液態CO2致裂技術在管廊基坑臺階開挖中的應用

成詩冰，洪志先

(1.中國鐵建港航局集團有限公司，廣東 珠海 519070；2.中南大學資源與安全工程學院，長沙 410083)

近年來，我國城市及城鎮化建設不斷深入推進，集電力、通訊、燃氣、供水等功能為一體的城市綜合管廊成為優化城市空間、改善人民生活環境的重要設施[1-3]。城市地下綜合管廊工程周邊環境相對復雜，傳統鉆爆法在巖土體開挖中難以適用[4-6]，因此，安全高效的液態CO2相變致裂技術成為更好的選擇。液態CO2相變致裂巖體的能量來源于致裂器內的液態CO2瞬間相變，不同型號的致裂器其巖體致裂性能不同，因此確定液態CO2致裂器在地下綜合管廊基坑臺階開挖中的孔網參數對提高爆破效率、保證施工質量十分關鍵。

合理的孔網參數布置可有效提高臺階爆破效果，基于此，張智宇等[7]利用混凝土臺階爆破模型開展爆破相似試驗研究了最小抵抗線對臺階模型爆破效果的影響，監測數據結果表明隨最小抵抗線的增大，爆堆質量和塊度同時增大，質點最大振動速度呈現先增加后減小的趨勢。吳霄等[8]采用高臺階拋擲爆破相似模型研究了孔排距對爆破效果的影響，應力應變分析結果顯示有效拋擲率和最遠拋距隨孔距的增加或排距的減小而增大，炮孔密集系數在1.4～1.6之間時，臺階拋擲爆破能取得較佳的拋擲效果。雷振等[9]、楊超[10]在工程現場分別研究了臺階爆破巖石大塊的形成原因和臺階爆破振動傳播規律與動力響應特性。

液態CO2相變致裂技術理論與試驗研究成果可見于大量的文獻中[11-15]，Li等[16]通過室內和現場試驗驗證了該技術致裂巖石的安全性和高效性，結果表明液態CO2爆破振動壓力周期約為1.5 ms，其不僅能滿足巖石爆破需求，同時能有效降低因爆破引起的質點峰值振動速度。Zhang等[17]通過預制混凝土模型開展液態CO2爆破試驗研究了爆壓、孔徑和孔數對爆破效果的影響，并得到隨應力波強度和卸載孔孔徑增加混凝土裂紋擴展速度相應增加的結論。鄧鵬等[18]將液態CO2相變致裂技術運用于臨近房屋的基坑開挖工程中并取得了良好效果。為研究液態CO2相變破巖技術在硬巖樁井開挖中的可應用性，謝曉鋒等[19]開展CO2破巖成井現場試驗和振動監測，結果表明液態CO2相變破巖技術可有效彌補傳統炸藥爆破的缺點，成為一種可用于硬巖臺階開挖中的新型破巖方法。

當前液態CO2相變致裂技術在臺階巖體開挖中的運用已較為廣泛，但大部分致裂器孔網布置參數主要依賴于工程經驗缺乏科學理論依據。為此，本文在介紹CO2破巖原理的基礎上，以隨州市繞城南路城市地下綜合管廊基坑臺階開挖為工程背景，對DM95-2.5型致裂器的性能開展了現場試驗，然后將DM95-2.5型致裂管爆破能力進行當量轉化，基于LS-DYNA有限元軟件對致裂管性能進行2D數值模擬驗證，最后通過構建3D實體模型研究了CO2爆破孔網參數對臺階爆破效果的影響，以便為液態CO2相變致裂技術在基坑臺階開挖中的孔網參數布置提供科學依據。

1 工程背景

1.1 工程概況

隨州市城南新區繞城南路城市綜合管廊西起迎賓大道，東至編鐘大道，全長4.15 km。納入綜合管廊的管線包括：給水、電力、通信、燃氣4種管線，且燃氣獨立成艙(見圖1)。管廊基坑開挖斷面管廊基坑標準段底寬5.55 m，開挖平均深度7.0 m，基坑靠機動車道側邊坡坡率為1∶0.5，外側為1∶0.5～1∶0.75，上口寬度至少在12.55 m以上，斷面面積約63.35 m2。場地地層主要分為第四系表土層、粉質黏土、中風化云母片巖和花崗巖，各巖土層分級如表1所示。綜合管廊線路與在建西氣東輸管線交叉，工程施工時存在相互干擾，需注意對管線的保護。采用強擾動基坑開挖方式對邊坡穩定性有較大影響，極易造成邊坡垮塌、滑移，有較大安全隱患。因此在選擇基坑開挖方式時應采取安全可靠的破巖措施，防止對交叉天然氣管線和邊坡造成破壞。

圖1 綜合管廊交叉線路與斷面Fig.1 Crossing route and section of utility tunnel

表1 場區土石可挖性分級及圍巖分級

1.2 開挖方式選擇

由于施工區域環境較為復雜，為確保施工安全，有效控制巖石破除開挖施工危害效應，將巖石破除施工對周邊建構筑物的影響降低到最小，綜合考慮施工現場需重點保護對象情況、工程施工技術要求和開挖方案選擇原則以及現場巖體構造特點和開挖深度等實際情況。擬對本項目石方開挖主體區域采用CO2巖石致裂技術施工為主，配合采用膨脹劑靜態破碎、柱式劈裂機機械劈裂與破碎錘破碎相結合的綜合靜爆致裂開挖施工方案，以確保施工安全和施工效果。

2 致裂管單孔爆破試驗及炸藥當量轉化

2.1 單孔爆破試驗過程

本項目主體開挖區域的巖體采用液態CO2相變致裂技術進行開挖，因此在進行管廊基坑開挖之前首先對致裂管的致裂性能進行試驗測定。本次進行性能試驗的致裂管型號為DM95-2.5，其規格參數如表2所示。

表2 DM95-2.5型致裂管規格參數

沿待開挖管廊路線上選取周邊無邊坡、房屋或天然氣管道的空場地作為試驗地點，進行試驗之前采用機械設備鏟除場地的表土層使其露出基巖體，然后使用潛孔鉆機鉆鑿一個孔徑110 mm、孔深1.4 m的致裂孔，隨后裝填致裂管并進行液態CO2的充裝，充裝完成后就地取材采用黏土進行填塞并搗實，最后以致裂孔為中心根據試驗場地情況選擇一個方向按一定間隔布置4個質點振動速度測點，致裂管性能試驗現場施工步驟如圖2所示。

圖2 液態CO2致裂巖體施工步驟Fig.2 Construction steps of liquid CO2 fracturing rock mass

2.2 試驗結果及分析

從DM95-2.5型致裂管性能試驗結果(見圖3)可以看出，單個DM95-2.5型致裂管起爆時炮孔周邊出現小范圍的細粒度碎石，表明液態CO2爆破在炮孔周邊首先會產生壓碎區。

圖3 單孔致裂爆破試驗結果Fig. 3 Experimental result of single hole fracturing blasting

隨著與炮孔距離逐漸增大，巖石塊度隨之增大，爆堆集中且能觀察到有個別大塊產生。與此同時，在炮孔周邊出現明顯的宏觀裂縫，且數量較多，采用卷尺測量得到最大裂紋長度為1.15 m。并非所有的裂紋均完全與炮孔貫通，分析產生該現象的原因可能是由炮孔中心向外“宣泄”的CO2氣體在對巖體進行“氣楔”作用時遇到巖體內的既有節理裂隙導致途徑發生變化。爆破后在現場未觀察到有較大飛石和濃厚粉塵，表明該方法相對傳統炸藥爆破能有效改善作業環境，保障施工安全。

2.3 炸藥當量轉化

為合理確定采用液態CO2相變致裂技術進行基坑臺階開挖的爆破參數，首先基于LS-DYNA有限元數值模擬方法對DM95-2.5型致裂管單孔致裂性能進行數值驗證，在確定能準確表征巖石損傷破壞的本構模型后對臺階爆破參數進行一系列的數值模擬分析。液態CO2相變致裂巖石屬于物理爆破方法，當前數值模擬技術很難實現液態CO2相變致裂巖體的過程，因此有學者通過理論計算方法對液態CO2進行巖石炸藥當量的轉化，以及通過現場試驗方法獲取液態CO2爆破時的壓力時程曲線[11,12,14,15,20]。本文將基于能量理論將DM95-2.5型致裂管爆破時的能量當量轉化為巖石炸藥。

DM95-2.5型致裂管所采用的定壓剪切片試驗測試結果顯示，剪切片破裂壓力為350 MPa，致裂管裝液量為2.5 kg，液態CO2相變致裂時釋放的能量計算如下[11]:

(1)

式中：Eg為CO2爆破時產生的能量，kJ；p為致裂管內氣體絕對壓力，MPa;V為容器可容納液態CO2的體積，m3；K為氣體的絕熱系數，取1.295。

將數據帶入式(1)中，得到DM95-2.5型致裂管激發后釋放的能量值為2 688.64 kJ。液態CO2相變致裂巖體時近似當量巖石炸藥的質量mex的表達式為[11]

(2)

式中：Qex為1 kg常用2號巖石炸藥引爆時的爆炸能，取4 250 kJ/kg。

將數據帶入式(2)中求得單個DM95-2.5型致裂管爆破對巖石的做功相當0.63 kg 2號巖石炸藥爆破時的做功。

3 數值模擬分析

3.1 致裂管性能數值模擬驗證

3.1.1 材料本構模型

1)巖石本構模型。LS-DYNA材料庫中已有多種可用于模擬巖石力學特性的本構模型[21,22]，本文擬采用RHT材料模型表征巖石受爆炸載荷作用的損傷破壞與變形特性。RHT本構模型引入了3個極限破壞面，即彈性極限面、失效面和殘余強度面，它們分別描述巖石材料的初始屈服強度，失效強度及殘余強度的變化規律。巖石的損傷破壞通過損傷系數D表示[21]：

(3)

損傷系數D=1時表明巖體內沒有任何損傷，D=0時表明巖石完全破壞，不再具備任何承載能力。通過定義損傷系數D=0.3即可表征巖石在爆炸載荷作用下發生破裂。室內巖石力學試驗表明巖石密度為2 520 kg/m3，單軸抗壓強度為121.8 MPa，其余巖石本構參數同文獻[23]一致。

2)炸藥本構模型。數值模擬中炸藥的爆轟過程采用JWL狀態方程進行模擬，炸藥爆轟壓力與比容的關系為[24]

(4)

式中：A、B、R1、R2、ω為材料常數；p為爆轟壓力；V為爆轟產物的初始比內能。本文采用密度1 150 kg/m3，爆速4 500 m/s的2號巖石乳化炸藥當量化模擬液態CO2爆破致裂巖體的效果，2號巖石乳化炸藥的具體參數如表3所示。

表3 2號巖石乳化炸藥材料參數

3)空氣本構模型。數值模擬中常采用空材料模型(*MAT_NULL )定義炸藥與巖石之間的空氣材料，空氣多線性狀態方程表達式為[22]

p=C0+C1v2+C2v2+C3v2+(C4+C5v2+C6v2)E0

(5)

式中：C0～C6為材料常數；v為空氣狀態方程中的參數。空氣材料參數如表4所示。

表4 空氣材料參數

3.1.2 計算模型

本文采用大型通用有限元軟件LS-DYNA對單個DM95-2.5型致裂管的爆破性能進行數值模擬研究。已有研究結果表明，爆破沖擊波在硬巖中的傳播范圍大致為(10～15)R0，R0為裝藥半徑，沖擊波向外傳播的過程中不斷衰減，轉變為應力波。

根據模型結構的對稱性，為縮短模型計算時間同時保證取得合理結果，構建一個2 m×2 m的1/4二維平面數值模型(見圖4)。模型包括巖石、炸藥、空氣3個部分，炮孔直徑及裝藥直徑分別為110 mm和48 mm，炮孔不耦合裝藥系數Kd=2.3。在模型對稱面上設置固定對稱約束，模型側邊設置無反射邊界條件以消除爆炸產生的應力波在模型邊界上的反射拉伸破壞作用。炸藥與空氣采用多物質組ALE11號算法，炸藥與巖石之間采用流固耦合算法以避免因網格變形過大而計算終止或結果錯誤。

圖4 DM95-2.5型致裂管性能試驗數值模型Fig. 4 Numerical model of DM95-2.5 fracturer performance test

3.1.3 結果及分析

DM95-2.5型致裂管爆破性能等效為2號巖石乳化炸藥時在巖體中產生的損傷破壞情況如圖5所示，根據巖體損傷情況和裂紋長度可將損傷范圍分為3個區域。該數值模擬采用的是空氣不耦合裝藥，炸藥起爆后產生的爆轟波壓縮空氣介質并傳播至孔壁巖體內產生瞬時壓力達到200～300 MPa的沖擊波，沖擊波的峰值壓力遠大于巖體強度時，孔壁周邊的巖體受強壓剪作用發生粉碎性破壞并呈塑性流動狀態，粉碎區的范圍為0.2 m。沖擊波由炮孔中心向外傳播，由于幾何擴散和能量耗散，其傳播速度及峰值壓力迅速減小，但仍滿足大于巖體的壓縮和剪切破壞強度的條件，此時便在粉碎區外面形成厚0.19 m的壓剪破壞過渡區。

圖5 致裂管單孔爆破損傷云圖Fig. 5 Damage cloud of single hole blasting for DM95-2.5 fracturer

沖擊波持續向外傳播衰減成應力波，其強度逐漸降低導致能量密度減小。在壓剪破壞過渡區外，應力波強度小于巖石動態抗壓強度，但由于巖石“抗壓不抗拉”的力學特性，于是在切向拉應力作用下，巖體內產生許多徑向裂紋，通過測量得到炮孔最外層裂隙區的厚度為0.465 m。數值模擬得到的巖體損傷破壞范圍為1.05 m，DM95-2.5型致裂器性能現場試驗得到的巖體最大損傷范圍為1.15 m，兩者誤差為8.7%，這表明將致裂管爆破性能進行巖石炸藥當量化的方法是可靠的，同時根據現致裂管現場性能試驗及數值模擬結果得到DM95-2.5型致裂管致裂巖體的范圍為1.0 m左右。

通過獲取孔壁H660單元的壓力與時間數據得到單元壓力時程曲線(見圖6)可知，孔壁峰值壓力接近350 MPa，遠大于巖石的壓縮強度，由此孔壁巖石在強沖擊波作用下發生壓縮剪切破壞，對應區域Ⅰ的巖體損傷破壞情況。在模型水平方向每隔0.15～0.25 m拾取單元讀取峰值壓力得到水平方向質點峰值壓力pe與圓心距D之間的變化曲線，對pe/D變化曲線進行冪函數擬和得到表達式。根據圖7可知，質點壓力峰值在炮孔中心距0～0.45 m范圍內迅速下降，壓力峰值的下降速率為632.9 MPa/m。距炮孔中心0.39 m范圍內的峰值壓力大于巖體壓縮強度，該區域峰值壓力與圖5區域Ⅰ和區域Ⅱ的巖體損傷破壞范圍相對應。隨著沖擊波不斷向外部傳播，壓力峰值衰減到小于巖石壓縮強度此時巖石在拉伸作用下形成徑向裂紋，得到與圖5所示區域Ⅲ相一致的損傷范圍。

圖6 H660單元壓力時程Fig.6 Time history of H660 unit

圖7 峰值壓力隨圓心距衰減關系Fig.7 Attenuation relationship of pe with D

3.2 臺階爆破數值模擬

3.2.1 臺階爆破計算模型

由于綜合管廊基坑只有一個自由面，巖石夾制作用強，對巖石致裂破碎很不利，因此在實際開挖過程中為了取得良好的巖石破碎效果，必須在破碎區的一端或中間采用機械破碎或液態CO2相變致裂方法預先開挖出一定寬度和深度的切割槽，為后續采用液態CO2致裂臺階巖體多創造一個側向自由面，切割槽幾何結構如圖8所示。采用液態CO2相變致裂方法形成切割槽時通常在開挖體內布置兩排相對稱的傾斜致裂孔，掏槽孔與水平孔夾角為70°～75°，孔底距為30～50 cm。每次掏槽孔可掘進2.5 m，比較深的基坑，可分次鉆爆。

圖8 切割槽幾何要素Fig.8 Geometrical elements of cutting groove

在實際工程中為提高開挖效率可以同時布置多排炮孔，且同一排炮孔數量可以在滿足爆破效果的前提下多布置幾個。本次臺階爆破數值模擬主要研究對象是DM95-2.5型致裂管的孔間距和最小抵抗線爆破參數，因此只需在臺階上布置單排3個炮孔，通過觀察炮孔之間的裂紋貫通情況以及臺階巖體破壞情況確定孔間距和最小抵抗線參數的合理性。選取高度為3 m的臺階作為臺階爆破數值模擬研究對象。根據DM95-2.5型致裂管性能試驗和數值模擬研究結果可知其致裂巖體的范圍略大于1.0 m，考慮到傾斜臺階底部厚度大于頂部厚度，由此確定炮孔間距Lb為2.0 m。最小抵抗線是一個重要參數，當最小抵抗線過小時可能產生飛石，同時還將產生大量沖擊波；當最小抵抗線過大時，將會產生超爆或后沖現象，破碎能量不能充分用于破碎巖石，影響破碎效果，最終確定臺階爆破最小抵抗線為1.5 m。

臺階爆破數值計算模型如圖9所示。根據爆破臺階的實際情況，模型的斜面和頂面為自由面，其余面均設置為無反射邊界以模型無限巖體。炸藥與空氣設為多物質組采用共節點算法將炸藥能量傳遞至巖石單元中，模型單元總數為558 720，模型計算總時長為2 ms。

圖9 臺階爆破數值模型Fig.9 Numerical model of bench blasting

3.2.2 結果及分析

孔間距Lb為1.0 m，最小抵抗線1.5 m的臺階爆破爆破損傷等值曲面如圖10所示。從圖10可以看出，炸藥起爆后炮孔周邊巖體受強沖擊波作用完全破壞，炮孔連線之間可以觀察到明顯的水平貫通裂紋。臺階坡面上也出現大范圍的損傷區域，炮孔之間的巖體破壞較為連續。由于臺階底部最小抵抗線較大，局部范圍內巖石的破壞比較不充分，預計該區域巖石塊度將較大，可能需要進行二次破碎。整體上由損傷等值曲面圖可以看出爆破效果良好，巖石破碎充分。

圖10 臺階爆破損傷等值曲面云圖Fig.10 Damage iso-surface cloud of bench blasting

為觀察臺階內部的具體損傷情況，以z等于-0.5、-1.5、-2.5、-3.0 m為切割平面對三維實體進行切割得到不同截面的損傷破壞情況(見圖11)。z=-0.5 m時，由于自由面的作用，該截面近自由面方向的巖石在液態CO2相變致裂作用下充分破壞，同時炮孔之間的破壞完全聯通，但是由于沖擊波在巖體中傳播的衰減影響，在背離自由面一側出現局部巖體未損傷區域(見圖11a)。z=-1.5 m時，臺階截面上的巖石破碎相比較z=-0.5 m更為充分，無論是近自由面還是背離自由面的巖石破碎均十分充分，爆破效果良好(見圖11b)。當z=-2.5 m時，逐漸接近臺階底部，此時由于抵抗線超出最小抵抗線的范圍，在背離截面損傷圖中觀察到出現小范圍的巖體未損傷破壞區域，但是炮孔周邊與近自由面側的巖體的爆破效果均良好(見圖11c)。z=-3.0 m時的截面為臺階底部，此時抵抗線達到最大值，遠超出爆破設計的最小抵抗線值，由此可以觀察到近自由面一側炮孔連線的垂直方向出現了巖石未損傷區域，極易產生巖石大塊，在背離自由面一側由于夾制作用，抑制了損傷裂紋的擴展，同樣產生了未損傷區域，但是炮孔之間的裂紋已充分貫通(見圖11d)。綜上所述，當采用DM95-2.5型液態CO2致裂管進行綜合管廊基坑臺階開挖時，孔間距Lb=2.0 m，最小抵抗線W=1.5 m的孔網參數可保證臺階開挖取得良好的爆破效果。

圖11 臺階剖面損傷云圖Fig.11 Damage cloud of bench section

4 結論

1)基于能量理論的方法理論計算得到單個DM95-2.5型液態CO2致裂管相變致裂巖體的能力相當于0.63 kg 2號巖石乳化炸藥爆破時對巖石的做功。

2)現場試驗和數值模擬方法得到的DM95-2.5型液態CO2致裂管相變致裂巖體的范圍分別為1.15 m和1.05 m，二者之間的誤差為8.7%，說明具有良好的一致性。分析數值模擬結果略小于現場試驗結果的原因是由于臺階巖體內本身存在一定的損傷裂紋和節理裂隙。

3)當使用DM95-2.5型液態CO2致裂管開挖基坑臺階時，采用孔間距Lb=2.0 m，最小抵抗線W=1.5 m的孔網參數可保證臺階開挖取得良好的爆破效果，這表明該數值模擬方法在設計臺階爆破孔網參數時精確可靠，可為工程實踐提供十分重要的參考依據。