鉆爆法隧道原位擴建的振動效應分析與爆破方案比選

呂荔炫

(福州市規劃設計研究院集團有限公司,福州 350108)

鉆爆法因其廣泛的適用性和優良的經濟性，通常是山嶺隧道施工的首選開挖方案。但在城市環境中，掘進爆破引起的振動效應將不可避免給周邊環境(尤其是臨近建筑結構)帶來不利影響[1-2]。

許多學者采用理論分析、數值模擬、現場測試的手段，對鉆爆施工引起的環境振動效應展開大量研究。Lu等[3]對某下穿機場隧道爆破進行現場監測，并通過數值模擬手段對爆破安全進行評估，認為爆破振動與機場跑道的主頻差異明顯，不會引起共振，并給出了確保機場運營安全的振動閾值。曹明星等[4]通過數值仿真分析了上方新建隧道爆破對下方交叉隧道的振動影響，認為多臺階爆破能有效降低振動危害。費聿鵬[5]利用現場實測數據，擬合得到薩道夫斯基公式的相關參數，并在HHT分析方法的輔助下，確定了保護明長城遺址免受爆破振動損害的安全限界。Shin等[6]通過數值方法，重點研究了爆破振動對臨近建筑的影響，并結合實測數據給出了爆破防護區的劃定方法。

近年來，隨著城市交通需求的迅猛增長以及城市建設用地的限制，諸多早期修建隧道都面臨著原位擴建的難題。許多學者對隧道原位擴建工法及相關爆破振動問題展開了研究。林立宏等[7]利用MIDAS/GTS對樓山隧道擴挖過程進行數值模擬，研究了不同開挖順序的影響，得出先上后下的開挖順序可以較好地控制圍巖變形，結構內力較小。林從謀等[8]建立隧道擴建施工過程的三維數值模型，得到了采用CD工法擴挖時圍巖的變形特征。李秀地等[9]利用 ANSYS/LS-DYNA 軟件對鄰近運營隧道下的原位擴建爆破振動效應開展計算，發現運營隧道的迎爆面拱頂及側墻中部動力響應顯著。陳良兵等[10]對擴建隧道開展爆破振動測試，重點研究在存在既有空洞的條件下的爆破振動規律，并通過薩道夫公式擬合得到了振速衰減函數，認為既有臨空面對爆破振動削弱顯著。

綜上所述，城市復雜環境下采用鉆爆法進行隧道原位擴建，其爆破振動效應的控制是決定工程成敗的關鍵之一。本文以福州市馬尾隧道擴建工程為依托，通過精細化數值模擬對傳統掏槽和改進無掏槽兩種爆破方案的振動效應開展分析，重點研究鄰洞襯砌的振動響應和傳播路徑對振動衰減的影響規律，進而比選出較優的爆破方案并應用于實踐。同時施工過程中振動監測數據，也驗證了無掏槽爆破方案的合理性，可為類似條件下的隧道原位擴建工程提供借鑒。

1 馬尾隧道原位擴建工程

1.1 工程概況

既有馬尾隧道位于福州市福馬路東端，始建于1987年，隧道沿線地層自上而下主要為強風化凝灰熔巖、中風化凝灰熔巖及微風化凝灰熔巖，未見大型斷層或破碎帶。隧道洞身所穿越巖層主要為微風化凝灰熔巖，圍巖級別為II-III級。

為滿足日益增長的市政交通需求，既有馬尾隧道運營30年后，福州市于2018年3月起將其由雙向4車道原位擴建為雙向8車道。馬尾隧道擴建前后的橫斷面(以NK18 +110里程為例)位置關系如圖1所示。北側隧道先行向北擴挖，南側隧道向南擴挖，擴建后馬尾隧道單洞凈寬16.75 m(包含4個機動車道和1個人行道)，南北洞中心線距離為37.4～38.1 m。

圖1 原位擴建隧道的相對位置關系(NK18+110斷面)

依據設計文件[11]，北洞先行施工，施工期間交通導改至南洞雙向兩車道通行；待北洞施工完成后，再將交通導改至北洞雙向四車道通行，同時南洞進行擴建施工。同時對于爆破振動控制，要求既有鄰洞襯砌的峰值振速不得大于5 cm/s。

1.2 傳統爆破方案

在II-III級圍巖段，采用上下臺階鉆爆法擴挖，支護結構按新奧法原理進行設計，采用錨桿、濕噴混凝土等為初期支護，二襯采用模筑混凝土。

以北洞NK18 +110里程為例，原設計上臺階的爆破方案如圖 2所示，其中1段為掏槽孔，5段、8段、10段和11段為輔助孔，14段為周邊孔。各段位炮孔參數如表 1所示。

圖2 傳統掏槽爆破方案

表1 炮孔參數

爆破設計循環進尺為2 m，炮孔深度為2.1～2.3 m，除周邊孔采用間隔裝藥方式外，其余炮孔均為孔底連續裝藥形式。一個標準循環炸藥消耗134.8 kg，炸藥單耗為1.35 kg/m3。

1.3 優化爆破方案

隧道掘進采用掏槽爆破方案，其目的是通過掏槽孔的爆破創造新自由面，以提高破巖效率。但原位擴建項目具有天然的臨空面，應充分加以利用，因此提出了無掏槽的優化爆破方案。

不同于掏槽爆破的由中心向外擴展的炮孔布置形式，無掏槽爆破方案(見圖 3)采用了由既有臨空面向隧道內側擴展的炮孔布置形式：排孔走向基本與既有輪廓平行，并逐漸過渡為擴建輪廓。1、5、8、11段均為輔助孔，采用孔底連續裝藥；14、15段為周邊孔，采用空氣間隔裝藥，各段炮孔參數如表 2所示。設計循環進尺為2 m，炮孔深2.2 m，1個循環炸藥消耗67 kg，單耗0.67 kg/m3。

圖3 改進無掏槽爆破方案

表2 炮孔參數

無掏槽方案相較于掏槽爆破方案，有效利用既有隧道的既有臨空面，采用平行既有臨空面的逐段爆破，最大程度地利用巖石重力輔助落塊，一個標準循環的總藥量降低了50.3%，單段最大藥量降低了57.6%。

2 掌子面爆破的精細化數值模擬

在FLAC3D數值平臺上，建立隧道原位擴建的數值模型，對掏槽爆破和無掏槽爆破2種方案的毫秒延時爆破全過程進行精細化數值模擬。

2.1 掏槽爆破數值模型

隧道場地存在自然偏壓(偏壓角約16°)，建立隧道北洞原位擴建的數值模型如圖 4所示，其整體尺寸為250 m×4 m×190 m/117 m(長×寬×左高/右高)。地層自上而下分別為強風化凝灰熔巖(厚約14 m)、中風化凝灰熔巖(厚約37 m)、微風化凝灰熔巖。

圖4 馬尾隧道原位擴建數值模型

巖土體采用六面體網格模擬，總計96 698個單元，105 015個節點，采用摩爾庫倫本構，各土層物理力學參數如表 3所示。既有隧道襯砌采用結構單元liner模擬，彈性模量為32.2 GPa，泊松比0.2，襯砌密度2 700 kg/m3，厚度為0.35 m，共計3 332個liner單元。

表3 巖體基本物理力學參數

朱凌楓[12]通過流固耦合方法，對巖石爆破的瞬態過程開展了數值模擬，并通過全面數值試驗提出了排孔爆破的三角形等效荷載，其峰值Pmean及持時dur關于裝藥不耦合系數Kl、炮孔間距D的綜合預測公式如式(1)、式(2)所示。針對1.2節所述爆破方案，按式(1)、式(2)計算各段排孔爆破的等效三角形荷載，等效爆破荷載施加時間如圖 5所示。

圖5 等效爆破荷載施加時間(掏槽爆破)

+1.23D-0.021D2

(1)

dur=16.6+328e-Kl+0.81D

(2)

關振長等[13]將等效爆破荷載依段位施加于各排孔段位的爆破輪廓線上，研究爆破作用下的襯砌振動效應，其數值模擬結果與現場實測較為吻合。本文同樣采用該方式施加爆破荷載：將掌子面巖體按炮孔段位進行預分區，按圖 5時間軸把等效三角形爆破荷載，依次施加在各段炮孔的爆破輪廓線上(見圖 6)。以第8段為例，首先通過delete命令刪去第8段所控的藍綠色區域巖體，同時在炮孔連心線上施加第8段的等效三角形荷載，其加載時間點為250 ms，峰值荷載217.2 MPa，持時109.6 μs。

圖6 等效爆破荷載的數值模擬施加(掏槽爆破)

2.2 無掏槽爆破數值模型

無掏槽爆破的數值模型與掏槽爆破方案基本相同，但由于炮孔布置不同，在隧道區域的巖體分區稍有區別。無掏槽爆破的數值模擬中，同樣按式(1)、式(2)，計算各段排孔爆破的等效三角形荷載，等效爆破荷載時間如圖 7所示。

圖7 等效爆破荷載時間(無掏槽爆破)

同樣地，將掌子面巖體按非掏槽爆破方案炮孔段位進行預分區，按圖 7時間軸將等效三角形爆破荷載依次施加(見圖 8)。仍以第8段為例，其三角形峰值荷載186.8 MPa，持時109.6 μs，加載時間點為起爆后250 ms。

圖8 等效爆破荷載的數值模擬施加(無掏槽爆破)

2.3 監測點布置

通過model history命令在數值模型中布設監測點(見圖 9)：其中在既有南洞襯砌的拱頂、拱肩、邊墻、拱腳處布設8個監測點；同時在中夾巖內，沿拱腳、邊墻、拱肩、拱頂的水平測線，布置24個監測點。記錄上臺階爆破過程中各測點的速度時程曲線，研究鄰洞襯砌與傳播路徑上巖土體的振動效應。

圖9 振動測點布置

3 基于數值模擬的振動效應分析

3.1 鄰洞襯砌的振速時程曲線

以迎爆側拱腳(M6)為例，掏槽爆破方案中該測點的振速時程如圖 10所示。該時程曲線呈多峰值形態，大致與爆破方案中的6個起爆段位相對應；x向最大振速為4.11 cm/s，z向最大振速為3.56 cm/s，均出現在第四峰值(對應第10起爆段位)；x向和z向振動有較強的關聯性，基本保持同步變化，y向振動微弱，文中不做詳細討論。

圖10 迎爆側拱腳M6測點的振速時程(掏槽爆破)

同樣地，無掏槽爆破方案中迎爆側拱腳(M6)的振速時程如圖 11所示。該時程曲線亦呈現為多峰值形態，大致與各起爆段位相對應，x向最大振速為2.61 cm/s，z向最大振速為2.98 cm/s，均出現在第1峰值(對應第1起爆段位)。需要說明的是，第14段與第15段(周邊孔)由于藥量較小且時間差較小，二者段位差難以識別。

圖11 迎爆側拱腳M6測點的振速時程(無掏槽爆破)

3.2 鄰洞襯砌的振速峰值分析

從鄰洞襯砌各測點的振速時程中，讀取其最大振速，匯總結果如表 4所示。以拱頂為界，將鄰洞襯砌結構劃分為迎爆側和背爆側，兩側襯砌上的振動效應存在顯著差異。以無掏槽爆破為例，迎爆側拱肩最大振速為3.48 cm/s(x向)和3.63 cm/s(z向)，而背爆側拱肩為0.95 cm/s(x向)和1.07 cm/s(z向)，降幅高達72.7%和70.5%，顯然空洞的存在顯著降低了爆破振動效應(距離是次要的影響因素)。掏槽爆破中的情況與之類似，不再贅述。

表4 鄰洞襯砌峰值爆破振速

重點關注鄰洞襯砌迎爆側的振動效應，其峰值振速呈上大下小分布。無掏槽爆破最大振速出現在拱肩處(3.63 cm/s)，與安全閾值相比還有較大余量；掏槽爆破最大振速也出現在拱肩位置(4.87 cm/s)，已相當接近安全閾值。總體上看，無掏槽爆破的振速峰值相較于掏槽爆破平均降低了30.6%。

3.3 水平傳播路徑上的振速峰值分析

水平傳播路徑上各測點的掏槽爆破和無掏槽爆破峰值振速分別如圖12和圖13所示。以無掏槽爆破(見圖13)為例，其峰值振速沿水平傳播距離呈對數衰減趨勢。在鄰近爆破區域巖體振動強烈，各測點峰值振速均在8 cm/s以上，其中D0測點的振速峰值最大(x向10.80 cm/s，z向13.99 cm/s)。0～5 m傳播范圍內峰值振速衰減極快，各測點平均每延米衰減0.91 cm/s(x向)、1.3 cm/s(z向)。5～20 m傳播范圍內，振速峰值衰減速度顯著減緩，平均每延米衰減0.125 cm/s(x向)、0.16 cm/s(z向)。20～30 m傳播范圍內(穿越既有隧道空洞)，已趨平緩的振速峰值曲線再次出現了陡降的情況，空洞區域平均每延米衰減0.25 cm/s(x向)、0.3 cm/s(z向)。掏槽爆破的情況與之類似(見圖 12)，不再贅述。

圖12 水平傳播路徑上各測點的峰值振速(掏槽爆破)

圖13 水平傳播路徑上各測點的峰值振速(無掏槽爆破)

4 振動效應的實測分析

將上述無掏槽爆破方案應用于馬尾隧道北洞原位擴建的工程實踐，同時對南洞襯砌的爆破振動效應開展跟蹤監測。使用兩臺Mini-BlastⅠ型爆破測振儀，分別布置于迎爆側拱腳和背爆側拱腳(對應數值模擬的M6、M7測點)，且監測點隨掌子面推進而同步跟進(見圖 14)。馬尾隧道北洞Ⅱ級圍巖段(NK18+100～NK18+300)共進行了136次爆破，其中上臺階標準進尺爆破42次，得到了84個測點數據。

圖14 爆破振動監測點布置

以NK18+110斷面上臺階爆破為例，M6、M7測點振速時程分別如圖 15、圖 16所示。與數值模擬結果類似，實測振速時程可見5個明顯峰值振速，與起爆段位大致對應。其中迎爆側拱腳最大振速為x向2.23 cm/s、z向2.52 cm/s，背爆側拱腳最大振速為x向0.85 cm/s、z向0.82 cm/s，均出現在第1段位。

圖15 M6測點的振速時程

圖16 M7測點的振速時程

類似地，記錄所有42次上臺階標準進尺爆破實測振速并讀取其峰值，求得馬尾隧道北洞Ⅱ級圍巖段所得平均峰值振速為迎爆側2.438 cm/s，背爆側0.762 cm/s。數值模擬估算的峰值振動與實測結果大致吻合，其中迎爆側高估了18.2%，背爆側低估了2%。

綜上所述，按段位延時依次施加等效三角形荷載的方法，能較精細地模擬掌子面延時分段爆破全過程，可作為隧道掘進爆破方案比選、振動效應預測的有效研究手段。

5 結論

1)優化無掏槽方案較好地利用既有空洞作為自由面，有效發揮了重力在落巖中的作用，降低了炸藥單耗(降幅為50.3%)，減輕爆破振動(平均降幅30.6%)，宜作為隧道擴建工程的首選方案。

2)鄰洞背爆側振速遠遠小于迎爆側(平均降幅為68.7%)；爆破峰值振速在巖土傳播過程中呈對數衰減，尤其是空洞的存在顯著降低了爆破振動效應。

3)按段位依次施加等效三角形荷載的方法，能較精細地模擬掌子面延時爆破全過程，可作為隧道掘進爆破方案比選、振動效應預測的有效研究手段。