深基坑開挖爆破對樁錨支護結構的影響及其機理研究

孫鵬昌，覃衛民，陳 明，盧文波

(1.武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢 430072；2.中國科學院 武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，武漢 430071)

爆破作為一種經濟高效的巖體開挖方式，在深基坑開挖中得到了廣泛應用，而爆破開挖過程中釋放的巨大能量往往導致深基坑樁錨支護結構性能的弱化，影響深基坑的穩定和安全。因此，科學評估深基坑開挖爆破對樁錨支護結構的影響是十分必要的，從而可以針對具體深基坑工程設計合理的爆破開挖方案和參數，控制開挖爆破對樁錨支護結構的影響，確保深基坑工程安全順利施工。

針對爆破對樁錨支護結構影響的研究受到了相關學者的關注。許多學者采用數值模擬和現場試驗的方法研究爆破對預應力錨索的影響：李寧等[1]對不同工況下預應力錨索的爆破動力響應影響進行了數值試驗研究，得出了有關單錨、群錨的動力響應規律；陸遐齡[2]結合現場爆破試驗，采用加速度、動應變、動應力等多種測試方法追蹤了爆破動荷載對錨固設施的作用過程及其影響；蘇華友等[3]分析了多點位移計實測曲線，得到了邊坡下部巖石開挖爆破振動效應與邊坡上部預應力錨索拉固作用之間的關系；吳忠誠等[4]通過內力和變形的觀測與分析，研究了爆破振動荷載下預應力錨索復合土釘支護體系力學性能變化對基坑安全的作用規律。關于爆破對深基坑支護樁影響的相關研究則相對較少，賈永勝等[5]對基坑爆破開挖時對鄰近鉆孔灌注樁的保護效果進行了數值計算分析。爆破對深基坑樁錨支護體系影響的相關研究則更少，劉燕等[6]在爆破振動作用下支護結構的分析中引入一維彈塑性桿理論，建立了振動力作用下的樁錨支護結構模型。實際上，研究地震作用對深基坑樁錨支護體系的影響較為普遍[7-10]，但地震和爆破振動的荷載機制和傳播規律差異較大，前者僅可作為研究參考。綜上所述，現有的關于爆破對深基坑樁錨支護體系影響的相關研究較少，且更多的是從變形和應力角度闡述，而從損傷角度闡述爆破對深基坑樁錨支護結構影響的研究較少。

本文依托廈門機場路一期工程分離式車行隧道深基坑爆破開挖工程，基于現場實測數據建立樁錨支護深基坑的數值計算模型，分析研究了深基坑開挖爆破作用下，樁錨支護結構的爆破振動響應規律，支護樁的塑性損傷分布以及預應力錨索的拉力變化規律，并結合結構動力學和波動力學理論分析了深基坑開挖爆破對樁錨支護結構影響的作用機理。研究結果可為樁錨支護深基坑開挖爆破設計提供參考。

1 工程概況

廈門機場路一期工程蓮前西路下穿道及蓮前—梧村山隧道為分離式車行隧道，總體呈SN走向，為雙向六車道特長隧道，單洞凈寬13.5 m，凈高5 m。基坑ZK 7+018～ZK 7+130段最大開挖深度約25 m，寬約48 m。基坑底板以上地層以全～強風化花崗巖為主，局部夾較多弱～微風化殘余體，為f3斷裂帶通過地段；兩側過渡帶則以大塊狀弱～微風化花崗巖為主，夾較多強風化夾層或風化囊。

基坑支護結構設計剖面示意圖，如圖1所示。由于放坡距離不夠，采用“支護樁+預應力錨索”作為基坑的支護結構，支護樁直徑為120 cm，樁間距為2 m；錨索類型采用兩級錨固拉力分散型，共有兩個錨索單元組合成復合錨固體系，錨索為高強低松弛預應力鋼絞線，極限強度為1 860 MPa，共設置5排錨索，上面2排為ΦS15-6，下面3排為ΦS15-8的錨索，錨固段長10 m，傾角20°，注漿材料為摻入膨脹劑的M30水泥砂漿，錨索豎向間距為3 m。

圖1 基坑支護結構設計剖面示意圖

基坑段沿線分布有較多建筑物，爆破施工環境較為復雜，爆區與鄰近建筑物的最小距離在10 m以內，為了保證爆區周邊各建筑物的安全，盡量降低爆破對周邊居民生活和工業生產的影響，距離建筑物50 m以內的基坑段，采用淺孔控制爆破開挖，爆破孔徑90 mm，孔深小于5 m，孔間距0.9～1.5 m，且預留1～3 m厚的巖體作為保護層。

2 數值模型和驗證

2.1 基坑模型

基坑開挖段長度近130 m，采用相同的開挖程序和支護結構型式，因此選擇基坑開挖段的典型橫剖面進行數值模擬，基于典型剖面建立了基坑的1/2對稱模型，如圖2所示。模型整體尺寸為80 m×60 m，其中亞黏土層厚6 m，全風化花崗巖層厚4 m，強風化花崗巖層厚18 m；基坑開挖寬度40 m，對稱模型中為20 m，基坑開挖深度18 m；支護樁直徑1.2 m，樁長32 m；預應力錨索5排，相鄰預應力錨索在豎直方向上間隔3 m，水平傾角20°，錨固段長度18 m，自由段長度11 m。在ABAQUS軟件中建立對應的基坑有限元模型，巖土體及支護樁采用實體單元(C3D8R)模擬，預應力錨索采用Truss單元(T3D2)模擬，整個模型共有8 218個單元、16 917個節點。爆破動力加載時，模型底部及左側采用透射邊界，模型右側采用對稱約束邊界；靜力開挖時，模型底部及左側采用法向約束邊界，模型右側采用對稱約束邊界。

圖2 基坑模型

2.2 巖土體和結構參數

模型中亞黏土、全風化花崗巖、強風化花崗巖、中風化花崗巖采用Mohr-Column彈塑性本構模型，預應力錨索采用線彈性本構模型，具體參數，如表1所示。預應力錨索的預應力自上至下依次為：第1排預應力為350 kN；第2排預應力為350 kN；第3排預應力為200 kN；第4排預應力為200 kN；第5排預應力為350 kN。支護樁混凝土標號為C30，其本構模型采用混凝土塑性損傷(concrete damaged plasticity，CDP)模型，該模型重點關注了材料拉、壓性能的差異，用于模擬混凝土等準脆性材料在反復荷載下由損傷引起的材料退化，主要表現在抗拉、壓屈服強度的差異。支護樁CDP模型的具體參數詳見參考文獻[11]。

表1 巖土體及錨索物理力學參數表

2.3 模擬方法

基坑巖土體分層開挖，采用ABAQUS中Interaction模塊的*Model Change實現，土層分3步開挖，每步開挖2 m，巖層分4層開挖，每層開挖3 m，包括非保護層巖體和保護層巖體兩步開挖，巖土體分層開挖示意圖如圖3所示。巖土體開挖至每一排預應力錨索的錨頭位置出露后，即施加預應力錨索支護，錨索支護同樣采用*Model Change實現，預應力錨索嵌入在巖土體中，其預應力采用降溫法進行施加，降溫法施加預應力(激活錨索后)的溫度=-力/(膨脹系數×彈模×鋼絞線面積)。

圖3 巖土體分層開挖及爆破加載示意圖

考慮對樁錨支護結構影響最大的爆破施工工況，即輪廓面為保護層巖體邊界的光面爆破。爆破加載采用Lu等[12]提出的等效彈性邊界方法，如圖4所示，單個炮孔壁上作用有壓力P0，炮孔半徑為r0，根據力和力矩平衡，可以將如圖4(a)所示作用在炮孔壁上的壓力P0，等效施加在如圖4(b)所示的炮孔連心線上。

圖4 爆破荷載等效施加示意圖

等效爆炸荷載采用如圖5所示的三角形荷載形式，等效荷載峰值計算式為

圖5 三角形等效爆炸荷載

(1)

式中：ρ，D分別為炸藥的密度和爆轟速度；γ為等熵指數；a為裝藥直徑；b為炮孔直徑；k為考慮空氣沖擊波與孔壁作用的放大系數，一般取8～11；Pk為炸藥的臨界壓力，一般中等威力炸藥取為200 MPa；v為絕熱指數；S為相鄰兩炮孔之間的距離；α為軸向裝藥比。

對實際的輪廓爆破做了簡化處理，等效爆炸荷載施加在保護層巖體的邊界上，見圖3。基坑開挖爆破實際孔徑為90 mm，炮孔間距為1.3 m，所用炸藥為巖石乳化炸藥，藥卷直徑為32 mm，計算得到的三角形等效爆炸荷載峰值約為2.03 MPa，爆破荷載壓力上升時間tu為1 ms，正壓作用時間td為6 ms。

2.4 模型驗證

選擇與爆區水平相距約15 m，高差約9 m的地表爆破振動監測點的三次監測數據，將現場監測數據與數值模型計算結果進行對比，以驗證數值模型計算結果的可靠性。現場地表監測點與數值模型對應測點的質點峰值振動速度(peak particle velocity,PPV)對比結果，如表2所示，爆破振動波形對比結果，如圖6所示。

表2 現場監測與數值模擬PPV對比

圖6 爆破振動波形對比圖

由表2可知，數值模擬計算結果與實測結果相比，PPV誤差率最高為6.2%，小于10%。由圖6可知，數值模擬計算得到的爆破振動波形與實測爆破振動波形幅值相當，變化趨勢和衰減速度基本吻合。由于數值模型未考慮巖土體可能存在的節理裂隙對爆破地震波傳播的影響，實測波形峰值出現時間滯后于數值模擬計算得到的波形出現峰值的時間，兩者峰值振動速度稍有差別。綜上所述，數值模型的選取及參數設置較為合理，反映基坑開挖爆破對樁錨支護結構的影響具有一定的可靠性。

3 爆破對樁錨支護結構的影響

3.1 樁錨支護結構爆破振動速度

樁錨支護結構的水平向和豎直向爆破振動速度差異較大，水平向的爆破振動速度較豎直向的爆破振動速度大，這與現場實測規律一致[13]，后續分析以水平向振動速度為主。每次爆破加載下支護樁樁身不同位置處的水平向PPV分布情況，如圖7所示。圖7中的深度以地表為參照，向下記為負值。表3列出了每次爆破加載下預應力錨索錨頭、自由段與錨固段分隔點以及導向帽端點三處的水平向PPV值。

表3 預應力錨索不同位置處水平向PPV

由圖7可知，樁身不同位置處的爆破振動速度存在差異，樁身爆破振動速度分布總體上呈現一定的規律。距離爆區最近的樁身位置僅為2 m，即保護層巖體的厚度，該處爆破振動速度最大，超過了30 cm/s，如第1次爆破加載位置為地表以下6～9 m內的保護層巖體邊界，而相同深度樁身位置的PPV最大；隨著樁身位置到爆區距離增加，爆破振動速度逐漸減小，表現為樁身爆破振動速度從爆破加載深度處向上下兩側遞減；地表以下2 m 至地表這一段樁身的爆破振動存在一定的放大效應，其中前三次爆破樁頂PPV均超過了10 cm/s。根據上述分析，基坑開挖爆破對緊鄰爆區的樁身以及樁頂產生很大的影響，需著重監測樁身這些位置的爆破振動速度。

圖7 樁身不同位置處水平向PPV

由表3可知，預應力錨索不同位置處的爆破振動速度并不存在明顯的差異，錨頭、自由段與錨固段分隔點以及導向帽端點三處的水平向PPV值相當，最大值小于17 cm/s，遠小于樁身最大PPV；分隔點以及導向帽端點處的爆破振動速度并未因距離爆區較遠而明顯減小，相反有時分隔點和導向帽端點處的PPV甚至稍大。根據上述分析，基坑開挖爆破對預應力錨索全長段均產生較大影響，除錨頭外，錨固段的爆破振動也需引起關注。

3.2 支護樁塑性損傷分布

爆破加載和巖土體開挖均可能對支護樁塑性損傷的產生和發展產生一定的影響，這里僅考慮爆破加載的作用。爆破加載對支護樁受拉損傷分布的影響，如圖8所示，僅第2次爆破加載使支護樁新增受拉損傷，受拉損傷因子超過0.98，受拉損傷位置為樁頂以下10～11 m，與第2次爆破加載位置(地表以下10～12 m的保護層巖體邊界)相對應；其他爆破加載未使支護樁新增受拉損傷區域。此外，第2次爆破加載使支護樁原有樁頂以下28 m左右位置的受拉損傷進一步加劇。

圖8 支護樁受拉損傷分布

爆破加載對支護樁受壓損傷分布的影響，如圖9所示。由圖9可知，與支護樁受拉損傷因子相比，支護樁的受壓損傷程度較輕，受壓損傷因子小于0.01，僅為爆破擾動，第2次爆破加載使支護樁原有樁頂以下28 m左右位置的受壓擾動程度加深。

圖9 支護樁受壓損傷分布

結合上述分析，支護樁本身的抗壓性能遠強于其抗拉性能，爆破加載在一定的條件下會使支護樁產生受拉損傷，并且會加劇支護樁原有損傷的進一步發展。

3.3 預應力錨索拉力變化

預應力錨索的拉力在每一次爆破加載后的變化情況，如表4所示。根據表4分析可知，第1排預應力錨索的拉力在每一次爆破加載后均會有一定程度的降低，其中第2次爆破加載后，其拉力損失最大，降低了12.85%；第2排預應力錨索的拉力在第4次爆破加載后有小幅的損失，除此之外，其余預應力錨索的拉力在爆破加載后均表現一定程度的增加。總體上看，爆破加載后，不同排預應力錨索的拉力之間呈現此消彼漲的規律，表現為下排預應力錨索的拉力增加較快，逐步分擔更多的拉力，而上排預應力錨索的拉力增加較慢甚至出現降低的情況。根據上述分析，表明爆破加載使不同排預應力錨索的拉力產生重新調整。

表4 預應力錨索拉力變化率

4 爆破對樁錨支護結構的影響機理分析

首先分析爆破加載對支護樁損傷分布的影響機理。根據圖7可知，四次爆破加載均使支護樁對應位置的PPV超過30 cm/s，參照相關規程和規范中新澆混凝土的爆破振動安全控制標準，最大安全允許質點振動速度為12 cm/s[14-15]。考慮到支護樁距離爆區僅2 m，爆源近區爆破振動的頻率很高，遠高于規程和規范中的主頻最大分類值50 Hz，同樣遠高于支護樁的自振頻率，因此在爆破振動幅值超過安全允許質點振動速度的條件下，支護樁結構不一定產生損傷，Dowding[16]在其著作中詳述了這一現象。

對于僅有第2次爆破加載誘發支護樁對應位置的受拉損傷，采用波動力學理論進行闡述。以分段復合桿為例，如圖10所示，Achenbach等[17]通過分析和試驗指出：在分段組成的桿中，在與短時壓縮作用端相鄰的第1個界面可能發生拉伸破壞，拉伸破壞發生在波阻抗很不同的各段交替時，尤其是在第1段的波阻抗比較小的時候。將保護層巖體看作第1段桿，支護樁作為第2段桿，而全風化花崗巖和強風化花崗巖的波阻抗均較小，因此在全/強風化花崗巖與支護樁交界面易發生拉伸破壞。此外，第2次爆破加載位置恰好位于全、強風化巖層的過渡區，一方面全、強風化花崗巖的波阻抗存在一定差異，使拉伸破壞更易發生；另一方面，巖層層面與支護樁接觸位置易產生應力集中現象。綜上所述，第2次爆破加載使與全、強風化巖層過渡區對應的支護樁樁身位置產生受拉損傷。

圖10 分段復合桿模型

支護樁和預應力錨索作為支護體系的組成部分，兩者為相互作用的一個整體，此外，由于支護樁和預應力錨索組成的支護體系位于巖土體中，因此在分析爆破加載對支護樁以及預應力錨索的性能影響時，應將巖土體的應力狀態考慮在內。爆破荷載作用前后典型的巖土體水平應力狀態變化情況，如圖11所示。巖土體豎向應力在爆破加載前后變化不大，此處未給出。

圖11 水平應力等值線圖

由圖11可知，爆破加載作用使巖土體應力狀態發生擾動，其中第2次爆破加載引發的巖土體應力狀態擾動最為顯著，其余爆破加載引發的巖土體應力狀態變擾動較小，爆破加載對下部巖土體水平應力的擾動強于上部巖土體，且使巖土體水平向應力減小。第1次爆破加載使巖土體水平應力減小，使支護樁受到的巖土體側壓力降低，第1排預應力錨索拉力釋放；后續爆破加載仍然使巖土體水平應力減小，使支護樁受到的巖土體側壓力降低，但作用在支護樁上的巖土體側壓力逐漸向下部比例增大的趨勢發展，使下排預應力錨索的拉力增加較快，逐步分擔更多的拉力，而上排預應力錨索的拉力增加較慢甚至出現降低的情況。

綜上所述，爆破加載對樁錨支護結構性能的影響主要是爆破地震波與支護樁及巖土體相互作用的綜合結果。

5 結 論

以樁錨支護的深基坑爆破開挖為例，通過數值計算研究了爆破加載對樁錨支護結構的影響及其機理，得到如下主要結論：

(1)深基坑開挖爆破使樁錨支護結構產生較大的爆破振動。與爆區對應的樁身爆破振動速度遠大于可參照的爆破振動安全控制標準，且樁頂爆破振動存在放大效應；預應力錨索不同位置處的爆破振動速度遠小于樁身，爆破對預應力錨索全長段均產生較大影響。

(2)深基坑開挖爆破可誘發支護樁損傷的產生和發展。爆破加載作用在波阻抗較小的巖土體邊界上，易使巖土體與支護樁的交界面產生受拉損傷，在有巖層分界面處產生損傷的風險更大。

(3)深基坑開挖爆破使預應力錨索拉力之間重新調整分配。爆破加載通過擾動巖土體應力使巖土體水平應力降低，使不同排預應力錨索的拉力產生重新調整。

(4)深基坑開挖爆破對樁錨支護結構的影響，主要是爆破地震波與支護樁以及巖土體相互作用的綜合結果。