水下沉井黏土层爆破参数优化选择研究.pdf

第34卷 第4期 2017年12月 爆 破 BLASTING Vol. 34 No. 4 Dec. 2017 doi10. 3963／ j. issn. 1001 －487X. 2017. 04. 023 水下沉井黏土层爆破参数优化选择研究* 贺伟奇 1，2， 任高峰1， 冯广胜3， 谭 海 1， 王玉杰1， 叶剑红4， 何坤鹏1， 强小刚5 （1.武汉理工大学资源与环境工程学院， 武汉430070；2.中铁十七局集团第三工程有限公司， 石家庄050081； 3.中铁大桥局集团有限公司， 武汉430050；4.中国科学院武汉岩土力学研究所， 武汉430071； 5.大庆石油管理局射孔弹厂西北基地， 咸阳713206） 摘 要 杨泗港长江大桥沉井基底持力层为坚硬黏土层， 施工中通过爆破辅助开挖实现沉井下沉。为确保 黏土层能够顺利破坏和刃脚结构不发生损伤， 需采用合理的爆破参数。对此， 从爆破参数设计出发， 应用 ANSYS／ LS-DYNA数值模拟软件， 对不同爆破参数下黏土层和刃脚结构的应力变化和破坏效果进行了分析， 并结合相应的动态破坏判据进行判断。最终确定合理的临空面高度、 装药量分别为2 m和4. 5 6 kg。施工 过程中刃脚下临空面高度控制在2 m左右， 装药量取4. 5 kg， 黏土层爆破效果和刃脚保护程度均达到了要 求。最终经过3次循环爆破，1号塔沉井下沉到指定位置。 关键词 水下爆破；黏土；沉井；刃脚；参数设计；数值模拟 中图分类号 O383. 1 文献标识码 A 文章编号 1001 －487X（2017）04 －0125 －08 Optimized Selection Research of Blasting Parameters for Clay Layer of Underwater Caisson HE Wei-qi1， 2， REN Gao-feng1，FENG Guang-sheng3，TAN Hai1，WANG Yu-jie1，YE Jian-hong4， HE Kun-peng1，QIANG Xiao-gang5 （1. School of Resources and Environment Engineering，Wuhan University of Technology， Wuhan 430070，China；2. China Railway 17 Bureau Group No. 3 Engineering Co Ltd， Shijiazhuang 050081，China；3. China Railway Major Bridge Engineer Group Co Ltd， Wuhan 430050，China；4. Institute of Rock and Soil Mechanics，Chinese Academy of Sciences， Wuhan 430071，China；5. Northwest Base of Perforating Charge Plant，Daqing Petroleum Administration Bureau，Xianyang 713206，China） Abstract Bearing stratum of the Yangsigang Changjiang River Bridge is stiff clay layer. Blasting excavation was carried out as an auxiliary construction during sinking of open caisson. To ensure clay layer to be destroyed smoothly and the cutting curb safely，it is crucial to adopt rational blasting parameters in the construction. On the ba- sis of corresponding dynamic destruction，numerical simulation software-ANSYS／ LS-DYNA was applied to analyze the stress change and destructive effect of clay layer and cutting curb with different blasting parameters. The results show that rational free surface height was 2 m and charge amount was 4. 5 6 kg，by which good blasting effect on clay layer and the protective degree of cutting curb was obtained. The open caisson of tower reached the specified po- sition with three blasting cycles. Key words underwater blasting；clay；open caisson；cutting curb；design of parameters；numerical simulation 万方数据 收稿日期2017 －08 －01 作者简介贺伟奇（1992 －） ， 男， 硕士研究生， 主要从事爆破工程方 面的试验研究工作， （E-mail）315856799＠ qq. com。 通讯作者谭 海（1970 －） ， 男， 高级实验师， 主要从事采矿工程和 爆破工程方面的教学与研究工作， （E-mail）tanyx98＠ 163. com。 基金项目湖北省自然科学基金重点项目（No.2015CFA136） ； 中央高 校基本科研业务费专项资金（No.20171136GX） ； 国家自然 科学基金（No.51774220） 沉井施工在桥梁工程中已经是比较成熟的施工 技术， 大多数沉井最终坐落在基岩类地层。杨泗港 长江大桥因为地质条件的特殊性， 选择深水下坚硬 黏土作为基底持力层， 并在持力层中下沉一定深度， 此过程需进行爆破辅助开挖。针对沉井刃脚下的爆 破施工， 许多学者已经进行了研究。曹会清等为清 除刃脚底部漂石， 采用小药量松动爆破， 设计相关爆 破参数， 从而解决沉井下沉困难和偏斜问题［ 1］； 邓 森儒为清除沉井下部分花岗岩体， 论述了单响药量 的确定和沉井控制爆破的技术参数， 并在施工中成 功应用［ 2］； 董新涛以阿蓬江大桥深水基础钢沉井施 工为例， 介绍了深水钻岩爆破技术在沉井刃脚岩壁 处理中的应用， 详细说明了爆破方案的选择、 参数设 计等， 并分析了实际爆破效果［ 3］。由此可知， 多数 研究着重于刃脚处的爆破参数设计和现场施工。 杨泗港长江大桥1号塔沉井采用圆端形沉井， 高38 m， 底节刃脚高2 m， 外壁及隔墙断面设计成下 窄上宽的楔形， 内部由混凝土浇筑构成。由于其基 础面积大， 且在硬塑黏土层中下沉较大深度， 在国内 尚属首次， 无成熟经验可借鉴。设计沉井下沉过程 中黏土层采用浅孔微差爆破法分层爆破。首先， 爆 破前采用潜水挖泥机将沉井隔仓中心处的土层开挖 一个沟槽， 如图1所示， 为刃脚下侧的黏土创造自由 面。然后采用钻孔装药爆破 预先在沉井建造中前 后排交叉预置钢管作导向孔， 当沉井下沉至黏土层 后， 用地质钻从导向孔垂直下钻取出所需深度的黏 土形成炮孔， 再将炸药放至炮孔内实施爆破。为保 证沉井顺利下沉与刃脚结构不发生损伤，以AN- SYS／ LS-DYNA数值模拟为研究手段， 针对爆炸应力 波在沉井基底黏土层和刃脚结构中的动力特性开展 了研究， 进而确定了合理的爆破参数。 1 爆破参数设计 根据已有的相关研究， 结合现场工程、 地质情 况， 对刃脚下的黏土层做出如下针对性的爆破参数 设计 （1）考虑水下爆破时炸药和雷管的抗水压和 防水性， 采用乳化炸药和毫秒导爆管雷管。（2）需 爆破开挖的黏土层高度约为6 m， 考虑施工过程中 沉井下沉速度控制和挖泥设备工艺要求， 设计单次下 沉台阶高度H为2 m， 共进行三次循环爆破。（3） 最 小抵抗线W的选取要求将黏土抛出， 并且控制水中 冲击波的能量， 避免对侧壁结构造成影响。结合文献 ［4］ 中推荐参数，W取1.4 m。（4） 为形成平整的底部 平盘， 超深L1不宜过大， 取0.2 m。（5） 根据堵塞长度 L2计算公式， 取0.7 1.0W， 即0.98 1.4 m。（6） 设 计炮孔间距a、 排距b分别为2 m和1.2 m。（7） 单位 炸药消耗量q由文献［4］ 中瑞典的设计方法确定 由 q1、q2、q3、q4四部分构成。其中q1为基本装药量， 是 一般陆地钻孔爆破单耗的2倍， 对水下垂直钻孔， 再 增加10％， 取0. 42 kg／ m3；q2为爆区上方水压增量， 取水深37 m的0. 01倍， 即0.37 kg／ m3；q3为爆区上 方覆盖层增量，取黏土层厚度2 m的0. 02倍，即 0. 04 kg／ m3；q4为岩石膨胀量， 取台阶高度2 m的 0. 03倍， 即0. 06 kg／ m3， 则q取值为0. 89 kg／ m3。 （8） 由上述参数计算， 单孔装药量Q取4. 5 kg。 图1 刃脚处黏土开挖示意图 Fig. 1 Schematic of clay excavation under cutting curb 2 不同参数下黏土层爆破过程模拟 2. 1 不同方案的爆破模拟参数 数值模拟中， 通过改变临空面高度或炸药量， 确 定多种方案来分析并对比爆破过程。考虑到挖泥设 备下挖2 m临空面工作时间长， 为缩短作业周期， 将 炮孔前临空面高度分别取1. 5 m、1 m。炸药量按 1. 5 kg增加或减少， 分别取3 kg、6 kg、7. 5 kg、9 kg。 不同方案的具体参数见表1、 表2。 2. 2 构建有限元模型 通过LS-DYNA非线性有限元程序进行数值模 拟， 采用cm-g-μs基本单位制［ 5］。考虑到刃脚处爆 破环境的复杂性， 建模过程中进行了如下处理［ 6，7］ ①将黏土视为具有各向同性的连续均匀介质；②炮 孔和药柱截面等效为10 cm 10 cm和6 cm 6 cm 621爆 破 2017年12月 万方数据 的矩形；③选取前后排各一个炮孔及之间的土体作 为研究对象， 忽略了同排炮孔间的应力叠加作用；④ 重点考察爆炸冲击波对黏土层和刃脚混凝土结构的 作用， 不考虑12 mm厚钢板层和静水压力的影响； ⑤刃脚倾斜角度为45， 底部作为尖端处理， 压入黏 土层50 cm。 表1 不同临空面高度的爆破模拟参数 Table 1 Blasting simulation parameters in different free surface height 临空面 高度／ m W／ m a／ m b／ m 孔深／ m 装药长 度／ m 堵塞长 度／ m 单孔药 量／ kg 1. 0 1. 5 2. 0 1. 421. 12. 211. 24. 5 表2不同装药量的爆破模拟参数 Table 2 Blasting simulation parameters in different charge mass 临空面 高度／ m W／ m a／ m b／ m 孔深／ m 装药长 度／ m 堵塞长 度／ m 单孔药 量／ kg 21. 421. 12. 2 0. 70 1. 00 1. 35 1. 65 2. 00 1. 50 1. 20 0. 85 0. 55 0. 20 3. 0 4. 5 6. 0 7. 5 9. 0 模型建立后， 总体尺寸为700 cm 100 cm 550 cm， 炸药、 水和黏土、 刃脚之间采用流固耦合算 法， 如图2所示。考虑到微差爆炸间隔时间为 50 ms， 模拟过程持续时间长，将求解时间设置为 55 ms， 计算过程中每隔200 μs输出一步结果文件。 2. 3 材料模型及参数 模拟中， 采用HIGH＿EXPLOSIVE＿BURE材料模 型和JWL状态方程来模拟岩石乳化炸药爆炸过 程［ 8，9］； 水介质采用 NULL材料模型和Gruneisen状 态方程来描述；黏土采用ELASTIC ＿ PLASTIC ＿ HYDRO＿SPALL材料模型；刃脚混凝土结构选用 SOIL＿CONCRETE材料模型［ 10］。各材料模型主要 参数见表3 表6。 图2 模型耦合示意图 Fig. 2 Schematic of model coupling 表3 炸药主要参数［ 11，12］ Table 3 Main parameters of explosive 密度／ （gcm －3） 爆速／ （cm μs －1） CJ压力／ 105MPa A／ 105MPa B／ MPa R1R2 ω E／ MPa V0 1. 00. 360. 0742. 1440. 182E ＋34. 20. 90. 154. 192E ＋30 A、B、R1、R2、ω、E、V0为状态方程参数 表4 水体主要参数 Table 4 Main parameters of water 密度／ （gcm －3） CS1S2S3γ0AE0 1. 021. 651. 92 －0. 09600. 3500 C、S1、S2、S3、γ0、A、E0为状态方程参数 表5 黏土主要参数 Table 5 Main parameters of clay 密度／ （gcm －3） 剪切模量／ MPa 屈服强度／ MPa 硬化模量／ MPa 2. 04167. 70 2. 4 损伤判定依据 爆炸冲击属于动态载荷， 因此对黏土层及刃脚 混凝土结构的破坏判断也应该采用相应的动态强 度［ 13］。对此， 结合类似试验［14-17］， 课题组对杨泗港 基底黏土层的动态强度做了专题研究， 所得结论中 选取各材料损伤判据为 黏土的动态极限抗压强度 小于10 MPa， 动态极限抗拉强度小于1 MPa； 刃脚混 凝土结构的动态极限抗压强度为45. 5 70 MPa。 表6 刃脚混凝土结构主要参数 Table 6 Main parameters of concrete structure 密度／ （gcm －3） 剪切模量／ 105MPa 体积模量／ 105MPa 2. 30. 1250. 1667 2. 5 爆破过程模拟 以临空面高2 m、 炸药量4. 5 kg为例， 图3显示 721第34卷 第4期 贺伟奇， 任高峰， 冯广胜， 等 水下沉井黏土层爆破参数优化选择研究 万方数据 了不同时刻模型的应力情况和破坏效果。前排装药 起爆后， 应力波呈弧形向四周传播至自由面处和刃 脚结构中， 并出现局部应力集中。黏土层受爆炸应 力作用逐渐破坏， 至50 ms后排炸药起爆时， 前排炮 孔已相互贯通， 与自由面之间的黏土层发生整体破 坏。后排装药爆炸过程与前排相似， 由于距离刃脚 更近， 对刃脚混凝土结构造成更大的影响。 3 数值模拟结果分析 对黏土和刃脚进行力学分析时， 在黏土中靠近 自由面处选取测点A1和B1， 在刃脚中压入黏土处 选取测点A2和B2（如图4所示） ， 记录其最大主应 力值的变化过程。 3. 1 不同临空面高度的爆破模拟分析 3. 1. 1 黏土应力分析 不同临空面高度时黏土中测点A1、B1的最大主 应力时程曲线如图5所示， 其中最大主应力为正值 时表示拉应力， 负值时表示压应力。从图中可以看 出， 测点处的黏土最大主应力值正负交替， 同时正值 占有很大的比重， 表明爆破过程中黏土受到拉、 压应 力的共同作用， 且受拉应力持续时间长。 图3 不同时刻的应力云图 Fig. 3 Stress nephogram at different moment 图4 测点位置示意图 Fig. 4 Schematic of viewpoints 821爆 破 2017年12月 万方数据 图5 不同临空面高度时黏土测点的最大主应力时程曲线 Fig. 5 Maximum principal stress-time curves of clay viewpoints in different free surface height 提取图5中不同临空面高度下黏土中测点的最 大压应力及最大拉应力（ 表7） ， 可以看出， 随着临空 面高度增加， 最大拉、 压应力呈减小的趋势， 且拉应 力数值小于压应力。拉、 压应力分别大于黏土的动 态极限抗拉、 抗压强度， 表明临空面高度不同时， 黏 土均发生破坏， 且同时存在拉伸破坏和压缩破坏两 种形式。 表7 不同临空面高度时黏土中测点的 最大压应力和最大拉应力 Table 7 Maximum compressive stress and tensile stress of clay viewpoints in different free surface height 临空面高度／ m1. 01. 52. 0 最大压应力／ MPa382421 最大拉应力／ MPa30. 021. 017. 8 3. 1. 2 刃脚应力分析 临空面高度不同时， 刃脚中测点A2、B2的最大 主应力时程曲线如图6所示。应力值基本为负， 表 明刃脚主要受压应力作用。后排炮孔距离刃脚近， 炸药在50 ms起爆后， 刃脚中的最大主应力值较大。 提取图6中不同临空面高度下刃脚中测点的最 大压应力（表8） ， 可以看出， 随着临空面高度增加， 刃脚中的最大压应力值变化范围不大， 总体呈减小 的趋势。同时， 最大压应力均小于混凝土的动态极 限抗压强度， 表明4. 5 kg炸药量为安全药量， 刃脚 结构不发生损伤。 3. 1. 3 破坏效果分析 选取前后排炮孔所在平面进行观察分析， 图7 显示了不同高度的临空面对应的黏土层破坏效果。 图6 不同临空面高度时刃脚测点的最大主应力时程曲线 Fig. 6 Maximum principal stress-time curves of cutting curb viewpoints in different free surface height 表8 不同临空面高度时刃脚中测点的最大压应力 Table 8 Maximum compressive stress of cutting curb viewpoints in different free surface height 临空面高度／ m11. 52 最大压应力／ MPa24. 023. 122. 5 临空面高度为1 m时， 炮孔深度为临空面高度 的2. 2倍， 炮孔前的黏土层不能完全破坏； 形成爆破 漏斗后， 已破碎的黏土无法完全抛掷到沟槽处， 部分 堆积在漏斗中， 不利于沉井下沉。 临空面高度为1. 5 m时， 炮孔前的黏土层不能 完全破坏， 已破碎的黏土部分堆积在刃脚下方， 不利 于沉井下沉。 临空面高度为2 m时， 黏土爆破效果良好， 炮孔 间能够形成贯通将破碎的黏土抛出， 并形成平整的 底部平盘， 有利于沉井一次下沉到位。 由上述分析可知， 在黏土层发生破坏的前提下， 临空面高度越大， 爆破效果越好， 并且刃脚中的最大 压应力值越小。因此， 合理的临空面高度取2 m。 3. 2 不同装药量的爆破模拟分析 3. 2. 1 黏土应力分析 对于2 m高度的临空面， 黏土中测点A1、B1的 最大主应力时程曲线如图8所示（以3 kg、9 kg为 921第34卷 第4期 贺伟奇， 任高峰， 冯广胜， 等 水下沉井黏土层爆破参数优化选择研究 万方数据 例） ， 爆破过程中黏土层受到拉、压应力的共同作用。 图7 临空面高度不同时的整体破坏效果图 Fig. 7 Schematic of destructive effect in different free surface height 图8 不同药量时黏土层中测点的最大主应力时程曲线 Fig. 8 Maximum principal stress-time curves of clay viewpoints in different charge mass 提取不同炸药量时刃脚中测点的最大压应力和 最大拉应力（表9） ， 可以看出， 随着药量增加， 测点 的最大拉、 压应力均增大， 且压应力变化幅度较大。 炸药量为3 kg时， 最大压应力为8 MPa， 与黏土的动 态极限抗压强度接近， 压缩破坏不明显， 而最大拉应 力达到15. 2 MPa， 此时以拉伸破坏为主。炸药量大 于3 kg时， 最大压应力大于最大拉应力， 并且拉、 压 应力均超过黏土的动态极限抗拉、 抗压强度， 黏土中 同时存在两种破坏形式。 表9 不同药量时黏土中测点的最大压应力和最大拉应力 Table 9 Maximum compressive stress and tensile stress of clay viewpoints in different charge mass 炸药量／ kg34. 567. 59 最大压应力／ MPa8. 028. 540. 248. 489. 8 最大拉应力／ MPa15. 217. 820. 222. 030. 2 3. 2. 2 刃脚应力分析 不同炸药量时刃脚中测点A2、B2的最大主应力 时程曲线如图9所示（以3 kg、9 kg为例） ， 刃脚主 要受压应力作用。后排炮孔距离刃脚近，炸药在 50 ms起爆后， 刃脚中的最大主应力值较大。 提取不同炸药量时刃脚中测点的最大压应力 （ 表10） ， 可以看出， 随着炸药量的增加， 刃脚中最大 压应力逐渐增大。当药量为9 kg时， 最大压应力 55. 2 MPa在混凝土的动态极限抗压强度45. 5 70 MPa范围内， 刃脚结构发生损伤的可能性加大。 低于9 kg药量时， 最大压应力均小于动态极限抗压 强度， 对刃脚结构影响较小。 3. 2. 3 破坏效果分析 选取前后排炮孔所在平面进行观察分析。对于 不同装药量， 临空面高度均为2 m。图10显示了不 同装药量时黏土层的破坏效果。 装药量为3 kg时， 炮孔周围土体破碎， 黏土层 中产生裂隙。但炮孔与临空面之间未形成贯通， 黏 土不能有效地破碎抛掷。 装药量为4. 5 kg时， 同排炮孔相互贯通， 炮孔 与临空面之间的黏土能够整体破坏抛掷； 底部平盘 损伤程度小， 有利于接下来的挖孔装药工作， 但是留 有少量根底。 表10 不同炸药量时刃脚上测点的最大压应力 Table 10 Maximum compressive stress of cutting curb viewpoints in different charge mass 炸药量／ kg34. 5679 最大压应力／ MPa10. 822. 533. 039. 155. 2 031爆 破 2017年12月 万方数据 图9 不同药量时刃脚测点的最大主应力时程曲线 Fig. 9 Maximum principal stress-time curves of cutting curb viewpoints in different charge mass 图10 不同药量时整体破坏效果图 Fig. 10 Schematic of destructive effect in different charge mass 装药量为6 kg时， 刃脚下方土体破碎比4. 5 kg 时更加充分， 效果良好， 不留根底。但是破坏高度超 过台阶高度， 对持力层平盘有一定损伤。 装药量为7. 5 kg时， 底部平盘黏土层裂隙延伸 较严重， 对持力层影响较大， 不利于后期的挖孔装药 工作。 装药量为9 kg时， 刃脚下方黏土层整体破坏， 但炮孔下方黏土持力层也出现严重破碎， 且刃脚明 显变形， 发生损伤。 由上述分析可知， 对于2 m高度的临空面， 装药 量为4. 5 6 kg时， 黏土爆破效果较好， 且刃脚结构 中最大压应力小于动态抗压强度， 不发生损伤。因 此， 合理装药量取4. 5 6 kg。 4 结论 沉井施工过程中， 底部黏土层高度不一致， 总体 上呈汉阳一侧高， 武昌一侧低。汉阳侧沉井底部与 黏土层紧密接触， 刃脚下方的黏土层爆破较为集中。 钻孔爆破由中间向两边进行， 施工进度由当天成孔 数确定。施工前， 对孔底黏土层进行高程测量， 在较 高处进行钻孔， 钻孔深度达到2. 2 m左右， 单孔装药 量为4. 5 kg， 并通过挖泥机将临空面高度控制在 2 m。 一轮爆破过后，底部黏土层基本保持相同高 度， 然后在沉井四周使用空气幕助沉。期间通过人 工潜水、 水下三维成像声呐技术对刃脚处进行观测 可知， 黏土层爆破效果良好， 刃脚不发生损伤， 验证 了设计方案的可行性。最终通过多种工艺的改进完 善和配合， 沉井在黏土层中由最初的每天平均下沉 10 cm， 增加至每天下沉20 cm。至五月份， 经过3次 循环爆破，1号塔沉井下沉到指定位置。 水下黏土层爆破时， 难以进行实时观察和监测。 通过数值模拟可以有效地反映爆炸过程中应力变化 情况和黏土层破坏效果， 并得出以下结论 （1） 炸药量一定时， 随着临空面高度增加， 黏土 和刃脚中的应力值逐渐减小。爆破效果与临空面高 度密切相关， 挖泥机必须挖至临空面最大高度， 才能 保证黏土抛掷到沟槽中， 否则破碎的黏土在刃脚下 方堆积， 限制沉井下沉到指定位置。因此合理临空 面高度取2 m。 （2） 临空面高度为最大值2 m时， 随着炸药量 增加， 黏土和刃脚中的应力值逐渐增大。炸药量的 选取要同时考虑黏土层和刃脚两个方面。药量过 小， 黏土层不能破坏， 过大时， 刃脚发生损伤。因此 施工过程中要严格控制装药量。结合上述理论分析 和实践， 合理装药量取4. 5 kg。 参考文献（References） ［1］ 曹会清， 刘 昆， 张国庆， 等.采用爆破方法处理沉井 下沉刃脚处大漂石［J］.隧道建设，2010，30（4） 461- 464. ［1］ CAO Hui-qing，LIU Kun，ZHANG Guo-qing，et al. 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