爆炸平面波作用下大跨度洞室抗爆性能模型試驗研究

爆炸平面波作用下大跨度洞室抗爆性能模型試驗研究

0大跨度地下空間錨噴襯砌支護加固技術(shù)橫向超過20m的空間結(jié)構(gòu)統(tǒng)稱為大傾角空間結(jié)構(gòu)。隨著社會經(jīng)濟的逐漸發(fā)展，大力發(fā)展大跨度地下空間已經(jīng)成為世界各國地下巖土工程開發(fā)和建設(shè)的共識。例如加拿大多倫多PATH、新加坡中央商務(wù)區(qū)、法國巴黎LesHalles以及國內(nèi)的香港九龍站、上海靜安公園地鐵樞紐等大型地下空間開發(fā)工程實例都是在此大背景下設(shè)計完成的。與此同時，大跨度地下空間同樣廣泛應(yīng)用于人防、國防工程建設(shè)，尤其是在現(xiàn)代戰(zhàn)爭條件下，精確制導(dǎo)武器能夠鉆入地下很深處進行精準打擊破壞，對大跨度地下空間的防護能力提出了新的挑戰(zhàn)和要求錨噴襯砌支護加固技術(shù)是現(xiàn)階段大跨度地下空間洞室的主要加固方法，是保證洞室工作人員安全和保持洞室穩(wěn)定的重要技術(shù)手段。對此，國內(nèi)外許多學(xué)者通過模型試驗、數(shù)值模擬、理論分析等各個層面進行了大量比較系統(tǒng)的研究，其研究成果也已經(jīng)大量應(yīng)用到現(xiàn)場的巖土工程中1模型材料室內(nèi)試驗現(xiàn)階段大跨度洞室的抗爆試驗主要采用兩種方法:一種是用原型材料縮小比尺在現(xiàn)場進行試驗;另一種是用模型材料在室內(nèi)進行試驗?，F(xiàn)場試驗的難點除了費時、費力之外，主要是巖體特征無法按幾何比尺縮小，同時重力效應(yīng)的影響也無法考慮，會對試驗結(jié)果造成一定的影響。相比較來說，在室內(nèi)用模型材料進行試驗容易操作，并且經(jīng)濟合理。1.1模型洞室應(yīng)力波參數(shù)計算武器爆炸引起的直接地沖擊應(yīng)力波，在較厚巖體中傳播至工程結(jié)構(gòu)附近時應(yīng)力波的曲率半徑已經(jīng)很大，與有限的洞室跨度相比，作用在洞室上的應(yīng)力波已接近平面波的形態(tài)。本試驗要求在模型洞室拱頂施加垂直向下平面波荷載以模擬武器爆炸對原型大跨度洞室的破壞作用。具體做法及思路:按照現(xiàn)行規(guī)范計算出原型洞室部位的爆炸應(yīng)力波參數(shù)，包括應(yīng)力峰值、上升和作用時間等;其次，按照Froude相似比尺換算出模型洞室的各項應(yīng)力波參數(shù);最后，選擇合適的爆炸方式、裝藥量和裝藥位置在模型介質(zhì)中進行爆炸試驗，使其在洞室部位產(chǎn)生所需要的應(yīng)力波參數(shù)。采用Froude相似理論進行模型試驗需要滿足的重要比尺因數(shù)關(guān)系是K1.2試驗總結(jié)1.2.1錨桿加固支護原型巖體為Ⅲ級巖體，大跨度洞室為直墻拱頂型，毛洞凈跨度D為22.8m。外層全斷面周邊采用錨噴支護，選取ue78825錨桿、C20噴射混凝土加固;里層選取C30鋼筋混凝土襯砌支護，配筋有環(huán)向、軸向鋼筋，并于洞室拱腳部位進行局部加強配筋。針對原型，共進行了1次設(shè)計工況和3次超載工況抗爆模型試驗，具體試驗條件詳見表1。1.2.2導(dǎo)爆索和爆炸波疊加試驗要求產(chǎn)生一種平面應(yīng)力波。試驗時在模型表面沿洞室軸線方向等間距地埋設(shè)多根導(dǎo)爆索，如圖1所示，采用兩個電雷管從外圍同時引爆。爆炸時單根導(dǎo)爆索產(chǎn)生的爆炸波相互疊加，可在洞室部位介質(zhì)內(nèi)產(chǎn)生較均勻的壓應(yīng)力波;兩端垂直于洞軸線的導(dǎo)爆索產(chǎn)生的爆炸波可彌補邊界疊加的不足，使爆炸波更接近于平面應(yīng)力波。導(dǎo)爆索間距越小，這種疊加效果越好。經(jīng)反復(fù)試驗，取間距為15cm時，可以在模型介質(zhì)內(nèi)產(chǎn)生較均勻的平面應(yīng)力波，達到試驗要求。1.2.3模擬材料與原型材料物理力學(xué)參數(shù)的比較(1)巖體材料巖體材料經(jīng)過多次比較，最后選定為型砂摻入30%河砂的混合料。其物理力學(xué)參數(shù)詳見表2，基本符合試驗的相似要求。(2)鋼筋混凝土材料試驗中采用石膏模擬原型中的C30鋼筋混凝土，以銅絲模擬鋼筋。以變形相似為首要考慮因素，即要求滿足原型鋼筋與模型銅絲的應(yīng)變相等(K所以變形相似要求剛度EA相似，即K因此，可根據(jù)相似比尺與原型中的配筋率算出模型中銅絲的面積，進而確定銅絲網(wǎng)布置:側(cè)墻和拱部為環(huán)向ue7880.33@19，軸向ue7880.23@23;底板為環(huán)向ue7880.23@30，軸向ue7880.23@30;拱角加強部位為環(huán)向ue7880.33@30，軸向ue7880.23@46。模擬材料與原型材料物理力學(xué)參數(shù)的比較詳見表3。(3)錨桿材料錨桿的模擬同樣以變形相似為首要考慮因素，材料選用ue7882.2塑料焊條，其抗拉強度R1.3數(shù)據(jù)監(jiān)控和研究試驗監(jiān)測內(nèi)容包括模型洞周圍巖介質(zhì)內(nèi)自由場應(yīng)力、洞壁相對位移以及洞周環(huán)向應(yīng)變。1.3.1自由場應(yīng)力測定自由場應(yīng)力測點布置如圖4，共布置14個應(yīng)力測點。P1-P4這4個應(yīng)力傳感器布置在裝藥面下沿垂直方向測量自由場應(yīng)力;P5-P8在洞室拱頂以上3cm水平面上，P9-P14在洞室中心附近的水平內(nèi)，兩組傳感器分別測量所在平面的應(yīng)力分布規(guī)律，其中P12-P14測量的是水平應(yīng)力，其他測點均為垂直應(yīng)力。1.3.2相對位移和洞壁變形測量U1～U4為自制的位移傳感器，測量垂直方向即洞室拱頂?shù)装彘g的相對位移。在A-A斷面上沿環(huán)向布置有ε1.4試驗結(jié)果的分析1.4.1不同擊穿工況下的圍巖應(yīng)力(1)各工況下的應(yīng)力對比分析在設(shè)計工況條件下，兩種洞室洞周應(yīng)力分布形態(tài)大致相同，但從數(shù)值上看，仍存在較大差異性:M2的拱頂、邊墻處垂直應(yīng)力較M1小，水平應(yīng)力二者幾乎相等，如圖6(a);超載工況下如圖6(b)、(c)、(d),M1、M2洞室?guī)r體的垂直應(yīng)力峰值分布狀態(tài)大致相同，其水平應(yīng)力峰值分布狀態(tài)卻明顯不同，M2的拱頂垂直應(yīng)力和側(cè)墻水平應(yīng)力較M1大，側(cè)墻垂直應(yīng)力較小。其主要原因在于M2爆距較小，所以在垂直向下的平面波作用時必然會造成拱頂垂直方向和側(cè)墻水平方向所承載的爆炸荷載相比其他方向大，并且存在邊界反射波對側(cè)墻水平應(yīng)力的影響問題，使之發(fā)生形態(tài)的改變;在爆炸荷載總量不變，M2拱頂承載較大的基礎(chǔ)上，側(cè)墻垂直應(yīng)力相應(yīng)較小。(2)爆炸應(yīng)力峰值衰減規(guī)律針對試驗實測峰值應(yīng)力、爆心距離進行無量綱化處理。以爆心距離r與裝藥量的平方根W式中，P/R1.4.2位移測點的選取表4為各工況下的實測相對位移峰值及殘余值的變化情況，均取為4個位移測點的平均值。從表中可以看出，在試驗的各種工況條件下，M1的洞壁位移值u以U1測點在設(shè)計工況下M1與M2的位移對比圖(圖7)為例，據(jù)圖可知:u1.4.3壓拉過程變化的特性各工況下，M1與M2各點洞壁應(yīng)變隨時間變化明顯不同。M1拱頂部位在不同工況下都呈現(xiàn)出從壓應(yīng)變到拉應(yīng)變的變化過程，而M2拱頂部位只在超載工況下經(jīng)歷了壓拉變化過程，在設(shè)計工況下只處于受壓狀態(tài)。二者的拱腳和直墻部位一直處于壓應(yīng)變狀態(tài)，但其應(yīng)變數(shù)值大小不同，M1遠大于M2，表明在經(jīng)過錨噴襯砌支護以后，M2約束洞壁變形的能力遠好于M1，即抗爆能力優(yōu)于M1(詳見圖8)。1.4.4納入塑性破壞階段(1)洞室破壞形態(tài)分析:M1和M2在設(shè)計工況下均未產(chǎn)生明顯破壞，M1拱腳部位壓應(yīng)變?yōu)?1194με，小于Ⅲ級巖體彈性壓應(yīng)變峰值為1667με(ε=M1在進行超載工況1試驗時，拱頂出現(xiàn)一軸向細裂紋，拱腳處也有較明顯的擠壓破壞現(xiàn)象，此時其拱腳應(yīng)變?yōu)?1853με，大于1667με，但相差不大，表明此時M1已進入塑性破壞階段，故以此時M1拱頂?shù)膽?yīng)力峰值0.086MPa作為其臨界破壞荷載。進行超載2、3試驗時，洞壁應(yīng)變值及其相對位移值接近成倍增長，拱頂裂紋及拱腳擠壓帶迅速延伸，塑性破壞加劇至洞室完全破壞(如圖9)。M2直至超載工況2條件下，拱腳部位才有擠壓破壞帶產(chǎn)生，但其拱頂沒有發(fā)生明顯破壞。此時其拱腳壓應(yīng)變?yōu)?2215με，是C30混凝土壓應(yīng)變極限值1640με的1.35倍。表明此時洞壁介質(zhì)已進入塑性破壞階段，所以M2臨界破壞荷載應(yīng)介于超載1、2工況之間，取其拱頂處應(yīng)力峰值平均值0.152MPa;在超載3試驗時，拱部仍未發(fā)生嚴重塌落破壞，但在局部出現(xiàn)裂紋，此時其拱腳壓應(yīng)變值高達-3657με，已完全處于塑性狀態(tài)(如圖10)。(2)洞室穩(wěn)定性分析:就模型試驗結(jié)果而言，M2的抗爆能力遠遠好于M1，以二者安全系數(shù)作為其穩(wěn)定性的衡量標準。在模型試驗中M1、M2拱頂部位的位移集中現(xiàn)象最明顯，故以模型試驗在臨界破壞荷載條件下試驗實測拱頂所受應(yīng)力峰值σ與設(shè)計工況下拱頂所受應(yīng)力峰值σ結(jié)果表明，K2數(shù)值模擬模擬采用FLAC3D軟件對垂直向下的爆炸平面波作用下大跨度洞室的動態(tài)響應(yīng)進行數(shù)值模擬。該軟件可以針對各種巖土材料力學(xué)效應(yīng)進行分析，模擬現(xiàn)實巖土工程中的支護結(jié)構(gòu)，例如錨桿、襯砌等與巖體的相互作用。2.1爆破能量分析數(shù)值模擬過程中以模型全體作為計算范圍，將巖體以及襯砌簡化為均質(zhì)體，模型整體采用MohrCoulomb彈塑性本構(gòu)模型。針對兩種試驗?zāi)Ｐ彤a(chǎn)生初始破壞狀態(tài)的時間，對超載1、2工況進行模擬計算。爆腔設(shè)在距離裝藥面5cm處，根據(jù)擬合公式1測算得一、二工況爆腔內(nèi)壁的應(yīng)力峰值分別為1.49、1.52MPa;參考試驗實測數(shù)據(jù)以及現(xiàn)行規(guī)范計算其升降壓時間，以Fish語言施加平面波荷載于爆腔內(nèi)壁，見表5;為盡量減小應(yīng)力反射波的影響，引入靜態(tài)黏滯邊界;實際巖體的阻尼效應(yīng)會使爆炸能量產(chǎn)生損耗和逸散，且作用明顯，所以計算時采用了瑞利阻尼。鑒于本文對于抗爆結(jié)果的分析考慮，選取最具代表性的計算位移進行分析。2.2計算結(jié)果對比在施加荷載后的數(shù)值計算過程中，對側(cè)墻、拱頂?shù)母鱾€監(jiān)測點進行位移記錄，其位移計算云圖結(jié)果如圖11所示。由圖可知，在超載1、2工況條件下，M1的拱頂位移相對于M2，集中現(xiàn)象更明顯。這是由于M2拱頂巖體受到了錨噴襯砌支護作用影響，加固作用明顯，造成M2拱頂巖體的剛度、密度在一定范圍內(nèi)大于M1，在一定程度上既約束了巖體向洞內(nèi)的自由變形，又造成M2應(yīng)力波在拱頂巖體中的傳播速度大于M1，進而能夠?qū)⒈ê奢d快速傳遞到側(cè)墻外圍巖體中，從而減小了拱頂荷載集中。圖12為M1、M2的拱頂位移實測波形與數(shù)值計算波形對比圖，據(jù)圖可知:(1)在兩種工況下，二者波形大致相似，均為先下降到達波形負峰值后再回升，但實測波形回升幅度大;(2)從數(shù)值上，實測波形峰值均大于計算波形，而計算殘余值又大于實測殘余值;(3)二者上升時間和作用時間相差不大;(4)超載工況1下M2仍處于彈性階段，但M1已進入塑性破壞階段;(5)M2較M1約束洞室拱頂位移作用明顯，抗爆效果顯著。由此可見，實測位移波形與數(shù)值計算波形一致性較好，能夠明顯表現(xiàn)出二者抗爆性能的區(qū)別。3試驗結(jié)果分析(1)各工況下未支護洞室與錨噴襯砌支護洞室洞周應(yīng)力分布狀態(tài)大致相同，拱頂處均為垂直應(yīng)力集中部位。設(shè)計工況下，未支護洞室拱頂應(yīng)力略大于支護洞室，但隨著超載工況下藥量的增加和爆距的減小，支護洞室拱頂應(yīng)力逐漸大于未支護洞室，且差距逐漸增大。這是因為未支護洞室在試驗過程中拱頂部位首先產(chǎn)生破壞，造成應(yīng)力釋放，且隨著比例距離的減小，拱頂破壞程度越發(fā)嚴重，應(yīng)力釋放現(xiàn)象加劇，進而導(dǎo)致其拱頂部位應(yīng)力小于錨噴襯砌支護洞室。(2)從位移上看，試驗實測數(shù)據(jù)和數(shù)值計算結(jié)果均表明:各工況下，未支護洞室拱頂