粉質(zhì)黏土層預(yù)埋承插式混凝土管道對(duì)爆破振動(dòng)的動(dòng)力響應(yīng)*

夏宇磬，蔣 楠,，姚穎康，周傳波，羅學(xué)東，吳廷堯

（1. 中國(guó)地質(zhì)大學(xué)（武漢）工程學(xué)院，湖北 武漢 430074；2. 江漢大學(xué)爆破工程湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430024；3. 江漢大學(xué)武漢爆破有限公司，湖北 武漢 430024）

城市綜合管廊未遍及的老城區(qū)，其地下管線的分布往往錯(cuò)綜復(fù)雜。隨著我國(guó)地下交通網(wǎng)絡(luò)的不斷擴(kuò)張和城市建筑物密集的進(jìn)一步增大，埋地承插式混凝土給排水管道作為城市鋪設(shè)最廣泛的一種管道，相鄰給排水管道的城市地鐵隧道或基坑工程爆破施工情況屢見(jiàn)不鮮。爆破作為重要的巖體開(kāi)挖手段，爆破振動(dòng)產(chǎn)生的地震波不可避免地對(duì)鄰近混凝土給排水管道的安全性和可用性產(chǎn)生嚴(yán)重影響。因此，為保證爆破施工鄰近承插式混凝土管道的安全運(yùn)行，研究爆破振動(dòng)作用下管道的動(dòng)力響應(yīng)特征及其爆破振動(dòng)安全判據(jù)具有重要的理論意義及實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

目前，《爆破安全規(guī)程》[1]對(duì)地面建筑物以及地下構(gòu)筑物明確了爆破振動(dòng)速度及頻率的判據(jù)，但缺乏與埋地管道相關(guān)的爆破振動(dòng)安全判據(jù)。針對(duì)爆破振動(dòng)作用對(duì)不同埋地管道的影響已開(kāi)展了大量的研究工作[2-5]。鄭爽英等[6]使用極差分析法確定了埋地輸氣管道受爆破振動(dòng)作用其管壁厚度、管道埋深、管徑、運(yùn)行內(nèi)壓等對(duì)管道振動(dòng)速度響應(yīng)以及應(yīng)力特征影響的貢獻(xiàn)程度；Mokhtari 等[7]結(jié)合三維有限元軟件和CEL 方法，對(duì)X65 鋼管的不同結(jié)構(gòu)參數(shù)在其受爆破沖擊作用下動(dòng)力響應(yīng)的影響進(jìn)行了研究，得出了管道最大等效應(yīng)變隨著內(nèi)壓的增高或者管徑與厚度之比的減小而減小等規(guī)律，為鋼管的抗爆設(shè)計(jì)提供了依據(jù)；Song 等[8]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了炸藥質(zhì)量、炸藥與管道接觸面積以及管道壁厚等因素對(duì)于管道受爆破作用的影響，分析了鐵管受爆破作用后的3 種不同破壞狀態(tài)；Jiang 等[9]以北京地鐵16 號(hào)線輸氣管道正上方地表振速監(jiān)測(cè)結(jié)果為基礎(chǔ)，結(jié)合數(shù)值計(jì)算，提出了在地鐵開(kāi)挖爆破作用下輸氣管道振動(dòng)速度峰值與藥量、爆心距和管道埋深的預(yù)測(cè)公式；王海濤等[10]通過(guò)開(kāi)展室內(nèi)模型試驗(yàn)，模擬地鐵隧道開(kāi)挖，對(duì)臨近管道動(dòng)力響應(yīng)特征進(jìn)行研究，結(jié)合考慮疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，確定混凝土管道的安全振動(dòng)速度峰值；張黎明等[11]對(duì)埋地鋼管進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)爆破試驗(yàn)，監(jiān)測(cè)爆破過(guò)程中鋼管的振動(dòng)速度和應(yīng)變變化特征，預(yù)測(cè)了管道能承受的地表最大峰值振速為20.37 cm/s，并計(jì)算了不同距離最大段裝藥量下管道的安全距離。

關(guān)于管道爆破振動(dòng)安全判據(jù)方面的研究，大多數(shù)偏重于將管道視為一體的剛性結(jié)構(gòu)，忽視管道之間的連接來(lái)討論管道動(dòng)力響應(yīng)以及安全判據(jù)，這其實(shí)是一種簡(jiǎn)化的處理。但是，在實(shí)際工程中，無(wú)論是輸氣球墨鑄鐵管道還是混凝土輸水管道，都存在法蘭連接或者膠圈連接。為此，本文中，針對(duì)承插式混凝土管道，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)全尺寸爆破試驗(yàn)，結(jié)合對(duì)管道管身、承插口的振動(dòng)速度和動(dòng)應(yīng)變的監(jiān)測(cè)，分析管道的動(dòng)力響應(yīng)特征，并建立管道在爆破振動(dòng)作用下的安全振動(dòng)速度判據(jù)。

1 現(xiàn)場(chǎng)爆破試驗(yàn)

1.1 管道埋設(shè)與炮孔布置

爆破試驗(yàn)場(chǎng)地位于武漢市經(jīng)濟(jì)開(kāi)發(fā)區(qū)硃山路與硃山一路交匯處，爆破所在地地質(zhì)情況主要為強(qiáng)風(fēng)化石英砂巖?，F(xiàn)場(chǎng)使用機(jī)械挖掘出管道溝槽，溝槽深0.7 m，墊土高0.4 m，并將混凝土管道拼接后放入溝槽內(nèi)，管道覆土及墊土為粉質(zhì)黏土，在武漢地區(qū)具有普遍性?，F(xiàn)場(chǎng)管道埋設(shè)及炮眼鉆孔如圖1 所示。

圖 1 現(xiàn)場(chǎng)管道埋設(shè)與炮眼鉆孔Fig. 1 Pipe laying and hole drilling on site

現(xiàn)場(chǎng)受爆破作用的混凝土管道采用膠圈承插式接頭，柔性接口，混凝土管道每節(jié)2.5 m，共4 節(jié)，內(nèi)徑為1 000 mm，外徑為1 200 mm，管道符合混凝土和鋼筋混凝土管道國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)要求[12]，試驗(yàn)所用管道總長(zhǎng)為10 m，管道上部覆土厚達(dá)2 m，管道底部回填土、管道覆土分層夯實(shí)，壓實(shí)度達(dá)到給水排水管道工程施工及驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范要求[13]，管道兩端約束情況可視為與實(shí)際埋地管道相同。管道埋設(shè)與炮孔布置空間位置如圖2 所示。

針對(duì)爆破對(duì)地下管線的影響規(guī)律研究，實(shí)施同等藥量、不同爆心距的4 次試驗(yàn)。4 次試驗(yàn)中炮孔深度均為4 m，炮孔為垂直炮孔，直徑為90 mm；裝藥結(jié)構(gòu)為炮孔底部連續(xù)耦合裝藥，裝藥長(zhǎng)度為106 cm，孔底起爆；試驗(yàn)場(chǎng)地較大，場(chǎng)地邊坡離爆源較遠(yuǎn)，最小抵抗線為炸藥重心距場(chǎng)地地表的垂直距離，為347 cm?，F(xiàn)場(chǎng)開(kāi)展由遠(yuǎn)及近不同爆心距下4 次爆破試驗(yàn)，并在混凝土管道內(nèi)不同位置使用TC-4850 爆破振動(dòng)測(cè)試儀進(jìn)行爆破振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)，使用DH5956 動(dòng)態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行爆破動(dòng)應(yīng)變監(jiān)測(cè)。表1 為4 次爆破試驗(yàn)炮孔布置相關(guān)參數(shù)。

圖 2 管道埋設(shè)與炮孔布置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of pipe laying and hole drilling on site

表 1 現(xiàn)場(chǎng)爆破試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameters for field blasting experiments

1.2 管道應(yīng)變與振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)

為準(zhǔn)確反映管道在爆破振動(dòng)作用下的動(dòng)力響應(yīng)特征，試驗(yàn)中采用動(dòng)態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)DH5956 來(lái)監(jiān)測(cè)管道受爆破振動(dòng)作用時(shí)的動(dòng)應(yīng)變特征，所使用的應(yīng)變片為單軸應(yīng)變片，長(zhǎng)度為80 mm，120 Ω 型號(hào)，連接線為1/4 橋，應(yīng)變片布設(shè)位置如圖3 所示。該儀器最高采樣頻率為100 kHz，具有極強(qiáng)的抗干擾能力，可以精準(zhǔn)記錄管道在爆破動(dòng)力作用下動(dòng)應(yīng)變的變化過(guò)程。

圖 3 爆源與管道相對(duì)位置及動(dòng)應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置Fig. 3 Relative position between explosion source and pipeline, and arrangement of dynamic strain monitoring points

同時(shí)，試驗(yàn)中采用爆破振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)儀TC-4850，其三矢量低頻振動(dòng)速度傳感器集X、Y、Z 三個(gè)方向一體，并配備相應(yīng)三矢量合成分析軟件。傳感器在管道底部縱向布設(shè)，布設(shè)位置見(jiàn)圖4。通過(guò)信號(hào)輸入，抗干擾接頭與TC-4850 監(jiān)測(cè)儀相連。該儀器振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)量程為0.001～35.4 cm/s，該范圍能完全覆蓋此次爆破試驗(yàn)管道內(nèi)的振動(dòng)速度數(shù)據(jù)。同時(shí)，該儀器所監(jiān)測(cè)的爆破振動(dòng)頻率范圍為1～500 Hz，涵蓋了此次的爆破試驗(yàn)振動(dòng)頻率。

圖 4 管道內(nèi)振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)儀的布設(shè)Fig. 4 Layout of vibration velocity monitors in the pipeline

爆破振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)儀TC-4850 與動(dòng)態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)連接的應(yīng)變片均布設(shè)在混凝土管道內(nèi)部，兩者能記錄同一次爆破沖擊動(dòng)力作用下管道的振動(dòng)速度和動(dòng)應(yīng)變的特征。爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的布設(shè)如圖3～5 所示。

圖 5 爆破試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)管道內(nèi)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的布設(shè)Fig. 5 Layout of pipeline monitoring system in the experiments

圖3 為爆源與管道相對(duì)平面示意圖，4 節(jié)管道1～4 按照規(guī)范拼接完成后，連接處的承插口分別命名為承插口1-2、承插口2-3、承插口3-4，其中截面2-2 位于管道2 的中間。應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)DH-5956 連接的應(yīng)變片布設(shè)在管道2 中間截面2-2 處和承插口2-3 處。在截面2-2 布設(shè)了4 處應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)，分別位于管道截面的上（頂部）、下（底部）、左（迎爆側(cè)）、右（背爆側(cè)）。每處應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置沿管道軸向與沿管道環(huán)向的2 個(gè)應(yīng)變片，截面2-2 共布設(shè)8 個(gè)應(yīng)變片。同理，在承插口2-3 處布設(shè)2 處應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)，位于管道截面2-3 的下（管底）、右（背爆側(cè)）部。每次試驗(yàn)后，將動(dòng)態(tài)應(yīng)變測(cè)試儀器調(diào)零。

爆破振動(dòng)速度檢測(cè)儀共布設(shè)6 臺(tái)，沿管道縱向，使用石膏穩(wěn)固連接在管道底部，其位置如圖4 所示，管道內(nèi)部振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)儀器均布置在承插口截面附近，管道內(nèi)儀器D2 與D3 相鄰，在承插口2-3 兩側(cè)。爆破試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)炸藥埋設(shè)完畢后，開(kāi)啟爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)儀和動(dòng)應(yīng)變監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，由遠(yuǎn)及近依次起爆4 個(gè)炮孔。

2 管道動(dòng)應(yīng)變及振動(dòng)速度特征試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 管身動(dòng)應(yīng)變特征分析

2.1.1 管身環(huán)向應(yīng)變

管道2 中間截面2-2 的4 個(gè)應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)分別布置在管頂、管肩兩側(cè)（迎爆側(cè)與背爆側(cè)）、管底，每個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)均布置有環(huán)向、軸向應(yīng)變片，4 次試驗(yàn)管道應(yīng)變特征曲線如圖6 所示，負(fù)值代表受壓，正值代表受拉。

圖 6 4 次試驗(yàn)中截面2-2 環(huán)向應(yīng)變曲線Fig. 6 Circumferential strain curves of section 2-2 in four experiments

從圖6 可以看出，當(dāng)管道距離爆源較遠(yuǎn)時(shí)（試驗(yàn)I、II），管道頂部的環(huán)向應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)（1 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)）及管道底部的環(huán)向應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)（2 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)），在應(yīng)力波作用下，管道均以受壓為主，且2 次試驗(yàn)中1 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓應(yīng)力峰值均小于2 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)環(huán)向應(yīng)變壓應(yīng)力峰值，即管道頂部環(huán)向所受壓應(yīng)力小于管道底部環(huán)向所受壓應(yīng)力，這是由于管道底部先于頂部受到應(yīng)力波的直接作用，管道頂部處于背爆側(cè)，應(yīng)力波經(jīng)過(guò)土-管道-空氣界面的折射反射后強(qiáng)度衰減。

管道頂部和底部環(huán)向應(yīng)變都較小，應(yīng)變曲線經(jīng)歷過(guò)壓應(yīng)力峰值，隨后有十分微弱的拉壓變化，但拉應(yīng)變較之壓應(yīng)變要小，最后2 個(gè)應(yīng)變曲線拉壓振蕩隨后降低歸零，可能是管道頂部與底部受應(yīng)力波折射與反射后形成的拉伸或壓縮應(yīng)力波作用及管道受壓后彈性應(yīng)變能的釋放所導(dǎo)致的。

當(dāng)管道距離爆源較近時(shí)（試驗(yàn)Ⅲ、Ⅳ），管道頂部環(huán)向（1 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)）仍以受壓為主，但管道底部環(huán)向（2 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)）以受拉為主，其首先受到相對(duì)較小拉應(yīng)力，然后變化為受壓達(dá)到相對(duì)較大峰值，隨后迅速轉(zhuǎn)化為受拉，最后應(yīng)變穩(wěn)定在受拉區(qū)域?；炷羷?dòng)彈性模量為40.4 GPa 時(shí)[14]，試驗(yàn)Ⅳ下，監(jiān)測(cè)點(diǎn)2 環(huán)向受拉應(yīng)變峰值為46.98×10?6，則所受動(dòng)拉應(yīng)力為1.89 MPa，遠(yuǎn)低于混凝土極限動(dòng)抗拉強(qiáng)度[15]，但應(yīng)變曲線穩(wěn)定在受拉區(qū)域，可能是因振動(dòng)導(dǎo)致連接線不穩(wěn)定所致。但是從4 次試驗(yàn)可以看出，爆源由遠(yuǎn)及近時(shí)，爆源與管道的相對(duì)方位逐漸由左下方轉(zhuǎn)移到正下方，管道底部所受動(dòng)應(yīng)力逐漸由受壓轉(zhuǎn)換為受拉，同時(shí)混凝土材料抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于抗壓強(qiáng)度，管道更容易受到破壞。

在4 次試驗(yàn)中，管道2 兩邊管肩處3、4 號(hào)環(huán)向應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)均以受拉為主，且迎爆側(cè)（2 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)）拉應(yīng)變峰值均大于背爆側(cè)（4 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)）拉應(yīng)變峰值，管肩迎爆側(cè)（3 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)）拉應(yīng)變峰值總是接近管道底部（2 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)）壓應(yīng)變峰值，應(yīng)變峰值隨爆心距的減小而增大。

由管道2 中間截面處4 個(gè)應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)環(huán)向應(yīng)變分布曲線來(lái)看，管道環(huán)向受爆破應(yīng)力波作用，主要破壞形式為受拉破壞，其中管道底部與左肩迎爆側(cè)所受應(yīng)力峰值相近，管道頂部與管道管肩背爆側(cè)所受應(yīng)力峰值相近。

2.1.2 管身軸向應(yīng)變

對(duì)截面2-2 內(nèi)4 個(gè)應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)的軸向應(yīng)變進(jìn)行分析，具體應(yīng)變曲線如圖7 所示。

圖 7 4 次試驗(yàn)中截面2-2 軸向應(yīng)變曲線Fig. 7 Axial strain curves of section 2-2 in four experiments

因現(xiàn)場(chǎng)3、4 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)軸向應(yīng)變片松動(dòng)，導(dǎo)致測(cè)量數(shù)據(jù)失實(shí)，只監(jiān)測(cè)到管道頂部和底部軸向應(yīng)變數(shù)據(jù)。4 次試驗(yàn)下，管道軸向應(yīng)變特征以受壓為主，隨著管道與爆源距離的減小，管道應(yīng)變峰值增大。

爆心距較大時(shí)(試驗(yàn)I、II)，管道底部首先受到壓應(yīng)變，隨后應(yīng)變狀態(tài)迅速由受壓轉(zhuǎn)為受拉，最后曲線振蕩歸零。當(dāng)爆源與管道距離由遠(yuǎn)及近時(shí)，應(yīng)變大小特征逐漸由管底軸向應(yīng)變大于管頂軸向應(yīng)變轉(zhuǎn)變?yōu)楣茼斴S向應(yīng)變大于管底軸向應(yīng)變。

4 次試驗(yàn)中，管道頂部軸向受力特征均為受壓應(yīng)力，當(dāng)壓應(yīng)力隨爆心距減小而增大的時(shí)候，最大壓應(yīng)變?yōu)?1.91×10?6，則其所受動(dòng)態(tài)壓應(yīng)力遠(yuǎn)小于混凝土抗壓強(qiáng)度，且經(jīng)過(guò)觀察管道2 上所監(jiān)測(cè)斷面未受到破壞。應(yīng)變曲線最終未歸零，可能是因振動(dòng)導(dǎo)致連接線不穩(wěn)定所導(dǎo)致。

2.2 管道承插口應(yīng)變特征分析

圖 8 承插口監(jiān)測(cè)點(diǎn)環(huán)向應(yīng)變曲線Fig. 8 Hoop strain curves at monitoring points for bell-and-spigot joints

爆破試驗(yàn)中，有兩監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置在承插口2-3 截面的附近，兩應(yīng)變片均布設(shè)在管道靠近插口的管道內(nèi)壁上，5 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位于管肩背爆側(cè)，設(shè)有環(huán)向應(yīng)變片，6 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位于管底，設(shè)有軸向應(yīng)變片。具體應(yīng)變曲線如圖8 所示。由圖8 可得，承插口2-3 截面附近管道底部軸向應(yīng)變片與管肩背爆側(cè)環(huán)向應(yīng)變片在應(yīng)力波作用下均受拉應(yīng)力作用，隨后應(yīng)變穩(wěn)定在受拉區(qū)域，且相同試驗(yàn)下拉應(yīng)力峰值遠(yuǎn)大于管道2 中間截面應(yīng)變峰值，爆源較近時(shí)，管道承插口附近有較大殘余應(yīng)變?？赡茉蚴?、6 號(hào)應(yīng)變片布置在承插口附近區(qū)域，管道之間的連接為非剛性連接，受爆破作用，承插口兩端管身發(fā)生相對(duì)位移，以承插口為支點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生較大力矩，致使承插口處承口與插口處產(chǎn)生較大應(yīng)力，該應(yīng)力遠(yuǎn)大于混凝土材料的抗拉強(qiáng)度，動(dòng)應(yīng)變監(jiān)測(cè)儀器所記錄到的動(dòng)應(yīng)變是因承口與插口處的力矩產(chǎn)生的，而不是管道材料受爆破應(yīng)力波作用而產(chǎn)生的。試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)觀察到承插口2-3 處，插口部分有混凝土掉塊、裂縫等現(xiàn)象，而管身處未觀察到可見(jiàn)的裂縫，這與試驗(yàn)所測(cè)得應(yīng)變結(jié)果一致。

2.3 管道振動(dòng)速度分布特征分析

管道內(nèi)6 臺(tái)振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)儀器共記錄下4 次爆破試驗(yàn)中，管道X（爆源與管道中心連線的方向）、Y（垂直方向）、Z（管道軸向）3 個(gè)方向的振動(dòng)速度-時(shí)程曲線數(shù)據(jù)，其中爆破試驗(yàn)I 中D2 號(hào)儀器測(cè)得的振動(dòng)時(shí)程曲線如圖9 所示，4 次試驗(yàn)詳細(xì)振動(dòng)速度數(shù)據(jù)見(jiàn)表2。

由圖9 和表2 可以得出，管道內(nèi)振動(dòng)速度隨管道與爆源距離的減小而增大，4 次試驗(yàn)下，管道內(nèi)X 方向?yàn)檎駝?dòng)速度最大的方向，即爆源與管道中心點(diǎn)連線的方向振動(dòng)速度最大。同一次試驗(yàn)下，與爆源同一平面上的承插口2-3 截面附近兩側(cè)管道振動(dòng)速度最大，并由中間分別向兩端遞減，監(jiān)測(cè)點(diǎn)D2、D3 和D1、D4 雖各分布在承插口截面2-3 兩側(cè)，且因兩對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)對(duì)稱于爆源與承插口2-3 截面連線方向，兩者所受爆破振動(dòng)作用后振動(dòng)速度大小相近，所測(cè)管道振動(dòng)速度結(jié)果較準(zhǔn)確。

圖 9 試驗(yàn)Ⅰ中管道D2 處振動(dòng)速度時(shí)程曲線Fig. 9 Time history curves of vibration velocity measured by sensor D2 in experiment Ⅰ

表 2 4 次爆破振動(dòng)速度數(shù)據(jù)Table 2 Vibration velocity data in four experiments

由4 次爆破試驗(yàn)管道的振動(dòng)速度及動(dòng)應(yīng)變監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可得：

(1)同一爆源作用下，與爆源直線距離最近的管道質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)速度最大，并向管道兩邊遞減；管道與爆源距離越近，管道整體爆破振動(dòng)速度越大。

(2)當(dāng)爆心距由遠(yuǎn)及近時(shí)，在爆破振動(dòng)作用下，帶膠圈承插口的混凝土管道頂部、底部環(huán)向受力特征逐漸由受壓轉(zhuǎn)換為受拉，管肩兩側(cè)始終受拉應(yīng)力作用，且管肩迎爆側(cè)與管道底部所受應(yīng)力峰值相近，管道頂部與管肩背爆側(cè)所受應(yīng)力峰值相近，管道管身在4 次爆破試驗(yàn)過(guò)程中未發(fā)生破壞。

(3)在相同爆源作用下，管道管身及承插口呈現(xiàn)出不協(xié)調(diào)響應(yīng)，即：管道承插口附近區(qū)域較管身區(qū)域所受爆破有害效應(yīng)作用大得多，具體表現(xiàn)為與爆源相同距離的承插口處與管道處動(dòng)應(yīng)變峰值相差較大，承插口處管身轉(zhuǎn)動(dòng)力矩產(chǎn)生的應(yīng)變遠(yuǎn)大于管道管身因應(yīng)力波引起的應(yīng)變。在試驗(yàn)Ⅲ以及試驗(yàn)Ⅳ時(shí)，管道承插口處最大拉應(yīng)變峰值為1.064×10?3，超過(guò)混凝土管道極限拉應(yīng)變[16]，管道發(fā)生破壞。

通過(guò)上述試驗(yàn)可知，承插口連接式管道受爆破作用最易破壞的位置出現(xiàn)在管道與管道之間連接處。所以，分析爆破振動(dòng)作用下管道的安全穩(wěn)定性問(wèn)題時(shí)，考慮管道之間的連接處是更加合理的。

3 承插式混凝土管道爆破振動(dòng)安全判據(jù)

3.1 基于承插口失效的振動(dòng)速度安全判據(jù)

混凝土給排水管道可以分為2 個(gè)部分，管身以及連接相鄰管身的承插口，本試驗(yàn)所用給排水管道采用的是以橡膠圈為密封材料的柔性接頭管道，柔性接口是能承受一定量的軸向線變位和相對(duì)變位的管道接口。此次試驗(yàn)中，爆破振動(dòng)會(huì)使柔性接頭兩側(cè)管身產(chǎn)生相對(duì)位移。根據(jù)《GB50268—2008 給水排水管道工程施工驗(yàn)收規(guī)范》中規(guī)定的預(yù)（自）應(yīng)力混凝土管沿曲線安裝接口的允許轉(zhuǎn)角，內(nèi)徑為800～1 400 mm 的管道允許轉(zhuǎn)角為1.0°[12]。當(dāng)管道偏轉(zhuǎn)角度大于1°時(shí)，管道可能產(chǎn)生功能性損壞，進(jìn)而導(dǎo)致管道承插口密封性降低，產(chǎn)生漏水等事故。同樣，當(dāng)爆破振動(dòng)作用下管道產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角大于1°時(shí)也可能導(dǎo)致管道相應(yīng)功能性損傷，所以使用此規(guī)范中管道偏轉(zhuǎn)角度規(guī)范來(lái)判定管道受爆破振動(dòng)承插口是否產(chǎn)生損壞是科學(xué)的。

基于所監(jiān)測(cè)的4 次試驗(yàn)中管道爆破振動(dòng)時(shí)程曲線數(shù)據(jù)，對(duì)其積分可得到受爆破振動(dòng)作用時(shí)管道的位移-時(shí)程曲線。如圖10 所示，通過(guò)積分計(jì)算，可得到兩相鄰儀器之間在同一時(shí)間位移相差最大的值，由此可得到截面3 個(gè)承插口受爆破振動(dòng)作用產(chǎn)生的角度變化。

根據(jù)3.3 節(jié)可知，爆破振動(dòng)作用下，管道X 方向的振動(dòng)速度是3 個(gè)振動(dòng)方向中速度最大的，則管道沿X 方向受爆破作用產(chǎn)生的位移也最大，通過(guò)判斷管道承插口沿X 方向彎曲變化情況可知承插口是否在4 次試驗(yàn)中受到功能性損傷。

由圖10 可以清晰地看出，4 次爆破試驗(yàn)中，與爆源同一橫截面的管道承插口2-3 受爆破振動(dòng)作用的影響最大，管道的相對(duì)位移以及偏轉(zhuǎn)角度最大。如圖11 所示，管道受爆破振動(dòng)作用的偏轉(zhuǎn)角度等于承插口2-3 兩旁的管道偏轉(zhuǎn)角度θL、θR之和，則4 次試驗(yàn)管道的偏轉(zhuǎn)角度如表3 所示。

根據(jù)2.2 節(jié)圖8(a)所示，爆破試驗(yàn)Ⅲ和試驗(yàn)Ⅳ，承插口2-3 所在的5 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)所在的管肩背爆側(cè)環(huán)向動(dòng)應(yīng)變峰值分別為1.96×10?4和2.10×10?4，6 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)所在的管底處軸向動(dòng)應(yīng)變峰值分別為1.15×10?4和1.064×10?3，其所受動(dòng)拉應(yīng)力遠(yuǎn)大于管道混凝土極限動(dòng)抗拉強(qiáng)度，管道承插口處混凝土材料發(fā)生破壞。

圖 10 管道承插口X 方向的相對(duì)位移Fig. 10 Relative displacement of bell-and-spigot joints in X direction

圖 11 承插口偏轉(zhuǎn)角示意圖Fig. 11 Deflection angle of bell-and-spigot joints

另一方面，通過(guò)振動(dòng)速度測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行處理得到的管道偏轉(zhuǎn)角度結(jié)果表明：4 次試驗(yàn)中，試驗(yàn)Ⅲ和試驗(yàn)Ⅳ管道承插口2-3 偏轉(zhuǎn)角大于規(guī)范中所規(guī)定的管道最大允許轉(zhuǎn)角，管道失效，與承插口動(dòng)應(yīng)變數(shù)據(jù)所得出的結(jié)論一致。

表 3 4 次試驗(yàn)承插口2-3 偏轉(zhuǎn)角度Table 3 Deflection angles of bell-and-spigot joint 2-3 in four experiments

當(dāng)爆源與管道承插口在同一橫截面上時(shí)，承插口受到爆源爆炸后應(yīng)力波作用發(fā)生的位移及偏轉(zhuǎn)角較爆源與管身同一橫截面時(shí)要大。相同條件下，爆源與承插口同一截面視為最不利位置。通過(guò)圖12 將偏轉(zhuǎn)角度與承插口處爆破速度進(jìn)行擬合，結(jié)合規(guī)范中規(guī)定的管道最大偏轉(zhuǎn)角度，可算出此種地質(zhì)條件下內(nèi)徑為1 000 mm 的埋地承插口混凝土管道X 方向最大安全振動(dòng)速度。

圖 12 管道偏轉(zhuǎn)角度與X 方向振動(dòng)速度擬合曲線Fig. 12 Fitting curve between pipe deflection angle and vibration velocity in X direction

管道X 方向振動(dòng)速度峰值與承插口2-3 累積偏轉(zhuǎn)角度統(tǒng)計(jì)關(guān)系為：

式中： θ 為承插口最大累積偏轉(zhuǎn)角度，(°)；v 為管道X 方向振動(dòng)速度峰值，cm/s。

此次爆破試驗(yàn)中，各承插口均受到爆破振動(dòng)累積作用，其偏轉(zhuǎn)角度也是管道受各次爆破振動(dòng)影響累積的結(jié)果，所以管道最大振速方向的單次安全振動(dòng)速度應(yīng)小于5 cm/s。

3.2 基于管身破壞的振動(dòng)速度安全判據(jù)

根據(jù)2.1 節(jié)管身動(dòng)應(yīng)變特征分析結(jié)果，除管道承插口外，管身受爆破振動(dòng)作用產(chǎn)生的動(dòng)力響應(yīng)也不可忽視。管身軸向主要受動(dòng)壓應(yīng)力作用，環(huán)向主要受動(dòng)拉應(yīng)力作用，又因混凝土材料抗壓強(qiáng)度較大而抗拉強(qiáng)度較小，則管身受爆破振動(dòng)作用以受拉破壞為主。

通過(guò)建立D6 號(hào)振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)儀所測(cè)管道X 方向振動(dòng)速度峰值與截面2-2 所測(cè)極限拉應(yīng)變峰值的函數(shù)關(guān)系，結(jié)合管道材料極限拉應(yīng)變大小，可得管道管身受爆破振動(dòng)作用極限振動(dòng)速度，以此可簡(jiǎn)單便捷地通過(guò)管道振動(dòng)速度的值來(lái)判斷管道管身混凝土是否受到爆破振動(dòng)破壞。圖13 為4 次管道X 方向振動(dòng)速度與動(dòng)拉應(yīng)變擬合曲線。

圖 13 管道X 方向振動(dòng)速度峰值與動(dòng)拉應(yīng)變峰值擬合曲線Fig. 13 Fitting curve between peak vibration velocity and peak dynamic tensile strain in X direction

管道X 方向振動(dòng)速度峰值與動(dòng)拉應(yīng)變峰值ε 的統(tǒng)計(jì)關(guān)系為：

不同強(qiáng)度混凝土材料極限拉應(yīng)變峰值大小為(0.75～1.15)×10?6，即裂縫出現(xiàn)不穩(wěn)定擴(kuò)展時(shí)對(duì)應(yīng)的極限拉應(yīng)變值[15]。為保證管身混凝土材料在應(yīng)力波作用下的安全，管道受爆破振動(dòng)作用下X 方向最大振動(dòng)速度為19.7 cm/s。

對(duì)比承插口與管身的失效判據(jù)，承插口2-3 處在爆破試驗(yàn)Ⅲ中底部軸向應(yīng)變峰值和管肩背爆側(cè)環(huán)向應(yīng)變峰值均超過(guò)1.15×10?4，大于混凝土材料極限拉應(yīng)變峰值，承插口失效；管身在4 次爆破試驗(yàn)中，最大拉應(yīng)變峰值均小于1.15×10?4，管身能承受管道最大振動(dòng)速度為19.7 cm/s?？芍N試驗(yàn)條件下管道承插口較之管身更易受到爆破振動(dòng)有害效應(yīng)的影響，膠圈承插式混凝土管道整體的破壞應(yīng)以承插口處的失效判據(jù)來(lái)判定，管道最大振速方向的安全振動(dòng)速度應(yīng)控制在5 cm/s 以內(nèi)。

4 結(jié) 論

（1）管道受爆破應(yīng)力波作用，管身環(huán)向頂部以受壓為主，管身管肩兩側(cè)以受拉為主，管身與爆源距離由遠(yuǎn)及近時(shí)，管身底部受力狀態(tài)逐漸由受壓轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾夜苌淼撞颗c管肩迎爆側(cè)應(yīng)力峰值相近，管身頂部與管肩背爆側(cè)應(yīng)力峰值相近。軸向上，管身頂部與底部受力特征主要以受壓為主。

（2）受爆破振動(dòng)作用，管道內(nèi)與爆源同一橫截面處的管道振動(dòng)速度最大，且呈現(xiàn)出由中間向兩邊衰減的趨勢(shì)，爆源離管道越近，管道內(nèi)振動(dòng)速度越大；管道內(nèi)X 方向?yàn)檎駝?dòng)速度最大的方向，即爆源與管道中心點(diǎn)連線的方向振動(dòng)速度最大。

（3）管道受相同爆破振動(dòng)作用下，管道管身與承插口之間出現(xiàn)不協(xié)調(diào)動(dòng)力響應(yīng)特征，管道承插口處較管身更易受到爆破振動(dòng)有害效應(yīng)的破壞，管道受外力作用下最薄弱的位置為承插口處。

感謝武漢爆破有限公司謝先啟院士及其團(tuán)隊(duì)相關(guān)領(lǐng)導(dǎo)賈永勝、劉昌邦、黃小武、錢(qián)坤、王威、岳端陽(yáng)等對(duì)本試驗(yàn)給予的大力支持。