高鐵長城站小凈距隧道爆破振動效應研究*

梁書鋒，凌天龍，李 晨

(1.中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京 100083;2.泰山學院 機械與建筑工程學院，泰安 271000)

近年來，隨著我國鐵路交通的發展，高鐵隧道的建設也如火如荼地進行。小凈距隧道作為特殊地形條件下解決鐵路布線的有效結構形式，得到廣泛的應用[1]。在小凈距隧道施工中，爆破開挖會對臨近既有隧道造成一定的擾動，影響已有結構的安全[2]。因此，開展小凈距隧道爆破開挖及其振動效應研究，分析臨近隧道之間的相互影響，具有重要的現實意義。

目前，國內學者在小凈距隧道爆破控制和安全評估方面做了大量的研究工作。這些工作主要包括2個方面：(1)通過監測爆破地震波，研究其在隧道中的傳播規律，進而提出相應的安全判據和控制措施[3-7]；(2)運用數值模擬技術，研究小凈距隧道的爆破振動特性，探討爆破振動對既有臨近隧道及中隔墻的影響，分析小凈距隧道爆破振動效應的影響因素[8-12]。

以新建京張高鐵長城站為工程背景，通過對現場爆破實測振動數據的分析，研究爆破地震波在中隔墻中的傳播規律，討論小凈距隧道中隔墻的振動特性以及相關減振技術措施，為類似工程的爆破施工提供指導建議。

1 工程概況

新建京張高鐵八達嶺長城站位于八達嶺滾天溝停車場下方新八達嶺隧道內，是國內首座采用礦山法施工的深埋高鐵地下車站。車站中心處埋深102.55 m，主體長度450 m，分為三連拱區段和三洞分離標準段。標準段為三心圓拱形斷面，隧洞凈空為11.38 m×9.9 m(寬×高)，中隔墻厚度為2～5.7 m。根據本隧道工程地質鉆探資料揭露，八達嶺長城站所處區域地層巖性主要為八達嶺花崗雜巖，巖脈極為發育，圍巖級別為IV級。八達嶺長城站剖透圖如圖1所示。

長城站小凈距隧道采用新奧法施工，側洞先行，中洞跟進施工。為減小爆破對中隔墻整體性和穩定性的影響，采用上下臺階法鉆爆施工。上臺階采用楔形掏槽爆破，下臺階采用水平孔拉槽爆破。上臺階掏槽孔孔口間距5.5～5.8 m，崩落孔間距0.8～1 m，排距1 m，周邊眼間距40～50 cm。炮孔直徑為φ42 mm，炮眼深度為3～3.5 m，藥卷選用2#巖石乳化炸藥，直徑為φ32 mm，密度1.0 g/cm3。雷管選用1～13段塑料導爆管雷管，采用毫秒延期爆破技術控制爆破振動。上臺階炮孔布置如圖2所示。

圖 1 長城站立體圖Fig. 1 Graphic model of the great wall high speed railway station

圖 2 炮孔布置圖Fig. 2 Layout of blasting holes

2 爆破振動測試

2.1 測試方案

在長城站三洞分離段施工過程中，為增加工作面數量，加快施工進度，側洞施工一定距離后，在中隔墻開挖橫向通道，然后施工后行中洞。由于中洞爆破時中隔墻端部的振動效應未有先行經驗可借鑒，這將作為現場振動監測內容之一；此外，爆破地震波在中隔墻中的衰減規律也作為監測內容的一部分。

通常在小凈距隧道施工時，爆破振動對相鄰隧道產生的最大振動速度出現在迎爆側的邊墻部位[1]。按照上述的監測內容并結合工程實際，本工程的爆破振動測試主要在先行側洞中隔墻迎爆側邊墻部位進行。采集系統采用成都中科測控有限公司研制的TC-4850爆破測振儀。傳感器采用U形卡和膨脹螺栓固定在初襯結構上，并在傳感器和初襯之間使用石膏進行有效固定。此次振動監測分為兩種工況：(1)中洞施工初期，以1～5 m不等間距在側洞迎爆側中隔墻邊墻上布設5個速度傳感器，如圖3(a)所示；(2)后行中洞施工一定距離后，以10 m間距在側洞迎爆側中隔墻邊墻上布設7個速度傳感器，如圖3(b)所示?，F場監測時，測點固定，根據掌子面的位置變化，監測并分析爆破地震波在中隔墻中的分布和傳播規律。

圖 3 爆破振動監測點布置圖(單位：m)Fig. 3 Layout of blasting vibration monitoring point(unit：m)

2.2 爆破振動數據預處理

由于測試環境及測試系統的原因，在振動時程曲線上，波形偏離基線中心，存在明顯的趨勢項。通過信號的頻譜分析可以發現，低于1 Hz的低頻帶幅值出現大幅度增高。趨勢項的存在將嚴重影響峰值振速的判讀和頻譜分析的精度，誤導對低頻信息的把握，必須予以消除。

經驗模態分解(EMD)技術是近年來被應用到非平穩信號趨勢項去除的有效方法，具有較強的自適應性[13]。但在對本次試驗數據的處理過程發現，該方法存在明顯的“端部效應”。為此，本文應用文獻[14]提出的EEMD分解技術，按照以下步驟去除爆破振動信號中的趨勢項：

(1)先對原始信號循環添加多次正態分布噪聲信號并逐次進行EMD分解，得到各IMF分量的“總和”，然后取其均值即為真實的IMF分量。

(2)將取均值后的各IMF分量進行頻譜分析，得到其在頻域內的尺度信息，最后根據測試系統的性能指標和爆破地震波信號特點，去除部分低頻分量，將剩余分量重構即可得到去除趨勢項后的真實振動信號。

圖4為某次爆破施工中監測到的Y方向典型振動信號。從圖中可以看出，趨勢項對原始信號的影響極大，已經無法判斷出峰值振動速度。應用EEMD分解后重構的振動信號，趨勢項完全消除，波形重新回到基線中心位置，表明EEMD分解技術去除爆破地震波信號趨勢項是可行的。將監測得到爆破振動信號按上述方法進行處理，并以此作為后續工作的研究基礎。

圖 4 原始信號及重構信號對比Fig. 4 Comparison of Original signal and reconfiguration signal

3 長城站爆破振動效應

3.1 中隔墻末端“鞭梢效應”

由于本工程中監測位置夾巖厚度僅有5.8 m，隧洞又較高，中隔墻形成“類墻體”結構。橫向通道的開挖改變了中隔墻的整體結構，使得中隔墻末端的“剛度”降低，同時新增的自由面為爆破地震波的反射提供條件。圖5給出了工況一中監測的2組振動速度峰值的分布規律，圖中距離正值表示掌子面前方測點，負值表示掌子面后方測點。

由圖5可以看出：

(1)在爆破地震波作用下，中隔墻末端(1#和2#測試點)X和Y方向的振動速度較大，產生較大的位移，呈現明顯的“鞭梢效應”。特別是在后行中洞開挖初期，測點1振動速度甚至超過爆源附近的測點3(見圖5(a))。

(2)隨著中洞掌子面的推進，中隔墻末端的“放大效應”有所減弱，但測點1的振動速度仍能達到測點3的2～3倍，說明爆破振動對中隔墻末端巖體以及支護結構的仍有較大影響。在中洞施工過程中，測點1附近的混凝土初襯結構已出現明顯的開裂現象。

(3)從圖5(b)可以看出，中隔墻末端的“鞭梢效應”僅存在較小的范圍內，當距離超過5m時(3#測點)，該效應則不復存在。因此，采用縱、橫交錯的隧洞對中隔墻進行切割時，應重點控制爆破振動對中隔墻末端巖體以及支護結構的影響，不能忽視中隔墻末端對爆破地震波的放大作用。

圖 5 中隔墻振動速度特征曲線Fig. 5 Characteristic curves of vibration velocity of the interlaid rock wall

3.2 中隔墻爆破地震波傳播規律

由于孔網參數和裝藥參數與巖層的水文地質條件等因素有關，高鐵長城站小凈距隧道在施工過程中，不同里程的各次爆破參數不盡相同。本工程以前述第二種工況為基礎，針對不同爆心距、不同裝藥量進行了一系列振動測試工作，用以研究中隔墻爆破地震波的傳播規律。

目前，國內外多采用薩道夫斯基經驗衰減公式對爆破數據進行回歸分析[15]

(1)

式中，Vmax為質點振動速度峰值，cm/s；Q為與振動速度峰值VmaX相對應的單段最大起爆藥量，kg；R為爆心距，m；K為與地質條件及巖石特性有關的系數；α為與地質條件有關的爆破地震波衰減指數。

分別選取掌子面前方和后方的爆破振動速度峰值，采用式(1)對數據進行回歸分析，回歸曲線及參數如圖6和表1所示。

表 1 振動速度擬合結果Table 1 Fitting results of vibration velocity

由圖6和表1可以看出：

圖 6 振動速度樣本數據及回歸曲線Fig. 6 Sample data and regression curve of vibration velocity

(1)比例距離小于6時，Y方向振動速度峰值最大，X和Z方向的振動速度峰值相近；當比例距離超過6以后，3個方向的振動速度峰值趨于一致。

(2)掌子面前方振動速度衰減較慢，后方則相對較快，說明在多次爆破荷載作用下，中隔墻巖體受到破壞，形成不同擴展程度的裂紋，完整性降低，這些裂紋可以吸收一部分地震波能量，加快其衰減速度，故掌子面后方振動數據的衰減系數α大于掌子面前方；而掌子面后方振動速度峰值回歸曲線的K值大于掌子面前方，這是因為掌子面后方中隔墻兩側均為臨空面，中隔墻的約束條件降低，在一定比例距離范圍內，掌子面后方的振動速度大于掌子面前方相同距離測點的振動速度，因此，施工中宜加強該部位的監測和相關支護。

3.3 中隔墻爆破振動時頻分析

HHT方法把信號中不同時間頻率范圍的波動或趨勢逐層分解后，產生一組特征尺度不同的數據列，信號的能量在頻率或時間等不同尺度上的分布規律能被真實反映[16]。因此，在掌子面前方和后方選取與掌子面的距離均為25 m的兩個測點的振動信號為研究對象，在第2節的基礎上，將低頻的趨勢項分量去除后，對剩余IMF分量進行Hilbert-Huang變換，將每個分量所包含的能量與總能量的比值繪制成柱狀圖，如圖7所示。

由圖7可以看出，3個方向的振動速度信號中，前4個分量所含能量的比例較大，高頻成分在振動信號中占據主導地位。隨著分量頻率的減小，能量逐漸減弱。需要指出的是，掌子面后方X和Z方向低頻分量的能量出現不同程度的“反彈”現象，通過多組數據的計算分析發現，這種現象是普遍存在的，說明掌子面后方形成“類墻體”結構后，在中隔墻兩側隧洞波動場的影響下，動力響應變得十分復雜，而這些能量占比相對較大的低頻分量有可能對中隔墻的穩定性不利，其影響不可忽視。

圖8為3個方向上2組振動速度信號的Hilbert能量譜，它具有時間-頻率-能量三維特性，能夠精確地表明信號的能量分布情況。從圖中可以看出，3個方向振動速度Hilbert能量譜的整體形式基本相同，信號的波動能量基本處在時間段0～0.6 s內，頻率成分則相對復雜，0～400 Hz均有分布，在50～200 Hz范圍內具有較大的振動能量。與X方向相比，Y方向擁有較高能量的頻率范圍更廣，造成這種現象的原因是Y軸方向的振動信號是由勒夫波和瑞利波疊加產生的。特別地，Z方向信號的頻率成分及其在時間上的能量分布均比X方向和Y方向復雜，這可能是因為車站隧洞將巖體切割成“類墻體”結構，中隔墻需承受上覆巖層傳遞的壓力，使得該結構在Z方向的動力響應極為復雜。

圖 7 不同IMF分量能量分布圖Fig. 7 Energy distribution map of different IMF components

圖 8 不同振動信號三維時頻譜Fig. 8 Three-dimensional energy spectrum of different vibration signal

對比掌子面前方和后方的Hilbert能量譜可以發現，掌子面前方振動信號X和Y方向的振動能量主要集中在0～0.1 s范圍內，這部分振動能量是由掏槽孔引起的，由崩落孔和周邊孔引起的振動能量與掏槽孔相比均較小；而掌子面后方振動信號X方向和Y方向的能量在0.2 s和0.3 s處出現次能量峰值，甚至出現崩落孔引起的振動能量與掏槽孔相當的現象，這是因為崩落孔的單段藥量較大以及掌子面后方“類墻體”結構動力響應的特殊性引起的。因此，在進行爆破設計時不僅應重點控制掏槽孔的裝藥量，還應重視崩落孔的單段最大裝藥量。

4 電子雷管降振技術研究

為最大限度保護隧道圍巖，長城站采用臺階法施工，以避免隧道圍巖在多次爆破荷載作用下破壞失穩。然而，根據振速實測結果可知，采用非電導爆管雷管爆破時，由于段位少，單段起爆藥量較大，爆破引起的與掌子面平齊位置中隔墻最大振動速度峰值大于35 cm/s，遠超過規程標準[17]。因此，采用電子雷管起爆技術控制爆破振動。

電子雷管降振技術的關鍵在于時差的設定。炮孔間延期時間的設置既要保證巖體的破碎，也要實現錯峰降振。通過多次試驗，得出長城站小凈距隧道電子雷管單孔連續起爆相關技術參數：掏槽孔間延期時間設置為15 ms；崩落孔間延期時間設置為20 ms；周邊孔和底邊孔間延期時間設置為6 ms。同一圈崩落孔和周邊孔均采取遠離中隔墻一側先爆，臨近中隔墻一側后爆的方式實施。在保持爆破進尺，炮孔布置，裝藥量等參數不變的情況下，采用上述孔間延期時間參數，對電子雷管起爆引起的振動進行監測，與掌子面平齊的中隔墻振動速度如圖9所示。

圖 9 電子雷管爆破振動信號Fig. 9 Blasting vibration signal of digital detonator

由圖9可以看出，數碼電子雷管施工引起的振動波形為分段式多峰波形，與普通導爆管雷管振動波形不同，電子雷管的多個峰段持續時間長，振速分布均勻；掏槽孔實現單孔連續爆破，產生振動的藥量為單孔藥量，極大地降低了掏槽爆破振動速度；掏槽孔崩落形成空腔，使得遠離中隔墻一側崩落孔誘發的振動極小，而近中隔墻側崩落孔裝藥量大，與中隔墻距離較近，是影響中隔墻振動速度的主要因素；此次監測結果中，最大峰值速度發生在靠近中隔墻一側的底角孔，這也與該炮孔的比例距離較小有關，可在后續的施工優化施工參數加以控制。

圖10為上述數碼電子雷管振動信號的Hilbert 能量譜。由圖中可以看出，振動能量出現的時間與振速多個峰段的時間相同，在整個振動過程中，振動能量的波動較為平穩，并未出現過度集中的能量峰值，振動峰值在頻率軸上呈現均勻化分布趨勢。

圖 10 電子雷管Hilbert能量譜Fig. 10 Hilbert energy spectrum of vibration velocity using digital electronic detonator

根據多次爆破振動測試的統計結果可知，與普通導爆管雷管相比，與掌子面平齊的中隔墻振動速度在使用數碼電子雷管后降低50%～70%，而且爆破后巖石塊度均勻，大塊率降低，炮孔利用率達到90%以上。由此可見，采用上述數碼電子雷管爆破方案施工，可以降低振速，改善爆破塊度，取得了較好的爆破效果。

5 結論

以高鐵長城站為工程背景，研究爆破地震波在小凈距隧道中隔墻中的分布特征和傳播規律，分析中隔墻爆破振動的時頻特性，探討數碼電子雷管降振技術。得到如下結論：

(1)巖體受縱、橫隧洞的分割，形成“類墻體”結構，中隔墻末端振動速度大幅度提高，存在明顯的“鞭梢效應”，應加強該部位的監測和支護。

(2)當比例距離小于6時，Y方向的振動速度最大；當比例距離大于6時，3個方向的振動速度峰值趨于一致。

(3)采用薩道夫斯基公式對爆破振動數據進行回歸分析，結果表明：對于參數K和α的值，K前

(4)對中隔墻振動信號進行希爾伯特變換，結果表明，c1～c4所含的能量比例較高，高頻成分占據主導地位。掌子面后方受雙洞波動場影響，動力響應復雜，低頻分量的能量比例出現“反彈”現象，可能對中隔墻的穩定性不利。

(5)應用HHT方法進行時頻分析，小凈距隧道爆破振動的波動能量集中在50～200 Hz范圍內；掌子面前方巖體的波動能量集中在0～0.1 s內，主要由掏槽孔引起，而掌子面后方則在崩落孔起爆時產生多個次能量峰值，其影響不容忽視。

(6)使用數碼電子雷管實現逐孔起爆，降低單段最大裝藥量，振動波形呈多峰段均勻分布，振動能量波動平穩，振動速度峰值比采用普通雷管施工時降低50%～70%，降振技術方案有效可行。