深埋引水隧洞光面爆破周邊孔裝藥結構優化試驗研究

趙曉明，楊玉民，蔣 楠，蔡忠偉，歐陽松

（1. 中國水利電力對外有限公司, 北京 100011；2. 中國地質大學（武漢）工程學院, 湖北 武漢 430074）

鉆爆法因其施工環境要求低、經濟和工期穩定而廣泛應用于隧道工程中。然而，在實際施工過程中，設計、施工等不規范導致的超欠挖現象十分常見，由此造成的經濟損失不容忽視；此外，爆破荷載過大造成的圍巖擾動不僅會引發圍巖裂隙擴張，長時間擾動還會對已建成的隧道結構造成破壞。因此，在隧道爆破開挖過程中，嚴格把控隧道的爆破效果是一項關鍵性技術問題，其中周邊孔的爆破效果最重要。

周邊孔與周邊圍巖緊密相連，其荷載值直接決定隧道工程的爆破效果。迄今為止，國內外許多學者開展了大量的針對周邊孔爆破效果評價和參數優化研究[1-3]，取得了累累碩果。在理論和實驗方面，Ren 等[4]通過增加裝藥長度，有效地改善了北明河鐵礦的爆破效果。于世杰等[5]通過在炮孔中增加空氣間隔器，有效地降低了爆破對周邊環境的擾動。張迅[6]采用固、液、氣相結合的不耦合裝藥結構，通過一系列爆破試驗得出了最佳的裝藥結構，保證了圍巖的安全穩定性。Sun 等[7]對不同裝藥結構進行了相應的爆破試驗，結合理論分析和量綱分析，提出了一個主頻預測公式。

隨著計算機技術水平的提高以及仿真模擬技術的普及，人們逐漸使用各類數值計算軟件直接模擬周邊孔的爆破效果[8-10]。黃志強等[11]從超欠挖的成因出發，利用ANSYS/LS-DYNA 進行建模分析，提出使用雙層周邊孔來提高經濟效益。楊建輝等[12]建立了單孔和雙孔爆破數值模型，對比分析了不同裝藥結構下的爆破效果。Yuan 等[13]提出合適的水壓爆破不耦合系數可以有效地改善爆破效果，并探討了不耦合系數對爆破應力分布的影響。楊潘磊等[14]結合理論計算和數值模型計算，發現以40 cm 的間距進行裝藥可以顯著提升爆破效果。在以往的研究中，大多數學者主要著力于調整不耦合系數和炮孔間距，然而，在實際工程現場中，炸藥往往是規范化生產的，其尺寸難以更改，而改變炮孔間距往往會對單次爆破總裝藥量產生影響，不利于工程的經濟把控，因此，在不影響總用藥量的情況下，研究周邊孔藥卷間距對爆破效果的影響是很有必要的。

本研究依托于秘魯圣加旺Ⅲ水電站引水系統工程，首先介紹該工程的爆破施工方案并評價其爆破效果，然后運用ANSYS/LS-DYNA 建立不同裝藥結構下的周邊孔模型，通過分析，選擇最優的周邊孔裝藥結構設計方案開展爆破試驗，以期提高該工程的爆破效果。

1 深埋引水隧道工程

1.1 工程概況

深埋引水隧道工程位于圣加旺河床部位的尾水區，屬于高山峽谷地貌。區內沖溝發育，多為“V”字形谷，如圖1 所示，山脊總體走向為305°～325°，地形完整性較差。區內山頂高程1 700～3 000 m，最高高程3 075 m，位于Cerro Jachuy Pacobamba 山脊，最低高程748 m，位于尾水區San Gabán 河床部位。圣加旺河兩側支溝多以大角度與其交匯，支溝常年有水，水流急速。工程區主要分布板巖、片巖、花崗閃長巖3 類巖體，為弱-微透水巖體，本研究的試驗場地圍巖主要為絹云母板巖。工程區板巖類巖石主要由深灰色石英板巖、石英絹云母板巖和絹云母板巖組成，巖石為變余粉砂，鱗片狀結構，板狀構造。石英板巖、石英絹云母板巖及絹云母板巖主要由石英、絹云母、泥質等礦物組成，含有少量的綠泥石和金屬礦物，其中：石英的含量為16%～57%，絹云母的含量為40%～72%，泥質的含量為10%。Ⅳ類和Ⅴ類圍巖主要位于隧洞的進、出口部位，約占整個洞段15%。

圖1 工程概況Fig. 1 Project overview

該引水隧道全長14.663 km，屬于長隧道，主要采用光面爆破開挖方式。根據以往的工程經驗，長隧道的光面爆破效果非常重要，無論是超挖還是欠挖，不僅會大幅延長項目工期，還會帶來巨大的經濟損失。因此，本研究基于秘魯圣加旺Ⅲ水電站引水系統工程現有的爆破技術方案，通過改變周邊孔的裝藥結構來優化爆破效果，為工程現場的爆破設計方案提供指導。

1.2 爆破設計方案及效果評價

引水隧道采用鉆爆法與TBM（tunnel boring machine）掘進法相結合的方式開挖，其中鉆爆法的距離為5.2 km，分為進水口、支洞上游、支洞下游3 個工作面施工。隧洞斷面為馬蹄形，采用全斷面開挖方式，通過二臂鉆進行鉆孔，孔徑45 mm，選用乳化炸藥、非電毫秒雷管微差爆破，周邊進行光面爆破。隧道凈斷面尺寸為5.7 m×5.7 m（寬×高），開挖尺寸為8.1 m×7.9 m（寬×高）。隧道斷面炮孔布局見圖1，其中：掏槽眼的炮孔深度為3.2 m，輔助眼和周邊眼的炮孔深度均為3.0 m，周邊孔采用不耦合不連續裝藥，藥卷間距L為200 mm，掏槽眼、輔助眼、周邊眼、底眼的單眼裝藥量分別為1.23、1.58、2.02、2.82 kg，爆破參數見表1。

表1 爆破參數Table 1 Blasting parameters

基于爆破設計方案，開展現場爆破試驗，爆破效果如圖2 所示。從圖2 可以看出，采用該方案時，爆破效果不佳，存在明顯的超挖現象，最大超挖深度達到43 cm，由此將導致原定施工工期延長，經濟損失嚴重。隧道工程的超挖和欠挖現象均與周邊孔的布孔參數密切相關，其中藥卷間距L的影響尤為直接。盡管試驗手段最直接有效，但是其經濟成本很高，并且受周邊環境的影響很大，因此本研究將通過有限元軟件對不同裝藥結構下的周邊孔爆破效果進行數值模擬分析，以期找到最優的周邊孔裝藥結構方案，從而提高施工的經濟效益。

圖2 爆破效果Fig. 2 Blasting effect drawing

2 不同周邊孔裝藥結構下的圍巖損傷數值模擬

2.1 數值計算方法

利用ANSYS/LS-DYNA 有限元軟件對不同裝藥結構下的周邊孔爆破效果進行模擬，周邊孔采用不耦合不連續裝藥形式，以空氣作為間隔介質，并設置流固耦合算法。在ANSYS/LS-DYNA 中，由于空氣材料偏軟，因此當爆破產生的巨大沖擊力直接作用于空氣時，會導致網格變形，進而使計算失敗。針對炸藥、炮泥、空氣3 種材料，采用任意拉格朗日-歐拉（arbitrary Lagrangian-Eulerian，ALE）算法進行模擬。ALE 算法具有自動重新劃分網格的功能，可以有效地避免網格變形過大帶來的計算錯誤，特別適合分析流固耦合動力問題。

2.2 數值模型

考慮到實際爆破過程中巖體的破壞是其兩側周邊孔共同作用的結果，為此數值模型采用雙孔模型，用以分析不同L下圍巖的破壞情況，模型尺寸為2 m×3 m×4 m。炮孔直徑為45 mm，炮孔長度為3 m，藥卷直徑為26 mm，藥卷長度為300 mm，L設置為150、200、250、300、350、400、450 mm。除模型的掌子面和光爆層面采用自由邊界外，其余均采用無反射邊界條件。網格均采用sweep 網格進行劃分，模型見圖3。

圖3 數值模型Fig. 3 Numerical model

2.3 材料參數設置

2.3.1 巖 石

在LS-DYNA 中，通常使用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRET（JHC）模型模擬爆炸作用下巖石的損傷。JHC 模型可以模擬高應變率和高沖擊力下的混凝土和巖體，其累積損傷函數是基于塑性體積應變、等效塑性應變和應力提出的。相關參數見表2，其中： ρ為密度，G為剪切模量，T為最大拉伸靜水壓力，pc為破碎壓力，pl為鎖定壓力， μl為鎖定體積應變， μc為破碎體積應變，fc為準靜態單軸抗壓強度，A為標準化內聚強度，B為標準化硬化系數，C為應變率系數，N為壓力硬化指數，Smax為標準化最大強度，D1、D2為損傷系數，Efmin為斷裂前的塑性應變，K1、K2、K3為壓力系數。

表2 巖石材料參數Table 2 Parameters of rock

2.3.2 空 氣

空氣采用關鍵字*MAT_NULL 定義，狀態方程采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL，表達式為

式中：p為壓力，μ為比體積，C0～C6為多項式方程參數，e0為單位體積內能，具體取值見表3。

表3 空氣材料參數Table 3 Parameters of air

2.3.3 炮 泥

炮泥采用關鍵字*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 進行模擬，相關材料參數見表4，其中E為彈性模量， ν為泊松比。

表4 炮泥的主要參數Table 4 Main parameters of blasting mud

2.3.4 炸 藥

表5 炸藥材料參數Table 5 Parameters of explosive

3 雙孔模型計算結果分析

3.1 圍巖損傷判別標準

DL/T5389—2007《水工建筑物巖石基礎開挖工程施工技術規范》[15]明確給出了圍巖損傷標準，即通過聲波降低率η判定巖石的損傷程度

式中：CP1為爆前波速，CP2為爆后波速。當η<10%時，爆破荷載對圍巖幾乎沒有影響；10%≤η≤15%時，爆破荷載對圍巖有一定影響；η>15%時，爆破荷載對圍巖的影響很大。

根據彈性波理論，假定圍巖的密度和泊松比始終保持不變，則圍巖的損傷程度D與聲波降低率存在如下關系

當η≥10%時，爆破荷載對圍巖便有了不可忽略的影響，因此擬定10%作為圍巖損傷的臨界閾值。將η=10%代入式(4)，可以得到對應的損傷度D為0.19，即當D≥0.19 時，判定圍巖受到損傷。

3.2 圍巖損傷過程分析

以原設計方案（L=200 mm）的周邊孔模型作為實例，研究雙孔間圍巖在截面A 和截面B（見圖4）上的損傷過程。模型在截面B 上的損傷過程如圖5 所示。t=0.18 ms 時，第1 卷藥卷完成起爆，緊靠藥卷的圍巖迅速達到破壞條件；t=0.30 ms時，雙孔間圍巖首次達到損傷條件；隨著時間的推移，損傷圍巖范圍不斷擴大，直到t=3.60 ms，圍巖損傷范圍基本穩定。

圖4 圍巖截面示意圖Fig. 4 Schematic of surrounding rock section

圖5 截面B 上的圍巖損傷云圖Fig. 5 Damage nephogram of rock on section B

為了更加直觀地顯示達到損傷條件的圍巖范圍，通過調整損傷度區間使D≥0.19 的區域以一種顏色表示，如圖6 所示。當L=200 mm 時，雙孔間圍巖均達到破壞條件，其中，自由邊界一側圍巖的損傷范圍最大達到45 cm，無反射邊界一側圍巖的損傷范圍最大達到41 cm，與現場超挖范圍基本一致，不僅說明利用ANSYS/LS-DYNA 模擬圍巖損傷特征具有較強的合理性，也說明邊界條件對圍巖損傷范圍的影響不大。

圖6 30.00 ms 時截面B 上的圍巖損傷范圍Fig. 6 Damage range of rock on section B at 30.00 ms

截面A 上的圍巖損傷過程如圖7 所示。對同一炮孔內的不同藥卷設置不同的起爆時間，時間間隔t為

圖7 截面A 上的圍巖損傷云圖Fig. 7 Damage nephogram of rock on section A

式中：l為藥卷長度，v1、v2分別為炸藥爆轟速度和導爆索速度。通過式(5)計算得到該裝藥結構下不同藥卷之間的起爆時間間隔為0.09 ms。由圖7 可知，炮孔中的5 個藥卷在t=0.54 ms 時完全起爆，t=3.60 ms 時爆破基本穩定。最終的爆破效果如圖8 所示。從圖8 可以看出，雙孔間的圍巖均達到損傷條件，但是爆破進尺顯然無法滿足要求。

圖8 30.00 ms 時截面A 上的圍巖損傷范圍Fig. 8 Damage range of rock on section A at 30.00 ms

4 不同裝藥結構下周邊孔爆破效果

4.1 軸向雙孔間圍巖損傷特征分析

孔間圍巖損傷特征是評價周邊孔爆破效果的重要指標之一。選取圖9 所示的截面C 作為研究對象，分析軸向雙孔間圍巖的損傷特征，結果如圖10 所示。

圖9 圍巖截面示意圖Fig. 9 Schematic of surrounding rock section

由圖10 可知：當L處于150～250 mm 之間時，孔間圍巖之間的損傷度D均達到0.19 以上，完全破壞，且平均損傷度較大；當L=300 mm 以及L=350 mm 時，小部分孔間圍巖出現D<0.19 的藍色區域，藍色區域在x軸上的長度最長達到13 cm，y軸上的長度最長達到7 cm；當L=400 mm 時，炮孔間的藍色區域逐漸增多，在y軸上的長度明顯增大，達到15 cm，在x軸上的長度依然維持在13 cm左右；當L=450 mm 時，炮孔間的藍色區域在y軸上的長度明顯增大，最長達到28 cm，在x軸上的長度最長達到15 cm 左右，變化不大。

圖10 截面C 上的圍巖損傷對比Fig. 10 Comparison of surrounding rock damage on section C

對比以上數據可以發現，當L=250 mm 時，藥卷之間的圍巖達到完全破壞條件，但是隨著L的增大，空氣之間的圍巖逐漸出現不能達到破壞條件的區域，且該區域在x軸上的長度隨著L的增大而增長放緩，在y軸上的長度則增長得較迅速。

4.2 徑向雙孔間圍巖損傷特征分析

在保證不產生欠挖的條件下，超挖范圍的大小是評價圍巖損傷情況的重要指標之一。取不同L下的周邊孔數值模型作為研究對象，通過分析模型截面D 和截面E（見圖9）的圍巖損傷情況，多角度分析周邊孔的爆破效果，結果如圖11 和圖12 所示。

圖11 截面D 上的圍巖損傷對比Fig. 11 Comparison of surrounding rock damage on section D

圖12 截面E 上的圍巖損傷對比Fig. 12 Comparison of surrounding rock damage on section E

由圖11 可知：當L<300 mm 時，藥卷與空氣周邊圍巖的損傷范圍基本保持一致；當L>300 mm 時，藥卷周邊圍巖的損傷范圍略大于空氣周邊圍巖，自由邊界一側圍巖的損傷范圍略大于無反射邊界一側圍巖。此外，當L=150 mm 及L=200 mm 時，超挖范圍最大達到40 cm；而當L>300 mm 時，超挖范圍明顯減弱，最大距離出現在炮孔中藥卷周邊圍巖，為25 cm，最小距離出現在炮孔中空氣周邊圍巖，為18 cm。

由圖12 可知，當L取150 和200 mm 時，圍巖徹底破壞，紅色區域在z軸上的范圍也較大，其中最大距離主要出現在孔底，達到75 cm，最小達到25 cm。當L在250～350 mm 區間時，紅色區域在z軸上的距離進一步縮小，且在孔底表現明顯，最大距離僅為55 cm；此外，紅色區域內部開始出現破壞不徹底的藍色區域，盡管這些藍色區域不能被很好地破碎，但是仍然能夠脫離周邊圍巖掉落下來，不產生欠挖現象。當L取400 和450 mm 時，紅色區域內部的藍色區域進一步擴大，且部分與周邊圍巖相連，說明該藥卷間距下的周邊孔爆破效果不佳，產生了欠挖現象。

根據《水工建筑物地下開挖工程施工規范》[16]，地下工程的施工原則為“在保證不產生欠挖的情況下盡量減少超挖”。經過數值模擬分析：當L設置為400、450 mm 時，光面爆破開挖明顯產生了欠挖現象；當L設置為150、200 mm 時，盡管圍巖破壞徹底，但是爆破進尺明顯不滿足要求，且超挖范圍最大達到40 cm；當L設置為250、300、350 mm 時，盡管出現可脫離圍巖的巖塊，但并不產生欠挖現象，而從爆破進尺上考慮，顯然350 mm 藥卷間距的周邊孔模型更符合要求。經過綜合分析，擬定L為350 mm 的周邊孔裝藥結構為最佳方案。

5 光面爆破周邊孔裝藥結構優化對比試驗

基于數值分析結果，采用優化后的周邊孔裝藥結構進行爆破試驗。為減少周邊環境對結果的影響，優化后的爆破試驗選擇與原試驗同類型、同分級的圍巖，除了周邊孔藥卷間距外，其余炮孔參數均保持不變，采用優化后爆破設計方案得到的現場爆破效果如圖13 所示。可以看出，優化后的爆破效果明顯更好，超挖范圍由43 cm 下降至30 cm 左右，說明采用350 mm 的周邊孔藥卷間距進行爆破施工可以有效地降低超挖距離，且不產生欠挖現象，從而提高經濟效益。

圖13 優化后的爆破效果Fig. 13 Effect drawing of optimized blasting

6 結 論

以秘魯圣加旺Ⅲ水電站引水系統工程為背景，通過數值模擬手段對現場爆破設計方案進行優化，得到如下主要結論。

(1) 藥卷間距是影響周邊孔爆破效果的重要參數。基于本工程背景，當周邊孔藥卷間距小于350 mm時，爆破不會出現欠挖現象，且超挖范圍隨著藥卷間距的增大而減小，當藥卷間距大于400 mm 時，爆破效果開始出現欠挖現象，且隨著藥卷間距的增大，欠挖范圍增大。

(2) 周邊孔的最佳藥卷間距為350 mm，采用優化后的爆破設計方案進行爆破試驗，得到的超挖范圍明顯減小，最大超挖距離由40 cm 降至30 cm。