深基坑开挖爆破对桩锚支护结构的影响及其机理研究

孙鹏昌，覃卫民，陈 明，卢文波

(1.武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072；2.中国科学院 武汉岩土力学研究所 岩土力学与工程国家重点实验室，武汉 430071)

爆破作为一种经济高效的岩体开挖方式，在深基坑开挖中得到了广泛应用，而爆破开挖过程中释放的巨大能量往往导致深基坑桩锚支护结构性能的弱化，影响深基坑的稳定和安全。因此，科学评估深基坑开挖爆破对桩锚支护结构的影响是十分必要的，从而可以针对具体深基坑工程设计合理的爆破开挖方案和参数，控制开挖爆破对桩锚支护结构的影响，确保深基坑工程安全顺利施工。

针对爆破对桩锚支护结构影响的研究受到了相关学者的关注。许多学者采用数值模拟和现场试验的方法研究爆破对预应力锚索的影响：李宁等[1]对不同工况下预应力锚索的爆破动力响应影响进行了数值试验研究，得出了有关单锚、群锚的动力响应规律；陆遐龄[2]结合现场爆破试验，采用加速度、动应变、动应力等多种测试方法追踪了爆破动荷载对锚固设施的作用过程及其影响；苏华友等[3]分析了多点位移计实测曲线，得到了边坡下部岩石开挖爆破振动效应与边坡上部预应力锚索拉固作用之间的关系；吴忠诚等[4]通过内力和变形的观测与分析，研究了爆破振动荷载下预应力锚索复合土钉支护体系力学性能变化对基坑安全的作用规律。关于爆破对深基坑支护桩影响的相关研究则相对较少，贾永胜等[5]对基坑爆破开挖时对邻近钻孔灌注桩的保护效果进行了数值计算分析。爆破对深基坑桩锚支护体系影响的相关研究则更少，刘燕等[6]在爆破振动作用下支护结构的分析中引入一维弹塑性杆理论，建立了振动力作用下的桩锚支护结构模型。实际上，研究地震作用对深基坑桩锚支护体系的影响较为普遍[7-10]，但地震和爆破振动的荷载机制和传播规律差异较大，前者仅可作为研究参考。综上所述，现有的关于爆破对深基坑桩锚支护体系影响的相关研究较少，且更多的是从变形和应力角度阐述，而从损伤角度阐述爆破对深基坑桩锚支护结构影响的研究较少。

本文依托厦门机场路一期工程分离式车行隧道深基坑爆破开挖工程，基于现场实测数据建立桩锚支护深基坑的数值计算模型，分析研究了深基坑开挖爆破作用下，桩锚支护结构的爆破振动响应规律，支护桩的塑性损伤分布以及预应力锚索的拉力变化规律，并结合结构动力学和波动力学理论分析了深基坑开挖爆破对桩锚支护结构影响的作用机理。研究结果可为桩锚支护深基坑开挖爆破设计提供参考。

1 工程概况

厦门机场路一期工程莲前西路下穿道及莲前—梧村山隧道为分离式车行隧道，总体呈SN走向，为双向六车道特长隧道，单洞净宽13.5 m，净高5 m。基坑ZK 7+018～ZK 7+130段最大开挖深度约25 m，宽约48 m。基坑底板以上地层以全～强风化花岗岩为主，局部夹较多弱～微风化残余体，为f3断裂带通过地段；两侧过渡带则以大块状弱～微风化花岗岩为主，夹较多强风化夹层或风化囊。

基坑支护结构设计剖面示意图，如图1所示。由于放坡距离不够，采用“支护桩+预应力锚索”作为基坑的支护结构，支护桩直径为120 cm，桩间距为2 m；锚索类型采用两级锚固拉力分散型，共有两个锚索单元组合成复合锚固体系，锚索为高强低松弛预应力钢绞线，极限强度为1 860 MPa，共设置5排锚索，上面2排为ΦS15-6，下面3排为ΦS15-8的锚索，锚固段长10 m，倾角20°，注浆材料为掺入膨胀剂的M30水泥砂浆，锚索竖向间距为3 m。

图1 基坑支护结构设计剖面示意图

基坑段沿线分布有较多建筑物，爆破施工环境较为复杂，爆区与邻近建筑物的最小距离在10 m以内，为了保证爆区周边各建筑物的安全，尽量降低爆破对周边居民生活和工业生产的影响，距离建筑物50 m以内的基坑段，采用浅孔控制爆破开挖，爆破孔径90 mm，孔深小于5 m，孔间距0.9～1.5 m，且预留1～3 m厚的岩体作为保护层。

2 数值模型和验证

2.1 基坑模型

基坑开挖段长度近130 m，采用相同的开挖程序和支护结构型式，因此选择基坑开挖段的典型横剖面进行数值模拟，基于典型剖面建立了基坑的1/2对称模型，如图2所示。模型整体尺寸为80 m×60 m，其中亚黏土层厚6 m，全风化花岗岩层厚4 m，强风化花岗岩层厚18 m；基坑开挖宽度40 m，对称模型中为20 m，基坑开挖深度18 m；支护桩直径1.2 m，桩长32 m；预应力锚索5排，相邻预应力锚索在竖直方向上间隔3 m，水平倾角20°，锚固段长度18 m，自由段长度11 m。在ABAQUS软件中建立对应的基坑有限元模型，岩土体及支护桩采用实体单元(C3D8R)模拟，预应力锚索采用Truss单元(T3D2)模拟，整个模型共有8 218个单元、16 917个节点。爆破动力加载时，模型底部及左侧采用透射边界，模型右侧采用对称约束边界；静力开挖时，模型底部及左侧采用法向约束边界，模型右侧采用对称约束边界。

图2 基坑模型

2.2 岩土体和结构参数

模型中亚黏土、全风化花岗岩、强风化花岗岩、中风化花岗岩采用Mohr-Column弹塑性本构模型，预应力锚索采用线弹性本构模型，具体参数，如表1所示。预应力锚索的预应力自上至下依次为：第1排预应力为350 kN；第2排预应力为350 kN；第3排预应力为200 kN；第4排预应力为200 kN；第5排预应力为350 kN。支护桩混凝土标号为C30，其本构模型采用混凝土塑性损伤(concrete damaged plasticity，CDP)模型，该模型重点关注了材料拉、压性能的差异，用于模拟混凝土等准脆性材料在反复荷载下由损伤引起的材料退化，主要表现在抗拉、压屈服强度的差异。支护桩CDP模型的具体参数详见参考文献[11]。

表1 岩土体及锚索物理力学参数表

2.3 模拟方法

基坑岩土体分层开挖，采用ABAQUS中Interaction模块的*Model Change实现，土层分3步开挖，每步开挖2 m，岩层分4层开挖，每层开挖3 m，包括非保护层岩体和保护层岩体两步开挖，岩土体分层开挖示意图如图3所示。岩土体开挖至每一排预应力锚索的锚头位置出露后，即施加预应力锚索支护，锚索支护同样采用*Model Change实现，预应力锚索嵌入在岩土体中，其预应力采用降温法进行施加，降温法施加预应力(激活锚索后)的温度=-力/(膨胀系数×弹模×钢绞线面积)。

图3 岩土体分层开挖及爆破加载示意图

考虑对桩锚支护结构影响最大的爆破施工工况，即轮廓面为保护层岩体边界的光面爆破。爆破加载采用Lu等[12]提出的等效弹性边界方法，如图4所示，单个炮孔壁上作用有压力P0，炮孔半径为r0，根据力和力矩平衡，可以将如图4(a)所示作用在炮孔壁上的压力P0，等效施加在如图4(b)所示的炮孔连心线上。

图4 爆破荷载等效施加示意图

等效爆炸荷载采用如图5所示的三角形荷载形式，等效荷载峰值计算式为

图5 三角形等效爆炸荷载

(1)

式中：ρ，D分别为炸药的密度和爆轰速度；γ为等熵指数；a为装药直径；b为炮孔直径；k为考虑空气冲击波与孔壁作用的放大系数，一般取8～11；Pk为炸药的临界压力，一般中等威力炸药取为200 MPa；v为绝热指数；S为相邻两炮孔之间的距离；α为轴向装药比。

对实际的轮廓爆破做了简化处理，等效爆炸荷载施加在保护层岩体的边界上，见图3。基坑开挖爆破实际孔径为90 mm，炮孔间距为1.3 m，所用炸药为岩石乳化炸药，药卷直径为32 mm，计算得到的三角形等效爆炸荷载峰值约为2.03 MPa，爆破荷载压力上升时间tu为1 ms，正压作用时间td为6 ms。

2.4 模型验证

选择与爆区水平相距约15 m，高差约9 m的地表爆破振动监测点的三次监测数据，将现场监测数据与数值模型计算结果进行对比，以验证数值模型计算结果的可靠性。现场地表监测点与数值模型对应测点的质点峰值振动速度(peak particle velocity,PPV)对比结果，如表2所示，爆破振动波形对比结果，如图6所示。

表2 现场监测与数值模拟PPV对比

图6 爆破振动波形对比图

由表2可知，数值模拟计算结果与实测结果相比，PPV误差率最高为6.2%，小于10%。由图6可知，数值模拟计算得到的爆破振动波形与实测爆破振动波形幅值相当，变化趋势和衰减速度基本吻合。由于数值模型未考虑岩土体可能存在的节理裂隙对爆破地震波传播的影响，实测波形峰值出现时间滞后于数值模拟计算得到的波形出现峰值的时间，两者峰值振动速度稍有差别。综上所述，数值模型的选取及参数设置较为合理，反映基坑开挖爆破对桩锚支护结构的影响具有一定的可靠性。

3 爆破对桩锚支护结构的影响

3.1 桩锚支护结构爆破振动速度

桩锚支护结构的水平向和竖直向爆破振动速度差异较大，水平向的爆破振动速度较竖直向的爆破振动速度大，这与现场实测规律一致[13]，后续分析以水平向振动速度为主。每次爆破加载下支护桩桩身不同位置处的水平向PPV分布情况，如图7所示。图7中的深度以地表为参照，向下记为负值。表3列出了每次爆破加载下预应力锚索锚头、自由段与锚固段分隔点以及导向帽端点三处的水平向PPV值。

表3 预应力锚索不同位置处水平向PPV

由图7可知，桩身不同位置处的爆破振动速度存在差异，桩身爆破振动速度分布总体上呈现一定的规律。距离爆区最近的桩身位置仅为2 m，即保护层岩体的厚度，该处爆破振动速度最大，超过了30 cm/s，如第1次爆破加载位置为地表以下6～9 m内的保护层岩体边界，而相同深度桩身位置的PPV最大；随着桩身位置到爆区距离增加，爆破振动速度逐渐减小，表现为桩身爆破振动速度从爆破加载深度处向上下两侧递减；地表以下2 m 至地表这一段桩身的爆破振动存在一定的放大效应，其中前三次爆破桩顶PPV均超过了10 cm/s。根据上述分析，基坑开挖爆破对紧邻爆区的桩身以及桩顶产生很大的影响，需着重监测桩身这些位置的爆破振动速度。

图7 桩身不同位置处水平向PPV

由表3可知，预应力锚索不同位置处的爆破振动速度并不存在明显的差异，锚头、自由段与锚固段分隔点以及导向帽端点三处的水平向PPV值相当，最大值小于17 cm/s，远小于桩身最大PPV；分隔点以及导向帽端点处的爆破振动速度并未因距离爆区较远而明显减小，相反有时分隔点和导向帽端点处的PPV甚至稍大。根据上述分析，基坑开挖爆破对预应力锚索全长段均产生较大影响，除锚头外，锚固段的爆破振动也需引起关注。

3.2 支护桩塑性损伤分布

爆破加载和岩土体开挖均可能对支护桩塑性损伤的产生和发展产生一定的影响，这里仅考虑爆破加载的作用。爆破加载对支护桩受拉损伤分布的影响，如图8所示，仅第2次爆破加载使支护桩新增受拉损伤，受拉损伤因子超过0.98，受拉损伤位置为桩顶以下10～11 m，与第2次爆破加载位置(地表以下10～12 m的保护层岩体边界)相对应；其他爆破加载未使支护桩新增受拉损伤区域。此外，第2次爆破加载使支护桩原有桩顶以下28 m左右位置的受拉损伤进一步加剧。

图8 支护桩受拉损伤分布

爆破加载对支护桩受压损伤分布的影响，如图9所示。由图9可知，与支护桩受拉损伤因子相比，支护桩的受压损伤程度较轻，受压损伤因子小于0.01，仅为爆破扰动，第2次爆破加载使支护桩原有桩顶以下28 m左右位置的受压扰动程度加深。

图9 支护桩受压损伤分布

结合上述分析，支护桩本身的抗压性能远强于其抗拉性能，爆破加载在一定的条件下会使支护桩产生受拉损伤，并且会加剧支护桩原有损伤的进一步发展。

3.3 预应力锚索拉力变化

预应力锚索的拉力在每一次爆破加载后的变化情况，如表4所示。根据表4分析可知，第1排预应力锚索的拉力在每一次爆破加载后均会有一定程度的降低，其中第2次爆破加载后，其拉力损失最大，降低了12.85%；第2排预应力锚索的拉力在第4次爆破加载后有小幅的损失，除此之外，其余预应力锚索的拉力在爆破加载后均表现一定程度的增加。总体上看，爆破加载后，不同排预应力锚索的拉力之间呈现此消彼涨的规律，表现为下排预应力锚索的拉力增加较快，逐步分担更多的拉力，而上排预应力锚索的拉力增加较慢甚至出现降低的情况。根据上述分析，表明爆破加载使不同排预应力锚索的拉力产生重新调整。

表4 预应力锚索拉力变化率

4 爆破对桩锚支护结构的影响机理分析

首先分析爆破加载对支护桩损伤分布的影响机理。根据图7可知，四次爆破加载均使支护桩对应位置的PPV超过30 cm/s，参照相关规程和规范中新浇混凝土的爆破振动安全控制标准，最大安全允许质点振动速度为12 cm/s[14-15]。考虑到支护桩距离爆区仅2 m，爆源近区爆破振动的频率很高，远高于规程和规范中的主频最大分类值50 Hz，同样远高于支护桩的自振频率，因此在爆破振动幅值超过安全允许质点振动速度的条件下，支护桩结构不一定产生损伤，Dowding[16]在其著作中详述了这一现象。

对于仅有第2次爆破加载诱发支护桩对应位置的受拉损伤，采用波动力学理论进行阐述。以分段复合杆为例，如图10所示，Achenbach等[17]通过分析和试验指出：在分段组成的杆中，在与短时压缩作用端相邻的第1个界面可能发生拉伸破坏，拉伸破坏发生在波阻抗很不同的各段交替时，尤其是在第1段的波阻抗比较小的时候。将保护层岩体看作第1段杆，支护桩作为第2段杆，而全风化花岗岩和强风化花岗岩的波阻抗均较小，因此在全/强风化花岗岩与支护桩交界面易发生拉伸破坏。此外，第2次爆破加载位置恰好位于全、强风化岩层的过渡区，一方面全、强风化花岗岩的波阻抗存在一定差异，使拉伸破坏更易发生；另一方面，岩层层面与支护桩接触位置易产生应力集中现象。综上所述，第2次爆破加载使与全、强风化岩层过渡区对应的支护桩桩身位置产生受拉损伤。

图10 分段复合杆模型

支护桩和预应力锚索作为支护体系的组成部分，两者为相互作用的一个整体，此外，由于支护桩和预应力锚索组成的支护体系位于岩土体中，因此在分析爆破加载对支护桩以及预应力锚索的性能影响时，应将岩土体的应力状态考虑在内。爆破荷载作用前后典型的岩土体水平应力状态变化情况，如图11所示。岩土体竖向应力在爆破加载前后变化不大，此处未给出。

图11 水平应力等值线图

由图11可知，爆破加载作用使岩土体应力状态发生扰动，其中第2次爆破加载引发的岩土体应力状态扰动最为显著，其余爆破加载引发的岩土体应力状态变扰动较小，爆破加载对下部岩土体水平应力的扰动强于上部岩土体，且使岩土体水平向应力减小。第1次爆破加载使岩土体水平应力减小，使支护桩受到的岩土体侧压力降低，第1排预应力锚索拉力释放；后续爆破加载仍然使岩土体水平应力减小，使支护桩受到的岩土体侧压力降低，但作用在支护桩上的岩土体侧压力逐渐向下部比例增大的趋势发展，使下排预应力锚索的拉力增加较快，逐步分担更多的拉力，而上排预应力锚索的拉力增加较慢甚至出现降低的情况。

综上所述，爆破加载对桩锚支护结构性能的影响主要是爆破地震波与支护桩及岩土体相互作用的综合结果。

5 结 论

以桩锚支护的深基坑爆破开挖为例，通过数值计算研究了爆破加载对桩锚支护结构的影响及其机理，得到如下主要结论：

(1)深基坑开挖爆破使桩锚支护结构产生较大的爆破振动。与爆区对应的桩身爆破振动速度远大于可参照的爆破振动安全控制标准，且桩顶爆破振动存在放大效应；预应力锚索不同位置处的爆破振动速度远小于桩身，爆破对预应力锚索全长段均产生较大影响。

(2)深基坑开挖爆破可诱发支护桩损伤的产生和发展。爆破加载作用在波阻抗较小的岩土体边界上，易使岩土体与支护桩的交界面产生受拉损伤，在有岩层分界面处产生损伤的风险更大。

(3)深基坑开挖爆破使预应力锚索拉力之间重新调整分配。爆破加载通过扰动岩土体应力使岩土体水平应力降低，使不同排预应力锚索的拉力产生重新调整。

(4)深基坑开挖爆破对桩锚支护结构的影响，主要是爆破地震波与支护桩以及岩土体相互作用的综合结果。