隧道光面爆破護壁裝藥結構數值模擬分析

郭云龍 康永全 孫崔源 孟海利 薛里

（中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081）

隧道開挖過程中采用光面爆破不僅可以減少隧道超挖現象的發生，而且可以節約工程成本，但是炸藥爆炸時會對圍巖產生擾動［1］。

專家學者們對炮孔切槽爆破技術、切縫藥包爆破技術和PVC管護壁爆破技術等作了大量研究。瞿東明，蒲傳金等［2-3］通過現場試驗發現邊坡巖體損傷程度與光面爆破孔的線裝藥密度有關。張志呈等［4］從理論上分析了光面爆破孔的偏心不耦合、中心不耦合和護壁不耦合3種裝藥結構爆破時的孔壁壓力，并通過聲波測試手段得出采用護壁不耦合裝藥結構的光面爆破孔爆破時對邊坡保留巖體損傷最小。肖定軍等［5］使用仿真軟件對單孔護壁爆破進行了數值模擬，得出由于采用PVC管，護壁側爆炸應力峰值衰減30%～46%，延遲了應力波到達保留巖體孔壁的時間，護壁側巖體損傷較小。蒲傳金等［6］介紹了光面護壁爆破技術，通過單孔模型試驗得出護壁套管為2層時，炮孔護壁側應變比臨空側明顯減小。劉佳等［7］運用仿真軟件對不同工況下爆炸波在聚氨酯泡沫材料中衰減情況進行了數值模擬，得到爆炸波的衰減效果隨泡沫材料厚度變大而變好；密度對爆炸波衰減也有影響，但并不呈簡單的遞增或遞減關系。

根據爆炸應力波在PVC管和聚氨酯泡沫材料中具有衰減特性，設計出一種新型護壁結構，見圖1。炮孔中一側充填泡沫材料，另一側裝填半卷乳化炸藥，用絕緣電工膠布進行纏繞綁扎。炮孔裝藥時將泡沫材料一側靠近需要保護的圍巖。

圖1 護壁裝藥結構

1 光面護壁爆破機理

該新型護壁結構可有效降低受保護側巖體中爆炸應力波的應力峰值，爆生氣體膨脹作用于聚氨酯泡沫時，泡沫發生壓縮變形，消耗一部分能量，從而減少爆生氣體對受保護圍巖的破壞。

光面爆破孔裝藥時炸藥與巖體直接接觸，爆炸大致分為3個過程［8］：①爆炸產生的應力波最先作用在炮孔壁上，巖體所受徑向壓應力遠超過其極限動抗壓強度，炮孔周邊巖體受壓破碎形成空腔，爆炸應力波傳播過程中使巖體壓縮產生位移，由此巖體內部衍生出切向拉應力，其高于巖體極限動抗拉強度，導致巖體產生徑向裂隙；②壓縮應力波傳播過程中，巖體質點位移，積聚了彈性應變能，壓縮應力波傳播過后壓應力解除，質點回彈，彈性應變能釋放，形成卸載拉應力波，超過巖體極限動抗拉強度，形成環向裂隙；③爆生氣體劇烈膨脹產生壓力作用于巖體，在裂隙中產生氣楔作用，致使巖體破碎或拋擲。

2 數值計算

為探討PVC管與聚氨酯泡沫材料新型護壁結構對爆破效果的影響，本文采用仿真軟件，在保持藥量相同情況下，分別對新型護壁結構的不耦合裝藥和耦合裝藥2種工況的炮孔爆破過程進行數值模擬分析。

2.1 模型的建立

分別建立護壁不耦合裝藥和耦合裝藥結構模型，其他保持不變，將不耦合裝藥結構模型中的空氣單元材料改為巖體，即變為耦合裝藥結構模型。為了防止網格畸變導致計算出錯，采用流固耦合算法［9］，即炸藥、空氣、填塞材料、PVC管和聚氨酯泡沫材料網格單元均屬于多物質，采用任意拉格朗日-歐拉算法計算，巖體網格單元采用拉格朗日算法［10］計算。為了更具有針對性和對比性，不考慮其他炮孔爆破時應力波疊加的影響，僅模擬隧道光面爆破時周邊孔單孔爆破過程。

計算模型整體尺寸為40 cm（x向）×50 cm（y向）×40 cm（z向）。為減少計算時間，取單孔爆破模型的1/2進行計算。不耦合裝藥結構計算模型見圖2，炮孔直徑42 mm，孔深30 cm，裝藥長度5 cm，材料填塞長度25 cm。

圖2 不耦合裝藥結構計算模型

2.2 參數的選取

隧道淺孔爆破一般采用2號巖石乳化炸藥。采用高能燃燒模型及JWL狀態方程［11］描述炸藥爆炸產生的壓力。JWL狀態方程為

式中：P為炸藥爆炸產生的壓力；A，B，R1，R2和ω均為與材料相關的常數，2號巖石乳化炸藥的參數［12］見表1；V為炸藥的相對體積；E0為炸藥的初始內能密度。

表1 2號巖石乳化炸藥參數

空氣密度為0.125×10-2g/cm3。炮孔填塞材料為炮泥。炮孔周邊巖體選取能反映高應變、高應變率與高壓下動態力學性能的材料本構模型［13］模擬。

PVC管和聚氨酯泡沫材料均采用與應變率相關的塑性隨動硬化材料模型進行模擬。聚氨酯泡沫密度為0.17×10-2g/cm3，PVC管力學參數見表2。

表2 PVC管力學參數

護壁不耦合裝藥結構炮孔模型對稱面設置y向位移約束，其他5個外表面均設置成透射邊界模擬無限域情況。模型由3D Solid164八節點六面體網格單元組成，設置在炸藥底部中心起爆，模擬爆炸時間為200 μs。

2.3 模擬結果與分析

2.3.1 巖體爆炸應力波傳播

2種裝藥結構炮孔爆炸過程中周圍巖體應力云圖大致相同，僅以護壁不耦合裝藥結構（圖3）為例進行分析。正值表示受壓，負值表示受拉。可知：爆炸應力波首先傳播到炸藥側，應力普遍比護壁側大，最大應力始終出現于炸藥側的巖體中；爆炸應力波在填塞材料中傳播較快，最小抵抗線的方向指向孔口。

圖3 爆炸過程中炮孔周圍巖體應力云圖

2.3.2 炮孔周邊單元應力變化規律

1）不耦合裝藥結構炮孔爆破

為分析炸藥側和護壁側單元應力變化規律，選取不耦合裝藥結構炮孔中炸藥柱中間位置進行應力監測，炸藥側布設測點1和測點3，護壁側布設測點2和測點4，其中測點1和測點2處為空氣單元，測點3和測點4處為巖體單元。耦合裝藥結構炮孔選取相同位置布設測點5－測點8，見圖4。炮孔周邊單元測點應力時程曲線見圖5。各個單元測點的應力見表3。

圖4 應力測點布設

圖5 炮孔周邊單元測點應力時程曲線

表3 炮孔周邊單元測點應力

由圖5（a）和表3可知：①炸藥側空氣單元測點1的應力峰值比護壁側測點2大，原因是聚氨酯泡沫材料緊挨著炸藥，炸藥爆炸時產生的高溫高壓使聚氨酯泡沫材料變形，消耗了一部分能量，阻礙了炸藥直接對巖體做功，從而減小了護壁側巖體的損傷。②0～15 μs為炸藥起爆階段，炸藥側最近的單元測點1應力急劇上升，在15 μs時應力達到峰值1.943 GPa，應力增長耗時15 μs；15～30 μs應力急速下降，說明爆炸產生的應力具有瞬時性；30～200 μs應力基本平穩但沒有減小至0，原因是空氣單元發生形變，存在殘余應力。③0～20 μs是爆炸應力波在PVC管和聚氨酯泡沫材料中傳播階段，20～45 μs護壁側空氣單元測點2應力逐漸增長，在45 μs時應力達到峰值0.904 GPa，與炸藥側測點1的應力峰值1.943 GPa相比，爆炸應力峰值衰減53.47%，護壁側測點2的應力增長耗時25 μs，應力增長速度變緩，45～80 μs應力逐漸降低，80～200 μs應力基本平穩。

由圖5（b）和表3可知：①炸藥側巖體單元測點3的應力峰值比護壁側測點4大，說明護壁裝藥結構可有效降低爆炸應力波對護壁側巖體的損傷；②炸藥側測點3的應力在35 μs時達到峰值0.302 GPa，護壁側測點4的應力在65 μs時達到峰值0.160 GPa，與炸藥側測點3的應力峰值0.302 GPa相比，爆炸應力峰值衰減47.02%。

2）耦合裝藥結構炮孔爆破

耦合裝藥結構炮孔周邊巖體單元測點應力時程曲線見圖6。各單元測點應力見表4。

圖6 炮孔周邊巖體單元測點應力時程曲線

表4 炮孔周邊巖體單元測點應力

由圖6和表4可知：①耦合裝藥結構炮孔爆破過程中，炮孔周邊巖體單元測點應力與不耦合裝藥結構變化規律大致相同，應力均為正。②護壁側巖體單元測點5的應力在10 μs時達到峰值5.030 GPa，應力增長耗時5 μs；測點6的應力在30 μs時達到峰值2.325 GPa，應力增長耗時10 μs，與測點5相比，爆炸應力峰值衰減53.78%。③測點7的應力在30 μs時達到峰值0.363 GPa，應力增長耗時 25 μs；測點 8 的應力在55 μs時達到峰值0.174 GPa，應力增長耗時35 μs，與測點7相比爆炸應力峰值衰減52.07%。對比炸藥側巖體單元測點5和測點7，護壁側測點6和測點8爆炸應力增長速度變緩，說明PVC管與聚氨酯泡沫新型護壁結構對應力波具有明顯衰減作用。

3 結論與不足

利用仿真軟件對PVC管與聚氨酯泡沫材料新型護壁結構的不耦合裝藥和耦合裝藥2種工況的炮孔爆破過程進行了數值模擬分析，得到以下結論：

1）耦合裝藥結構爆破過程中，炮孔周邊單元測點應力的變化規律與不耦合裝藥結構大致相同，炸藥側單元所受爆炸應力大于護壁側。

2）PVC管與聚氨酯泡沫新型護壁結構對爆炸應力波具有衰減作用，可延長爆炸應力波的傳播時間。炸藥爆炸時高溫高壓使聚氨酯泡沫材料產生形變，消耗掉部分爆炸能量，導致傳播到空氣和巖體中的應力峰值衰減47.02%～53.78%。

3）本文數值計算模型還有一些需要改進的地方。比如炸藥、空氣、巖體、PVC管和聚氨酯泡沫材料的參數還需進一步通過現場或室內試驗確定，巖體材料本構模型沒有考慮裂紋對爆炸應力波傳播的影響等。