地下水封储油洞库洞室爆破地震动影响分析

2018-07-02何国富秦志勇高锡敏

水利与建筑工程学报 2018年3期

何国富，金微，秦志勇，高锡敏

(1.中国石化集团上海工程有限公司，上海 200120； 2.中石化管道储运分公司，江苏徐州 221008)

地下水封储油洞库通常是由储油主洞室、连接巷道、水幕巷道、施工巷道和竖井等组成的大型地下洞室群，主洞室一般为平行布置的大跨不衬砌洞室，洞室上方约25 m高程设置水幕巷道(用于水幕孔的施工和向孔内注水)[1]。由于水封的需要，水幕巷道的开挖施工始终要领先主洞室一定距离，并及时通过水幕巷道向水幕孔加压注水。因此，主洞室、水幕巷道和施工巷道等各洞室之间的布置形式相对固定，相互之间形成了施工爆破开挖中各作业段的高度交叉和重叠，相互间存在着较大的震动干扰影响。在现行规范[2-3]中，对地下水封洞库爆破作业的地震动尚无明确的控制标准，实际仍参照《爆破安全规程》[4](GB 6722—2014)中的有关规定执行。由于地下水封洞库爆破作业高度交叉和重叠的这一特点，施工掘进过程中爆破产生的地震动如若控制不当，不仅对相邻洞室围岩会产生干扰和影响，导致围岩自稳能力的降低，同时也将劣化水幕系统和主动室之间的岩体渗透特性[5]。

目前一般工程中对洞室群爆破地震动影响的研究多采用现场试爆和监测分析相结合的方法，在对采集的数据进行回归整理后，修正和优化爆破参数和方案设计[6]。众所周知，由于爆破场地受爆源位置、装药量和爆炸类型，以及岩体介质特性与局部地质构造等多因素的影响，这一方法难以全面和准确地反映爆破地震动的影响，特别是地震应力波在岩体内的传播特性和衰减规律，同时也存在着预判性较弱的缺陷，故进行过多的现场工程试爆试验也不现实[7-8]。因此，采用数值模拟与现场监测相结合的方法来分析地震动的影响已成为一种必然选择和趋势[9]。

爆破地震动的安全标准通常采用振动速度这一指标。根据国内现有几个水封洞库的施工经验来看，设计文件对主洞室按v=10 cm/s取值，对水幕巷道按v=7 cm/s取值。结合国家某战略石油储备地下水封洞库工程，采用动力有限元时程分析试验方法，分析地下水封洞库洞室群施工爆破地震动对相邻洞室的影响以及震动速度的传播规律，为施工爆破方案的确定和今后水封洞库洞室群爆破安全标准的确定提供参考依据。

1 工程概况和地质概述

1.1 工程概况

某地下水封石洞油库工程库容500万m3，共设置5组洞罐，每组洞罐由2个洞室组成，中间设3条连接巷道。10个洞室平行、等深布置，相邻洞室间距40 m(2倍洞室净跨)，中间有施工巷道的两相邻洞室间距为69 m。洞室上方25 m(水头压力要求大于0.2 MPa)设置8条水幕巷道，其中2条为环通连接巷道，其余6条水幕巷道的洞壁两侧布置长100 m、孔径100 mm、间距10 m～15 m的水幕孔并覆盖全洞库。整个地下工程设置了3条施工巷道，分别从地表不同位置一直延伸到储油洞室相同底标高处，洞室群的三维示意见图1，洞室和各巷道的设计断面参数见表1。

图1 水封洞库洞室群三维示意图

1.2 地质概述

库址区属波状平原及滨海地带，剥蚀残丘地形，高程在-0.49 m～35.23 m之间；区内第四系残坡积层覆盖深厚，平均厚度20 m，覆盖层下主要分布片麻状花岗岩(约占洞库岩体的86%)和花岗闪长岩(γ52(1))，并发育有燕山中晚期煌斑岩脉、花岗伟晶岩脉、细晶状长英质岩脉等各种岩脉以及部分节理裂隙密集带。围岩等级以I、II类为主，占70%，III类占25%。岩土体主要材料参数见表2。

表2 岩土体材料参数

2 数值模拟基本条件

2.1 模型概化和边界设定

根据地下水封洞库洞室群以空间平行等深、等长布置的特点，将相邻主洞室和洞室与各巷道之间的响应分析近似按平面应变问题考虑，即采用二维有限元模型进行动力分析，并同时假定：

(1) 由于洞室为不衬砌裸洞，爆破成形后围岩未被破坏且处于弹性震动状态，采用弹性模型进行分析。

(2) 岩体材料采用瑞利阻尼，即[D]=α[K]+β[M]，频率考察范围取0.75 Hz～5.10 Hz，I、II类围岩的阻尼比ξi近似取5%，则相应的α、β分别为0.413、0.00276。

(3) 模型中不考虑断层、节理裂隙和岩脉等构造的影响。

(4) 不考虑边界反射波的影响作用。

边界约束：X向两侧和Y向底部均为无反射固定约束边界，地表为自由边界。

模型采用实体二维四边形平面应变单元，计算模型如图2所示。考虑到本场地I—II类围岩占优，计算分析即以I—II类围岩情况为主。

图2计算模型示意图

2.2 爆炸荷载模型

根据爆破对岩体的破坏和影响的不同，爆破作用范围可分为近区、中区和远区。近区为岩石粉碎区，中区为岩体破裂区，而远区的岩体只发生弹性震动。对于集中装药或单孔柱状装药，采用波动理论可近似计算爆破在炮孔壁上的初始峰值应力，进而对爆破震动进行计算。而通常在类似洞室隧道的掘进爆破过程中，一般是分布在一定空间内的多孔装药起爆，任意一处由爆破产生的应力是多个应力波叠加的结果，但目前还无法准确地计算多孔装药起爆在某处产生的应力[10-11]。

为了减轻爆破的危害作用，水封洞库的洞室掘进开挖要求采用光面爆破，起爆方式为非电毫秒雷管微差爆破。由于爆炸是一个极其复杂的化学物理过程，爆炸荷载的确定和荷载的加载方式目前多建立在半经验半公式的基础上。本数值模拟的目的主要是研究距爆源中远距离处岩体质点的振动情况，所以根据光面爆破洞室壁面一次成形的特点，爆破作用的荷载面取为洞室周边眼连心线的破裂面，即近似为破碎圈的外侧边界。

在建立洞室掘进爆破的震动场分析模型时，对爆炸荷载和加载方式作如下简化假设：

第二，推进思想政治工作要灵活且具有针对性。时代在不断的改变，医改就是时代改变下的结果。因此，工会在开展工作的过程中，要灵活运用现代科技，与时俱进；此外，针对具体的指示，要进行针对性的工作，比如，针对具体的某一类职工开展工作；只有这样，才能保证医院能够正常运行，保证医院职工的利益，从而形成良性循环，辅助国家完成发展计划[2] 。

(1) 爆破震动荷载以均布压力荷载形式作用在洞室周壁，作用方向为法线方向。

(2) 均布压力荷载形式作用在洞室周壁的爆炸冲击波采用三角形简化形式。

(3) 洞室周壁(周边眼连心线)处于爆破作用远区，洞室周壁的爆破震动荷载不会造成围岩弹性破坏。

爆炸冲击波时程目前主要有指数衰减形和三角形两种。本模拟采用如图3所示三角形压力时程，其中Pmax为洞室周壁的峰值压力，t0为爆破震动荷载升压时间，t1为爆破震动荷载历时。爆炸作用的峰值压力和作用历时与爆破类型方式、炸药的品种性能、炮孔装药量、装药结构与耦合特征等因素密切相关。

图3爆破压力作用时程

炸药的爆生气体压力PD可按下式计算[12-13]：

(1)

式中：γ为等熵指数；ρe为炸药的起始密度，kg/m3；De为爆速，m/s。本工程采用2#乳化炸药，ρe=1 050 kg/m3，De=3 600 m/s，γ=3，炸药直径de=45 mm，炮孔直径d0=32 mm，计算得PD=219 MPa。根据圣维南原理，可以将单个炮孔壁上受到的压力按力和力矩平衡原则等效均布到周边眼连心线的破裂面上，等效压力为：

Peq=2(r0/a)PD

(2)

根据有关文献[14]，爆破作用时间通常在1 ms～100 ms之间，而典型岩体洞室爆破作用历时一般认为在80 ms左右，其中爆破震动荷载升压时段长(t0)约为8 ms～12 ms，卸载时段长(t1—t0)约为50 ms～120 ms。参考类似其它工程资料实测爆破荷载时程曲线[15]，本模拟取t0=12 ms，t1=80 ms。

2.3 数值模拟方案

本工程主洞室为高边墙大跨洞室，采用分三层台阶开挖方式，每层开挖高度10 m，水幕巷道和施工巷道洞室断面较小，采用全断面一次开挖。为考察爆破地震动对相邻洞室之间的影响，结合洞室群的空间布置特点和施工作业程序要求，确定数值模拟方案，见表3。由于水幕巷道和施工巷道均先于主动室开挖，因此其对主动室的爆破震动影响可不作考虑。

3 模拟结果与分析

3.1 方案1模拟结果

在中间主动室顶层开挖爆破荷载作用下，起爆时间在达到荷载峰值t0=12 ms和t1=80 ms结束时，围岩的Mises应力分别为18.1 MPa和1.17 MPa，而整个爆破历时中，围岩最大Mises应力为σmises=25.1 MPa，发生在t=20 ms时刻，显然岩体的应力水平远小于材料的弹性抗压强度，围岩基本无损伤。图4为t=12 ms和t=20 ms时刻矢量速度场云图，球形波阵面的特征明显。其中t=12 ms时的最大矢量速度为vmax=42.88 cm/s，此时恰好为荷载峰值时刻，也是整个洞室群爆破历时的最大速度，此时场地速度分量最大值vx=14.1 cm/s、vy=30.6 cm/s；t=20 ms时的矢量最大速度为vmax=5.88 cm/s，速度分量最大值vx=-3.31 cm/s和vy=-5.31 cm/s。

表3 数值模拟方案

图4岩体矢量速度场云图(中间洞室顶层爆源)

图5为主动室拱顶、地表和两点连线中间点三处的速度响应时程曲线，节点号分别为280#、4597#和9#(即沿竖向y方向三点连线路径)。节点280#受爆炸荷载面直接作用，在12 ms时达到峰值30.4 cm/s，而后迅速衰减，虽仍然有峰点几次跳动变化，但数值仅为6.73 cm/s，震动速度形态与冲击波相似；路径中节点4597#在18 ms时达到最大速度5.5 cm/s，以后的峰值点已不明显；而节点9#在整个爆破作用阶段，速度响应很小几乎可以忽略，这与表层为松散的残积土充分吸收震动能量有关，类似起到了减隔振的作用，说明此类带有较厚覆盖层的场地受洞室爆破震动的影响不大。

图6～图8分别给出了在t=12 ms、20 ms和80 ms三个不同时刻沿上述竖向路径上的加速度、速度和位移分布。从图6～图8中可以看到，离爆破源一定距离内(约30 m～40 m)近爆区的加速度、速度和位移峰值较高，震幅也较大，最近点(280#点0 m位置)临爆面上的加速度在20 ms时达到了最大值21.7 m/s2，约为2.2g，速度更是达到了30 cm/s，但位移幅值却非常低，仅为3.4 mm；近爆区以外的加速度、速度和位移的变化幅值在爆破作用下降时间段没有出现明显的峰值点，说明在临近岩体自由面时(覆盖层以下)，反射波的放大作用和离爆源距的增加而导致的衰减作用存在一定的相互抵消作用，虽然离爆源有一定的距离，但质点竖向振动的强度并不随着距离的增加而显著减小，而是基本维持一定的强度水平。在距离爆源约105 m处遭遇松散的表土覆盖层，震动影响几乎消失。

图5洞室顶、地面和中间点三处vy速度时程曲线

图6不同时刻竖向路径上的加速度分布

3.2 方案2模拟结果

中间主动室进行第二层中层掘进开挖时，爆破荷载作用在洞室两侧壁和底板上，震动的起始传播方向为水平向和竖向向下。图9为t=12 ms和t=28 ms时刻矢量速度场云图。与顶层爆炸作用相同，当t=12 ms荷载峰值时刻的最大矢量速度达到了vmax=48.74 cm/s，场地速度分量最大值分别为vx=27.8 cm/s和vy=-48.7 cm/s；当t=28 ms时，最近的相邻洞室(内侧洞室)围岩处的绝对速度明显增大，最大值为9.39 cm/s，该值已经非常接近洞室安全速度允许值10 cm/s。

图7 不同时刻竖向路径上的速度分布

图8 不同时刻竖向路径上的位移分布

图9岩体矢量速度场云图(中间洞室中层爆源)

在中间主动室与相邻内侧主动室沿水平方向爆破作用路径上(中间爆破洞室壁节点号294#，内侧洞室壁为345#)，在t=12 ms、28 ms和80 ms三个不同时刻沿294#和345#连线路径上的速度分布见图10。从图10中可见，两相邻洞室40 m的水平距离上，不同时刻的水平速度分量vx的分布均呈现为明显衰减，在0～28 ms时间段，速度变化幅值随距离的增大逐渐减小，在28 ms～80 ms时间段，整个区间内的速度变化幅值接近重叠，说明该段岩体(岩柱)震动响应趋于一致。

图10不同时刻水平路径上的水平速度分布

图11～图13分别给出了节点294#和345#的矢量速度v、水平速度分量vx和竖向速度分量vy的时程曲线。节点294#位于爆炸荷载直接作用面上，起爆后速度峰值随爆炸压力上升而迅速增大，速度分量vx和vy几乎同时达到最大峰值，其中vx占主要部分，过最大峰值后vx出现了2个峰值点而vy几乎没有出现或出现非常微弱，说明洞室壁近爆点的震动响应受爆炸初期压缩波作用的影响较大并主要反映在沿波阵面的水平方向上(垂直于洞室壁面)；节点345#离爆源距离最近，该点的速度v分别在t=16 ms、28 ms时刻出现明显的2个跳动峰值8.3 cm/s和9.38 cm/s(见图11)，相应该两个时刻的速度分量分别为vx=8.0 cm/s、vy=2.67 cm/s和vx=2.2 cm/s、vy=8.99 cm/s；而水平速度时程有多个峰值点，最大值出现在15 ms时刻的vx=8.11 cm/s(见图12)，竖向速度仅有一个峰值点，最大值出现在27 ms时刻的vy=9.03 cm/s(见图13)，速度分量出现最大峰值的时刻与矢量速度出现最大峰值的时刻虽然不完全同步，但基本上可以反映出速度分量与矢量速度之间的大致关系，即矢量速度出现的两个峰值基本上分别对应了水平和竖向两个速度分量的峰值，说明爆炸作用初期上升段产生压缩波并首先抵达洞室壁345#节点，主要产生水平震动，爆炸作用后期产生的剪切波抵达该节点，主要产生竖向震动，并与先期到达的压缩波在遇到洞室侧壁自由面时产生的反射波的部分放大作用叠加，使该节点达到最大速度峰值。由此可见，在洞室间距一定的情况下(本工程为2倍洞室净跨)，爆破对同一水平位置相邻洞室影响所出现的两个速度峰值，分别是由先期到达的压缩波引起的水平震动和后期到达的剪切波引起的竖向震动所产生，且竖向速度峰值要大于水平速度峰值。如果改变洞室间距，那么出现水平震速大于竖向震速的情况也是有可能的。

图11洞室壁294#、345#点矢量速度时程曲线

3.3 方案3模拟结果

水幕巷道最靠近外侧主洞室，底板离主洞室拱顶上方垂直距离25 m，实际最近距离29.7 m，所以该洞室顶层开挖对水幕巷道的影响最显著。在顶层掘进爆破荷载作用下，根据计算，在加载峰值t=12 ms时刻，位于顶层底板临爆面上的震动速度达到最大值vmax=43.21 cm/s，此时水幕巷道的角点(节点号26#)的速度为v=8.43 cm/s，拱肩处(节点号270#)的速度为v=7.76 cm/s；在t=14 ms时刻，角点的速度达到最大值vmax=9.05 cm/s，拱肩处的速度为v=8.53 cm/s。两时刻的矢量速度场云图见图14。显然，在爆破荷载升压未到峰值时，水幕巷道围岩的震动速度即已超过了安全允许值7 cm/s。

图12 洞室壁294#、345#点水平速度时程曲线

图13洞室壁294#、345#点竖向速度时程曲线

图15为节点号26#和节点号270#的矢量速度时程曲线。从图中可以看到，26#节点的速度在t=10 ms时即已经达到了7.15 cm/s，270#节点的速度几乎也在在同一时刻t=11 ms时达到了7.16 cm/s。由于水幕巷道断面较小，爆破对角点和拱肩处的影响基本同步。

水幕巷道是向地下岩体补水，保证岩体裂隙在任何时刻都处于饱水状态的重要通道，水幕巷道与主洞室之间的岩体的渗透性状对水封洞库的水封效率至关重要。目前工程采用的爆破安全设计允许标准7 cm/s主要是参照了水电行业水工隧道的安全标准经验值，是基于被保护对象的围岩稳定这一角度确定的指标。事实上，水幕巷道与主洞室之间的岩体质点的震动速度远大于目前设计允许值(主洞室之间同样如此)，爆破震动对洞室围岩之间裂隙岩体渗透性的影响，是采用振动速度指标还是加速度或位移指标来控制，这对于有渗流控制严格要求的水封洞库来说，是有待进一步研究的问题。