隧道固- 液- 氣軸向不耦合裝藥參數(shù)分析及優(yōu)化

阮超*

(中鐵十四局集團第五工程有限公司,山東 濟寧 272117)

隧道超欠挖一直以來都是亟待解決的難題,城市軌道高速發(fā)展的今天,地下工程建設也必然走向高效精細化。研究光面爆破中掏槽眼的裝藥結構和裝藥不耦合介質優(yōu)選等問題,可以為解決隧道超欠挖問題提供技術支持[1-2]。

目前國內外研究隧道爆破領域的有關學者認為在考慮隧道掌子面掏槽眼的軸向不耦合裝藥時,為了充分控制隧道的爆破開挖效果使隧道輪廓盡可能貼合設計研究,隧道圍巖的超欠挖滿足施工要求,要求掌子面掏槽眼的孔壁內壓初始徑向應力的最大值需要小于隧道圍巖的抗壓強度；另一方面,在保證掏槽眼的炮孔沿著孔內壁順利起裂和裂紋發(fā)展,炮孔內炸藥起爆的切向拉應力最大值需要滿足其值大于隧道圍巖的抗拉強度[3]；與此同時,為了使掏槽眼在炸藥起爆時達到貫穿條件,炮孔的中心孔距需要小于圍巖在炮孔起爆后產生的爆生裂紋長度[4]。

1 掏槽眼固水氣三相軸向不耦合模型

圖1 固水氣三相計算模型示意圖

當炮孔內的空氣柱體長度較大時時,p

其中：p1- 炮孔氣體膨脹后擠壓到孔內水袋界面處時產生的壓力值；V0=πr02le；V1- 炮孔內硝銨炸藥和空氣柱體的體積總和,V1=πr02(le+la)；r0- 炮孔半徑,現(xiàn)場炮孔鉆孔清空后測量得到；kl- 軸向不耦合裝藥系數(shù),為kl= (le+la)/le；le- 硝銨炸藥的裝藥藥柱長度；la- 炮孔內空氣柱體的長度。

在本模型中,認為炮孔內氣體擠壓孔內水袋的過程是等熵絕熱膨脹現(xiàn)象,在這種條件下在炸藥起爆后炮孔內壓也液袋水壓短暫達到平衡時水袋被擠壓到變形最大位置,此時水袋的被壓縮長度為h0,炮孔內的氣- 水袋平衡壓力由下式計算：

于是乎可以獲得炮孔內氣體和水袋相會作用平衡時的炮孔孔壁壓力p2和水袋被爆生氣體壓縮后的壓縮長度h0。

在本計算模型中認為炸藥起爆后產生的沖擊波與炮孔內壁圍巖的作用為完全彈性,同時入射形式為正入射,繼而炸藥起爆產生的應力波作用在炮孔孔壁上的初始應力值為：

當爆生氣體作用在炮孔圍巖后釋放爆炸能量的同時,炮孔的被爆生氣體擠壓的水袋也會釋放先前存儲的能量[9]。考慮計算的工程適用性,在此將水袋因爆生沖擊波作用破裂后流出的液體充滿炮孔體積的過程所需要的時間忽略,只計算水袋剛剛因應力波而破裂的初始狀態(tài)體積V1′=πr02(lw-h0)和水袋完全破裂時的最終狀態(tài)體積V ′= πr02(le+la+h0)。同時,仍然考慮水袋因爆生沖擊波而破裂繼而充滿炮孔體積直至達到平衡的過程為一個等熵的過程。把炮孔內的水袋破裂初始和最終狀態(tài)體積,分別代入(3)式計算水袋破裂后炮孔內部的平衡壓力：

在p2≥pk的情況下,

其中,lk- 當炮孔內氣體壓力是pk時,炮孔的臨界長度。

把(8)或(9)代入(6)得到炮孔水袋破裂液體放能作用在炮孔圍巖的壓力值為：

考慮到計算的難易性和在實際工程運用的可能性,本模型把隧道圍巖考慮為軸對稱的線彈性模型。炮孔內部的爆生氣體壓力作用在隧道圍巖上,在圍巖介質中激發(fā)產生彈性應力波,圍巖中的激發(fā)應力的控制方程及其邊界條件根據文獻[9]確定。

具體計算時,拉普拉斯變化和Stehfest 數(shù)值反演[10]能夠計算得到隧道圍巖各個點的應力σr和σθ。此外還要把炮孔爆生水蒸氣產生的圍巖應力場納入到計算當中,在本文中認為炮孔爆生水蒸氣沿炮孔內壁裂縫的傳播規(guī)律為以下形式：

由以上圍巖應力場可以計算得到：

其中,σn、τ - 為使炮孔內壁圍巖產生爆生裂紋的法向正應力和切向剪應力。β- 為炮孔內壁圍巖產生的爆生裂紋的裂縫傾角。炮孔內部的破裂區(qū)半徑判定依據下式：

其中,σdc- 考慮爆炸作用的隧道圍巖的動態(tài)抗壓強度,σdc= (10～15) σjc[11,12],取值為10；σjc- 為一般情況下隧道圍巖的靜態(tài)抗壓強度。

2 算例分析

重慶軌道交通十號線二期南坪站施工通道長463m,斷面尺寸為寬×高=7.5m×6m,開挖斷面面積52.9m2,暗挖段埋深2m-58m 不等。

重慶軌道交通十號線二期南坪站施工通道隧道爆破現(xiàn)場試驗Ⅳ級圍巖,巖性為砂質泥巖。隧道爆破開挖現(xiàn)場的參數(shù)為：炮孔內部長度l 為2-3 m；現(xiàn)場炸藥為硝銨炸藥,其爆速為D=4 000 m/s,ρe= 1.25×103kg/m3,炮孔內炸藥的裝藥半徑r0= 0.02 m,隧道現(xiàn)場圍巖密度ρc= 2.56×103kg/m3,施工通道現(xiàn)場圍巖的抗壓強度和抗拉強度分別為σjc=12MPa,σl= 0.156 MPa,圍巖的泊松比V= 0.38,隧道圍巖的縱波波速為Cp= 3276 m/s。現(xiàn)場的空氣密度值ρa= 1.29 kg/m3,水袋內水的密度ρw=1.0×103kg/m3；t1=1ms,t3=8ms,假設t4=10 ms。為了對本計算模型的結果正確性與否做出檢驗,將本模型計算結果和文獻[6]中給出的經驗計算公式進行對比。炮孔內部的破裂區(qū)半徑判定條件為(15),而炮孔內部的裂隙擴展區(qū)半徑的判定依據為下式：

其中,σdl- 考慮爆炸作用的隧道圍巖動態(tài)抗拉強度大小,σdl= Mσl；σl- 一般情況下的圍巖靜態(tài)抗拉強度大小,M為圍巖的巖體提高系數(shù),可取3～4。

圖2 中給出了不同裝藥情況下的計算條件,分別是：條件1,炮孔內只裝填炸藥與水袋且裝填密實,認為不存在空氣,采用本文給出的公式計算半徑；條件2,炮孔內只裝填炸藥和空氣,不存在水袋,采用本文給出的公式計算半徑；條件3,炮孔內只裝填炸藥和水袋,認為不存在空氣,采用參考文獻中的經驗公式計算半徑；條件4,炮孔內只裝填炸藥和空氣,不存在水袋,采用參考文獻中的經驗公式計算半徑；條件5,炮孔內同時裝填有炸藥、水袋和空氣,而且水與空氣柱體的長度之比為1:1,采用本文的計算方法的計算半徑。kl為軸向裝藥的不耦合系數(shù),kl= l/le,l 為炮孔內部長度,le為炮孔內部的裝藥柱體長度。

圖2 rc 隨kl 的變化關系

圖2 展現(xiàn)了炮孔內部的破裂區(qū)半徑rc伴隨著軸向裝藥的不耦合系數(shù)kl的變化規(guī)律,可以看出：炮孔內部的破裂區(qū)半徑rc隨軸向裝藥的不耦合系數(shù)的增大而不斷地減小。計算條件5 是掏槽眼中軸向情況的固- 液- 氣三相不耦合裝藥的情況,對比炮孔內部的破裂區(qū)半徑大小可以得到本文提出的固- 液- 氣三相不耦合裝藥比單純的空氣不耦合裝藥確有更為明顯的爆破增效作用。而且在σr＞σdc的情況下,還會出現(xiàn)出現(xiàn)炮孔的破裂區(qū)rc,可知：軸向條件下的固- 液- 氣三相不耦合裝藥可以顯著的減小隧道炮孔圍巖沖擊波入射的峰值應力σr,此外水袋和空氣作為不耦合介質共同實現(xiàn)緩沖放能,繼而將炮孔內部氣壓的作用時間明顯延長。

3 數(shù)值模型對比分析

本計依據軸向條件下的固- 液體- 氣三相不耦合爆破模型來建立計算隧道掌子面掏槽眼的爆破計算模型,與實際隧道爆破的掏槽眼不堵口工況相對應,在ANSYS中建立數(shù)值模型,數(shù)值模型的尺寸大小為400 cm ×460 cm,炮孔的內部深度為3 m,炮孔的內直徑為4 cm。數(shù)值模型均采用反向起爆。將數(shù)值模型的邊界均設定為無反射的邊界條件,而炮孔頂部開口所在的平面為自由臨空面。本文建立的數(shù)值模型簡化為二維模型,如圖3所示。參考前人的研究經驗和研究成果,把爆破后的沖擊波、爆生氣體及其壓力的持續(xù)作用時間設置為300 us。在重慶大學土木工程學院的幫助下,本文使用ANSYS LS-DYNA 和LS - PrePost - 4.0 分別對二位數(shù)值模型進行前、后處理。

圖3 固水氣軸向不耦合裝藥數(shù)模模型(單位/cm)

3.1 材料計算模型選型

南坪站施工現(xiàn)場采用的炸藥為硝銨炸藥,數(shù)值模型中的模擬炸藥選擇為高性能炸藥材料和JWL 狀態(tài)方程和對應真實工況；另一方面炮孔內的水袋和空氣采取Grunneisen 狀態(tài)方程。

3.2 巖石材料計算模型

圖4 和圖5 為數(shù)值模型的模擬結果,表明：本文計算得到理論值和數(shù)值模型得到數(shù)值解的偏差在±10%以內。于是,認為得到本文建立的數(shù)值模型和選擇的各個材料參數(shù)和控制方程與實際隧道圍巖的爆破開挖具有一定的相符性,對隧道的爆破施工具有一定的參考意義。

圖4 數(shù)值模擬結果

圖5 rc 隨kl 的變化關系

4 數(shù)值模擬結果分析

軸向不耦合裝藥系數(shù)對爆破效果的影響研究:

圖6 rc 隨kl 的變化情況

5 結論

5.1 隧道掌子面的掏槽眼軸向條件下的固- 液- 氣三相不耦合裝藥產生了較為顯著的爆破作用效果提升,與固- 液- 氣三相爆破的二維數(shù)值模型模擬結果產生的結論一致。

5.2 炮孔內破裂區(qū)半徑伴隨軸向不耦合系數(shù)的變化規(guī)律近似展現(xiàn)為波動的"W"型。實際隧道爆破工程中影響掏槽眼的爆破效果的因數(shù)相當多,本文給出的規(guī)律確定現(xiàn)場裝藥方案具有一定的參考價值。