裝藥結構對深水鉆孔爆破效果的影響分析

胡 偉 才1，張 曉 強，郭 銘 芳1，彭 高 峰1，吳 立

(1.長江重慶航道工程局，重慶 400011； 2.中國地質大學(武漢) 工程學院，湖北 武漢 430074)

水下爆破是一種在水下巖石等結構物上鉆孔并用炸藥填充，充分利用爆炸的猛度及所產生的爆生氣體對巖石進行破碎的爆破方法。該方法已廣泛應用于橋墩基坑開挖[1-2]、航道炸礁等領域[3-4]，已成為現代水下工程爆破的主要方法。受深水壓力的影響，通常情況下要達到相同的爆破效果，水下爆破所用藥量要大于陸上爆破。采取合理的裝藥結構，延長爆破作用時間，以提高炸藥能量利用率并降低炸藥單耗，是目前水下爆破亟待解決的一項重要課題。

目前，常用且有效的水下爆破效果提升方式是對不耦合裝藥的耦合介質、耦合系數進行優化。鐘明壽等通過MATLAB編程計算了不同耦合介質裝藥結構炮孔孔壁爆炸載荷和透射比能的時間函數，得知水不耦合裝藥時孔壁透射比能量最大[5]；程俊飛等根據固液氣三相爆破計算模型分析了爆轟炮孔內壓隨時間的變化、圍巖應力場隨時間和空間的變化情況以及裂紋尖端應力強度因子，發現水不耦合裝藥爆破能延長炮孔內壓的作用時間[6]；徐穎等從理論上分析裝藥不耦合系數與爆破作用的關系,并在實驗室和現場進行了部分試驗,得出了不耦合系數為1.67時的爆破裂紋長度最長的結論[7]；王志亮等基于HJC模型對水不耦合裝藥爆破中不同徑向耦合系數展開了對比數值計算，綜合分析了損傷破壞區分布和孔壁壓力、加速度以及速度等與徑向不耦合系數間的關系[8]。盡管有不少學者在優化不耦合裝藥結構、提升爆破效果等方面進行了研究，但大多數針對的是單因素影響下的淺水及陸上不耦合裝藥爆破效果優化。而對于水深大于30 m的深水條件下的水下爆破，爆破環境復雜、技術要求高、施工難度大，與淺水爆破相比，深水爆破理論研究比較滯后。由于爆破過程具有瞬時性、模糊性和多樣性等特點，整個過程涉及炸藥和周圍巖石介質及炮孔填塞物等在高速碰撞、爆炸和高壓等大變形動力下的響應[9-10]，通過一般的數學方法求解十分困難。因此，本文利用廣泛使用的成熟數值模擬軟件ANSYS/LS-DYNA[11-14]對30 m深水條件下單孔爆破的破巖過程進行了模擬再現，從耦合介質以及不耦合系數兩個因素角度綜合考慮，通過正交模擬試驗分析了不耦合裝藥結構下的爆破效果，以期為深水條件下的水下鉆孔爆破施工提供理論參考。

1 計算模型與參數

1.1 工程背景

三峽-葛洲壩兩壩間蓮沱河段位于湖北省宜昌市夷陵區，屬于長江干線上游河段，全長約6.5 km。炸礁整治工程的重難點區域為梳子溪曬經坪左岸水下河床炸礁LT7炸礁區。該區域爆破厚度大、爆破開挖水深大，爆破巖層平均厚度為11.6 m，最大厚度超過23 m。炸礁區河床底高在30.1～53.5 m之間，最大施工水深達37 m。水下炸礁工程量651 176.2 m3，水下清渣工程量612 105.6 m3。

1.2 模型及基本參數

為了考察不同裝藥結構下爆破對巖石介質的破壞作用，結合工程實例設炮孔孔徑為80 mm。建模時，為節省計算量，利用模型的對稱性，取1/4模型作為研究對象，建立尺寸為1.5 m×1.5 m×37 m的模型，其中水層厚度30.0 m，炮孔直徑80 mm。孔口和兩段裝藥之間的填塞介質均為碎石，孔口填塞長0.8 m，如圖1所示(圖中省略30 m厚水層)。起爆點都設在炸藥底部。為進行對比，在建立模型時固定兩種情形下水、填塞、炸藥和巖石的網格尺寸和形式。計算邊界條件為：炮孔軸線所在的兩相鄰平面為對稱邊界，水上部為自由邊界，其余為透射邊界。考慮到爆炸持續時間，求解時間設置為30 000 μs，計算過程中每隔100 μs輸出一步結果文件，數值模型采用cm-g-μs單位制。模型中含有水、填塞、炸藥和巖石4種材料，炸藥和水采用Euler單元網格，巖石和填塞采用Lagrange單元網格，模型采用ALE流固耦合算法[15-17]。

圖1 計算模型示意(單位：cm)Fig.1 Schematic diagram of calculation models

1.3 巖石模型及參數

巖體是一種非連續、非均質、各向異性并且帶有不同缺陷的流變介質，很難進行定量分析[18]。嚴格來說，線彈性模型只能描述巖土介質的初始變形，而在爆炸荷載作用下，被爆巖石先出現彈性變形后出現塑性變形。為了合理地描述巖石變形及破壞規律，本文選用與工程實際具有很好契合度的彈塑性模型[19-20]。該模型考慮了材料的彈塑性性質，并且能夠對材料的強化效應(隨動強化和各向同性強化)和應變率變化效應加以描述，同時帶有失效應變，巖石材料物理力學參數見表1。

表1 巖石材料物理力學參數Tab.1 Physical and mechanical parameters of rock material

1.4 炸藥模型和狀態方程

在數值模擬中，精確描述裝藥爆轟時的壓力變化歷程對最終的數值計算結果非常重要，本文采用LS-DYNA手冊[21]中提供的高能炸藥材料和JWL狀態方程描述整個爆腔的動力膨脹。JWL方程定義壓力為相對體積和內能的函數，能精確描述爆炸過程中爆轟產物的壓力、體積、能量特性，一般表現為如下形式：

(1)

式中，A、B、R1、R2、ω均為輸入參數；V為炸藥相對體積；E0為炸藥內能。本次數值模擬采用的是2號巖石乳化炸藥，其密度為1 610 kg/m3，爆速為4 500 m/s(見表2)。

表2 2號巖石乳化炸藥參數Tab.2 Parameters of No.2 rock emulsion explosive

1.5 水材料模型及參數

本文采用Gruneisen狀態方程來描敘水的各項物理力學特征，水的狀態方程如式(2)所示。

(γ0+αμ)E0

(2)

式中,P為壓力；E0為單位體積的初始內能；ρ為材料密度；ρ0為材料初始密度；C為vs-vp曲線截距；γ0為Gruneisen常數項；α是γ0和μ的一階體積修正量；S1、S2、S3為與vs-vp曲線斜率相關的參數。各項參數取值見表3。

表3 水的狀態方程參數Tab.3 State equation parameters of water

2 模型驗證

為更好地體現后續不耦合裝藥正交模擬試驗的合理性，建立耦合介質為水，不耦合系數為1.2的單孔不耦合裝藥數值模型，獲取炮孔上方軸線方向水中一系列測點的沖擊波壓力峰值，結果如表4所示。

通過Origin軟件對不同測點水中沖擊波壓力峰值數據進行非線性擬合，可得到水中沖擊波壓力峰值與距炮孔口部不同距離之間的關系式：

現場實測。

P=21.64L-1.114；R2=0.9303

(3)

模擬計算：

P=23.15L-1.148；R2=0.9527

(4)

對比現場實測曲線與數值模擬計算曲線，結果如圖2所示，為便于區分兩種結果的誤差，縱坐標采用對數刻度。

由式(3)～(4)及圖2可知，應力波的峰值壓力隨著距離的增大總體上呈指數衰減趨勢，在近區的1～3 m內衰減較快，而3 m以后遠區的峰值壓力衰減速度逐步降低。同時，從曲線可以看出，對于同一測點的峰值壓力數據，實測結果與數值模擬結果誤差較小，平均誤差為11.29%，整體衰減趨勢一致，驗證了模型各項參數的正確性，可進一步用于正交模擬試驗。

表4 距炮孔口部不同距離測點的壓力峰值Tab.4 Peak pressure of monitoring site with different distance from blast hole

3 正交模擬試驗

3.1 構造正交試驗表

選擇L9正交表來構造試驗方案，分別有2個因素和3個水平分級，共計9組試驗。因素A為耦合介質，分為水、空氣、泥土3個水平；因素B為不耦合系數，分為1.2，1.4，1.6三個水平，另設置一組耦合裝藥結構作為對比組，各影響因素及取值見表5。選取炮孔周圍巖石中一系列具有代表性的點，獲取其應力峰值。

圖2 不同測點壓力峰值Fig.2 Peak pressure of different monitoring site

因素水平耦合介質不耦合系數因素水平耦合介質不耦合系數1水1.23泥土1.62空氣1.4

3.2 正交試驗結果分析

在距離藥柱中心線0.5 m的巖石中分別設置3個不同位置(距水底1.5，2.9，4.3 m)的數據測點，獲取其Von-Mises應力時程曲線。為節省篇幅，僅以其中任一模型計算結果為例，模型監測點布置見圖3，測點的Von-Mises應力時程曲線見圖4～6。

圖3 模型測點Fig.3 Monitoring site of models

從測點處的應力時程曲線可以看出，應力峰值均達到了巖石的極限抗拉強度，說明都能對水中的礁石產生破壞作用。由于在水底各種波的干擾疊加較為復雜，水底單元的沖擊波峰值持續時間非常短暫，僅從某一時間點的峰值應力大小來看，不足以說明荷載的作用。

圖4 距水底1.5 m處測點應力時程曲線Fig.4 Von-Mises stress curve of monitoring site from the bottom of 1.5 m

圖5 距水底2.9 m處測點應力時程曲線Fig.5 Von-Mises stress curve of monitoring site from the bottom of 2.9 m

圖6 距水底4.3 m處測點應力時程曲線Fig.6 Von-Mises stress curve of monitoring site from the bottom of 4.3 m

因此，本文將應力時程曲線上的應力作用時間長短作為爆破效果的一個評價標準，取應力值未收斂前作用時間段為有效作用時間。對比組(耦合裝藥)距水底1.5 m處測點的應力作用時間為4.16 ms，試驗組(耦合介質為水，不耦合系數1.2)距水底1.5 m處測點的應力作用時間為6.79 ms，作用時間延長了63.22%；對比組(耦合裝藥)距水底2.9 m處測點的應力作用時間為4.38 ms，試驗組(耦合介質為水，不耦合系數1.2)距水底2.9 m處測點的應力作用時間為7.01 ms，作用時間延長了60.05%；對比組(耦合裝藥)距水底4.3 m處測點的應力作用時間為4.24 ms，試驗組(耦合介質為水，不耦合系數1.2)距水底4.3 m處測點的應力作用時間為6.43 ms，作用時間延長了51.65%。取3個測點延長時間的平均值，即試驗組比對比組的平均應力作用時間延長了58.31%。用相同的方法可求得其余8個試驗組的平均應力作用延長時間，計算結果見表6。

從表6可以看出，設置不耦合裝藥結構能很大程度上提高爆炸沖擊波對巖石的作用時間，作用時長相對于耦合裝藥結果延長了34.72%～67.42%，其中耦合介質為水、不耦合系數為1.4時，作用時間最長。耦合介質為水時，能獲得較長延長時間，泥土次之，空氣最小。這主要是因為水的不可壓縮性、較高的密度以及較大的流動黏度，使得水中爆轟產物的膨脹速度要慢，傳遞給巖石的爆破能量較多，分布更加均勻、利用率高，同時延長了爆炸沖擊波的作用時間。從表6中還可以看出不同耦合系數的泥土介質裝藥結構與水介質裝藥結構對作用時間的延長效果具有一定的相似性，這是因為泥土不耦合裝藥起爆時，其作用過程與水不耦合裝藥類似，泥土具有低壓縮性及一定的流動黏度，受爆轟波和高溫高壓爆生氣體產物的沖擊作用，在泥土介質中激起沖擊波，沖擊波傳播到炮孔孔壁時發生反射和透射，延長了作用時間。

表6 正交模擬試驗結果Tab.6 Results of orthogonal experiment

4 現場監測及分析

根據正交數值模擬試驗得出的結果，2018年7月在現場LT7炸礁區域進行了現場試驗，其中一次試驗采用耦合裝藥結構，另一次試驗采用水介質耦合、不耦合系數為1.4的不耦合裝藥結構，布孔和裝藥參數見表7 。

表7 爆孔設計參數Tab.7 Parameters of the blasting hole

從現場的爆破效果來看，相同藥量下的兩種裝藥結構均達到了預期的爆破效果；從統計數據來看，采用水介質耦合、不耦合系數為1.4的不耦合裝藥結構爆后巖體大塊率相對耦合裝藥結構降低67.96%，這是因為爆破形成的高壓水介質能滲入巖石裂縫中，達到破碎巖石的作用，降低巖石大塊率的同時擴大了粉碎區和裂隙區的范圍。爆破后的現場效果如圖7～8所示。

5 結 論

基于蓮沱水下爆破項目，運用ANSYS/LS-DYNA數值模擬軟件建立了30 m水深下的耦合和不耦合裝藥結構模型，并對不同設置方式下的不耦合裝藥結構進行了正交模擬試驗分析，得到以下研究結論。

(1) 兩種裝藥結構均能對周圍巖石起到較好的破壞作用。耦合裝藥結構在起爆的初始時刻應力值即達到峰值，隨后快速衰減，而不耦合裝藥結構的初始應力低于耦合裝藥時，但作用時間更長。

(2) 正交模擬試驗結果表明，不耦合裝藥能顯著提高爆破能量對巖石的作用時間，相對耦合裝藥延長了34.72%～67.42%。當耦合介質為水、不耦合系數為1.4時，作用時間最長，結合現場爆破效果來看，大塊率降低了67.96%。

圖7 耦合裝藥結構爆后效果Fig.7 Blasting effect of coupling charge structure

圖8 不耦合裝藥結構爆后效果Fig.8 Blasting effect of decoupling charge structure

(3) 水介質不耦合裝藥結構能有效延長爆破作用時間，降低爆破后的巖石大塊率，提高炸藥能量利用率，可在類似工程項目中采用水介質耦合、結合數值模擬合理設置不耦合系數的方式，以達到降低炸藥用量，提升爆破效果的作用。