道路下淺埋隧道爆破施工振動影響的試驗研究*

鄧祥輝,楊 俊,王 睿,張永杰

(1.西安工業大學 建筑工程學院，陜西 西安 710021；2.云南省建筑科學研究院，云南 昆明 650223；3.云南省巖土工程技術研究中心，云南 昆明 650223)

0 引言

目前，隨著交通工程的快速發展，地下空間利用得到了空前的發展，新建高速公路鄰近既有建筑物、上下交叉隧道、新建隧道下穿既有道路等工程大量涌現。由于受地形條件、環境條件以及工程地質條件的制約，新建隧道往往不得不下穿既有道路。當下穿段圍巖埋深淺，圍巖質量較差時，隧道爆破施工極易引起上部道路發生不均勻沉降、路面開裂，甚至道路失穩坍塌等工程問題[1-2]。因此，在分析爆炸應力波傳播與衰減規律的基礎上，推導多孔爆破質點峰值振速理論計算公式，預測關鍵點爆破振動速度，對選擇合理的施工工法和爆破方案，保證新建隧道和既有道路安全就顯得尤為重要。

1 爆破質點峰值振速理論分析

1.1 質點峰值振速計算中存在的問題

爆破施工中，判斷爆破振動對既有建(構)筑物的影響，主要采用爆破振動速度作為判斷依據[3]。目前，確定爆破振動速度的方法主要有數值模擬和理論分析2種方法[4-5]。通過數值模擬，可計算爆破過程中臨近建筑物的受力、位移以及關鍵點峰值振速，以此來判斷爆破振動產生的影響[6]。姚勇等[7]以都汶高速董家山隧道為例，采用數值模擬的方法計算了隧道施工的爆破振速，并分析了其對先建隧道的影響和主要影響部位；李君君等[8]以五山連拱隧道為工程背景，模擬了隧道施工對臨近建筑物基礎的影響，并分析了爆破振速的分布規律；李秀地等[9]采用模擬分析了新建隧道爆破對臨近運營隧道的影響，通過對比數值模擬與現場測試的結果，提出臨近運營線新建隧道爆破藥量的控制標準。

采用理論方法預測質點爆破振速是非常重要的問題。在理論分析方法基礎上，結合Sadovsk公式及其他經驗公式予以預測，并將其用于爆破試驗，以擬合地形地質相關系數和爆破震動衰減指數，進而獲得較為切合實際情況的PPV計算公式，并對下一次的峰值振速進行預測或對最大單響藥量予以反算。陳慶等[10]根據萬松嶺隧道的實際施工情況，結合現場爆破振動監測結果，建立了預測質點峰值振速的模型；于建新等[11]以新建走馬崗隧道上穿東深供水走馬崗引水隧洞工程為背景，開展上下交叉隧道爆破振動控制技術研究，在實際爆破振動監測的基礎上，得到了符合走馬崗隧道爆破施工方案的爆破振動速度分布規律；吳亮等[12]分析了隧道施工中爆源附近圍巖關鍵塊體的穩定性，并推導了圍巖關鍵塊體安全振速的計算表達式。綜上所述，目前國內外學者對質點峰值振速的計算取得了一些成果。其中，盧文波等[13]提出考慮多孔起爆時質點峰值振速的公式：

(1)

式中：ρ0為巖石密度，kg/m3；rb為炮孔半徑，m；p0為炮孔壁的峰值壓力，MPa；R為爆心距，m；k為與地形地質相關的系數，α為爆破振動衰減指數，k和α通過現場測試予以確認；k′為多孔同段位下起爆的修正因子，與同一段位的爆破孔數、計算點的位置、炮孔的連線等有關；v0為炮孔壁上即rb=R時質點峰值振速，m/s；C0為巖石縱波波速，m/s。

式(1)能夠反映炸藥的類別，裝藥的結構，炮孔直徑、巖石的力學參數等對質點峰值振速的影響。但也存在如下問題：1)隧道爆破掘進中，常常采用多炮孔多段位雷管起爆，此時采用單炮孔半徑作為rb進行計算并不合理，應該按照多炮孔多段位起爆的半徑進行取值；2)實際爆破中裝藥不耦合系數存在差異，而且常使用多段延時雷管，導致炮孔壁上峰值壓力不同，導致難以確定p0；3)根據目前的研究情況，雖然有學者提出當炮孔半徑小于400倍的爆心距時，多孔影響系數可通過炮孔數目近似取值[14]，但這種提法既沒有理論依據，也未通過實測加以證實。因此，修正系數k′在實際計算時很難確定。

1.2 質點峰值振速修正公式

針對多孔多段爆破中的rb，p0和k′較難確定的問題，將已有成果和現場開挖數據相結合來確定。具體思路如下：

1)確定多炮孔等效半徑re的方法

實際施工中，采用多孔多段延時爆破。如果用公式(1)中rb計算質點峰值振速則與實際明顯不符。因此，本文采用等效炮孔半徑re代替rb。根據隧道施工經驗，爆破時周邊眼雖然孔數較多，但裝藥量一般為輔助眼的1/3～1/2，且為不耦合不連續裝藥，振動產生的影響明顯小于輔助眼爆破。而輔助眼在爆破時，因其位置較為分散，且相較于掏槽眼爆破朝向臨空面，所以，即使輔助眼裝藥量較多，輔助眼爆破振動影響仍小于掏槽眼，因此，掏槽眼處的爆破振動最大。

另外，由本工程爆破方案可知，掏槽眼斜插角度僅為70°～75°，因此，可忽略角度影響。根據爆破振動對周邊巖體損傷程度的劃分，可將其分為粉碎區、破碎區和彈性振動區。將多炮孔爆破等效為單炮孔爆破，并將等效爆破荷載施加到等效彈性邊界上。忽略多炮孔爆破的相互作用，則掏槽眼起爆時等效彈性邊界可近似認為是各孔破碎區的包絡線[15]。炮孔等效半徑re如圖1所示。

圖1 掏槽眼等效彈性邊界Fig.1 Equivalent elastic boundary of cut holes

2)確定等效峰值壓力pe的方法

在計算中，炮孔壁峰值壓力來自多炮孔爆破。因此，pe可近似為單孔爆破峰值壓力與η的乘積。單個炮孔爆炸應力波傳播是以指數的形式衰減，此時等效掏槽眼孔壁上受到等效峰值壓力pe可按下式計算[15]：

(2)

式中：η為多孔起爆時荷載影響系數，與掏槽眼的個數和炮孔布置有關；p0為單孔爆破炮孔壁峰值壓力，MPa；pe為多炮孔爆破炮孔壁上等效峰值壓力，MPa；μ為動泊松比；r1和r2分別為粉碎區和破碎區半徑，m。柱狀常規炸藥爆炸時，r1為裝藥半徑的3～5倍，r2為裝藥半徑的10～15倍。

隧道爆破開挖時常采用不耦合裝藥，根據Chapman-Jouguet理論，在不耦合裝藥條件下，單炮孔的炮孔壁峰值壓力p0計算公式為：

(3)

式中：ρe為炸藥密度,g/mm3；dc為裝藥直徑，m；D為炸藥爆轟速度，m/s；db為炮孔直徑，m；γ為等熵指數，一般取3.0。

多孔起爆時，荷載影響系數η為[16]：

(4)

式中：re為掏槽眼等效彈性邊界半徑，m；n為掏槽眼個數。

3)確定修正系數k′的方法

根據等效原理，把多個炮孔爆破形成的整個非彈性區等效為單個爆源。這樣，k′近似為1.0。根據上面的分析，多孔多段爆破的質點峰值振速公式可修正為：

(5)

公式(5)最大的特點在于考慮了隧道實際施工中炮孔分區、分段起爆的情況，并且公式中各參數具有明顯的物理意義。

2 工程概況

寶雞到漢中高速公路關林子隧道為雙向6車道，左線隧道長420 m，右線隧道長509 m，屬短隧道；隧道開挖斷面較大，共計158.8 m2，且新建隧道下穿G316道路出口段，國道一側為山體，另一側為褒河。下穿段為全-強風化片麻巖，巖體節理裂隙發育。

2.1 新建隧道與既有G316道路的位置關系

關林子隧道出口段位于褒河右岸谷坡坡腳，左、右線出口相距34 m。316國道分別與左、右線隧道呈40°和45°斜交，其中與左線斜交樁號ZK159+733處埋深僅為6.07 m，與有限斜交樁號YK159+801處埋深僅為4.05 m。新建隧道出口段與既有道路關系如圖2所示。

圖2 新建隧道與既有道路相對關系Fig.2 Relationship between new tunnel and existing road

從上述分析可見，本工程地形、地質條件復雜，車流量較大，在正常施工條件下，保證新建隧道和316國道安全的難度極大。

2.2 新建隧道施工工法與支護參數

新建隧道下穿316國道段為強風化片麻巖，屬于Ⅴ級圍巖。隧道超前采用雙層Φ159×0.01 m管棚支護。支護參數為：鋼架為I22b型，間距0.5 m/榀；噴射0.28 m厚C25混凝土；設置Φ22砂漿錨桿，長4.0 m，間距1 m×1 m；拱墻掛設雙層Φ8鋼筋網，鋼筋網間距為0.2 m×0.2 m。隧道洞口段采用CRD法施工。

3 現場測試與分析

3.1 爆破方案

關林子隧道下穿316國道段采用CRD法施工，進尺為1.0 m。新建隧道采用光面爆破開挖。掏槽眼為楔形掏槽結構，共計4個，每孔深1.2 m；周邊眼每孔深1.0 m，以間距0.5 m排列。左上部分和右上部分分別為37和24個；左上部分和右上部分裝藥量分別為27.8 kg和26.4 kg；延時雷管共采用7個段位。具體爆破方案如圖3所示，圖中數字為雷管段位編號。

圖3 隧道爆破方案Fig.3 Design of tunnel blasting scheme

3.2 爆破振動測試方案

由于新建隧道左線和右線距離316國道垂直距離僅6.07和4.05 m，隧道爆破施工嚴重威脅上部316國道的安全。為測試最大爆破振速，測試斷面應布置在隧道施工正上方，以隧道拱頂對應的路面點為基準點，在其左右兩側布置監測點。

3.3 爆破振動監測儀器參數設置

爆破振動效果觀測系統由TC-4850爆破振動記錄儀、TCS-B3型三向振動速度型傳感器、低噪聲屏蔽電纜和計算機組成。在正常爆破施工條件下，通過試爆可得爆破最大振速為60 mm/s。為防止附近振動干擾信號使儀器失誤觸發，將觸發電平值設為3 mm/s。爆破振動周期設為2 s，延時設為-100 ms。

在開始施工前，應先確認隧道拱頂與路面基點相對應的位置，在兩側每5 m布設1個測點，本次測試1個斷面布設5個測點，測試中將傳感器固定在測點上。傳感器測得的數據方向設置情況如下：X軸平行于隧道掌子面，Y軸平行于隧道軸線，豎直方向為Z軸。現場布設儀器如圖4所示。

圖4 監測儀器布置Fig.4 Monitoring instrument layout

3.4 現場測試結果分析

未驗證爆破方案的可行性，選擇ZK159+725斷面和ZK159+735斷面進行實驗。由于采用分段延時起爆，在測試前對爆破振動儀進行參數設置，可以保證每1個段位爆破產生的地震波形不發生相互疊加，試爆監測結果如表1和表2所示。

表1 ZK+725斷面關鍵點振速及相關參數Table 1 Key point vibration velocity and related parameters of ZK+725 section

表2 ZK+735斷面關鍵點振速及相關參數Table 2 Key point vibration velocity and related parameters of ZK+735 section

從表1和表2可見，2個斷面的質點峰值振速均出現在掏槽眼爆破時。其中，ZK+725斷面處爆破最大振速為5.8 mm/s，出現在左上部位開挖的測點1處；最小振速為3.2 mm/s，出現在右上部位開挖的測點4處；而ZK+735斷面處爆破最大振速為13.2 mm/s，出現在左上部位開挖的測點1處；最小振速為3.7 mm/s，出現在左上部位開挖的測點4處。從爆破振速數值看，測試結果均不大，而且基本上呈“中間大兩端小”的分布規律，這與實際情況比較吻合。

3.5 修正公式的相關參數確定

根據爆破試驗結果，對本文修正的公式(5)進行回歸分析，以確定相關參數k和α。炸藥密度ρe按照《爆破手冊》選取為1.0×10-3g/mm3，爆速D為3 500 m/s；根據公路隧道設計規范Ⅴ級圍巖巖石密度ρ0為2.0×10-3g/mm3，泊松比μ為0.35；炮孔直徑db為0.042 m；裝藥直徑dc為0.032 m；縱波波速根據相關規范[17]取2 000 m/s。采用統計分析軟件進行回歸分析，根據現場測試的20個測試點振動速度測試結果可以得到公式(5)的相關參數k和α。其中，與地形地質相關的系數k為31.78，爆破振動衰減指數α為2.256。因此，多孔質點爆破峰值振速擬合曲線為：

v=492.34×(0.816/R)2.256

(6)

根據測試結果，可得相關系數為0.816，說明擬合曲線能較準確反映路面關鍵點峰值振速分布情況。

3.6 對比分析

為驗證修正公式的可靠性，對關林子隧道YK159+801斷面爆破施工進行了爆破振速監測，測試結果如圖5和表3所示。同時，采用公式(6)計算了YK159+801斷面10個測點的最大爆破振速，具體結果如表3所示。

表3 ZK+801斷面關鍵點爆破振動速度及相關參數Table 3 Key point vibration velocity and related parameters of ZK+801 section

圖5 ZK+801斷面關鍵點實測最大振速Fig.5 Measured maximum vibration speed of key points for ZK+801 section

從表3和圖5可見，隧道左、右線爆破開挖最大爆破振速分別為23.5 mm/s和20.9 mm/s，發生部位分別為測點1處和測點2處。隧道左、右線爆破開挖最小爆破振速分別為5.6 mm/s和5.2 mm/s，發生部位分別為測點4處和測點3處。從振速最大值和最小值分布規律來看，與ZK159+725和ZK159+735斷面測試結果類似。通過計算得到的理論值可知，測點爆破振速大體上也符合“中間大，兩端小”的規律。從10個測點的測試值與理論計算值的誤差看，最小相對誤差為1.92%，最大為25.34%，平均相對誤差為13.88%，說明本文提出的修正公式可以有效預測本工程的爆破振動速度。

4 結論

1)隧道爆破開挖中，計算質點峰值振速時rb，p0和k′等參數難以確定，本文采用等效方法修正了多孔爆破質點峰值振速理論計算公式。

2)現場監測數據與理論計算值相對誤差最小值為1.92%，最大值為25.34%，平均相對誤差為13.88%，說明本文提出的修正公式是合理可行的。