胡 偉 才1，張 曉 強(qiáng)，郭 銘 芳1，彭 高 峰1，吳 立

(1.長江重慶航道工程局，重慶 400011； 2.中國地質(zhì)大學(xué)(武漢) 工程學(xué)院，湖北 武漢 430074)

水下爆破是一種在水下巖石等結(jié)構(gòu)物上鉆孔并用炸藥填充，充分利用爆炸的猛度及所產(chǎn)生的爆生氣體對巖石進(jìn)行破碎的爆破方法。該方法已廣泛應(yīng)用于橋墩基坑開挖[1-2]、航道炸礁等領(lǐng)域[3-4]，已成為現(xiàn)代水下工程爆破的主要方法。受深水壓力的影響，通常情況下要達(dá)到相同的爆破效果，水下爆破所用藥量要大于陸上爆破。采取合理的裝藥結(jié)構(gòu)，延長爆破作用時(shí)間，以提高炸藥能量利用率并降低炸藥單耗，是目前水下爆破亟待解決的一項(xiàng)重要課題。

目前，常用且有效的水下爆破效果提升方式是對不耦合裝藥的耦合介質(zhì)、耦合系數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。鐘明壽等通過MATLAB編程計(jì)算了不同耦合介質(zhì)裝藥結(jié)構(gòu)炮孔孔壁爆炸載荷和透射比能的時(shí)間函數(shù)，得知水不耦合裝藥時(shí)孔壁透射比能量最大[5]；程俊飛等根據(jù)固液氣三相爆破計(jì)算模型分析了爆轟炮孔內(nèi)壓隨時(shí)間的變化、圍巖應(yīng)力場隨時(shí)間和空間的變化情況以及裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子，發(fā)現(xiàn)水不耦合裝藥爆破能延長炮孔內(nèi)壓的作用時(shí)間[6]；徐穎等從理論上分析裝藥不耦合系數(shù)與爆破作用的關(guān)系,并在實(shí)驗(yàn)室和現(xiàn)場進(jìn)行了部分試驗(yàn),得出了不耦合系數(shù)為1.67時(shí)的爆破裂紋長度最長的結(jié)論[7]；王志亮等基于HJC模型對水不耦合裝藥爆破中不同徑向耦合系數(shù)展開了對比數(shù)值計(jì)算，綜合分析了損傷破壞區(qū)分布和孔壁壓力、加速度以及速度等與徑向不耦合系數(shù)間的關(guān)系[8]。盡管有不少學(xué)者在優(yōu)化不耦合裝藥結(jié)構(gòu)、提升爆破效果等方面進(jìn)行了研究，但大多數(shù)針對的是單因素影響下的淺水及陸上不耦合裝藥爆破效果優(yōu)化。而對于水深大于30 m的深水條件下的水下爆破，爆破環(huán)境復(fù)雜、技術(shù)要求高、施工難度大，與淺水爆破相比，深水爆破理論研究比較滯后。由于爆破過程具有瞬時(shí)性、模糊性和多樣性等特點(diǎn)，整個(gè)過程涉及炸藥和周圍巖石介質(zhì)及炮孔填塞物等在高速碰撞、爆炸和高壓等大變形動(dòng)力下的響應(yīng)[9-10]，通過一般的數(shù)學(xué)方法求解十分困難。因此，本文利用廣泛使用的成熟數(shù)值模擬軟件ANSYS/LS-DYNA[11-14]對30 m深水條件下單孔爆破的破巖過程進(jìn)行了模擬再現(xiàn)，從耦合介質(zhì)以及不耦合系數(shù)兩個(gè)因素角度綜合考慮，通過正交模擬試驗(yàn)分析了不耦合裝藥結(jié)構(gòu)下的爆破效果，以期為深水條件下的水下鉆孔爆破施工提供理論參考。

1 計(jì)算模型與參數(shù)

1.1 工程背景

三峽-葛洲壩兩壩間蓮沱河段位于湖北省宜昌市夷陵區(qū)，屬于長江干線上游河段，全長約6.5 km。炸礁整治工程的重難點(diǎn)區(qū)域?yàn)槭嶙酉獣窠?jīng)坪左岸水下河床炸礁LT7炸礁區(qū)。該區(qū)域爆破厚度大、爆破開挖水深大，爆破巖層平均厚度為11.6 m，最大厚度超過23 m。炸礁區(qū)河床底高在30.1～53.5 m之間，最大施工水深達(dá)37 m。水下炸礁工程量651 176.2 m3，水下清渣工程量612 105.6 m3。

1.2 模型及基本參數(shù)

為了考察不同裝藥結(jié)構(gòu)下爆破對巖石介質(zhì)的破壞作用，結(jié)合工程實(shí)例設(shè)炮孔孔徑為80 mm。建模時(shí)，為節(jié)省計(jì)算量，利用模型的對稱性，取1/4模型作為研究對象，建立尺寸為1.5 m×1.5 m×37 m的模型，其中水層厚度30.0 m，炮孔直徑80 mm?？卓诤蛢啥窝b藥之間的填塞介質(zhì)均為碎石，孔口填塞長0.8 m，如圖1所示(圖中省略30 m厚水層)。起爆點(diǎn)都設(shè)在炸藥底部。為進(jìn)行對比，在建立模型時(shí)固定兩種情形下水、填塞、炸藥和巖石的網(wǎng)格尺寸和形式。計(jì)算邊界條件為：炮孔軸線所在的兩相鄰平面為對稱邊界，水上部為自由邊界，其余為透射邊界?？紤]到爆炸持續(xù)時(shí)間，求解時(shí)間設(shè)置為30 000 μs，計(jì)算過程中每隔100 μs輸出一步結(jié)果文件，數(shù)值模型采用cm-g-μs單位制。模型中含有水、填塞、炸藥和巖石4種材料，炸藥和水采用Euler單元網(wǎng)格，巖石和填塞采用Lagrange單元網(wǎng)格，模型采用ALE流固耦合算法[15-17]。

圖1 計(jì)算模型示意(單位：cm)Fig.1 Schematic diagram of calculation models

1.3 巖石模型及參數(shù)

巖體是一種非連續(xù)、非均質(zhì)、各向異性并且?guī)в胁煌毕莸牧髯兘橘|(zhì)，很難進(jìn)行定量分析[18]。嚴(yán)格來說，線彈性模型只能描述巖土介質(zhì)的初始變形，而在爆炸荷載作用下，被爆巖石先出現(xiàn)彈性變形后出現(xiàn)塑性變形。為了合理地描述巖石變形及破壞規(guī)律，本文選用與工程實(shí)際具有很好契合度的彈塑性模型[19-20]。該模型考慮了材料的彈塑性性質(zhì)，并且能夠?qū)Σ牧系膹?qiáng)化效應(yīng)(隨動(dòng)強(qiáng)化和各向同性強(qiáng)化)和應(yīng)變率變化效應(yīng)加以描述，同時(shí)帶有失效應(yīng)變，巖石材料物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 巖石材料物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of rock material

1.4 炸藥模型和狀態(tài)方程

在數(shù)值模擬中，精確描述裝藥爆轟時(shí)的壓力變化歷程對最終的數(shù)值計(jì)算結(jié)果非常重要，本文采用LS-DYNA手冊[21]中提供的高能炸藥材料和JWL狀態(tài)方程描述整個(gè)爆腔的動(dòng)力膨脹。JWL方程定義壓力為相對體積和內(nèi)能的函數(shù)，能精確描述爆炸過程中爆轟產(chǎn)物的壓力、體積、能量特性，一般表現(xiàn)為如下形式：

(1)

式中，A、B、R1、R2、ω均為輸入?yún)?shù)；V為炸藥相對體積；E0為炸藥內(nèi)能。本次數(shù)值模擬采用的是2號巖石乳化炸藥，其密度為1 610 kg/m3，爆速為4 500 m/s(見表2)。

表2 2號巖石乳化炸藥參數(shù)Tab.2 Parameters of No.2 rock emulsion explosive

1.5 水材料模型及參數(shù)

本文采用Gruneisen狀態(tài)方程來描敘水的各項(xiàng)物理力學(xué)特征，水的狀態(tài)方程如式(2)所示。

(γ0+αμ)E0

(2)

式中,P為壓力；E0為單位體積的初始內(nèi)能；ρ為材料密度；ρ0為材料初始密度；C為vs-vp曲線截距；γ0為Gruneisen常數(shù)項(xiàng)；α是γ0和μ的一階體積修正量；S1、S2、S3為與vs-vp曲線斜率相關(guān)的參數(shù)。各項(xiàng)參數(shù)取值見表3。

表3 水的狀態(tài)方程參數(shù)Tab.3 State equation parameters of water

2 模型驗(yàn)證

為更好地體現(xiàn)后續(xù)不耦合裝藥正交模擬試驗(yàn)的合理性，建立耦合介質(zhì)為水，不耦合系數(shù)為1.2的單孔不耦合裝藥數(shù)值模型，獲取炮孔上方軸線方向水中一系列測點(diǎn)的沖擊波壓力峰值，結(jié)果如表4所示。

通過Origin軟件對不同測點(diǎn)水中沖擊波壓力峰值數(shù)據(jù)進(jìn)行非線性擬合，可得到水中沖擊波壓力峰值與距炮孔口部不同距離之間的關(guān)系式：

現(xiàn)場實(shí)測。

P=21.64L-1.114；R2=0.9303

(3)

模擬計(jì)算：

P=23.15L-1.148；R2=0.9527

(4)

對比現(xiàn)場實(shí)測曲線與數(shù)值模擬計(jì)算曲線，結(jié)果如圖2所示，為便于區(qū)分兩種結(jié)果的誤差，縱坐標(biāo)采用對數(shù)刻度。

由式(3)～(4)及圖2可知，應(yīng)力波的峰值壓力隨著距離的增大總體上呈指數(shù)衰減趨勢，在近區(qū)的1～3 m內(nèi)衰減較快，而3 m以后遠(yuǎn)區(qū)的峰值壓力衰減速度逐步降低。同時(shí)，從曲線可以看出，對于同一測點(diǎn)的峰值壓力數(shù)據(jù)，實(shí)測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果誤差較小，平均誤差為11.29%，整體衰減趨勢一致，驗(yàn)證了模型各項(xiàng)參數(shù)的正確性，可進(jìn)一步用于正交模擬試驗(yàn)。

表4 距炮孔口部不同距離測點(diǎn)的壓力峰值Tab.4 Peak pressure of monitoring site with different distance from blast hole

3 正交模擬試驗(yàn)

3.1 構(gòu)造正交試驗(yàn)表

選擇L9正交表來構(gòu)造試驗(yàn)方案，分別有2個(gè)因素和3個(gè)水平分級，共計(jì)9組試驗(yàn)。因素A為耦合介質(zhì)，分為水、空氣、泥土3個(gè)水平；因素B為不耦合系數(shù)，分為1.2，1.4，1.6三個(gè)水平，另設(shè)置一組耦合裝藥結(jié)構(gòu)作為對比組，各影響因素及取值見表5。選取炮孔周圍巖石中一系列具有代表性的點(diǎn)，獲取其應(yīng)力峰值。

圖2 不同測點(diǎn)壓力峰值Fig.2 Peak pressure of different monitoring site

因素水平耦合介質(zhì)不耦合系數(shù)因素水平耦合介質(zhì)不耦合系數(shù)1水1.23泥土1.62空氣1.4

3.2 正交試驗(yàn)結(jié)果分析

在距離藥柱中心線0.5 m的巖石中分別設(shè)置3個(gè)不同位置(距水底1.5，2.9，4.3 m)的數(shù)據(jù)測點(diǎn)，獲取其Von-Mises應(yīng)力時(shí)程曲線。為節(jié)省篇幅，僅以其中任一模型計(jì)算結(jié)果為例，模型監(jiān)測點(diǎn)布置見圖3，測點(diǎn)的Von-Mises應(yīng)力時(shí)程曲線見圖4～6。

圖3 模型測點(diǎn)Fig.3 Monitoring site of models

從測點(diǎn)處的應(yīng)力時(shí)程曲線可以看出，應(yīng)力峰值均達(dá)到了巖石的極限抗拉強(qiáng)度，說明都能對水中的礁石產(chǎn)生破壞作用。由于在水底各種波的干擾疊加較為復(fù)雜，水底單元的沖擊波峰值持續(xù)時(shí)間非常短暫，僅從某一時(shí)間點(diǎn)的峰值應(yīng)力大小來看，不足以說明荷載的作用。

圖4 距水底1.5 m處測點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.4 Von-Mises stress curve of monitoring site from the bottom of 1.5 m

圖5 距水底2.9 m處測點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.5 Von-Mises stress curve of monitoring site from the bottom of 2.9 m

圖6 距水底4.3 m處測點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.6 Von-Mises stress curve of monitoring site from the bottom of 4.3 m

因此，本文將應(yīng)力時(shí)程曲線上的應(yīng)力作用時(shí)間長短作為爆破效果的一個(gè)評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，取應(yīng)力值未收斂前作用時(shí)間段為有效作用時(shí)間。對比組(耦合裝藥)距水底1.5 m處測點(diǎn)的應(yīng)力作用時(shí)間為4.16 ms，試驗(yàn)組(耦合介質(zhì)為水，不耦合系數(shù)1.2)距水底1.5 m處測點(diǎn)的應(yīng)力作用時(shí)間為6.79 ms，作用時(shí)間延長了63.22%；對比組(耦合裝藥)距水底2.9 m處測點(diǎn)的應(yīng)力作用時(shí)間為4.38 ms，試驗(yàn)組(耦合介質(zhì)為水，不耦合系數(shù)1.2)距水底2.9 m處測點(diǎn)的應(yīng)力作用時(shí)間為7.01 ms，作用時(shí)間延長了60.05%；對比組(耦合裝藥)距水底4.3 m處測點(diǎn)的應(yīng)力作用時(shí)間為4.24 ms，試驗(yàn)組(耦合介質(zhì)為水，不耦合系數(shù)1.2)距水底4.3 m處測點(diǎn)的應(yīng)力作用時(shí)間為6.43 ms，作用時(shí)間延長了51.65%。取3個(gè)測點(diǎn)延長時(shí)間的平均值，即試驗(yàn)組比對比組的平均應(yīng)力作用時(shí)間延長了58.31%。用相同的方法可求得其余8個(gè)試驗(yàn)組的平均應(yīng)力作用延長時(shí)間，計(jì)算結(jié)果見表6。

從表6可以看出，設(shè)置不耦合裝藥結(jié)構(gòu)能很大程度上提高爆炸沖擊波對巖石的作用時(shí)間，作用時(shí)長相對于耦合裝藥結(jié)果延長了34.72%～67.42%，其中耦合介質(zhì)為水、不耦合系數(shù)為1.4時(shí)，作用時(shí)間最長。耦合介質(zhì)為水時(shí)，能獲得較長延長時(shí)間，泥土次之，空氣最小。這主要是因?yàn)樗牟豢蓧嚎s性、較高的密度以及較大的流動(dòng)黏度，使得水中爆轟產(chǎn)物的膨脹速度要慢，傳遞給巖石的爆破能量較多，分布更加均勻、利用率高，同時(shí)延長了爆炸沖擊波的作用時(shí)間。從表6中還可以看出不同耦合系數(shù)的泥土介質(zhì)裝藥結(jié)構(gòu)與水介質(zhì)裝藥結(jié)構(gòu)對作用時(shí)間的延長效果具有一定的相似性，這是因?yàn)槟嗤敛获詈涎b藥起爆時(shí)，其作用過程與水不耦合裝藥類似，泥土具有低壓縮性及一定的流動(dòng)黏度，受爆轟波和高溫高壓爆生氣體產(chǎn)物的沖擊作用，在泥土介質(zhì)中激起沖擊波，沖擊波傳播到炮孔孔壁時(shí)發(fā)生反射和透射，延長了作用時(shí)間。

表6 正交模擬試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 Results of orthogonal experiment

4 現(xiàn)場監(jiān)測及分析

根據(jù)正交數(shù)值模擬試驗(yàn)得出的結(jié)果，2018年7月在現(xiàn)場LT7炸礁區(qū)域進(jìn)行了現(xiàn)場試驗(yàn)，其中一次試驗(yàn)采用耦合裝藥結(jié)構(gòu)，另一次試驗(yàn)采用水介質(zhì)耦合、不耦合系數(shù)為1.4的不耦合裝藥結(jié)構(gòu)，布孔和裝藥參數(shù)見表7 。

表7 爆孔設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.7 Parameters of the blasting hole

從現(xiàn)場的爆破效果來看，相同藥量下的兩種裝藥結(jié)構(gòu)均達(dá)到了預(yù)期的爆破效果；從統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)來看，采用水介質(zhì)耦合、不耦合系數(shù)為1.4的不耦合裝藥結(jié)構(gòu)爆后巖體大塊率相對耦合裝藥結(jié)構(gòu)降低67.96%，這是因?yàn)楸菩纬傻母邏核橘|(zhì)能滲入巖石裂縫中，達(dá)到破碎巖石的作用，降低巖石大塊率的同時(shí)擴(kuò)大了粉碎區(qū)和裂隙區(qū)的范圍。爆破后的現(xiàn)場效果如圖7～8所示。

5 結(jié) 論

基于蓮沱水下爆破項(xiàng)目，運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA數(shù)值模擬軟件建立了30 m水深下的耦合和不耦合裝藥結(jié)構(gòu)模型，并對不同設(shè)置方式下的不耦合裝藥結(jié)構(gòu)進(jìn)行了正交模擬試驗(yàn)分析，得到以下研究結(jié)論。

(1) 兩種裝藥結(jié)構(gòu)均能對周圍巖石起到較好的破壞作用。耦合裝藥結(jié)構(gòu)在起爆的初始時(shí)刻應(yīng)力值即達(dá)到峰值，隨后快速衰減，而不耦合裝藥結(jié)構(gòu)的初始應(yīng)力低于耦合裝藥時(shí)，但作用時(shí)間更長。

(2) 正交模擬試驗(yàn)結(jié)果表明，不耦合裝藥能顯著提高爆破能量對巖石的作用時(shí)間，相對耦合裝藥延長了34.72%～67.42%。當(dāng)耦合介質(zhì)為水、不耦合系數(shù)為1.4時(shí)，作用時(shí)間最長，結(jié)合現(xiàn)場爆破效果來看，大塊率降低了67.96%。

圖7 耦合裝藥結(jié)構(gòu)爆后效果Fig.7 Blasting effect of coupling charge structure

圖8 不耦合裝藥結(jié)構(gòu)爆后效果Fig.8 Blasting effect of decoupling charge structure

(3) 水介質(zhì)不耦合裝藥結(jié)構(gòu)能有效延長爆破作用時(shí)間，降低爆破后的巖石大塊率，提高炸藥能量利用率，可在類似工程項(xiàng)目中采用水介質(zhì)耦合、結(jié)合數(shù)值模擬合理設(shè)置不耦合系數(shù)的方式，以達(dá)到降低炸藥用量，提升爆破效果的作用。