论文部分内容阅读
摘 要：浅埋超大断面隧道爆破施工时引起的洞内支护结构振动必须严格控制在规范容许范围内.以柳州市柳东新区某隧道项目先行洞爆破施工为背景，对洞内不同掌子面爆破施工时引起的洞内主要支护结构振动进行监测及理论分析.研究表明：双侧壁导坑法施工时，洞内初期支护部位振速远大于二衬砌施作完毕后的复合式衬砌部位振速;结合现场情况分别采用萨道夫斯基公式和日本化药株式会社公式分析了爆破施工时初期支护振动规律，发现日本化药株式会社公式更为适合当前项目;同时考虑高程效应，对公式进行了修正对比后认为，隧道内部爆破施工时，内部支护结构的振速分析和预测可以忽略高程的影响.
关键词：隧道开挖;双侧壁导坑法;爆破振动监测;振速监测
中图分类号：U455.7 DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2021.03.013
0 引言
隧道作为常见的地下结构，在城市道路规划中并不鲜见，城市道路系统中的隧道多为浅埋.伴随着社会经济的发展，机动车保有量激增，城市交通系统运行负荷加大[1-2]，城市干道宽幅建设或改造力度愈来愈大，城市道路隧道也随之采用超大断面的形式.当浅埋超大断面隧道施工遇到孤岩或坚硬地层导致机械开挖效率低下或难以进行时，常常结合钻爆法推进项目的实施，若隧道围岩条件复杂，须采用较为复杂的支护形式和施工工序，在此背景下确保钻爆法施工时支护结构的安全尤为重要.研究隧道爆破开挖的振动效应，对钻爆法的掘进过程进行控制，使爆破作业对既有支护结构的影响降到最低，一直是相关研究关注的重点.
目前，针对隧道爆破开挖振动效应的研究主要集中于爆破对周围既有建筑的影响.林凯[3]基于现场监测，对浅埋隧道爆破掘进时隧道上方地表震动规律进行了研究.刘赶平[4]采用数值模拟与现场检测相结合的方法研究了隧洞开挖爆破时邻近支洞围岩的爆破振动效应，并建立了关键位置振速预测模型.赵志刚等[5]通过研究大断面黄土隧道施工时爆破振动对既有隧道的影响，总结并提出了多种爆破控制措施.上述研究得出了许多有价值的成果，但当隧道施工工序较复杂，隧道存在多个掘进里程不一的掌子面时，爆破掘进时隧道内的支护结构受振动响应的研究相对较少.本文通过对隧道现场爆破监测数据进行分析，研究施工過程中不同部位掌子面爆破时支护结构的受爆破振动影响规律，获得的结论对隧道现场施工具有一定的指导价值，并对本地区同类工程施工具有一定的借鉴意义.
1 工程概况及爆破振动监测方案
1.1 工程概况
本文隧道项目位于柳州市柳东新区.隧道上行、下行洞分别为长270.00 m、290.00 m，采用单洞三车道外加非机动车道及人行道布置，单洞最大开挖宽度19.50 m，最大开挖高度13.06 m，开挖面积超过200.00 m2，最大埋深约57.00 m，是典型的浅埋超大断面隧道.隧道全段围岩类别为V类，全段上部围岩存在全风化泥粉质砂岩、断层破碎带碎石土、第四系坡残积黏土等不同情况，围岩稳定性较差，采用双侧壁导坑法施工.项目先行洞自桩号BK5+640到BK5+690位置附近，在不同掌子面部位陆续出现坚硬岩石，需要采用钻爆法进行施工.为了保证洞内支护结构安全，有必要对施工时爆破振动进行实时监测，从而指导后续施工时爆破参数的设计.该项目施工时各部位掌子面位置如图1所示，开挖顺序由1至7.
1.2 爆破振动监测方案
根据现场的施工条件及洞内环境情况，历次爆破测点主要布置在以下位置：测点1、2位于初支，上台阶地表以上 1.00 m位置侧壁;测点3、4位于初支，仰拱回填后地表以上1.00 m位置侧壁;测点5、6位于二衬位置，仰拱回填地表以上1.00 m位置侧壁;测点7、8位于仰拱回填后的地面，距离初支侧壁水平距离1.00 m;各点位置如图2所示.监测仪器采用TC-4850N无线网络测振仪（见图3），采样率选用5 kHz档，采样时间2 s.仪器配2套振动速度传感器，每次爆破时根据场地施工情况选取不同位置布置，当布置于测点7、8时采用石膏固定于地表，其余位置采用膨胀螺栓固定于侧壁内侧.
2 爆破振动监测结果
爆破引起的隧道围岩及支护结构的振动效应较为复杂[6-7]，目前国内外的爆破振动监测多以质点的运动速度作为判定标准.在《爆破安全规程》[8]中，爆破时测点所在位置的峰值振动速度和主振频率是评价振动效应的重要参数，常被用作回归分析.吴波等[9-11]在进行振速数据回归分析时，考虑了测点和爆破位置之间高程差的影响，从而对公式进行了相应的修正.在此次监测条件下，测点与不同位置掌子面存在一定高程差，因此，在统计时考虑高程因素.本轮爆破振动监测共采集了合计44组测点数据，单段最大药量为2.4～48.0 kg，监测数据如表1所示，其中距离R为爆心距，药量Q为最大单段药量，振速X方向沿隧道纵向指向开挖掌子面，振速Y方向沿隧道横向指向隧道侧壁.
2.1 不同部位测点振速分析
初期支护部位的测点振速监测数据如表1所示.由于隧道开挖时场地条件限制，当掌子面上台阶部位进行爆破开挖时，传感器因布置在附近侧壁，受爆破产生的石块冲击产生损坏，因此，位于两边导洞上台阶初期支护部位测点1和2的监测数据总共得到4组;位于下台阶初期支护部位的测点相对安全，因此，测点3和4的监测数据共21组.从表1中可以看出，监测得到的所有数据中，X方向测得最大测点振速为6.94 cm/s，Y方向最大测点振速为8.36 cm/s;为导洞上台阶掌子面爆破时，由临近测点测得;但除去上述2组较大的监测数据，综合表1数据可发现，初支测点位置在距离爆破断面30.00 m以内时，初支部位测点测得的振速大部分在2.00 cm/s以内;振速大小与测点距离大小负相关，测点位置距离爆破位置越远测得的振速越小;而振速大小与药量大小正相关，掌子面爆破所用药量越大，测点测得的振速就越大. 二衬砌部位的测点振速监测数据如表2所示.测点5和6设置于新筑二衬附近，此处为新近拆模完毕的二衬侧壁位置，仍处于养护过程中，同时该区域前方可能存在新浇筑完毕而尚未移除钢撑模的二衬段，因此，该区域受到爆破振动的影响同样值得关注，该部位的监测数据总共得到7组;测点7和8位于仰拱上方地表部位，此时仰拱上方已回填完成，得到监测数据共12组.从表2中数据可以看出，二衬施作位置普遍距离爆破位置较远，测点测得的振速普遍在0.50 cm/s以内，X方向测得最大测点振速为0.79 cm/s，Y方向最大测点振速为 0.54 cm/s;从表2中不难发现，监测位置距离爆破位置越远，测点测得振速越小，仰拱上方部位测点振速普遍要比二衬侧壁部位测点振速更小.对比上述数据可知，二衬部位测点爆破振速往往要远小于初支位置所测得的振速.
以表1和表2中振速数据为基础，绘制得到图4和图5所示初支和二衬部位的振速分布图.如图4所示，测点1、2和测点3、4各组数据中振速普遍大于1.00 cm/s，只有少部分测点振速超过了 4.00 cm/s;而如图5所示，测点5、6和测点7、8各组数据中X方向及Y方向质点振动速度大多在0.50 cm/s以下，部分数值小于0.10 cm/s.可以看出，位于二衬部位的测点5—8监测数值普遍小于初支部位测点1—4的监测数值，主要是因为二衬部位测点距离爆破掌子面较远，受爆破影响远不如初支部位测点;同时二衬施作完毕时，复合式衬砌整体刚度大于初支结构，这也使得二衬部位测点振速更小;初支部位测点距离爆破位置更近，监测得到的振速数值较大，说明初支结构更易受到掌子面部位爆破的影响.
2.2 测点振动信号分析
以受爆破影响较大的初支部位测点为研究对象选取典型数据进行分析，对测得的X方向振速和Y方向振速中具有典型特征的振速进行快速傅里叶变换处理（FFT），分析爆破时初支部位振速和频率的变化规律.选取表1中的第9组监测数据，X方向测得最大测点振速为1.39 cm/s，Y方向最大测点振速为1.83 cm/s.经过处理后得到如图6、图7所示的振速波形图以及如图8、图9所示的频谱分析图.
从图6和图7可以看出，此轮爆破中测点测得的振速变化曲线存在2个峰值，其中最大振速出现在爆破过程的第二波峰值处;2个波的曲线均在振速达到峰值后迅速衰减，X方向测得最大振速为1.39 cm/s，Y方向测得最大振速为1.83 cm/s;从图8和图9 X、Y方向的振速频谱分析图可以看出，频率400 Hz以内的范围为初支部位测点的能量集中频带，最大相对幅值均出现在200 Hz以内;从相对幅值的变化过程中可以发现，其曲线在200 Hz以内存在两轮上升阶段，这与振速波形的变化规律是一致的.不难看出，初支部位测点受到隧道内局部掌子面爆破开挖影响相对显著，沿隧道纵向和横向（即X方向和Y方向）的振速变化分布情况相近.
3 爆破振动监测数据回归分析
3.1 基于不同公式的振速拟合分析
由于初支结构更易受到爆破振动的影响，因此，选用表1中的初支部位测点1、2、3、4位置各组监测数据进行回归分析，以期对项目后续爆破的参数设计及调整提供参考.实际工程中常采用萨道夫斯基公式[12]对监测得到的爆破振动振速数据进行拟合得到式（1）：
[v=KQ3Rα] （1）
式中：[v]為质点振动速度，cm/s;[Q]为单段最大药量，kg;[R]为爆心距，m;[K]和[α]为与地质条件有关的参数.
对式（1）两边取对数：[lnv=lnK+α（13lnQ-lnR）]，进行一元线性回归分析，分别得到：X方向振速的拟合公式： [vX=14.439 9Q3R3.126 8]，相关性系数R2=0.76;Y方向振速的拟合公式：[vY=24.779 1Q3R3.896 2]，相关性系数[R2]=0.82.由相关性系数可知，采用萨道夫斯基公式的拟合效果仍有待提高.李胜林等[13]采用日本化药株式会社公式拟合取得较好的效果，遂尝试采用相同公式进行拟合得到式（2）：
[v=KW34?D-2] （2）
式中：[v]为质点振动速度，cm/s;[W]为单段最大药量，kg;[D]为爆心距，m.
分别得到：X方向振速的拟合公式： [vX=78.401 4W34?D-2]，相关性系数[R2]=0.93;Y方向振速的拟合公式：[vY=62.828 3W34?D-2]，相关性系数R2=0.94.对比式（1）拟合的结果可知，监测数据样本对式（2）拟合的相关性更高.
3.2 考虑高程因素的拟合公式修正
上述公式并未考虑测点与爆破位置高程差的影响，邓华锋等[14-16]认为，进行爆破振动数据分析时应当考虑爆破振动的高差效应，为研究隧道内不同部位掌子面爆破开挖时，高程差对于测点部位振速影响，对上述2个公式中拟合效果较优的式（2）高程差效应进行修正.
将公式修改得到式（3）：
[v=KW34?D-2?eHD] （3）
式中：ν为质点振动速度，cm/s;[H]为高程差，m.当[H]=0时，测点和爆破位置高程一致，式（3）等同于式（2）;当[H]=[D]时，测点位于爆破位置竖直方向，此时高程差影响最大. 采用修正后的公式再次進行拟合得到：X方向振速的拟合公式： [vX=63.012 5W34?D-2?eHD]，相关性系数[R2]=0.95;Y方向振速的拟合公式：[vY=49.595 4W34?D-2?eHD]，相关性系数[R2]=0.94.对比拟合结果可以发现，在式（2）拟合效果已经较好时，引入高程参数对于实际拟合效果并未产生明显影响.由此可以判断，尽管大断面隧道各个爆破位置掌子面与初支结构存在一定高程差，但高程因素并未对隧道内不同部位支护结构的振速产生明显 影响.
4 结论
通过对柳州市某隧道项目爆破作业时，对洞内支护结构进行爆破振速监测所得数据进行处理和分析，结合隧道施工时的具体情况，得出以下结论：
1）二衬施作完成后形成复合式衬砌，同时二衬位置距离各掌子面较远，各部位测点振速普遍较小，受到掌子面部位爆破影响较小;初支部位测点测得振速明显更大，二衬位置相比初支部位的支护结构更容易受到掌子面部位爆破的影响.
2）由初支部位测点振速波形和频谱分析可以发现，沿隧道纵向传播的振速和沿横向传播的振速两者变化规律相近，初支结构部位测点测得振速对应的频率主要分布在频率400 Hz以内的范围，最大振速对应频率出现在200 Hz以内.
3）本文所在隧道项目，掌子面爆破引起初支结构振动的速度预测采用日本化药株式会社的公式更为合适;同时，测点振速主要受爆心距和单端最大药量影响，隧道内各掌子面与测点高程差对于该公式拟合效果没有明显影响，因此，在后续进行隧道内初支结构质点振速预测时可以忽略高程差的影响.
4）在监测过程中，位于初支的测点只有2组振速数据超过了6.00 cm/s，大部分测点振速不超过 2.00 cm/s，这是因为在隧道采用双侧壁导坑法施工时划分出的掌子面较多，每次爆破作业量相对较小，这在一定程度上保证了隧道内支护结构的安全.
参考文献
[1] 叶影霞.河源市流通业发展实证分析[J].广西科技大学学报，2018，29（2）：119-125.
[2] 戎陆庆，郭仪.基于GRA和对数回归的广西水路货运发展研究[J].广西科技大学学报，2020，31（3）：114-121.
[3] 林凯.浅埋大断面公路隧道爆破振动特性试验研究[J].公路，2014，59（11）：236-240.
[4] 刘赶平.大断面隧道爆破振动速度预测[J].爆破，2019，36（3）：129-136.
[5] 赵志刚，张文喆，王伟，等.大断面黄土隧道近距离爆破控制效果分析[J].爆破器材，2020，49（2）：52-58.
[6] 刘敏，刘远鹏，张卫中，等.爆破振动对小净距隧道群初期支护结构稳定性的影响[J].科学技术与工程，2019，19（20）：322-327.
[7] 张敏，占科彪.底部框架双功能减震结构地震响应分析[J].广西科技大学学报，2017，28（3）：38-46.
[8] 全国安全生产标准化技术委员会非煤矿山安全分技术委员会.爆破安全规程：GB 672—2014[S].北京：中国标准出版社，2015.
[9] 吴波，兰扬斌，吴冬，等.隧道爆破施工对地表建筑群影响的研究[J].现代隧道技术，2018，55（S2）：687-695.
[10] 王举.隧道洞中爆破振动对地表影响的数值分析[J].土工基础，2017，31（4）：443-448.
[11] 樊祥喜，曹保山，单仁亮，等.隧道爆破引起路基边坡振动信号的规律研究[J].现代隧道技术，2020，57（4）：127-135.
[12] 夏才初，刘志方，单光炎，等.基于爆破振速衰减与控制值的爆破药量计算方法[J].现代隧道技术，2018，55（4）：163-170.
[13] 李胜林，方真刚，杨瑞，等.浅埋地铁隧道爆破施工引起的地表振动规律分析[J].爆破，2019，36（2）：111-116，130.
[14] 邓华锋，张国栋，王乐华，等.导流隧洞开挖施工的爆破振动监测与分析[J].岩土力学，2011，32（3）：855-860.
[15] 何理，钟冬望，陈晨，等.岩质高边坡开挖施工的爆破振动监测与分析[J].金属矿山，2017（1）：6-10.
[16] 夏一鸣，郑明新，胡国平，等.救援通道施工爆破对已建高铁隧道的振动安全分析[J].铁道标准设计，2016，60（3）：97-101.
Monitoring and analysis of support structure vibration caused by blasting construction of shallow buried super large section tunnel
HUANG Liuyun1， LI Jun1， WEI Sida1， XU Tiancheng1 ， LIU Zonghui2
（1.School of Civil Engineering and Architecture， Guangxi University of Science and Technology， Liuzhou 545006， China; 2.School of Civil Engineering and Architecture， Guangxi University， Nanning 530004， China） Abstract： The vibration of the supporting structure in the tunnel caused by blasting construction of shallow buried super large section tunnel must be strictly controlled within the allowable range of the specification. Based on the blasting construction of the first tunnel in a road tunnel project， LiuDong new area， Liuzhou City， the vibration of main supporting structures in the tunnel， caused by blasting construction in different face of the tunnel， is monitored and theoretically analyzed. The results show that when the double side wall heading method is used in construction， the vibration velocity of the initial support part in the tunnel is much higher than that of the composite lining after the secondary lining is completed. Based on the field conditions， the vibration law of the initial support is analyzed by using the Sadolfsky formula and the Japanese Huawa Co. ， Ltd. formula respectively. It is found that the latter is more suitable for the current project. Considering the elevation effect， the paper has corrected and compared the formula. It is concluded that the influence of elevation can be ignored in the analysis and prediction of the vibration velocity of the internal support structure during the tunnel internal blasting construction.
Key words： tunnel excavation; double side heading method; blasting vibration monitoring; vibration velocity monitoring
（責任编辑：罗小芬、黎 娅）
关键词：隧道开挖;双侧壁导坑法;爆破振动监测;振速监测
中图分类号：U455.7 DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2021.03.013
0 引言
隧道作为常见的地下结构，在城市道路规划中并不鲜见，城市道路系统中的隧道多为浅埋.伴随着社会经济的发展，机动车保有量激增，城市交通系统运行负荷加大[1-2]，城市干道宽幅建设或改造力度愈来愈大，城市道路隧道也随之采用超大断面的形式.当浅埋超大断面隧道施工遇到孤岩或坚硬地层导致机械开挖效率低下或难以进行时，常常结合钻爆法推进项目的实施，若隧道围岩条件复杂，须采用较为复杂的支护形式和施工工序，在此背景下确保钻爆法施工时支护结构的安全尤为重要.研究隧道爆破开挖的振动效应，对钻爆法的掘进过程进行控制，使爆破作业对既有支护结构的影响降到最低，一直是相关研究关注的重点.
目前，针对隧道爆破开挖振动效应的研究主要集中于爆破对周围既有建筑的影响.林凯[3]基于现场监测，对浅埋隧道爆破掘进时隧道上方地表震动规律进行了研究.刘赶平[4]采用数值模拟与现场检测相结合的方法研究了隧洞开挖爆破时邻近支洞围岩的爆破振动效应，并建立了关键位置振速预测模型.赵志刚等[5]通过研究大断面黄土隧道施工时爆破振动对既有隧道的影响，总结并提出了多种爆破控制措施.上述研究得出了许多有价值的成果，但当隧道施工工序较复杂，隧道存在多个掘进里程不一的掌子面时，爆破掘进时隧道内的支护结构受振动响应的研究相对较少.本文通过对隧道现场爆破监测数据进行分析，研究施工過程中不同部位掌子面爆破时支护结构的受爆破振动影响规律，获得的结论对隧道现场施工具有一定的指导价值，并对本地区同类工程施工具有一定的借鉴意义.
1 工程概况及爆破振动监测方案
1.1 工程概况
本文隧道项目位于柳州市柳东新区.隧道上行、下行洞分别为长270.00 m、290.00 m，采用单洞三车道外加非机动车道及人行道布置，单洞最大开挖宽度19.50 m，最大开挖高度13.06 m，开挖面积超过200.00 m2，最大埋深约57.00 m，是典型的浅埋超大断面隧道.隧道全段围岩类别为V类，全段上部围岩存在全风化泥粉质砂岩、断层破碎带碎石土、第四系坡残积黏土等不同情况，围岩稳定性较差，采用双侧壁导坑法施工.项目先行洞自桩号BK5+640到BK5+690位置附近，在不同掌子面部位陆续出现坚硬岩石，需要采用钻爆法进行施工.为了保证洞内支护结构安全，有必要对施工时爆破振动进行实时监测，从而指导后续施工时爆破参数的设计.该项目施工时各部位掌子面位置如图1所示，开挖顺序由1至7.
1.2 爆破振动监测方案
根据现场的施工条件及洞内环境情况，历次爆破测点主要布置在以下位置：测点1、2位于初支，上台阶地表以上 1.00 m位置侧壁;测点3、4位于初支，仰拱回填后地表以上1.00 m位置侧壁;测点5、6位于二衬位置，仰拱回填地表以上1.00 m位置侧壁;测点7、8位于仰拱回填后的地面，距离初支侧壁水平距离1.00 m;各点位置如图2所示.监测仪器采用TC-4850N无线网络测振仪（见图3），采样率选用5 kHz档，采样时间2 s.仪器配2套振动速度传感器，每次爆破时根据场地施工情况选取不同位置布置，当布置于测点7、8时采用石膏固定于地表，其余位置采用膨胀螺栓固定于侧壁内侧.
2 爆破振动监测结果
爆破引起的隧道围岩及支护结构的振动效应较为复杂[6-7]，目前国内外的爆破振动监测多以质点的运动速度作为判定标准.在《爆破安全规程》[8]中，爆破时测点所在位置的峰值振动速度和主振频率是评价振动效应的重要参数，常被用作回归分析.吴波等[9-11]在进行振速数据回归分析时，考虑了测点和爆破位置之间高程差的影响，从而对公式进行了相应的修正.在此次监测条件下，测点与不同位置掌子面存在一定高程差，因此，在统计时考虑高程因素.本轮爆破振动监测共采集了合计44组测点数据，单段最大药量为2.4～48.0 kg，监测数据如表1所示，其中距离R为爆心距，药量Q为最大单段药量，振速X方向沿隧道纵向指向开挖掌子面，振速Y方向沿隧道横向指向隧道侧壁.
2.1 不同部位测点振速分析
初期支护部位的测点振速监测数据如表1所示.由于隧道开挖时场地条件限制，当掌子面上台阶部位进行爆破开挖时，传感器因布置在附近侧壁，受爆破产生的石块冲击产生损坏，因此，位于两边导洞上台阶初期支护部位测点1和2的监测数据总共得到4组;位于下台阶初期支护部位的测点相对安全，因此，测点3和4的监测数据共21组.从表1中可以看出，监测得到的所有数据中，X方向测得最大测点振速为6.94 cm/s，Y方向最大测点振速为8.36 cm/s;为导洞上台阶掌子面爆破时，由临近测点测得;但除去上述2组较大的监测数据，综合表1数据可发现，初支测点位置在距离爆破断面30.00 m以内时，初支部位测点测得的振速大部分在2.00 cm/s以内;振速大小与测点距离大小负相关，测点位置距离爆破位置越远测得的振速越小;而振速大小与药量大小正相关，掌子面爆破所用药量越大，测点测得的振速就越大. 二衬砌部位的测点振速监测数据如表2所示.测点5和6设置于新筑二衬附近，此处为新近拆模完毕的二衬侧壁位置，仍处于养护过程中，同时该区域前方可能存在新浇筑完毕而尚未移除钢撑模的二衬段，因此，该区域受到爆破振动的影响同样值得关注，该部位的监测数据总共得到7组;测点7和8位于仰拱上方地表部位，此时仰拱上方已回填完成，得到监测数据共12组.从表2中数据可以看出，二衬施作位置普遍距离爆破位置较远，测点测得的振速普遍在0.50 cm/s以内，X方向测得最大测点振速为0.79 cm/s，Y方向最大测点振速为 0.54 cm/s;从表2中不难发现，监测位置距离爆破位置越远，测点测得振速越小，仰拱上方部位测点振速普遍要比二衬侧壁部位测点振速更小.对比上述数据可知，二衬部位测点爆破振速往往要远小于初支位置所测得的振速.
以表1和表2中振速数据为基础，绘制得到图4和图5所示初支和二衬部位的振速分布图.如图4所示，测点1、2和测点3、4各组数据中振速普遍大于1.00 cm/s，只有少部分测点振速超过了 4.00 cm/s;而如图5所示，测点5、6和测点7、8各组数据中X方向及Y方向质点振动速度大多在0.50 cm/s以下，部分数值小于0.10 cm/s.可以看出，位于二衬部位的测点5—8监测数值普遍小于初支部位测点1—4的监测数值，主要是因为二衬部位测点距离爆破掌子面较远，受爆破影响远不如初支部位测点;同时二衬施作完毕时，复合式衬砌整体刚度大于初支结构，这也使得二衬部位测点振速更小;初支部位测点距离爆破位置更近，监测得到的振速数值较大，说明初支结构更易受到掌子面部位爆破的影响.
2.2 测点振动信号分析
以受爆破影响较大的初支部位测点为研究对象选取典型数据进行分析，对测得的X方向振速和Y方向振速中具有典型特征的振速进行快速傅里叶变换处理（FFT），分析爆破时初支部位振速和频率的变化规律.选取表1中的第9组监测数据，X方向测得最大测点振速为1.39 cm/s，Y方向最大测点振速为1.83 cm/s.经过处理后得到如图6、图7所示的振速波形图以及如图8、图9所示的频谱分析图.
从图6和图7可以看出，此轮爆破中测点测得的振速变化曲线存在2个峰值，其中最大振速出现在爆破过程的第二波峰值处;2个波的曲线均在振速达到峰值后迅速衰减，X方向测得最大振速为1.39 cm/s，Y方向测得最大振速为1.83 cm/s;从图8和图9 X、Y方向的振速频谱分析图可以看出，频率400 Hz以内的范围为初支部位测点的能量集中频带，最大相对幅值均出现在200 Hz以内;从相对幅值的变化过程中可以发现，其曲线在200 Hz以内存在两轮上升阶段，这与振速波形的变化规律是一致的.不难看出，初支部位测点受到隧道内局部掌子面爆破开挖影响相对显著，沿隧道纵向和横向（即X方向和Y方向）的振速变化分布情况相近.
3 爆破振动监测数据回归分析
3.1 基于不同公式的振速拟合分析
由于初支结构更易受到爆破振动的影响，因此，选用表1中的初支部位测点1、2、3、4位置各组监测数据进行回归分析，以期对项目后续爆破的参数设计及调整提供参考.实际工程中常采用萨道夫斯基公式[12]对监测得到的爆破振动振速数据进行拟合得到式（1）：
[v=KQ3Rα] （1）
式中：[v]為质点振动速度，cm/s;[Q]为单段最大药量，kg;[R]为爆心距，m;[K]和[α]为与地质条件有关的参数.
对式（1）两边取对数：[lnv=lnK+α（13lnQ-lnR）]，进行一元线性回归分析，分别得到：X方向振速的拟合公式： [vX=14.439 9Q3R3.126 8]，相关性系数R2=0.76;Y方向振速的拟合公式：[vY=24.779 1Q3R3.896 2]，相关性系数[R2]=0.82.由相关性系数可知，采用萨道夫斯基公式的拟合效果仍有待提高.李胜林等[13]采用日本化药株式会社公式拟合取得较好的效果，遂尝试采用相同公式进行拟合得到式（2）：
[v=KW34?D-2] （2）
式中：[v]为质点振动速度，cm/s;[W]为单段最大药量，kg;[D]为爆心距，m.
分别得到：X方向振速的拟合公式： [vX=78.401 4W34?D-2]，相关性系数[R2]=0.93;Y方向振速的拟合公式：[vY=62.828 3W34?D-2]，相关性系数R2=0.94.对比式（1）拟合的结果可知，监测数据样本对式（2）拟合的相关性更高.
3.2 考虑高程因素的拟合公式修正
上述公式并未考虑测点与爆破位置高程差的影响，邓华锋等[14-16]认为，进行爆破振动数据分析时应当考虑爆破振动的高差效应，为研究隧道内不同部位掌子面爆破开挖时，高程差对于测点部位振速影响，对上述2个公式中拟合效果较优的式（2）高程差效应进行修正.
将公式修改得到式（3）：
[v=KW34?D-2?eHD] （3）
式中：ν为质点振动速度，cm/s;[H]为高程差，m.当[H]=0时，测点和爆破位置高程一致，式（3）等同于式（2）;当[H]=[D]时，测点位于爆破位置竖直方向，此时高程差影响最大. 采用修正后的公式再次進行拟合得到：X方向振速的拟合公式： [vX=63.012 5W34?D-2?eHD]，相关性系数[R2]=0.95;Y方向振速的拟合公式：[vY=49.595 4W34?D-2?eHD]，相关性系数[R2]=0.94.对比拟合结果可以发现，在式（2）拟合效果已经较好时，引入高程参数对于实际拟合效果并未产生明显影响.由此可以判断，尽管大断面隧道各个爆破位置掌子面与初支结构存在一定高程差，但高程因素并未对隧道内不同部位支护结构的振速产生明显 影响.
4 结论
通过对柳州市某隧道项目爆破作业时，对洞内支护结构进行爆破振速监测所得数据进行处理和分析，结合隧道施工时的具体情况，得出以下结论：
1）二衬施作完成后形成复合式衬砌，同时二衬位置距离各掌子面较远，各部位测点振速普遍较小，受到掌子面部位爆破影响较小;初支部位测点测得振速明显更大，二衬位置相比初支部位的支护结构更容易受到掌子面部位爆破的影响.
2）由初支部位测点振速波形和频谱分析可以发现，沿隧道纵向传播的振速和沿横向传播的振速两者变化规律相近，初支结构部位测点测得振速对应的频率主要分布在频率400 Hz以内的范围，最大振速对应频率出现在200 Hz以内.
3）本文所在隧道项目，掌子面爆破引起初支结构振动的速度预测采用日本化药株式会社的公式更为合适;同时，测点振速主要受爆心距和单端最大药量影响，隧道内各掌子面与测点高程差对于该公式拟合效果没有明显影响，因此，在后续进行隧道内初支结构质点振速预测时可以忽略高程差的影响.
4）在监测过程中，位于初支的测点只有2组振速数据超过了6.00 cm/s，大部分测点振速不超过 2.00 cm/s，这是因为在隧道采用双侧壁导坑法施工时划分出的掌子面较多，每次爆破作业量相对较小，这在一定程度上保证了隧道内支护结构的安全.
参考文献
[1] 叶影霞.河源市流通业发展实证分析[J].广西科技大学学报，2018，29（2）：119-125.
[2] 戎陆庆，郭仪.基于GRA和对数回归的广西水路货运发展研究[J].广西科技大学学报，2020，31（3）：114-121.
[3] 林凯.浅埋大断面公路隧道爆破振动特性试验研究[J].公路，2014，59（11）：236-240.
[4] 刘赶平.大断面隧道爆破振动速度预测[J].爆破，2019，36（3）：129-136.
[5] 赵志刚，张文喆，王伟，等.大断面黄土隧道近距离爆破控制效果分析[J].爆破器材，2020，49（2）：52-58.
[6] 刘敏，刘远鹏，张卫中，等.爆破振动对小净距隧道群初期支护结构稳定性的影响[J].科学技术与工程，2019，19（20）：322-327.
[7] 张敏，占科彪.底部框架双功能减震结构地震响应分析[J].广西科技大学学报，2017，28（3）：38-46.
[8] 全国安全生产标准化技术委员会非煤矿山安全分技术委员会.爆破安全规程：GB 672—2014[S].北京：中国标准出版社，2015.
[9] 吴波，兰扬斌，吴冬，等.隧道爆破施工对地表建筑群影响的研究[J].现代隧道技术，2018，55（S2）：687-695.
[10] 王举.隧道洞中爆破振动对地表影响的数值分析[J].土工基础，2017，31（4）：443-448.
[11] 樊祥喜，曹保山，单仁亮，等.隧道爆破引起路基边坡振动信号的规律研究[J].现代隧道技术，2020，57（4）：127-135.
[12] 夏才初，刘志方，单光炎，等.基于爆破振速衰减与控制值的爆破药量计算方法[J].现代隧道技术，2018，55（4）：163-170.
[13] 李胜林，方真刚，杨瑞，等.浅埋地铁隧道爆破施工引起的地表振动规律分析[J].爆破，2019，36（2）：111-116，130.
[14] 邓华锋，张国栋，王乐华，等.导流隧洞开挖施工的爆破振动监测与分析[J].岩土力学，2011，32（3）：855-860.
[15] 何理，钟冬望，陈晨，等.岩质高边坡开挖施工的爆破振动监测与分析[J].金属矿山，2017（1）：6-10.
[16] 夏一鸣，郑明新，胡国平，等.救援通道施工爆破对已建高铁隧道的振动安全分析[J].铁道标准设计，2016，60（3）：97-101.
Monitoring and analysis of support structure vibration caused by blasting construction of shallow buried super large section tunnel
HUANG Liuyun1， LI Jun1， WEI Sida1， XU Tiancheng1 ， LIU Zonghui2
（1.School of Civil Engineering and Architecture， Guangxi University of Science and Technology， Liuzhou 545006， China; 2.School of Civil Engineering and Architecture， Guangxi University， Nanning 530004， China） Abstract： The vibration of the supporting structure in the tunnel caused by blasting construction of shallow buried super large section tunnel must be strictly controlled within the allowable range of the specification. Based on the blasting construction of the first tunnel in a road tunnel project， LiuDong new area， Liuzhou City， the vibration of main supporting structures in the tunnel， caused by blasting construction in different face of the tunnel， is monitored and theoretically analyzed. The results show that when the double side wall heading method is used in construction， the vibration velocity of the initial support part in the tunnel is much higher than that of the composite lining after the secondary lining is completed. Based on the field conditions， the vibration law of the initial support is analyzed by using the Sadolfsky formula and the Japanese Huawa Co. ， Ltd. formula respectively. It is found that the latter is more suitable for the current project. Considering the elevation effect， the paper has corrected and compared the formula. It is concluded that the influence of elevation can be ignored in the analysis and prediction of the vibration velocity of the internal support structure during the tunnel internal blasting construction.
Key words： tunnel excavation; double side heading method; blasting vibration monitoring; vibration velocity monitoring
（責任编辑：罗小芬、黎 娅）