循環爆破對在建橋梁的振動影響研究

車云浩，池恩安，趙明生

(貴州大學礦業學院，貴陽 550000)

橋梁作為國家最為重要的建設項目之一，工程施工中產生的爆破振動會對橋梁結構的穩定性產生影響，在爆破振動載荷的反復作用下，若振動超過某一臨界值，將不可避免的導致結構的損傷，結構裂紋及微裂紋的發生與擴展正是循環爆破振動效應的體現。當損傷累積到一定程度，將對建筑物的安全使用產生威脅。頻繁的擾動將加重結構的受損程度，大大降低建筑物的使用期限，還可能造成建筑物的直接破壞[1-5]。現在關于爆破對橋梁影響的研究大多只關注單次爆破，沒有考慮循環爆破的影響。

隧道爆破施工距離橋梁位置較近時，由于在建橋梁結構未成形，混凝土結構未完全凝固，橋梁的強度和穩定性不高，多次爆破作業對其產生的影響將尤為明顯，本文以貴州晴隆戰馬田的泄洪隧道工程為背景，利用FLAC3D 6.0建立三維模型，探索循環爆破產生的振動對在建橋梁建筑結構、橋面、橋墩以及對凝固中的混凝土強度產生的影響。

1 工程概況

隧洞下穿在建晴隆至光照二級公路路基，隧洞與道路附近相交，交角79°，在建道路路面高程約1 204 m，與隧洞頂部開挖輪廓線標高1 110 m高差96 m；洞身輪廓線北側距孔家莊大橋最近橋臺43 m，輪廓線與橋臺樁基底部距離約75 m；洞身輪廓線與橋臺樁基底部距離約100 m；上部正在進行道路和邊坡施工，交叉點西側山坡表面 有路基開挖堆砌的松石。平均每天進行8次爆破。

2 隧道與橋梁模型的建立

2.1 隧道及橋梁材料的模擬

模型參數由現場數據可知：隧道開挖高4.4 m，寬4 m，斷面面積17.2 m2。隧洞剖面如圖1所示。建模時為了避免邊界效應，模型寬度高于隧道洞徑寬度5倍。由于下邊界對隧道模型的爆破振動影響很大，模型高度高于3倍隧道高度，上邊界為實際隧道的平均埋深[6]。隧道循環進尺為2～2.5 m，參考實際工程，設置掌子面已開挖段為100 m；為消除掌子面前方邊界條件，設置掌子面未開挖段為50 m。

圖1 戰馬田隧洞(剖面)Fig.1 Longitudinal section of Zhanmatian Tunnel

該段隧道圍巖為塊狀角礫狀白云巖，使用霍克布朗本構模型模擬山體，其中白云巖材料參數如表1所示。

表1 白云巖材料參數

橋梁模型長1 400 m，寬4.5 m，高11 m，模型總體尺寸為140 m×40 m×30 m，為進一步減弱邊界效應，模型四周均設置為無反射邊界。

橋梁采用鋼筋混凝土打造，測量時橋墩橋柱已經鋪設完畢，正在鋪設橋面，本文探討循環爆破對未凝固橋面混凝土的影響，因此橋面模型的混凝土強度低于橋柱，因為橋面屬于在建部位，所以混凝土強度應該處于較低階段，密度較低，而橋梁由鋼筋混凝土制作而成，因此使用霍克布朗本構模型模擬橋梁的鋼筋混凝土材料，由于還未完全凝固，材料參數略低于完全凝固的材料，根據對鋼筋混凝土的模型參數研究進行參數設置，具體數值如表2所示[7]。

表2 鋼筋混凝土材料參數

2.2 爆破的模擬

2.2.1 爆破基本參數的確定

爆破所用的炸藥是2號巖石乳化炸藥，爆速D為3 500～5 000 m/s，炮泥采用與介質一樣的材料。爆破參數如表 3所示。

表3 爆破參數

主要爆破方案如下，掌子面爆破布孔位置如圖2所示，掏槽孔位于斷面的下部，4個或6個，裝藥密度為0.33 kg/t或0.42 kg/t，最終根據實際工程監測結果選擇，其他炮孔均為0.3 kg/m；掏槽孔距開挖斷面底部0.6～0.8 m，為最先起爆的炮孔。周邊孔共20個，孔距E取0.50～0.55 m，炮孔向輪廓線方向適當傾斜，裝藥密度為0.25 kg/t。輔助孔共23個，底板孔共有8個。

圖2 掌子面爆破布孔Fig.2 Blastholes layout of face

2.2.2 爆破參數的優化

影響爆炸產生荷載的影響因素有很多，根據公式及現場條件選取經濟、重要且便于操控的參數作為研究變量[8]，即掏槽孔數量、掏槽孔內裝藥量及不同的延時分段；通過4種實際的現場實驗方案對比實際峰值振速測量選擇方案：方案1(4掏槽孔，裝藥密度為0.33 kg/t)，方案2(4掏槽孔，裝藥密度為0.42 kg/t)，方案3(6掏槽孔，裝藥密度為0.33 kg/t)，方案4(6掏槽孔，裝藥密度為0.42 kg/t)。對比4種爆破方案對橋面產生的最大峰值振速，選擇最佳的施工參數方案，對比結果如圖3所示。

圖3 不同爆破方案峰值振速Fig.3 Peak vibration velocities of different blasting schemes

由圖3可以看出4個方案中方案1及方案2的峰值振速整體最低，而方案4的爆破振動使得橋面峰值振速最高，對橋面安全影響最大。由于施工應當追求效率，方案1的每循環進尺為1.7 m/次，方案2的每循環進尺為1.9 m/次，因此施工建議采用方案2進行隧道挖掘。

在隧道施工采用方案2的基礎上研究不同的分段延時對隧道附近橋面的影響情況，沿橋梁軸向進行振速分布分析，不同延時分段在橋面軸向上的三向峰值振速如圖4～圖6所示。

圖4 方案2橫向峰值振速Fig.4 Lateral peak vibration velocity of scheme 2

圖5 方案2縱向峰值振速Fig.5 Longitudinal peak vibration velocity of scheme 2

圖6 方案2垂向峰值振速Fig.6 Vertical peak vibration velocitiy of scheme 2

由圖4～圖6可知：①隨著爆破延時時間的遞增，在距離爆破點的橫向距離50 m的橋面范圍內，不同延時分段的爆破方案在橋面的橫向峰值振速降低較快，然后不同延時分段之間的差距逐漸減小，縱向和垂向交叉影響難以分辨振速影響最低的延時，而延時30 ms爆破荷載產生的橫向峰值振速數值最大。②在橋面50～250 m范圍內，延時30、40 ms的同一次和同一監測點的橫向和縱向峰值振速相互波動超越。延時30 ms的縱向最大峰值振速在3者中最大，遠大于其他3個延時分段的峰值振速；在200 m以后峰值振速基本沒有發生變化，因此延時30、40 ms對于橋梁的振動影響最高，延時50 ms比延時60 ms振速低。③250～400 m范圍內延時50、60 ms的振速差別不大。④綜合比較3段范圍內的橋面軸向的三向振速可以發現，峰值振速最大的是延時30 ms，最小的是延時50、60 ms，由于延時50 ms的振動速度比延時60 ms在中段更占優勢，同時為了保證爆破效果，選取延時50 ms進行施工和模擬。

2.3 隧道開挖輪廓面上的荷載模擬

使用FLAC3D中的動荷載模擬爆破產生的振動，在進行數值模擬時，需要將等效后的爆破荷載施加到有限元單元網格節點上。爆破動態荷載等效計算公式為

P(t)=pmf(t)

(1)

式中：pm為脈沖峰值，在不耦合連續裝藥條件下，初始應力峰值如下進行計算:

(2)

(3)

(4)

爆炸荷載所作用時間，按照炸藥參數和文獻[10]的處理辦法，升壓時間取為100 μs，正壓作用時間為600 μs，爆破地震波的持續時間取為0.6 s。三角形沖擊波荷載如圖5所示。根據表1和公式(1)和(2)計算的爆破峰值壓力pm為1.258 GPa。

圖7 簡化三角形爆破荷載Fig.7 Simplified triangle blasting load

3 頻繁爆破模擬及監測結果分析

3.1 爆破振動測點布置

振動監測點布置在橋面與橋墩上，橋面布置監測點11個，編號1～11，地面上的橋墩處布置監測點11個，編號12～22(見圖8)。橋樁處監測點設置為模型中的歷史監測點，設置于最靠近隧道的橋柱中部，編號為測點23。由于貴州雨季降雨量大，即將有山水匯聚產生洪水的風險，工期時間短任務重，因此隧道爆破次數頻繁，一天內能達到8～11次之多。隧道采用光面爆破，在模型中使用動態荷載，即在FLAC3D動荷載情況下采用變動的環向應力起爆模擬炸藥在隧道爆炸，使用歷史記錄觀察橋梁監測點的變形、位移速度和應力狀態[11]。

圖8 振動測點布置Fig.8 Layout of vibration measuring points

3.2 循環爆破振動對橋梁模型應力云圖分析

由隧道應力云圖(見圖9)可知，在爆破初期炸藥產生的能量使隧道內部圍巖受到沖擊，炸藥產生的環向應力從隧道拱形表面向四周開始擴散，由于應力波向掌子面圍巖傳播，使得周圍的巖土層應力平衡狀態得到破壞，周圍巖層得到卸壓，隧道頂部應力擴散速度明顯比隧道底部區域快，在擴散過程中巖層內產生的應力互相影響，使得掌子面附近應力狀態迅速恢復平衡狀態，但應力波在山體巖石中得到迅速傳遞。

圖9 隧道應力云圖Fig.9 Cloud of tunnel stress

由橋臺及橋面應力云圖(見圖10)可知，隨著振動波傳遞到位于隧道上方的橋臺，橋臺受力引發振動產生的應力最為劇烈，說明峰值振速高且振動也最為劇烈。接著振動波將傳導向橋面，使得橋面變成整個橋梁結構中峰值振速最明顯的區域。

圖10 橋臺及橋面應力云圖Fig.10 Stress cloud of abutment and bridge deck

由橋柱應力云圖(見圖11)可知，振動由橋面向橋柱傳導后，使得橋柱中部峰值振速升高。對比模型發現隧道爆破對鄰近橋梁振動較為明顯的區域是橋柱中部的淺藍色區域，說明這里振動明顯。

圖11 橋柱應力云圖Fig.11 Stress cloud of bridge column

3.3 循環爆破對橋梁振動速度影響分析

在橋梁建造時，要求保證在橋梁混凝土的強度大于95%時6 h內振動允許值在2 cm/s以下，72 h以后低于6 cm/s，而此施工橋梁外的產生的最高振速為0.235 cm/s，說明此次隧道爆破最大峰值振速是在安全范圍內的[12]。

3.3.1 峰值振速的實測值分析

通過對橋梁振動進行監測，得出橋梁的橋面和橋樁底部的峰值振速時程分別如圖12、圖13所示。

圖12 橋面測點峰值振速實測Fig.12 Measured peak value of vibration velocity at bridge deck measuring points

圖13 橋樁測點峰值振速實測Fig.13 Measured peak value of vibration velocity of bridge pile measuring points

由圖12、圖13可知，橋面的最高峰值振速為0.235 cm/s，橋樁底部峰值振速為0.095 cm/s；可以看出在0.2 s左右橋面和橋樁底部的峰值振速達到最高，分別是距離爆破隧道最近的測點1和測點12，0.5 s左右，由于橋梁各部分應力波反彈、抵消，橋梁的整體峰值振速降到谷底開始反彈，重新升高，直到1 s之后逐漸衰弱。

3.3.2 峰值振速的模擬值分析

由FLAC3D模擬的橋面和橋樁底部的峰值振速波形(見圖14和圖15)可以看出，橋面測點1的峰值振速模擬值最高，為0.250 cm/s，橋樁模擬的峰值振速為0.095 cm/s，兩者整體呈現出規律的變化，和實際檢測值的最大峰值振速誤差較小，說明數值模擬結果可以接受。模擬值的峰值振動相較實測值而言，最大峰值振速出現的時間在0.3 s左右。

圖14 橋面測點峰值振速模擬Fig.14 Simulation of peak vibration velocity of bridge deck measuring points

圖15 橋樁測點峰值振速模擬Fig.15 Simulation of peak vibration velocity of bridge pile measuring points

根據FLAC3D的模擬，預測位于橋柱中部的測點23～33的最大峰值振速為0.209 cm/s。

由此可以得出和云圖類似的結果：隧道爆破引起在建橋梁的峰值振速最高的是橋面的0.235 cm/s，然后是橋柱的0.209 cm/s和是橋樁底部的0.095 cm/s。

3.3.3 多次爆破振動對在建橋梁狀態的監測值分析

為了對橋梁整體狀態進行宏觀分析，選取橋頭、橋中、橋尾位置測點峰值振速數據進行分析，對橋面測點1、橋柱底部橋墩測點12、橋柱中部測點23進行多次測量，峰值振速如圖16所示。

圖16 橋面、橋樁、橋臺測點峰值振速實測Fig.16 Measured peak value of vibration velocity of bridge deck, bridge pile and abutment

由圖16可以看出前5次振速峰值3個測點不規律，但是從第5次開始，累計爆破3個測點的峰值振速逐漸穩定，并且可以看出總體呈現出逐漸穩定上升繼而平緩的趨勢，處于0.25 cm/s以下。因此循環爆破產生的峰值振速低于橋梁建設安全標準(2.5 cm/s)的要求。

由于橋梁測點振速總體都處于0.05～0.25 cm/s間，這對短期內未完全凝固的混凝土可能產生輕微影響；而在橋梁建造時，要求橋梁混凝土的強度保證大于95%時需要6 h內振動允許值在2 cm/s以下，72 h以后低于6 cm/s；在此次工程中隧道爆破點距離橋梁43 m，爆破施工對橋梁產生的最高振動強度為0.1 cm/s，處于振動安全標準2 cm/s以下，因此爆破施工對橋梁的鋼筋混凝土材料產生的振動影響處于安全標準內[13]。

4 結論

1)優化過的爆破方案(4掏槽孔，0.42 kg/t裝藥密度及50 ms延時)在此次工程中是既保證了工程效率又符合安全標準的較佳爆破方案。

2)經過實測數據和模型計算結果對比發現橋梁峰值振速最高的地方是橋面的0.235 cm/s(模擬值0.250 cm/s)，然后是橋柱的模擬值0.209 cm/s和橋樁底部的實測值0.081 cm/s(模擬值0.095 cm/s)。

3)在隧道爆破點距離橋梁43 m時，爆破施工對橋梁產生的峰值振速處于0.05～0.1 cm/s間，參考《爆破安全規程》(GB 6722-2014)關于“爆破振動安全允許標準”，累計爆破產生的峰值振速低于橋梁建設峰值振速所要求的標準，6 h內橋梁振速允許值需在2 cm/s以下，因此在建橋梁隧道爆破振動對橋梁混凝土的振動是在安全范圍內。

4)采用優化設計的爆破方案后，隧道內每日8次循環爆破產生的振動對43 m外的橋梁結構(即橋面、橋柱、橋柱底部的橋墩)和材料(混凝土)不會產生安全影響，不會影響橋梁的建設施工。