爆破振動作用下大型地下洞室群圍巖動力響應及合理間距分析

陳 祥， 劉明學， 祁小博

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044;2.中國地質環境監測院，北京 100083)

隨著我國國民經濟的迅速發展，地下工程正在被越來越廣泛地應用，并且其規模也越來越大。鉆爆法由于具有工序簡單、經濟合理等優點，在地下工程施工中被廣泛應用。但是，由于爆炸瞬間會釋放巨大的能量，鉆爆法在帶來經濟、便捷的同時，也對爆炸源一定范圍內已開挖地下工程的安全和穩定帶來重大影響。

長期以來，對于地下洞室圍巖在爆破振動作用下的動態響應研究，大量學者從理論分析[1-6]、數值模擬[7-16]、模型實驗[17-21]、現場監測[22-28]等方面進行了卓有成效的工作。其中不乏在洞室群相互影響與間距分析方面的研究，如：謝煒等根據線性疊加原理建立了隧道爆破近區振速計算模型，對近區爆破振動規律進行了研究；Li等通過理論分析推導了洞室爆破引起的相鄰洞室圍巖峰值振速和應力分布，并提出了安全洞室間距的確定方法；孫金山等采用有限元分析方法，研究了爆破振動中的縱波傳播對鄰近隧道的影響，認為質點振動速度最大的位置并非動應力集中系數最大的位置；蔚立元等以青島膠州灣海底隧道工程為依托，采用數值分析方法分析了施工洞和先行洞的圍巖振動，認為施工洞施工過程中施工洞拱部、先行洞迎爆面邊墻是爆破振速峰值最大的部位；王新宇等分析了新建翠華山隧道爆破施工對其上方既有線小峪隧道圍巖的影響，認為既有線隧道迎爆面測點豎向振動速度較大，是爆破震動效應控制的薄弱部位；Xia等認為通過控制隧道圍巖峰值振速能夠較好控制相鄰洞室圍巖及襯砌變形，并以Damaoshan隧道為例，提出了該隧道爆破施工中圍巖峰值振速的容許閾值；郭東明等通過模型實驗，研究了鄰近巷道裂紋缺陷受爆炸荷載作用的擴展機理，認為對于迎爆側預制裂紋，巷道存在使其導向作用更顯著，應力更集中；Song等通過模型試驗研究了水平巖層中大斷面、小間距隧道爆破施工的相互影響，認為后洞開挖對圍巖中夾層巖體具有較大影響；石洪超等采用現場監測與數值模擬相結合的方法研究了并行小凈距隧道后續洞爆破產生的振動效應，認為先行洞迎爆側邊墻上的最大振動速度出現在后續洞爆破掌子面的側后方；李新平等通過現場爆破振動監測，研究了復雜地下導流洞群爆破地震波傳播規律，認為爆破振動作用下相鄰洞室迎爆側是容易出現破壞的區域，且隨著沖擊荷載增大，迎爆側直墻最容易出現拉伸破壞；田運生等采用現場監測的方法，研究了下穿引水隧道爆破開挖對已建鐵路隧道的影響，認為迎爆面的質點峰值振動速度最大，背爆面相對較小，距離爆心越遠，這種差別越小；孫崔源等通過現場試驗研究了普通導爆管雷管起爆和數碼電子雷管起爆條件下，小間距隧道圍巖的動力響應規律，認為數碼電子雷管起爆產生的峰值振速明顯降低。

本文依托某地下水封石油洞庫1#施工巷道的爆破開挖，通過現場監測分析爆破振動在洞室圍巖內的衰減規律，同時，采用動力有限元軟件建立1#施工巷道數值模型，模擬爆破開挖，分析爆破振動作用下洞室圍巖的動力響應特征，并與實際監測結果對比分析，驗證模型及其參數取值的合理性；在此基礎，建立實際水封油庫洞室的雙洞數值模型，賦予經過驗證合理的參數，研究在建洞室爆破開挖對相鄰已開挖洞室的影響；最后，建立不同間距的雙洞數值模型，分析特征點圍巖峰值振速與洞室間距的關系，進而為大型地下水封石油洞庫群爆破開挖設計和洞室間距優化布置提供依據。

1 研究方法與試驗設計

1.1 研究思路

本文依托某地下水封石油洞庫1#施工巷道的爆破施工，采用現場爆破振動監測與數值模擬分析相結合的方法，研究爆破振動作用下，地下洞室群圍巖的動力響應及其相互影響，具體的研究思路如下：

(1) 對1#施工巷道實際施工過程中的爆破振動進行現場監測，隨著掌子面向前推進，分析巷道圍巖不同特征位置處的峰值振速的變化規律；

(2) 根據1#施工巷道的實際情況，采用ANSYS/LS-DYNA動力有限元軟件建立1#施工巷道數值模型，模擬實際相當藥量的爆炸，計算爆破振動作用下圍巖特征位置的峰值振速；將計算值與實際監測值進行對比分析，據此調整模型參數，直至計算結果與實測結果之間的符合度達到滿意程度；在此基礎上，分析爆破振動在巷道圍巖內的傳播規律；

(3) 運用ANSYS/LS-DYNA軟件繼續建立符合地下水封油庫實際情況的雙洞模型，賦予上述經過驗證的模型本構和參數，模擬實際相當藥量爆炸作用下，在建洞室施工對相鄰已建洞室圍巖的影響；分析已建洞室圍巖不同位置處的峰值振速，找出已建洞室圍巖變形的關鍵位置；

(4) 建立不同間距的雙洞模型，模擬實際相當藥量爆炸作用下，已建洞室圍巖關鍵位置的峰值振速與洞室間距的關系，并根據相關標準規范，確定地下洞室群合理的洞室間距。

1.2 依托工程概況

本文依托的地下水封石油洞庫位于我國東南沿海地區，建設規模為500×104m3，整個洞室群共由10個洞室，每個洞室大約可儲油50×104m3。洞室橫截面為直墻圓拱形，洞室高度為30 m，跨度為20 m，長約880 m，為保證洞室的水封性，在洞庫上方距洞頂25～30 m處設水平水幕系統。現場施工布置了3條施工巷道，施工巷道截面亦為直墻圓拱形，施工巷道洞室高度為8.5 m，跨度為9 m。

根據工程場地勘察資料，庫區巖性主要為花崗巖。在洞庫埋深范圍內，鉆孔巖芯RQD值總體在80%以上，說明巖體完整性較好；但個別鉆孔的局部深度范圍內鉆孔巖芯RQD值相對較低，說明洞庫圍巖局部存在節理密集帶。

1.3 爆破設計

該地下水封石油洞庫1#施工巷道的斷面為9.0×8.5 m直墻拱形。爆破開挖采用非電毫秒雷管微差爆破技術，采用全斷面開挖，循環進尺為3 m，一次爆破開挖方量約為210 m3。設計的炮孔直徑為45 mm，炸藥采用直徑為32 mm的3#巖石乳化炸藥。炮孔口采用炮泥進行密實堵塞，炮泥由黏土、中粗砂、水三種成分組成，三種成分的質量比例為黏土∶砂∶水=8∶1∶2，炮孔堵塞段長度不小于20 cm。爆破孔位設計圖如圖1所示，爆破工藝參數如表1所示。

圖1 爆破孔位設計圖(cm)

表1 爆破設計參數表

1.4 現場試驗監測方案

本次爆破振動監測試驗系統采用爆破測振儀，如圖2所示，其主要由一個三分量速度傳感器和一個數據采集儀構成，能夠自動采集監測點三個方向上的振動速度。

圖2 振動監測系統

根據現場條件，在該地下水封石油洞庫1#施工巷道進行圍巖振動監測，如圖3所示，在距離掌子面不同距離布置5個監測斷面，每個監測斷面分別在洞室拱頂和左側邊墻中部布置兩個三分量傳感器。傳感器底面用石膏與巖面耦合，然后用固定架將其固定在巖面上。安裝傳感器時，將傳感器X、Z方向設為水平方向，其中X方向垂直洞室軸線；Z方向平行于洞室軸線；Y方向為豎直方向。

(a) 縱剖面

(b) 橫剖面

2 現場監測結果分析

圖4為現場監測得到的典型振速時程曲線，從圖中可以看出峰值振速發生在第11段輔助孔爆破時，其出現時刻約為0.77 s，峰值振速約為0.36 cm/s，對應的振動主頻為180 Hz。根據表1可知，第11段輔助孔爆破總藥量為64.8 kg。

圖4 典型振速時程曲線

本文從現場實測數據中選取了兩次爆破開挖引起的圍巖振動監測結果，其中第一次爆破掌子面距第一個監測斷面11 m，第二次爆破掌子面距第一個監測斷面20 m。各傳感器監測到的峰值振速如表2所示。

表2 各監測點的峰值振速

爆破振動作用下，地下洞室圍巖的振動速度受眾多因素的影響，很難推導出這些影響因素與圍巖振動速度之間的理論關系。前蘇聯科學家M.A.薩道夫斯基分析大量實際監測數據，并對它們進行回歸分析，得出了圍巖振動峰值速度與炸藥用量、爆心距之間的經驗關系，如式(1)所示，該式亦被《爆破安全規程》(GB 6722—2014)建議采用。

(1)

式中：v為峰值振動速度，cm/s；Q為單響炸藥量(齊發時為總藥量，延發爆破時為最大一次藥量)，kg；R為爆心至測點間的距離，m；K為與場地工程地質條件有關的系數；α為衰減指數；ρ為比例藥量，kg1/3/m。

將式(1)等號兩邊取對數，使之線性化得

lnv=lnK+αlnρ

(2)

然后令y=lnv，x=lnρ，a=α，b=lnK，則式(2)可表示為

y=ax+b

(3)

根據爆破設計，本次爆破最大一次爆破藥量為64.8 kg，根據表2中的監測數據，利用線性回歸分析可以求得式(3)中待定參數a、b值，再根據上述假定關系關系可反算得到系數K與α。

圖5為根據M.A.薩道夫斯基經驗公式擬合出的洞室邊墻和拱頂處圍巖爆破振動衰減規律。從圖5可以看出:X方向(垂直于洞室軸線水平方向)振速和Y方向(豎直方向)振速在圍巖不同位置，其振幅和衰減規律不一樣；同一次爆破作用下，拱頂處Y方向振速則明顯大于邊墻處Y方向振動，而邊墻處X方向振速明顯大于拱頂處X方向振速；造成這種振動速度分布規律主要是由于在邊墻處，臨空面法線方向平行于X方向，X方向振速振幅在該處有放大效應，同理，在拱頂豎直方向(Y方向)振速振幅有放大效應；同一次爆破作用下，Z方向(洞室軸線方向)振速在拱頂和邊墻處大致相當，總體上，各監測點的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 數值模擬及結果分析

大型地下水封石油洞庫由多個地下洞室構成，洞室通常不設襯砌結構，在洞庫設計時，洞室之間的間距是需要重點考慮的一個因素，一方面其要充分保證洞室圍巖的穩定性，另一方面又要盡量的少占用土地。本文在上述現場監測分析的基礎上，采用數值計算方法模擬洞室爆破開挖對相鄰已開挖洞室圍巖的振動，分析相鄰已開挖洞室圍巖的動力響應規律及其與洞室間距的關系，以期獲得最合理的洞室間距。

在進行洞室間距分析之前，先根據1#施工巷道建立單洞數值模型，模擬洞室爆破開挖對本洞室圍巖的振動，并與上述現場監測數據對比分析，驗證數值模型的合理性(1#施工巷道施工時，其附近沒有其他洞室，其距離最近的2#施工巷道亦有120 m，因此單洞模型動力分析能夠合理地模擬1#施工巷道爆破施工)；再在此基礎上，建立雙洞模型，分析已開挖洞室圍巖對相鄰洞室爆破的動力響應規律。

3.1 單洞分析

3.1.1 數值模型

數值計算采用顯式動力有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA，該軟件能夠直接模擬炸藥的爆炸，較好地模擬巖體的破裂和拋擲，而無需人工輸入假定的爆轟壓力時程關系；此外ANSYS/LS-DYNA還可以進行無反射邊界條件的設置，能夠進行無限或半無限空間的動力計算，因此在地下工程的爆破分析中被廣泛應用。

單洞數值模型如圖6所示，以炸藥中心位置為原心，X方向為垂直洞室軸線的水平方向、Y方向為豎直方向、Z方向為洞室軸線方向。模型整體尺寸為100 m×100 m×250 m，共由巖體、空氣和炸藥三種材料組成。所模擬洞室為深埋洞室，計算中在模型的6個外邊界均施加法向位移約束；同時，將模型的6個外邊界面均設為無反射邊界面，以消除人為邊界面的反射波對結構動力響應的影響。

圖6 單洞數值模型

3.1.2 模型本構及參數

根據該工程場地巖土工程勘察報告，洞室埋深范圍內的巖體較完整。數值分析過程中，巖體的本構模型采用LS-DYNA中自帶的塑性隨動硬化材料模型，本構關系如式(4)所示

(4)

巖體的物理力學參數是在勘察報告建議值的基礎上，根據計算值與實測值的擬合分析，再對參數進行調整而最終確定；最終的巖體參數取值如表3所示。

炸藥材料選用LS-DYNA中的*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型來模擬。其中爆轟壓力P與單位體積內能E0、相對體積V的關系采用JWL狀態方程來描述，如式(5)所示

表3 巖體材料參數

(5)

式中：A、B均為炸藥材料的有關參數，Pa；R1、R2、ω為炸藥材料的相關常數，無量綱；V為相對體積，無量綱；E0e為炸藥單位體積內能，J/m3。

實際采用的3#巖石乳化炸藥的材料參數如表4所示。

表4 炸藥材料參數

地下洞室已開挖部分充滿空氣，在LS-DYNA中，通常采用*MAT_NULL材料模型來模擬空氣材料，其狀態方程如式(6)所示

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E0a

(6)

式中：μ=ρ/ρ0；ρ為空氣當前密度，kg/m3；ρ0為空氣初始密度，kg/m3；E0a為空氣的單位初始體積內能，J/m3；C0～C6為狀態方程參數，無量綱。

空氣材料參數如表5所示。

表5 空氣材料參數

3.1.3 計算結果

數值計算模擬了一次炸藥量為64.8 kg的爆破作用下洞室圍巖的動力響應，計算時監測了距爆心10 m、20 m、30 m、40 m、60 m、70 m、100 m、110 m、160 m和170 m處拱頂和邊墻處的振動速度時程。圖7為數值計算得到的爆心距為10.0 m處，洞室拱頂位置圍巖的振速時程曲線，X方向的最大振速為3.48 cm/s，Y方向的最大振速為8.69 cm/s，Z方向的最大振速為26.55 cm/s。

將現場試驗各監測點的數值計算結果(各監測點三個方向上的峰值振速)提取出來，與上述現場監測點的實測峰值振速進行對比分析；將實測值和計算值分別設為橫坐標和縱坐標，畫出兩者的關系曲線，如圖8所示。圖中實線為y=x直線，理論上若所有數據點均落在直線上，說明計算值與實測值完全一致；因此，數據點越集中在直線附近，說明計算值與實測值越一致，計算結果越合理；從圖中可以看出數據點基本都分布在直線附近，說明數值模擬的計算值與現場實測值基本接近，證明了數值計算結果的可靠性和數值模型及其參數的合理性。

(a) X方向

(b) Y方向

(c) Z方向

圖8 實測值與計算值對比分析

3.2 雙洞分析

在單洞數值分析的基礎上建立雙洞數值模型，如圖9所示，洞室斷面按照實際地下油庫儲油洞室設計，單個洞室截面為20 m×30 m的直墻圓拱形；模型整體尺寸為160 m×120 m×120 m，洞室凈間距設為40 m；左側洞室為在施工洞室，掌子面位于模型中部(Z=0)，右側洞室為已開挖洞室；模型本構、參數及邊界條件等情況與單洞模型相同。儲油洞室斷面面積約為557 m2，爆破開挖亦采用非電毫秒雷管微差起爆的光面爆破技術，采用三臺階開挖，循環進尺為3 m，其最大一次藥量約為1#施工巷道用量的3倍。

雙洞模型重點分析洞室爆破開挖對相鄰已開挖洞室圍巖穩定性的影響，本節將重點分析爆破振動在X方向(垂直于洞室軸線的水平方向，指向已開挖洞室)的傳播規律。數值計算時記錄了X方向上距爆破洞室右側邊墻中部0 m、10 m、20 m、30 m、35 m、40 m、60 m、65 m、70 m和80 m處的振動速度時程；另外，為對比分析，還進行了右側洞室未開挖工況的數值模擬。提取兩種工況條件下各監測點X、Y、Z三個方向上的峰值振速，如表6所示。

圖9 雙洞數值模型

表6 雙洞模型數值計算結果

圖10反映了左側洞室爆破開挖引起的振動在掌子面處向右側洞室傳播情況，圖10(a)、(b)、(c)分別是X、Y、Z三個方向上的峰值振速在左側(爆破)洞室右側圍巖內的分布曲線(Z=0截面)，其中左側洞室的右側邊墻設為起始距離，右側洞室的兩側邊墻分別位于圖中距離為40 m和60 m的位置。圖中繪制了右側洞室未開挖和已開挖兩種工況下的峰值振速分布曲線，從圖10可以看出，當右側洞室未開挖(即單洞模型)時，三個方向的峰值振速均隨遠離爆破洞室邊墻而呈指數衰減。對于右側洞室已開挖工況，在兩洞室之間的圍巖內，峰值振速分布與單洞模型相差不大，但是在右側洞室的左側邊墻處(右側洞室迎爆側)，峰值振速相對單洞模型有明顯增加，其中X方向峰值振速從1.21 cm/s增加到2.91 cm/s，Y方向峰值振速從0.46 cm/s增加到1.03 cm/s，Z方向峰值振速從0.96 cm/s增加到2.43 cm/s，峰值振速放大2.2倍～2.5倍。在右側洞室右側圍巖內(D≥60 m)，右側洞室已開挖工況下的峰值振速較未開挖工況下的峰值振速明顯減小，其中在右側洞室右側邊墻處(右側洞室背爆側)，X方向峰值振速從1.02 cm/s減小到0.71 cm/s，減小30%；Y方向峰值振速從0.32 cm/s減小到0.24 cm/s，減小25%；Z方向峰值振速從0.72 cm/s減小到0.38 cm/s，減小48%。

(b) Y方向

(c) Z方向

根據地震波傳播理論，當地震波從波阻抗大的介質向波阻抗小的介質中傳播時，在波阻抗發生變化的界面處，質點的振動方向保持不變，振動幅值會變大，具體放大程度取決于兩種介質波阻抗的差異；差異越大，放大程度越大。對于右側洞室已開挖工況，當振動傳到右側洞室的左側邊墻處(右側洞室迎爆側)時，地震波從巖石(波阻抗大)進入空氣(波阻抗近似為0)，質點振速振幅會放大；而在右側洞室背爆側圍巖內，已開挖洞室相當形成了一個隔振空腔，地震波需要繞過已開挖的洞室空間進行傳播，傳播距離會增大，會損耗大量的能量，因此，右側洞室背爆側邊墻處，圍巖峰值振速會明顯減小。因此，地下洞室群爆破施工時，已開挖洞室迎爆側邊墻將是受相鄰爆破洞室施工影響最大的位置，可以將該位置圍巖的峰值振速作為控制指標，約束臨近洞室的爆破施工。

3.3 洞室間距分析

從雙洞模型分析可知，洞室爆破振動在相鄰已開挖洞室迎爆側邊墻處發生放大效應，從而在該位置產生較大幅度的振動。為分析不同洞室間距條件下，洞室爆破開挖對鄰近已開挖洞室圍巖的影響，本文還進行了相鄰洞室凈間距分別為10 m、20 m、30 m和50 m四種工況的數值計算；進行相似的分析過程，提取臨近已開挖洞室迎爆側邊墻處質點的峰值振速，繪制其與洞室凈間距的關系曲線，如圖11所示。

從圖11可以看出，相鄰洞室爆破引起該位置圍巖峰值振速隨洞室凈間距呈指數衰減，三個方向中，X方向的振速最大，對vxmax與間距(D)關系進行擬合，得到兩者之間的關系根據《爆破安全規程》(GB 6722—2014)第13.2.2條的規定：爆破振動作用下，已開挖水工隧洞圍巖的允許振速為7～15 cm/s。將上述允許振速代入式(7)中，即可求得在爆破施工條件下，本地下水封石油洞庫工程相鄰洞室的最小凈間距應為16～28 m。考慮到其他不可控因素的影響，建議相鄰洞室的凈間距不小于30 m。

圖11 最大振速與洞室凈間距的關系曲線

vxmax=42.151e-0.064D

(7)

4 結 論

論文依托某地下水封石油洞庫工程，采用現場監測與數值模擬相結合的方法，分析了爆破振動作用下，地下洞室群圍巖的動態響應及振動衰減規律，得到如下結論：

(1) 根據現場監測數據，地下洞室掌子面爆破引起的圍巖振速在洞室軸線方向上的衰減符合M.A.薩道夫斯基經驗衰減規律，空間三方向振速中，洞室軸線方向上的峰值振速最大，此外，在洞室橫斷面上，法向峰值振速大于切向峰值振速；

(2) 根據數值分析結果，地下洞室掌子面爆破引起的圍巖振速在橫斷面方向隨遠離爆心呈指數衰減；當在爆破洞室臨近存在已開挖洞室時，已開挖洞室迎爆側邊墻處質點振動存在放大效應，最大振速會放大2.2倍～2.5倍；而在背爆側，由于已開挖洞室的存在，峰值振速明顯減小，減小幅度為25%～50%；

(3) 考慮相鄰洞室安全間距時，以已開挖洞室迎爆側邊墻處峰值振速為判斷指標，認為：在地下洞室爆破施工影響下，其相鄰已開挖洞室迎爆側邊墻處峰值振速隨洞室凈間距呈指數衰減；根據《爆破安全規程》相關規定，建議論文依托地下洞庫工程的相鄰洞室凈間距不宜小于30 m。