连拱隧道控制爆破施工技术及其数值模拟

邹兴林

(中交一公局第四工程有限公司，南宁 530033)

1 工程概况

百楼1#隧道为连拱曲线形隧道，设计标准为双向四车道。设计采用三心圆形式，隧道净空尺寸(宽×高)为12 m×5 m，长度290 m，起止桩号为K12+775～K13+065，进、出口洞门均为端墙式。隧道穿越地层较为复杂,大多为Ⅳ、Ⅴ级围岩，岩体较破碎，[BQ]最大240，属软岩隧道。该隧道区属低山浅切割地貌，地形地貌变化较大；隧址区出露地层岩性为三叠系中统板纳组(T2b)泥质砂岩、灰岩及三叠系下统(T1)泥灰岩、灰岩及砂质页岩等。地质情况复杂主要表现为滑坡、不稳定斜坡、岩体裂隙较为发育，风化破碎较为严重[1]。

为了使百楼1#隧道与连接桂黔两省的红水河特大桥精确对接，经专家评审，设计隧道中墙为1.2 m的小尺寸中隔墙结构，但是《公路隧道设计规范》JTG D70-2004规定[2]，两车道连拱隧道设计为整体式中墙时，中墙厚度不宜小于1.4 m。为此，采用ANSYS软件对隧道进行静力学分析及冲击动力学分析，对比分析1.2 m及1.4 m中墙厚度的隧道变形及应力分布情况，进而以指导现场施工，确保隧道安全开挖[3]。

2 静力学模型建立

2.1 静力学模型及材料参数

为了模拟隧道开挖、衬砌完成后，不同中墙厚度尺寸的隧道在自重应力条件下的应力分布及中墙变形情况，采用Ansys workbench程序软件，通过确定材料参数、构建几何模型、网格划分、求解设置、递交计算、结果后处理分析等步骤，分别建立了中墙厚度1.2、1.4 m，长度为20 m、典型埋深30 m的连拱隧道几何模型，其中隧道中墙为1.2 m时的静力学模型如图1所示。为了方便建模、网格划分及节约计算求解时间，隧道上覆岩体简化为矩形结构。

图1 中墙厚度1.2 m的连拱隧道静力学模型Fig.1 Static model of multi-arch tunnel with 1.2 m middle wall thickness

岩体材料采用密度、各向同性材料模型中的弹性模量及泊松比表征，其中岩体密度为2 690 kg/m3，弹性模量1.8 GPa，泊松比0.34；钢筋混凝土模型采用密度、各向同性材料模型中的弹性模量及泊松比、极限抗拉强度、极限抗压强度表征，其中密度为2 400 kg/m3，弹性模量30 GPa，泊松比0.2，极限抗拉强度2 MPa，极限抗压强度20 MPa。该连拱隧道静力学分析模型的荷载，采用标准重力加速度进行施加，即岩体、二衬及中墙的自重应力。模型底部采用固定约束，模型左右两侧采用法向位移约束。

2.2 静力学分析结果

分别对中墙厚度为1.2 m及1.4 m的静力学分析模型进行了静力学分析，对比分析了两种不同中墙厚度尺寸的隧道工况应力场分布(见图2)及中墙变形位移情况(见图3)。

图2 连拱隧道应力场云图Fig.2 Stress field nephogram of multi-arch tunnel

图3 连拱隧道中墙位移云图Fig.3 Displacement nephogram of middle wall of multi-arch tunnel

由图2可以看出，1.2 m和1.4 m中墙结构的连拱隧道最大主应力，均出现在隧道边墙中部位置，其中1.2 m中墙厚度的隧道边墙结构点最大主应力为18.568 MPa，1.4 m中墙厚度的隧道边墙结构点最大主应力为18.343 MPa；由图3可以看出，1.2 m中墙厚度的隧道中墙的最大位移为2.241 6 mm，1.4 m中墙厚度的隧道中墙的最位移为2.241 08 mm，位移变形部位集中在中墙顶部位置[4]。

国家相关标准规定，连拱隧道中墙厚度不宜小于1.4 m，但受红水河特大桥对接尺寸限制，设计中墙厚度为1.2 m，经上述数值模拟结果的对比分析，得出了1.2 m厚度中墙的变形及最大主应力对于中墙厚度为1.4 m的相对偏大，但其变形及应力分布均在安全范围内，该施工方案可行。

3 连拱隧道控制爆破施工工艺

该连拱隧道进口端为已建成的红水河特大桥，在施工开挖总体上要求采用严格的控制爆破开挖技术，否则不得实施爆破开挖，所以采取从出口端进洞，小导洞出洞的单向掘进方案施工。为了最大限度地保护周边岩体的完整性，同时减少超挖量，提高初期支护的承载能力以及对已建构造物的保护，整座连拱隧道段采用“单侧壁导坑+中导洞”开挖法。中导洞先行，中导洞完全贯通后，中墙及中导洞支护结构经过养护达到设计标准后，才开始进行左、右主洞的施工作业。施工中保证初期支护，及时落底封闭，以确保初期支护的承载能力，爆破作业时严禁以中导洞方向作为自由面进行掏槽[5]，采用多打孔、少装药的爆破方式。

3.1 中导洞爆破参数

为了保证在较为破碎的地质条件下，安全、高效地承建该连拱隧道，根据相关施工经验，先在岩体地质较好地段的中导洞采用新奥法开挖，在充分利用岩体自承能力的基础上，及时对已开挖段进行合理喷浆支护。经过大量的爆破试验，得出了效果较好的中导洞爆破参数，其炮孔布置如图4所示。

图4 中导洞炮孔布置Fig.4 Drilling hole arrangement of middle pilot tunnel

根据《爆破设计与施工》[6]巷道掘进爆破中的相关内容，中导洞所需布置炮孔数量可按照式(1)进行估算。

(1)

式中：q为炸药单耗，kg/m3；S为巷道掘进断面面积，m2；η为炮孔利用率；m为单个药包装药长度，m；G为单个药包质量，kg；α为炮孔装药系数，当药卷直径为32 mm时，取0.6。

经过计算，该中导洞掘进断面面积为60 m2，估算炮孔数为137 个。

取炮孔直径为40 mm，药卷直径32 mm。采用两级楔形掏槽，掏槽孔孔深4 m，孔距65 cm，排距50 cm；两侧辅助孔孔深3.5 m，孔距70 cm，顶部辅助孔孔距120 cm，排距65 cm，下导洞辅助孔孔距80 cm，排距75 cm；周边光面孔孔距40 cm。采用MS1段、MS3段、MS5段、MS7段、MS9段、MS11段雷管进行分段起爆，按照“先掏槽、后辅助、最后周边”的起爆顺序进行组网[7-8]，中导洞全断面爆破炮孔总数为149 个，实际比估计炮孔(137 个)多布置12 个孔，以保证爆破效果。

3.2 左、右主洞爆破参数

中导洞贯穿后，待中隔墙养护达设计强度时，开始采用三级楔形掏槽形式，进行左、右主洞的开挖，掏槽孔孔深3.5 m，孔距70 cm，排距60 cm；上导洞近周边孔的辅助孔孔距为100 cm，排距70 cm，下排孔距120 cm；下导洞辅助孔孔距为100 cm，排距 90 cm；光面孔孔距40 cm。为了保护已开挖的中导洞及中隔墙，爆破网路连接时禁止将中导洞方向作为爆破自由面，采用MS1段、MS3段、MS5段、MS7段、MS9段、MS11段延时雷管进行分段组网起爆，靠近中导洞方向采用高段位雷管[8]，主洞爆破参数及炮孔布置如图5所示。

图5 右主洞炮孔布置 Fig.5 The layout of the right maintunnel drilling holes

根据多次试爆，左、右主洞光爆层采用连续装药方式，超挖现象较为严重，减弱装药后又出现欠挖现象。为了控制主洞爆破的超、欠挖现象，改善爆破效果，在工期较为紧张没有充足时间进行大量爆破试验的情况下，采用Ansys ls-dyna数值模拟的方法，对该隧道岩体条件下的光面爆破，建立数值模拟简化模型，从而得出合理的光爆参数。

4 光面爆破模型

为了对比分析不同装药条件下岩体的光面爆破过程及效果，采用LS-DYNA软件，对光面爆破进行几何模型建立、关键字修改、递交计算以及结果后处理等分析过程。在主洞光爆层的数值模拟中，由于涉及隧道岩体、乳化炸药及空气等相关材料，加上硬件条件限制，大体积三维光面爆破的模型建立及计算需要大量时间及成本，为了节约计算时间及成本，采用简化模型进行分析处理。岩石、乳化炸药及空气采用共节点建模，模型上部采用自由边界，两侧及后侧与空气接触的面选用无反射边界，底部采用法向约束。

4.1 几何模型

建立了光面孔连续装药结构、间隔装药结构的几何模型，其中间隔装药模型分别建立了间隔距离为30、50 、70 cm不同装药形式的数值模拟模型，其余参数与主洞设计参数相同。

4.2 材料模型及状态方程

1)炸药采用2号岩石乳化炸药，在LS-DYNA材料库中选用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，炸药起爆后的状态方程采用*EOS_JWL表征，其JWL状态方程[9]为

(2)

式中：P、V为由炸药JWL方程所决定的压力及体积；E0为炸药的初始比内能；A、B、R1、R2、ω为炸药JWL状态方程常量，其取值如表1所示。

表1 乳化炸药计算参数Table 1 Calculating parameters of emulsion explosive

2)岩石本构模型。在光爆层的数值模拟中，岩石的材料模型采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC表征，添加*MAT_ADD_EROSION关键字用于度量岩石的破坏及失效结果。采用其地质勘察报告中的参数表征其物理力学参数，岩石的密度为2 690 kg/m3，杨氏模量为1.80 GPa，泊松比为0.34，岩体单轴饱和抗压强度为20.8 MPa，极限抗拉强度为0.25 MPa。

空气采用材料库中的*MAT_NULL进行描述，其状态参数用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL空气状态方程多项式表征。

4.3 数值模拟结果及分析

不同装药形式时，百楼1#隧道岩体条件下的光面爆破效果如图6所示，采用连续装药的方式(见图6a)，超挖现象较为严重，且爆破作业后对周围岩体损伤较大。采用间隔装药形式进行光面爆破时，爆破作业对围岩的损伤及扰动较小，可以有效的控制超挖现象，当间隔距离为30 cm时，超挖现象得到一定的控制(见图6b)，但爆破作业对围岩损伤仍然较大；当增大间隔距离到50 cm时，光面爆破效果较好(见图6c)，光面孔周边岩体破碎充分，爆破对周围岩体损伤较小；当再进一步增大间隔距离到70 cm时，超挖及对周围岩体损伤问题虽然得到控制，但出现了欠挖现象(见图6d)，将增加爆破作业后机械二次清理断面的工作量。因此，在该隧道岩体条件下，采用间隔装药距离为50 cm时的装药结构进行光面爆破，能取得较好的效果，经过实际验证，该参数合理、可行。以此证明，在同类工程中，预先采用数值模拟的方法对比分析不同爆破参数工况的爆破效果，进而确定合理、可行的钻爆参数，可节约经济成本及减少爆破试验时间[10]。

图6 不同装药结构光面爆破数值模拟效果Fig.6 Numerical simulation effect of smooth blasting with different charge structures

5 结论

受红水河特大桥对接尺寸限制，设计采用1.2 m厚度的小尺寸中墙，利用连拱隧道静力学分析模型，论证了方案的合理及安全性，采用数值模拟技术及现场爆破试验，得出了较为合理的爆破参数，解决了破碎岩体爆破开挖的超、欠挖问题，形成了较为先进的技术，在同类工程中，具有较大参考价值。

1)采用Ansys workbench建立了1.2、1.4 m中墙厚度的连拱隧道静力学分析模型，对比分析了两种不同尺寸中墙的应力分布及关键结构位移变形情况，得出最大主应力均出现在隧道边墙中部位置，其中1.2 m中墙厚度的隧道边墙结构点的最大主应力为18.568 MPa，1.4 m中墙厚度的隧道边墙结构点的最大主应力为18.343 MPa，应加强该段结构的布筋；1.2 、1.4 m中墙结构的变形分别为2.241 6、2.241 08 mm，位移变形部位集中在中墙顶部位置。因此，在合理支护及加强关键部位布筋及浇筑材料强度的前提下，采用1.2 m厚度中墙结构较为可行，既能很好地完成连拱隧道与红水河特大桥精确对接，又能满足安全运营的要求。

2)破碎性岩体地质条件下连拱隧道的施工，采用中导洞先行的施工工艺，待中导洞贯通、中墙结构强度达设计标准后，再开挖主洞的施工方法较为安全可靠；为了保证中墙结构安全及施工安全，主洞开挖禁止将中导洞方向作为爆破自由面；中导洞循环进尺3.5 m，炮孔利用率87.5%，主洞循环进尺3 m，炮孔利用率85.7%；

3)在破碎性岩体条件下，采用Ansys ls-dyna软件模拟了4种不同装药结构的光面爆破效果，通过对比得出，连续装药结构、30 cm间隔装药时光面爆破超挖现象较为严重，大大增加了喷浆成本；采用50 cm的间隔装药距离时，光面孔周围岩体破碎充分，有效控制了超、欠挖现象，减小了爆破作业对周围岩体的扰动及损伤，爆破效果较好；间隔装药距离增大至70 cm时，出现欠挖现象，增大机械二次破碎的成本及施工周期。通过现场试验发现，底部加强装药可有效减少光爆层根底的产生，减小机械清理工作面的时间，增大循环进尺，取得较好的爆破效果。