浅埋隧道爆破地下马蹄形管道的振动响应研究.pdf

第 36 卷 第 2 期 2019 年 6 月 爆 破 BLASTING Vol. 36 No. 2  Jun. 2019 doi 10. 3963/ j. issn. 1001 -487X. 2019. 02. 018 浅埋隧道爆破地下马蹄形管道的振动响应研究* 张 良 1， 管晓明1， 张春巍1， 李 萌2， 李 扬2， 熊怡思2， 王玉山3， 齐 禄2 （1. 青岛理工大学， 青岛 266011； 2. 北京市市政三建设工程有限责任公司， 北京 100022； 3. 北京市政建设集团有限责任公司， 北京 100045） 摘 要 为研究地下马蹄形管道在隧道爆破开挖过程中的振动响应对管道运行安全的影响， 采用 ANSYS/ LS - DYNA 有限元软件中的 ALE 算法建立三维数值模型， 研究隧道爆破地下马蹄形管道的振动响应。研究 结果表明 数值模拟中测点振速峰值与现场监测振速峰值误差均在 10％之内， 验证了数值模拟结果的可靠 性； 柱状炸药起爆后， 爆破地震波以近似球形面波的形式传播至马蹄形管道， 马蹄形管道各部分振动响应不 同， 拱顶、 底板部分的拉应力峰值和振速峰值较大， 边墙部分较小， 且各部分拉应力峰值和振速峰值均随着与 爆炸中心距离的增大而减小； 在隧道爆破开挖过程中， 管道的拉应力峰值和振速峰值与爆破掌子面距管线水 平距离成反比， 与上台阶掏槽孔药量成正比。 关键词 马蹄形管道；隧道爆破；数值模拟；ALE 算法；振动响应 中图分类号 U455. 6 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X （2019） 02 -0117 -09 Vibration Response of Horseshoe-shaped Pipeline under Tunnel Blasting ZHANG Liang1， GUAN Xiao-ming1， ZHANG Chun-wei1， LI Meng2， LI Yang2， XIONG Si-yi2， WANG Yu-shan3， QI Lu2 （1. Qingdao University of Technology， Qingdao 266011， China； 2. Beijing Municipal Three Construction Engineering Co Ltd， Beijing 100022， China； 3. Beijing Municipal Construction Group Co Ltd， Beijing 100045， China） Abstract In order to study the dynamic response of horseshoe-shaped pipeline from tunnel blasting excavation， three-dimensional numerical model was established by using the ALE algorithm of ANSYS/ LS-DYNA software The results show that the error of the peak vibration velocity between the measured point and field monitoring is within 10％， which verifies the reliability of numerical simulation results. After initiation of cylindrical explosion， the blas- ting seismic wave propagates along the horseshoe-shaped pipe with approximate spherical surface wave. For the horse- shoe-shaped pipe， each part of vibration response is different. The peak tensile stress and the peak velocity on the roof and the baseplate part are bigger， while on the sidewall is less enough. Besides， the peak tensile stress and the peak velocity of each part decrease with the distance increase from the explosion center. During the tunnel excava- tion， the peak tensile stress and the peak velocity are inversely proportional to the horizontal distance from the pipe- line， which is proportional to the charge of the cutting hole. Key words horseshoe-shaped pipeline；tunnel blasting；numerical simulation；ALE algorithm；vibration re- sponse 万方数据 收稿日期 2019 -01 -10 作者简介 张 良 （1994 - ） ， 男， 山东省青岛市人， 硕士， 主要从事结 构抗爆抗冲击性能研究，（E-mail）zhangliang qtech. edu. cn。 通讯作者 管晓明 （1985 - ） ， 男， 讲师、 博士， 主要从事隧道及地下工 程爆破技术研究，（E-mail）gxm1369163. com。 基金项目 国家自然科学基金青年基金项目 （51708317） ； 山东省自 然科学基金项目 （ZR2016EEB27） ； 中国博士后科学基金 面上项目 （2017M621095） 随着我国现代化综合交通运输体系的发展， 出 现了越来越多近距下穿城区密集建筑群以及地下市 政管道等构筑物的复杂环境隧道。当这些隧道采用 钻爆法施工时， 爆破产生的振动作用会对周围建 （构） 筑物造成不利影响。特别是距离隧道较近的 地下管道， 如果在隧道施工过程中不对爆破振动加 以控制， 爆破地震波很有可能引起管道损伤、 开 裂 ［1］。一旦地下管道所运输的水、 石油天然气等资 源发生泄漏， 将会造成不可挽回的经济损失。因此， 有必要探究地下管道在隧道爆破过程中的振动响应 问题。 考虑到爆破施工安全、 周围环境条件以及管道 埋置深度等因素， 采用现场试验的方法研究地下管 道的振动响应问题较难实现， 国内外学者大多采用 数值模拟的方法解决此类问题 Mokhtari M 等对埋 地 X65 钢管在土中炸药爆炸下的动力响应进行研 究， 结果表明钢管的变形量和最大等效应变随着运 行压力的增大或径厚比的减小而减小， 且采用 CFRP 对钢管进行加固可以显著提高其抗爆性 能 ［2， 3］； Parviz M 等研究了地表炸药爆炸对圆形供水 管道的影响， 发现管道压力与土体的密度有关， 土体 密度的增大导致了管道压力和主应力的增大 ［4］； 郑 爽英等采用 Lagrange 法得到了圆形输气管道在隧道 爆破下的应力变化规律， 并通过正交数值试验研究 管道直径、 管道壁厚等管道运行参数对其动力响应 的影响 ［5， 6］； 张震等同样采用 Lagrange 法分析了圆 形供水管道在地铁车站爆破施工时的动力响应， 对 比空管和满水两种状态下管道的振动特征， 并通过 回归分析得到管道的爆破控制振速 ［7］。可见，现阶 段对于地下管道在隧道爆破下的振动响应问题还没 有进行系统的研究， 采用的模拟方法较为单一， 所研 究管道截面形状和材料属性大多以小口径的钢质圆 管为主。以某城市浅埋隧道爆破工程为背景， 采用 ANSYS/ LS-DYNA 软件中的 ALE 算法研究地下马蹄 形钢筋混凝土管道在隧道爆破时的振动响应问题。 1 工程背景 某城市高速公路隧道全长约 1700 m， 下穿城市 段大部分为浅埋隧道， 沿线建 （构） 筑物繁多， 下穿 各类市政管道多达 13 处。其中， 隧道近距下穿某马 蹄形供水管道， 最小净距仅为 13. 6 m， 位置关系如 图 1 所示。隧道下穿马蹄形管道段围岩等级为Ⅳ级 （以风化砂岩为主） ， 采用三台阶法分部爆破， 施工 进尺控制在为 1 m 以内， 炮孔布置如图 2 所示。 图 1 隧道与马蹄形管道位置关系示意图 （单位 m） Fig. 1 Position relationship between tunnel and horseshoe-shaped （unit m） 图 2 上台阶爆破炮孔布置示意图 （单位 mm） Fig. 2 The top bench blasting （unit mm） 经过现场实地勘查， 该马蹄形管道修建于 30 年 前， 为无压管道。如图 3 所示， 管道净空尺寸为 3. 6 m （宽）4. 6 m （高） ， 边墙为 0. 4 m 厚现浇钢筋 混凝土， 拱部为0.4 m 厚钢筋混凝土现浇板， 拱顶设 计覆土1.0 m 以上。下穿段管道大部分置于含卵石 811爆 破 2019 年 6 月 万方数据 砾沙土层， 且管道内已存在开裂和渗水现象， 见图4。 图 3 马蹄形管道结构尺寸图 （单位 m） Fig. 3 Structure dimensions of horseshoe-shaped （unit m） 图 4 马蹄形管道现状 Fig. 4 Status of horseshoe-shaped 2 数值模拟 2. 1 模型介绍 当隧道采用台阶法分部爆破时， 由于上台阶掏 槽爆破自由面最少， 岩石夹制作用最大， 其引起的爆 破地震效应最强 ［8， 9］， 故只考虑马蹄形管道在隧道 上台阶掏槽爆破时的振动响应。为节约计算成本， 建立以 YOZ 面为对称面的 1/2 对称模型， 如图 5 所 示， 模型尺寸为 30 m （长）18 m （宽）30 m （高） ， 单元尺寸控制在 0. 35 m。由于掏槽炮孔之间的距 离远小于隧道距管道的距离， 采用等效直径的方法 将图 2 中的多个掏槽炮孔简化为一个圆柱形炮 孔 ［5、 10］。马蹄形管道混凝土采用 Solid164 单元， 钢 筋采用 Beam161 单元， 采用分离式共节点方法进行 建模 ［11］， 其与土层与之间采用面面自动约束。在模 型对称面施加对称约束， 顶面定义为自由面， 其余面 则定义为无反射边界。见图 6。 图 5 数值模型及单元划分 （单位 m） Fig. 5 The finite element model and meshing （unit m） 图 6 管道混凝土及钢筋单元 Fig. 6 Concrete and steel element 2. 2 材料模型 2. 2. 1 空气 空气采用 MAT NULL 材料模型和 EOS LINE- AR POLYNOMIAL 线性多项式状态方程进行描 述 ［12］， 其压力为 p ＝ C0＋ C1μ1＋ C2μ2＋ C3μ3＋（C4＋ C5μ ＋ C6μ2） E 式中 μ ＝ ρ/ ρ0- 1， ρ 为当前密度， ρ0为初始密 度； E 为材料的内能； C0 C6为状态方程参数； V0为 初始相对体积。空气材料参数见表 1 ［13］。 表 1 空气材料参数 Table 1 Parameters of air ρ/ （kgm -3） C0/ MPaC1C2C3C4C5C6E0/ MPaV0 1. 29-0. 10000. 40. 400. 251 2. 2. 2 炸药 炸药采用 MAT HIGH EXPLOSIVE BURN 材料 模型， 并使用 EOS JWL 状态方程进行爆轰压力计 算 ［12］ 911第 36 卷 第 2 期 张 良， 管晓明， 张春巍， 等 浅埋隧道爆破地下马蹄形管道的振动响应研究 万方数据 P ＝ A 1 - ω R1 V e-R1V＋ B 1 - ω R2 V e-R2V＋ ωE V （1） 式中 P 为爆轰压力； A、 B、 R1、 R2、 ω 为状态方程 参数； 对于 2 号岩石乳化炸药， 材料参数见表 2 ［14］。 表 2 炸药材料参数 Table 2 Parameters of explosive ρ/ （kgm -3） D/ （ms -1） Pcj/ GPa A/ GPa C/ GPa R1R2 ω E0/ MPa 120040007. 4214. 40. 1824. 20. 90. 154. 192 2. 2. 3 岩层 岩层采用 MAT PLASTIC KINEMATIC 材料模 型 ［12］， 该模型广泛用于模拟岩层在爆炸冲击下的动 态力学行为 ［15］， 根据工程地质勘察报告， 该地区岩 层以风化砂岩为主， 具体参数见表 3。 表 3 岩层材料参数 Table 3 Parameters of rock ρ/ （kgm -3） E/ GPaν fy/ MPa Etan/ GPa β fc/ MPa 24003. 40. 18300. 50. 530 2. 2. 4 土层 土层采用 MAT FHWA SOIL 模型， 该材料模型 对 Mohr-Coulomb 准则进行修正， 扩展了含水率、 应 力软化、 运动学硬化和变形率等的影响 ［12］， 适合模 拟爆炸问题中的土壤材料 ［16］。隧道下穿马蹄形管 道段土层大多为含卵石砾沙， 其材料参数如表 4 所 示 ［17， 18］。 表 4 土层材料参数 Table 4 Parameters of soil ρ/ （kgm -3） GS K/ MPa G/ MPa C/ MPa φ/ rad MCONT 23002. 65115606. 2 10 -5 0. 610. 25 2. 2. 5 马蹄形管道 马蹄形管道混凝土强度为 C30， 采用 MAT 72R3 模型进行模拟， 该模型采用三个剪切失效面， 考虑了混凝土的损伤和应变率效应， 且仅需输入混 凝土的密度、 抗压强度和单位换算系数等即可自动 生成 ［12］， 能够较好地模拟混凝土材料在爆炸荷载下 的动力响应； 管道钢筋采用 MAT PLASTIC KINE- MATIC 材料模型， 并按 COWPER SYMONDS 方式考 虑应变率效应对屈服强度的影响 ［12］， 其材料参数见 表 5 ［19］。 表 5 钢筋材料参数 Table 5 Parameters of steel ρ/ （kgm -3） E/ GPaνfy/ MPaEtan/ GPaβCPFs 纵筋78502060. 33351040. 550. 12 箍筋78502060. 32351040. 550. 12 2. 3 ALE 算法 在隧道爆破模拟中， 模型包含岩层、 土层、 空气 和炸药等多种物质， 为避免计算过程中单元变形过 大导致网格严重畸变， 引起数值计算中断， 故选用 ALE 算法进行模拟。ALE 算法先执行一个或几个 Lagrange 时步计算， 此时单元网格随材料流动产生 变形； 接着执行 ALE 时步， 即保持变形后的边界条 件， 在网格拓扑关系不变的前提下对内部单元进行 网格重划分， 然后将变形网格中的单元变量和节点 速度输送到新网格中。ALE 算法相比 Lagrange 算 法能够有效地处理大变形问题， 同时还能提供比 Euler 算法更清晰的界定物质流动的界面 ［20］。本文 将炸药和空气划分为 Euler 网格， 使用 ALE MULTI- MATERIAL GROUP 关键字将它们绑定在同一个单 元算法当中； 岩层、 土层和管道划分为 Lagrange 网 格， Lagrange 网格和 Euler 网格之间的通过定义 CONSTRAINED LAGRANGE IN SOLID 关键字实现 流固耦合 ［21］。 3 数值模拟结果分析 如表 6 所示， 总共进行 24 个工况的数值模拟， 来研究不同施工参数 （爆破掌子面位置、 掏槽孔药 量） 对马蹄形管道振动响应的影响， 其中， D 为爆破 掌子面距管道的水平距离 （负值表示隧道已穿过管 021爆 破 2019 年 6 月 万方数据 道） ， Q 为掏槽孔起爆药量。 表 6 模拟工况 Table 6 Simulation cases 工况123456789101112 D/ m 10 5 1 Q/ kg369123691236912 工况131415161718192021222324 D/ m -1- 5 -10 Q/ kg369123691236912 3. 1 数值模拟验证 为验 证 数 值 模 拟 结 果 的 正 确 性，采 用 由 NUBOX-8016 爆破监测振仪、 三维速度型传感器等 组成的爆破振动监测系统， 对地表测点的振动速度 进行监测。将数值模拟中测点掏槽段 X、 Y、 Z 三个 方向振速波形与实测振速波形进行对比， 如图 7 所 示， 可见模拟振速波形振动持续时间较短、 衰减较 快， 但整体趋势与实测波形较为一致， 各反向峰值振 速相差不大， X 方向模拟振速峰值为 0. 67 cm/ s， 实 测振速峰值为0. 73 cm/ s， 误差为8. 2％； Y 方向模拟 振速峰值为1. 60 cm/ s， 实测振速峰值为 1. 51 cm/ s， 误差为5.9％； Z 方向模拟振速峰值为 2. 16 cm/ s， 实 测振速峰值为 -2. 27 cm/ s， 误差为4. 8％。可见， 数 值模型及材料参数、 算法等的选取较为合理。 图 7 测点振动速度时程曲线 （工况 9， 掏槽段） Fig. 7 Time history of velocity at monitoring point（case 9， cutting period） 3. 2 爆破地震波的传播 图 8 为工况 9 中， 不同时刻爆破地震波在岩土 介质中的传播情况。柱状炸药起爆后， 地震波以近 似球面波的形式在岩体中进行传播， 同时， 炮孔周围 岩体被炸裂。爆破地震波面积随时间不断增大， 而 峰值压力则不断减小， 在 T ＝0. 010 s 时刻传播至岩 层与土层交界处。如图 8 （c） 所示， 当爆破地震波传 播至模型边界时并未发生反射现象， 可见非反射边 界定义正确， 爆破地震波并未返回模型。通过 图 8 （d） 可以看出， 地震波在岩土交界处发生反射和 透射， 一部分地震波发生反射返回到岩体之中传播， 另一部分则透过界面向土层中传播。当 T ＝0. 015 s 时， 爆炸冲击波到达管道表面。 图 8 不同时刻岩土介质压力云图 （工况 9， 单位 102GPa） Fig. 8 Pressure contours in the rock and soil at different times （case 9， unit 102GPa） 图 9 为工况 9 中不同时刻爆破地震波在管道上 的传播情况。爆破地震波首先到达在炸药正上方管 道底板区域， 使该区域首先受到压力作用。随后， 地 震波沿管道横截面方向和长度方向传播， 管道受到 的压力不断增大， 大约在 T ＝ 0. 015 s 时刻， 模型中 的马蹄形管道全部受到爆破地震波的作用。由于爆 破地震波在土层、 管道、 空气等不同介质传播时会发 生复杂的反射和透射 ［22］， 管道各部分受到地震波的 作用不同， 振动响应较为复杂。随着时间的增长， 爆 破地震波的峰值压力不断降低， 当其在土中完全衰 减后， 管道停止响应。 121第 36 卷 第 2 期 张 良， 管晓明， 张春巍， 等 浅埋隧道爆破地下马蹄形管道的振动响应研究 万方数据 图 9 不同时刻管道压力云图 （工况 9， 单位 102GPa） Fig. 9 Pressure contours on the horseshoe-shaped pipeline at different times（case 9， unit 102GPa） 3. 3 管道的振动响应 在爆破作用下， 地下结构受四周岩土介质约束 位移影响通常较小， 其振动响应主要通过结构的振速 峰值和拉应力进行描述 ［23， 24］。因此， 首先选取爆炸 中心正上方的管道截面， 对该截面上不同部位的单元 垂直振速峰值和拉应力峰值进行分析。随后， 以该横 截面为起点 （0 m） ， 研究管道各部分振速峰值和拉应 力峰值沿管道长度方向上的变化规律， 各部位单元选 取及管道长度方向已在图6 中进行标示。 图 10、 图 11 为工况 9 中管道拱顶、 边墙、 底板 部分不同单元在不同截面处的拉应力峰值变化情 况， 可以看出 在爆炸中心正上方截面马蹄形管道各 部分的振速峰值和拉应力峰值相差较大。在拉应力 峰值方面， 拱顶部分各单元的拉应力峰值最大， 底板 次之， 边墙的拉应力峰值最小。其中 拱顶 C 处单 元拉应力峰值最大， 约为 0. 57 MPa， 其次为拱顶 A 处单元， 约为 0. 45 MPa。底板部分则是 I 处单元最 大， 约为 0. 31 MPa。边墙部分各单元拉应力峰值相 差不大， 均未超过 0. 2 MPa； 与拉应力峰值不同， 管 道底板部分和拱顶部分振速最大， 最大振速峰值出 现在底板 I 处， 约为3. 17 cm/ s， 其次为拱顶 C 处， 约 为 3. 08 cm/ s， 其余部分振速峰值均小于 2. 0 cm/ s。 在沿管道长度方向上， 马蹄形管道各部分的振速峰 值和拉应力峰值在长度方向上变化较为一致， 峰值 均出现在位于隧道跨度范围内 （0 4 m） ， 并随着横 截面与爆炸中心距离的增大而逐渐减小。 图 10 管道沿长度方向的拉应力峰值 （工况 9） Fig. 10 Comparison of peak tensile stress along the length direction（case 9） 图 11 管道沿长度方向的振速峰值 （工况 9） Fig. 11 Comparison of peak tensile stress along the length direction（case 9） 221爆 破 2019 年 6 月 万方数据 3. 4 不同施工参数的影响 为研究不同施工参数 （爆破掌子面位置、 掏槽 孔药量） 对马蹄形管道的影响， 选取管道截面拉应 力峰值较大 （单元 A、 单元 C） 和振速峰值较大 （单元 H、 单元 C） 的部位进行分析。图 12、 图 13 统计了不 同工况中上述部位拉应力峰值和振速峰值， 可以看 出， 管道各部分的拉应力峰值和振速峰值与爆破掌 子面的位置大致成反比关系。当隧道未穿过管道 时， 爆破掌子面距离管道的水平距离越小， 管道各部 分拉应力和振速越大， 大约在距管道 1 m 处达到峰 值； 随着隧道穿过管道， 爆破掌子面位置不断远离管 道， 管道各部分的拉应力和振速均开始减小。对穿 过管道和未穿过管道各部分的拉应力和振速进行对 比， 当距管道为1 m 时， 除拱顶部分拉应力和振速稍 有增大外， 未穿过管道其他部分的拉应力和振速均 明显大于为穿过的； 当距管道超过5 m 后， 穿过管道 与未穿过管道各部分的拉应力和振速则相差不大。 图 12 不同工况马蹄形管道拉应力峰值 Fig. 12 Comparison of peak tensile stress in different cases 图 13 不同工况马蹄形管道振速峰值 Fig. 13 Comparison of peak vibration velocity in different cases 而管道各部分的拉应力峰值和振速峰值则与掏 槽孔药量成正比， 当爆破掌子面距管道的水平距离 一定时， 增大掏槽孔药量会导致管道各部分拉应力 峰值和振速峰值增大。在爆破掌子面离管道的距离 为 -5 5 m、 掏槽孔药量超过 6 kg 的工况中， 拱 顶边墙连接处的拉应力均超过 1 MPa， 根据最大 拉应力理论， 管道混凝土单元可能会发生破坏。因 此， 在实际施工当中， 考虑到管道的安全， 当爆破掌 子面距离管道为 -1 1 m 时， 建议将掏槽孔药量控 制在 2 kg 之内； 距离为 -5 5 m 时， 掏槽孔药量应 控制在 5 kg 之内； 距离为 -10 10 m 时， 掏槽孔药 量应控制在 8 kg 之内。 4 结论 采用 LS-DYNA 软件中的 ALE 算法对隧道上台 阶掏槽孔爆破下马蹄形管道的振动响应问题进行分 析， 主要结论有 （1） 数值模拟清晰地再现了隧道爆破后地震波 从岩层到土层再到马蹄形管道的传播过程。数值模 拟结果中地表测点三个方向的振速峰值与现场实测 振速峰值的误差均小于 10％， 验证了数值模拟的可 靠性。 （2） 马蹄形管道拱顶、 底板部分的拉应力峰值 和振速峰值较大， 边墙部分拉应力和振速较小。各 321第 36 卷 第 2 期 张 良， 管晓明， 张春巍， 等 浅埋隧道爆破地下马蹄形管道的振动响应研究 万方数据 部分最大拉应力峰值和振速峰值均出现在隧道跨度 范围内的管道截面中， 并随着与爆炸中心距离的增 大而减小。其中， 拱顶边墙连接处的拉应力峰值 最大， 是管道的易受损的部位。 （3） 在隧道爆破开挖过程中， 管道的拉应力峰值 和振速峰值随着爆破掌子面距管道水平距离的减小 或上台阶掏槽孔药量的增大而增大。在爆破掌子面 距离管道 -10 10 m 范围内， 无论管道是否穿过管 道， 都应严格控制掏槽孔起爆药量， 确保管道的安全。 参考文献 （References） ［1］ 管晓明， 余志伟， 宋景东， 等. 隧道超小净距下穿深埋 供水管线爆破监测及减振技术研究 ［J］ . 土木工程学 报， 2017， 50 （S2） 160-166. ［1］ GUAN Xiao-ming， YU Zhi-wei， SONG Jing-dong， et al. 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