橋體爆破拆除塌落沖擊對土體影響深度的計(jì)算方法

楊 賓， 林從謀， 殷榕鵬， 溫智捷， 張 帆

(1.華僑大學(xué) 巖土工程研究所， 福建 廈門 361021; 2.福建省隧道與城市地下空間工程技術(shù)研究中心， 福建廈門 361021)

橋體爆破拆除塌落沖擊對土體影響深度的計(jì)算方法

楊 賓1,2， 林從謀1,2， 殷榕鵬1， 溫智捷1， 張 帆1

(1.華僑大學(xué) 巖土工程研究所， 福建 廈門 361021; 2.福建省隧道與城市地下空間工程技術(shù)研究中心， 福建廈門 361021)

為確保建筑物拆除爆破時地下各類管線的安全，以漳州東立交橋整體爆破拆除工程為背景，將橋體爆破拆除時的塌落對土體的作用過程類比為強(qiáng)夯，基于強(qiáng)夯理論提出建筑物塌落沖擊對土體的影響深度以及土體沉降值的計(jì)算方法。采用PLAXIS和ANSYS/LS-DYNA分別對漳州市東立交橋逐跨塌落進(jìn)行數(shù)值模擬，根據(jù)塑性區(qū)的范圍和土體的位移大小判斷影響深度。最后將數(shù)值模擬和現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)與建立方法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比分析，證明計(jì)算方法的可行性。研究成果可以為類似工程及相關(guān)研究提供參考。

爆破拆除； 塌落沖擊； 土體變形； 計(jì)算方法； 影響深度； 橋體拆除

1 引言

目前，我國對拆除爆破已經(jīng)積累了相當(dāng)豐富的工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)。但是爆破作業(yè)畢竟是一種高風(fēng)險(xiǎn)的活動，除了拆除爆破技術(shù)本身可能帶來的危害外，拆除爆破產(chǎn)生的負(fù)面效應(yīng)也越來越受到了人們的關(guān)注。由于高大建筑的周圍環(huán)境復(fù)雜，對安全要求也更加嚴(yán)格。為了減少塌落振動造成的危害，對塌落振動進(jìn)行深入的研究非常有必要。

2 工程概況

漳州東立交橋?yàn)橐蛔龑蛹忓N形定向互通式立交橋，總長5.475 5 km。該橋由于地層環(huán)境復(fù)雜，在服役18年后出現(xiàn)了多項(xiàng)安全隱患，橋梁總體狀況已惡化為五類橋，無法滿足現(xiàn)行規(guī)范對安全性、通行條件等標(biāo)準(zhǔn)的要求，決定采用控制爆破技術(shù)一次性整體拆除。

立交橋地基存在深厚的軟土層，局部厚20 m，且周邊建(構(gòu))筑物較多，最近的距離為35 m。因此，爆破拆除面臨的難題是如何有效地控制拆除橋體下落后在地基內(nèi)部引起的較大振動和變形。

3 橋段塌落土體變形計(jì)算

3.1 有效加固深度計(jì)算公式

橋段的塌落可以看作是對土體進(jìn)行一次強(qiáng)夯，可以采用強(qiáng)夯法研究橋段塌落產(chǎn)生的土體加固深度〔1-2〕。由于是對橋墩進(jìn)行同時爆破，可簡化和抽象橋段塌落過程。假定橋段是垂直落下，觸地面積為橋面底部面積。計(jì)算方法以單跨為例，單跨橋段是同時觸地，觸地時間短。

國內(nèi)外對強(qiáng)夯法影響深度的稱謂有加固深度, 也有影響深度、處理深度等。強(qiáng)夯影響深度和有效加固深度之間的區(qū)分并沒有嚴(yán)格的定義。其區(qū)別一般認(rèn)為是:前者指強(qiáng)夯后地表下土體發(fā)生物理力學(xué)變化的某一深度，而后者指地基土經(jīng)強(qiáng)夯加固后能夠滿足特定工程要求的深度。對被加固的地基土有不同工程要求，采用不同的判定方式，則得出的有效加固深度便不同?？梢哉J(rèn)為強(qiáng)夯影響深度對不同工程標(biāo)準(zhǔn)相對統(tǒng)一，便于理論分析；而有效加固深度的工程意義更大，設(shè)計(jì)或施工時通常采用Menard和Billam公式來計(jì)算有效加固深度〔3-5〕。

3.1.1 Menard計(jì)算方法

1972年，Menard提出了著名的Menard公式〔3〕,以計(jì)算強(qiáng)夯的影響深度。國內(nèi)外大量工程實(shí)踐表明, 按Menard公式計(jì)算的加固深度偏大, 需經(jīng)過修正才符合實(shí)際，修正的Menard公式：

(1)

式中：Z為有效加固深度，m；W為夯錘重量，kN； H為夯錘落距，m；α為地層拆減系數(shù)。

將漳州東立交橋塌落沖擊地面過程等效簡化為夯錘作用，以最大體積的V12單跨橋段為例，橋下地層主要屬于淤泥類，查得折減系數(shù)α=0.5；W為夯錘重量，當(dāng)橋面高1.2 m、密度2 500 kg/m3、夯錘直徑取2.4 m，則W=132.935 kN；H為夯錘落距，取V12橋段落距H=11.15 m。

上述參數(shù)代入公式(1)，得到V12橋段塌落沖擊對淤泥地層的有效加固深度為Z=6.088 m。

Menard公式修正法形式簡單但精度甚低,存在很大的局限性。

3.1.2 Billam 計(jì)算方法

1979年，Billam提出的計(jì)算方法〔3〕與Menard公式相比,考慮了夯錘底面積和土體阻尼對強(qiáng)夯加固深度的影響, 量綱上也避免了Menard經(jīng)驗(yàn)公式的矛盾。

(2)

式中：Z為強(qiáng)夯加固深度，m；M為夯錘的重量，kN；H為夯錘落距，m；B為夯錘底面直徑，m；K為折減系數(shù),K=g/q, g為重力加速度，m/s2,q為土骨架的動阻力，kN/m，一般取0.10～0.16。

仍以最大體積的V12單跨橋段為例，由于Billam公式是考慮夯錘的底面積，故需將V12橋段整個橋面假想為一個大的夯錘(不同于Menard公式將其等效為一個直徑為2.4 m的小夯錘)。則應(yīng)用Billam公式修正法計(jì)算影響深度時，夯錘的重量M為整個橋段重量：M=15 070.44 kN；夯錘底面直徑B取以橋底面積大小的正方形內(nèi)切圓直徑22.64 m；折減系數(shù)K取0.15。

上述參數(shù)代入式(2)得V12橋段塌落沖擊對淤泥地層的有效加固深度Z=5.017 5 m。

應(yīng)該指出，Billam提出的計(jì)算方法考慮了橋面的底面積更符合橋段塌落的實(shí)際情況。故這里選擇Billam公式的計(jì)算結(jié)果作為漳州東立交橋采用逐跨塌落爆破拆除方案，橋梁的塌落沖擊對淤泥地層的有效加固深度為5.017 5 m。

3.2 土體沉降計(jì)算公式

強(qiáng)夯的加固機(jī)理可以概括為，將夯錘的重力勢能轉(zhuǎn)化為對土體短暫的沖擊荷載，從而促使土體產(chǎn)生變形，密實(shí)程度增加。根據(jù)夯錘與土體共同作用的非完全彈性碰撞半空間強(qiáng)夯模型，對強(qiáng)夯的沖擊過程進(jìn)行了分析，強(qiáng)夯作用下，土體沉降量的大小可通過下式計(jì)算〔6〕，土體的最大位移為

(3)

由式(3)可得，強(qiáng)夯所產(chǎn)生的振動幅值與夯錘的重力能的平方根成正比，與夯錘底面半徑和土體彈性模量的平方根成反比。

3.3 橋段塌落土體沉降計(jì)算

V12橋段質(zhì)量m=13 571.68 kg，下落與土體接觸半徑r=1.2 m，取V12橋段落距H=11.15 m，土層密度ρ=16.7 kg/m3，土體變形模量E=5×106Pa，土的泊松比μ=0.45，非彈性碰撞夯錘速度折減系數(shù)ξ=v11/v12=0.9，則土體的阻尼比：

(4)

土體的最大沉降為

(5)

4 橋段塌落影響數(shù)值模擬

4.1 基于ANSYS/LS-DYNA的計(jì)算結(jié)果

V12處橋段按逐跨延時下落(25 ms)計(jì)算時的模型如圖1所示。

以橋面為中心，取平面模型長340 m、高50 m；對應(yīng)土層取編號為ZK-31，其中，第一層3.3 m厚素填土，第二層16.8 m厚淤泥，第三層0.7 m厚含卵石中砂，第四層29.2 m厚殘積粘性土，橋段材料為鋼筋混凝土。各土層及橋面對應(yīng)的物理參數(shù)見表1。

圖1 V12處橋段按逐跨塌落模型Fig.1 Model of V12 bridge deck collapse by span

材料名稱材料模型行為類型天然重度/(kN·m?3)飽和重度/(kN·m?3)楊氏模量/kPa粘聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)泊松比鋼筋混凝土--25025030×108--020素填土MC不排水1811944×104450501035粉質(zhì)粘土MC不排水190-5×104664534040淤泥MC不排水1671805×103330240045中砂MC不排水1911973×105030660033殘積粘性土MC不排水191-15×105840540034

計(jì)算時間為2.502 s時的位移變化云圖如圖2～圖3所示。

位移最大值為656 mm，位于橋面縱向軸線下方土層，質(zhì)點(diǎn)的位移量在遠(yuǎn)離橋面后迅速衰減，在遠(yuǎn)離振源的關(guān)鍵監(jiān)測點(diǎn)，位移接近0。最大影響深度11.9 m,在橋下土體深度11.9 m處，塌落產(chǎn)生的位移為零。

圖2 2.502 s時的位移變化云圖Fig.2 Displacement nephogram in 2.502 s

圖3 塑性應(yīng)變云圖Fig.3 Displacement nephogram of plastic strain

土體中產(chǎn)生塑性變形的區(qū)域即為強(qiáng)夯的有效加固區(qū)域〔7〕。從圖3中塑性點(diǎn)的位置得出塑性區(qū)范圍最深6.2 m，則強(qiáng)夯的有效加固深度為6.2 m。

4.2 基于PLAXIS的計(jì)算結(jié)果

選擇V12橋段進(jìn)行數(shù)值模擬，V12處橋段采用六跨計(jì)算模型, 橋面與土層接觸面施加的峰值應(yīng)力為Pmax=2 259.738 kPa(由改進(jìn)的斯科特公式計(jì)算得到)。頻率為10 Hz、作用時間為0.05 s的沖擊荷載Load A如圖4所示。

圖4 V12處橋段按六跨計(jì)算時的模型Fig.4 Model of V12 bridge deck collapse by span

V12橋段按六跨取值，動力荷載施加瞬間模型范圍內(nèi)產(chǎn)生的土層質(zhì)點(diǎn)位移云圖如圖5～圖6所示，產(chǎn)生的位移最大值為545 mm，產(chǎn)生位置在橋梁中心軸線下方的淤泥層。最大影響深度為15.5 m,在橋下土體深度15.5 m處，塌落產(chǎn)生土體的位移為0。

V12處橋段塌落的塑性點(diǎn)如圖7所示。根據(jù)圖3中塑性點(diǎn)的位置得出塑性區(qū)范圍最深為4.5 m，則強(qiáng)夯的有效加固深度為4.5 m。

圖5 V12處橋段塌落的位移云圖Fig.5 Displacement nephogram of V12 bridge deck collapse

圖6 V12處橋下土體的位移Fig.6 Displacement of V12 bridge deck collapse

圖7 V12處橋段塌落的塑性點(diǎn)圖Fig.7 Displacement nephogram of plastic strain at V12

5 橋段塌落影響深度計(jì)算對比分析

5.1 計(jì)算與模擬對比

基于強(qiáng)夯法建立的地表沉降公式計(jì)算，橋段塌落產(chǎn)生的加固深度和地表沉降分別為5.017 5 m(Billam計(jì)算方法)和456 mm。

基于ANSYS/LS-DYNA獲得的橋段塌落的加固深度和地表沉降分別為6.2 m和656 mm，上述結(jié)果與公式計(jì)算結(jié)果相比的相對誤差為加固深度19.1%，地表沉降30.4%。

基于PLAXIS獲得的橋段塌落的加固深度和地表沉降分別為4.5 m和545 mm，上述結(jié)果與公式計(jì)算結(jié)果相比的相對誤差分別為加固深度11.5%，地表沉降16.3%。

PLAXIS以強(qiáng)夯模擬為例子，橋面與土層接觸面施加的峰值應(yīng)力(以改進(jìn)斯科特公式計(jì)算得到)誤差較小，而ANSYS/LS-DYNA可以模擬下落過程誤差相對較大，由此可以認(rèn)為采用基于強(qiáng)夯法計(jì)算橋段塌落影響的計(jì)算公式是可行的。

5.2 實(shí)測土層深層位移

實(shí)際工程中，為盡最大可能防止橋段塌落對周圍建筑及地下管線的影響過大，在橋下鋪設(shè)2 m高的人工填土作緩沖層，極大的降低了塌落對土體深度的影響。通過埋設(shè)測點(diǎn)并實(shí)施監(jiān)測，得到國防光纜的埋深大約為4 m。根據(jù)測量結(jié)果，深度為4 m處的水平位移如表2所示。

從表2可以看出，本次爆破拆除引起的國防光纜處的水平位移在5.70 ～7.72 mm之間，豎向位移(3 m)在0.07 ～0.09 mm之間。該值小于《建筑基坑工程監(jiān)測技術(shù)規(guī)范》(GB 50497-2009)〔8〕中給出的“柔性管線的水平位移和豎向位移報(bào)警值在10 ～40 mm之間”的下限值。綜上，可以認(rèn)定該次爆破拆除對周邊房屋和國防光纜的變形影響在規(guī)范允許范圍之內(nèi)。

DPL利用了兩個基本算子的謂詞邏輯理論：變元復(fù)位和原子檢測?！敖?jīng)典邏輯”成為了一般關(guān)系代數(shù)的混合。在動態(tài)邏輯PDL的基礎(chǔ)上，在一階模型上加上特殊的規(guī)則表示復(fù)位行動。賦值的基本進(jìn)程邏輯是可判定的[3]。DPL也可適用于“動態(tài)推理”的會話、建議等。

6 結(jié)語

計(jì)算結(jié)果比較及工程實(shí)踐表明，基于強(qiáng)夯法計(jì)算橋梁塌落土體影響深度的方法是可行的。實(shí)測數(shù)據(jù)較之計(jì)算數(shù)據(jù)小的原因是由于實(shí)際工程采用了緩沖層減振措施所致。

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Calculation method of soil collapse impact influence depth of bridge blasting demolition

YANG Bin1,2， LIN Cong-mou1,2， YIN Rong-peng1， WEN Zhi-jie1， ZHANG Fan1

(1.Research Institute of Geotechnical Engineering，Huaqiao University，Xiamen 361021，F(xiàn)ujian，China; 2.Fujian Tunnel and Urban Underground Space Engineering Technology Research Center，Xiamen 361021，F(xiàn)ujian，China)

In order to ensure the safety of all kinds of underground pipelines in the building blasting demolition, the blasting demolition project of Zhangzhou east overpass was taken as the background. The collapse effect of the bridge demolished by blasting was analogous to dynamic compaction. Based on the theory of dynamic compaction, the calculation formula of the soil influence depth and soil settlement value was put forward. PLAXIS and ANSYS LS-DYNA were used to numerically simulate the collapse of Zhangzhou east overpass span by span. According to the range of plastic zone and the magnitude displacement of the soil, the effect depth was judged. Finally, the numerical simulation, the field test data and the result of calculation methods were compared and analyzed. The method was proved feasible. It could provide a reference for similar projects.

Blasting demolition； Collapse impact； Soil deformation； Calculation method； Influence depth； Bridge demolition

1006-7051(2016)06-0018-05

2016-05-01

福建省自然科學(xué)基金計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014J01197)；華僑大學(xué)研究生科研創(chuàng)新能力培育計(jì)劃資助項(xiàng)目

楊 賓(1991-)，男，碩士，從事隧道工程等研究。E-mail：806501391@qq.com

林從謀(1957-)，男，博士,教授，從事工程爆破等研究。E-mail：cmlin@hqu.edu.cn

TD235.3

A

10.3969/j.issn.1006-7051.2016.06.004