2 楔形分段掏槽爆破參數(shù)

2.1 掏槽孔傾角

為確保外層掏槽腔體內(nèi)巖體與原巖分離,各掏槽孔外側(cè)裝藥段起爆后底部的裂隙應(yīng)相互貫通,因此,掏槽孔外側(cè)裝藥段底部水平距離D1應(yīng)滿足式(1).

(1)

內(nèi)側(cè)裝藥段爆破時應(yīng)使相鄰炮孔底部破碎圈相交,以確保腔體底部巖體充分壓碎破壞.同時,考慮沖擊波在炮眼間疊加,則掏槽孔底水平距離D2應(yīng)滿足式(2)[8-9].

D2<2α/(1+α)rc,

(2)

式(1)、(2)中:rf為單個掏槽炮孔爆后形成的徑向裂隙圈半徑;

rc為單個掏槽炮孔爆后形成的壓縮圈半徑;

b為掏槽孔排距;

α為沖擊波衰減指數(shù),一般α=2+μd/(1-μd),μd為巖石的動態(tài)泊松比,μd=0.8μ,μ為巖石的靜態(tài)泊松比.

結(jié)合掏槽孔外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥段間相互位置關(guān)系,可確定掏槽孔傾角為

(3)

2.2 掏槽深度比和裝藥分配比

外層掏槽與內(nèi)層掏槽深度之比按式(4)表達.

KL=L1/L2.

(4)

巖體爆破夾制作用與炸藥埋置深度有關(guān),掏槽深度比直接決定爆破夾制作用在時空上的分配,是影響掏槽孔殘孔率和減振效果的關(guān)鍵因素.參考直眼掏槽爆破相關(guān)研究成果,KL可取1.6～1.9[10].

外層和內(nèi)層槽腔內(nèi)巖體爆破所受夾制作用及破碎要求不同,使得掏槽空外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥段在藥量分配比例上存在差異,故可定義外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥分配比KQ為

(5)

式中:Qi為單個掏槽孔各裝藥段藥量;

qi為掏槽爆破單位耗藥量,內(nèi)層槽腔巖體應(yīng)在充分破碎后還具備一定拋擲能,故可取q1/q2=0.2～0.4;

Vi為槽腔體積,i=1,2,為掏槽空外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥段標號;

n為掏槽孔總數(shù).

2.3 段間延遲時間

為達到良好掏槽爆破和減振效果,楔形分段掏槽爆破技術(shù)中掏槽炮孔外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥段間延遲時間應(yīng)滿足:

(1) 內(nèi)側(cè)裝藥段起爆時,外層掏槽區(qū)域內(nèi)巖體已完全破裂并脫離原巖;

(2) 在振動控制區(qū)域內(nèi)兩裝藥段爆破產(chǎn)生地震波主振相應(yīng)避免形成有效疊加.因此,段間延遲時間Δt需滿足式(6)[11-13].

(6)

式中:vD、vf分別為炸藥爆速和裂隙擴展速度,vf=0.38Cp,Cp為巖體縱波速度;

R為振動控制區(qū)域范圍;

t1、t2分別為外層槽腔巖體爆破時間及距爆源R處地振波正相位作用時間;

β為破碎角;

S為破碎巖石脫離原巖的距離,取0.01～0.02 m;

vp為巖石碎塊運動速度,可取4～7 m/s;

kp為巖體夾制系數(shù),可取為2～4;

kt為爆破條件系數(shù),巖石一般可取0.01～0.03.

3 數(shù)值計算

3.1 有限元模型及算法

借助LS-DYNA3D程序,對圖2中巖體(長×寬×高=5.0 m×3.0 m×3.4 m)采取下述掏槽方式的爆破過程進行模擬:

(1) 楔形常規(guī)掏槽爆破,炮孔內(nèi)炸藥為連續(xù)裝藥結(jié)構(gòu)(圖2(b)),裝藥長度為1.4 m,單孔裝藥1.4 kg;

(2) 楔形分段掏槽爆破,炮孔內(nèi)炸藥采用間隔裝藥結(jié)構(gòu)(圖2(c)),外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥段長度分別為0.8 m和0.6 m,間隔堵塞段長度為0.4 m,單孔藥量為1.4 kg.

根據(jù)式(6)設(shè)置楔形分段掏槽方式中掏槽空外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥段間延時為5 ms.模型中掏槽炮孔與裝藥直徑分別為 40 mm和32 mm,炮孔深度和長度分別為2.4 m和2.78 m,傾角為60°,起爆點設(shè)置在各裝藥段底部.

利用常應(yīng)力實體單元共計劃分得到巖體單元1 102 320個,炸藥單元22 032個,土體單元22 032個.為較真實反映各種材料的接觸狀態(tài),模擬中運用接觸耦合算法對掏槽爆破過程進行仿真模擬.巖體與炸藥、堵塞物與炸藥之間設(shè)置自動面-面接觸算法,巖體與堵塞物之間設(shè)置為面-面滑動接觸.為避免人工邊界反射波的影響,除正前方掘進面為自由邊界外,其余邊界均為無反射邊界條件.

3.2 材料模型及參數(shù)

采取應(yīng)變率塑性隨動模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC描述模型中的巖體,此模型通過Cowper-Symonds方式,在屈服應(yīng)力中引入應(yīng)變率因子來考慮應(yīng)變率效應(yīng),以實現(xiàn)炸藥爆炸近區(qū)巖體應(yīng)變和應(yīng)變率效應(yīng)的描述.Mohr-Coulomb的擴展*MAT_DRUCKER_PRAGER模型,考慮了靜水壓力對材料的影響和因屈服而引起的體積膨脹,該模型可較好模擬爆破時炮泥的性態(tài).巖體及炮泥的主要物理參數(shù)見表1、2.

(a) 整體有限元模型

(b) 楔形常規(guī)掏槽裝藥結(jié)構(gòu)

(c) 楔形分段掏槽裝藥結(jié)構(gòu)圖2 數(shù)值計算模型(單位:m)Fig.2 FEM model (unit: m)

炸藥爆轟產(chǎn)物的壓力可用JWL狀態(tài)方程式(6)確定.

(6)

式中:A、B、R1、R2、ω為材料常數(shù);

P為壓力;

V為相對體積;

E0為初始比內(nèi)能.

模擬炸藥材料為2號巖石炸藥,其主要輸入?yún)?shù)見表3.

表1 巖體物理參數(shù)Tab.1 Physical parameters of rock

表2 炮泥物理參數(shù)Tab.2 Physical parameters of stemming

表3 炸藥參數(shù)Tab.3 Input parameters of explosives

3.3 模擬結(jié)果分析

3.3.1爆破過程及效果分析

圖3為被爆巖體于1/2高度水平切割后得到兩種掏槽爆破中巖體內(nèi)部應(yīng)力波的傳播過程.

楔形常規(guī)掏槽爆破中炸藥從孔底一次起爆,因炮孔底部水平間距僅20 cm,孔底對稱位置壓縮應(yīng)力波在炸藥引爆后0.000 5 ms時即出現(xiàn)明顯疊加現(xiàn)象,應(yīng)力峰值高達到225 MPa,至0.349 ms時刻距炮孔底部約30 cm范圍的巖體應(yīng)力在100 MPa以上,此范圍內(nèi)巖體將因壓縮應(yīng)力超過巖體動態(tài)抗壓強度而發(fā)生明顯的壓碎,并以每對掏槽孔對稱線為中心向自由面方向移動.當掏槽孔內(nèi)炸藥反應(yīng)完全后,巖體中應(yīng)力波陣面將以橢球弧面形式向自由面?zhèn)鞑?達到自由面后(0.549 8 ms時刻)形成反射拉伸波,自由面巖體發(fā)生拉伸層裂破壞.此后,反射拉伸波將向巖體深部方向傳播,并與正向傳播的壓縮應(yīng)力波發(fā)生干涉疊加;而楔形分段掏槽爆破方式中,炮孔內(nèi)炸藥分次由外及內(nèi)依次采取微差時間間隔起爆.外側(cè)裝藥段底部水平距離達到1.2 m,至外側(cè)裝藥段內(nèi)炸藥傳播結(jié)束(0.249 7 ms),每對炮孔中心線位置的應(yīng)力峰值僅在20～60 MPa之間,該段底部巖體僅會因應(yīng)力大于巖體抗拉強度將發(fā)生顯著的拉裂破壞并在爆轟氣體產(chǎn)物推動下與原巖分離.內(nèi)側(cè)裝藥段在5 ms時刻于炮孔底部起爆,與楔形常規(guī)掏槽一致,炮孔底部巖體在引爆后0.000 5 ms內(nèi)即出現(xiàn)明顯的應(yīng)力疊加現(xiàn)象,但孔底部每對炮孔中心線位置應(yīng)力高達到390 MPa,至內(nèi)側(cè)裝藥段爆轟結(jié)束,距炮孔底部約50 cm范圍內(nèi)巖體的應(yīng)力值均大于巖體動態(tài)抗壓強度值,并發(fā)生壓碎破壞.隨后,應(yīng)力波將繼續(xù)向外側(cè)裝藥段爆破后,形成的新自由面?zhèn)鞑ゲl(fā)生反射形成拉伸應(yīng)力波,內(nèi)層掏槽區(qū)域內(nèi)巖體將完全破裂.可見,楔形分段掏槽爆破中槽腔底部應(yīng)力和破碎范圍均較楔形常規(guī)掏槽爆破更大.

為對比兩種掏槽方式的爆破效果差異,在炮孔底部設(shè)置P1、P2和P3共3個應(yīng)力測點(如圖4),并得到各測點壓力時程曲線,如圖5所示.

(a) 楔形常規(guī)掏槽爆破過程應(yīng)力云

(b) 楔形分段掏槽爆破過程應(yīng)力云圖3 巖體內(nèi)部應(yīng)力波傳播過程Fig.3 Propagation of stress wave in rock

圖4 力及振速監(jiān)測點布置(單位:cm)Fig.4 Sketch of stress & vibration monitoring points (unit: cm)

(a) 楔形常規(guī)掏槽爆破

(b) 楔形分段掏槽爆破圖5 炮孔底部Von-Mises應(yīng)力時程曲線Fig.5 Von-Mises stress vs. Time curve at bottom

兩種掏槽爆破中炮孔底部應(yīng)力峰值均為測點P1最大,P2最小.楔形常規(guī)掏槽爆破中測點P1、P2和P3的應(yīng)力峰值出現(xiàn)在裝藥段在孔底部位引爆后0.1 ms內(nèi),其值分別為225.79、45.01 MPa和143.65 MPa.楔形分段掏槽爆破中測點P1、P2和P3的應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在內(nèi)側(cè)裝藥段起爆后0.1 ms內(nèi),雖內(nèi)側(cè)裝藥段藥量僅為楔形常規(guī)掏槽爆掏槽孔裝藥量的0.43倍,但各測點應(yīng)力峰值卻分別高達392.95、71.17 MPa和228.62 MPa,分別為楔形常規(guī)掏槽爆破時相應(yīng)測點應(yīng)力峰值的1.74、1.58倍和 1.59倍.表明楔形分段掏槽方式中,內(nèi)層槽腔爆破時的抵抗線大幅減小,更多能量將被用于破碎槽腔底部巖體,形成的槽腔體積將更大,利于后續(xù)爆破的進行.

3.3.2巖體質(zhì)點振速分析

在模型側(cè)面、頂面和背面共設(shè)置3條測線、14個振速測點(如圖4),以提取分析楔形分段掏槽爆破的速度振動速度特性及減振效率.計算結(jié)果顯示,x、y、z3個分量的矢量合速度峰值均較各分量速度峰值大,因此本節(jié)主要考察各質(zhì)點矢量合速度在不同掏槽模型中的變化情況.

因模型背面測點C4與炮孔間凈距為最大,通過該測點振速波形可判別計算模型中外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥段間延遲時間設(shè)置的合理性.圖6中測點C4矢量合速度波形顯示,楔形分段掏槽中外層和內(nèi)層爆破引起的巖體質(zhì)點振速波形主振相并未發(fā)生明顯的疊加,模型中孔內(nèi)外側(cè)和內(nèi)側(cè)裝藥段采用 5 ms的微差時間間隔起爆合理,驗證了式(6)的正確性.在楔形分段掏槽中各段引起測點C4的振速峰值分別為0.52 m/s和0.41 m/s,僅為楔形常規(guī)掏槽爆破的0.61～0.48倍.

表4列出各測點振動合速度速峰值.

圖6 典型合速度振動波形Fig.6 Typical velocity waveform of Resultant-vibration velocity

表4 巖體質(zhì)點振動合速度峰值Tab.4 Peak resultant-velocity of rock particle m/s

楔形分段掏槽爆破在模型各側(cè)面的減振效果存在明顯差異:模型頂面和背面平均減振率分別達到11.53%和22.45%,但側(cè)面平均減振率僅0.21%.主要與分段起爆方式并不會改變傳向被爆巖體近區(qū)側(cè)面的應(yīng)力波形態(tài)和強度有關(guān).

4 現(xiàn)場爆破試驗

4.1 工程概況

依托烏魯木齊市雅山連拱隧道爆破開挖,在其右側(cè)主洞開展現(xiàn)場爆破試驗.雅山連拱隧道暗挖段全長155 m,采取“中導(dǎo)洞-主洞上、下臺階法”進行掘進.主洞開挖邊界與下部既有小凈距平行隧道間水平凈距為1.8～5.0 m,豎向凈距為10.8～12.1 m,為重疊近接既有隧道施工.新、舊隧道洞身主要穿越的地層均為中等風化泥巖,單軸抗壓強度約30 MPa,屬于中等堅硬巖體.既有隧道二襯為素混凝土,通車10余年內(nèi)已經(jīng)歷兩次較強地震,已出現(xiàn)裂縫等老化特征(見圖7),這就要求新隧道鉆爆開挖時既有隧道襯砌振動強度必須嚴格控制.結(jié)合現(xiàn)場實際情況,并借鑒已有類型工程成功案例和《爆破安全規(guī)程》(GB6722—2014)相關(guān)規(guī)定[14],確定既有隧道襯砌振速峰值應(yīng)控制在4.5 cm/s內(nèi).現(xiàn)場施工情況和爆破振動測試結(jié)果顯示,中導(dǎo)洞與既有隧道間凈距相對較大且一次起爆藥量小,此時既有隧道襯砌結(jié)構(gòu)上質(zhì)點振動速度峰值小于允許振動速度峰值.而主洞與既有隧道凈距更小,上臺階炮孔深度即便減小至1.4 m,在單循環(huán)進尺不足1.1 m情況下,既有隧道襯砌結(jié)構(gòu)上質(zhì)點振動速度峰值多高于5.00 cm/s,將造成進度嚴重滯后,且無法滿足振速控制要求.

(a) 橫向裂縫(b) 豎向裂縫圖7 既有小凈距隧道襯砌典型裂紋Fig.7 Typical cracks in existing short-distance tunnel

4.2 現(xiàn)場爆破試驗方案

前述3.3節(jié)分析表明,楔形分段掏槽爆破可有效降低掏槽爆破振動強度,故針對依托工程主洞上臺階掘進制定楔形分段掏槽爆破試驗方案,具體詳見圖8(a)～(c)和表5.既有隧道處于運營中,為避免對車輛行駛造成干擾,僅在與開挖主洞爆源鄰近的既有隧道拱腰位置布圖8(d)所示的振動監(jiān)測點.

(a) 炮孔立面布置示意圖

(b) 方案1:楔形常規(guī)掏槽爆破

(c) 方案2:楔形分段掏槽爆破

(d) 振動測點布置圖8 掘進爆破試驗方案及振動測點布置(單位:cm)Fig.8 Blasting experiment schemes and vibration monitoring point arrangement(unit: cm)

4.3 爆破效果及振動測試結(jié)果分析

從爆破效果來看,楔形常規(guī)掏槽爆破獲取的單次循環(huán)進尺為1.7～1.9 m,楔形分段掏槽減振爆破可在炸藥量略有減少的情形下,將單次循環(huán)進尺略提高至1.8～2.0 m,在避免額外增加鉆孔或裝藥工作前提下,提高了施工效率.

圖9為測點位置的典型實測振速波形.由圖9可以看出,兩爆破方案中僅掏槽爆破時振速波形存在顯著的差異,其它類型炮孔爆破的波形形態(tài)和速度峰值大體一致.

表5 現(xiàn)場爆破試驗參數(shù)Tab.5 Blasting parameters of field blasting experiments

(a) 楔形常規(guī)掏槽爆破

(b) 楔形分段掏槽爆破圖9 典型實測爆破振速波形(水平徑向)Fig.9 Example of monitored transverse velocity curves

方案1中,掏槽孔內(nèi)裝藥一次起爆致使其爆破時引起的襯砌質(zhì)點振動強度較其他類型炮孔爆破時更大,其峰值已達3.99 cm/s,由于測點并未布置在距爆源最近的襯砌上,可以肯定既有隧道結(jié)構(gòu)上的振速已十分接近振速控制閾值.方案2中,掏槽孔內(nèi)裝藥分兩次起爆,單次起爆藥量和夾制作用降低,掏槽爆破時測點振速峰值已顯著減小,其峰值僅為1.82 cm/s,而整個爆破過程中輔助掏槽孔爆破時振速峰值為最大,但其峰值不超過2.60 cm/s.楔形分段掏槽爆破中典型實測波形的主振頻率為35.64 Hz,雖略低于楔形常規(guī)掏槽爆破中典型實測波形的主振頻率58.10 Hz,但依舊遠大于隧道結(jié)構(gòu)自振頻率.

根據(jù)表6所列各次爆破試驗中掏槽爆破引起的監(jiān)測點振速峰值及減振率可知:楔形分段掏槽爆破在豎向的減振率為63.03%,縱向為30.71%,徑向為 51.76%,3個分量的矢量合減振率為 51.99%.可見,采用楔形分段掏槽爆破開挖連拱隧道主洞可有效降低既有隧道襯砌的振動強度,實現(xiàn)減振爆破開挖,有利于防止既有隧道結(jié)構(gòu)因振動而發(fā)生破壞.

表6掏槽爆破振速峰值現(xiàn)場測試結(jié)果統(tǒng)計
Tab.6 Statistical results of PPV induced by cut-blasting cm/s

位置楔形常規(guī)掏槽爆破123楔形分段掏槽爆破456平均減振率/%豎向3.362.693.121.191.061.1463.03縱向2.322.602.081.661.601.5930.71徑向3.993.143.671.651.821.7451.76矢量合4.183.363.731.721.911.7851.99

5 結(jié) 論

結(jié)合分段爆破破巖理論,給出了楔形分段掏槽減振爆破主要參數(shù)的確定方法,并分別對楔形常規(guī)掏槽爆破和楔形分段掏槽爆破過程進行了數(shù)值模擬和現(xiàn)場爆破試驗,得出以下結(jié)論:

(1) 數(shù)值模擬結(jié)果表明,楔形分段掏槽爆破中炮孔底部巖體應(yīng)力峰值約為楔形常規(guī)掏槽爆破中的1.58～1.74倍,同時槽腔底部巖體壓碎破壞范圍達到50 cm,為后者的1.66倍,掏槽爆破效果更佳.

(2) 模型中由于爆破近區(qū)巖體與炸藥距離較近,不同部位巖體質(zhì)點的減振效率存在明顯差異,其中以模型頂面和背面的減振效果最為顯著,分別達到11.53%和22.45%.

(3) 現(xiàn)場爆破試驗結(jié)果顯示隨著距掏槽爆破中心距離的增加,楔形分段掏槽爆破的減振效果將更為明顯,平均減振率達30%以上.

(4) 數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗結(jié)果均表明,楔形分段掏槽爆破技術(shù)具有較強的可操作性,在不增加額外投入的前提下既可達到良好的減振效果,亦可加大施工效率.

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