戴維 章敏 劉洋

摘要：針對斜交橫通道爆破施工對既有隧道安全性產(chǎn)生不利影響，建立了交叉隧道爆破振動三維數(shù)值模型，考慮爆破荷載峰值、襯砌界面強度、埋深和圍巖彈性模量的影響，從監(jiān)測點振速和襯砌內(nèi)力兩方面對其安全性進行評價。結果表明：爆破振動作用下交叉區(qū)域?qū)a(chǎn)生應力集中現(xiàn)象，襯砌內(nèi)力增大5～10倍，拱頂和襯砌破除處易出現(xiàn)較大的動拉應力，是爆控的薄弱部位。爆破影響范圍大致在θ>55°內(nèi)，襯砌振速和動位移隨著角度的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律，在隧道拱頂區(qū)域達到峰值，且在迎爆區(qū)出現(xiàn)陡增;襯砌拆除前，沿爆破輪廓線將襯砌分割成爆破區(qū)和非爆破區(qū)將顯著減小襯砌的變形和振速。

關鍵詞：斜交橫通道;既有隧道;爆破振動;數(shù)值模擬

中圖分類號：U455.6

文獻標識碼： A

與常規(guī)單孔隧道相比，隧道中設置橫向通道或分岔隧道，其交叉部分處于復雜的空間受力狀態(tài)，易出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象。當采用鉆爆法施工時，爆破振動不可避免地會對圍巖造成損傷，影響圍巖穩(wěn)定。特別是在爆炸沖擊效應和交叉部位應力集中的共同作用下，斜交橫通道施工極易引發(fā)既有隧道襯砌結構的損壞。

針對平行小凈距隧道爆破振動效應的研究，國內(nèi)外學者已開展了大量的工作。YANG[1]等通過爆破遠區(qū)監(jiān)測數(shù)據(jù)得出的振動規(guī)律來計算爆破近區(qū)振動。石洪超[2]等分析了掏槽孔與掌子面之間的布置角度對振動速度的影響。葉培旭[3]等研究了迎爆面位置、震源距離、圍巖性質(zhì)等對隧道振動速度的影響，提出了既有隧道振速的控制方法。孟凡兵[4]等建立了爆破荷載作用下中夾巖累積損傷新計算方法。費鴻祿[5]等考慮豎向和橫向質(zhì)點運動在爆破荷載作用下的耦合效應，研究了單次爆破對已成型硐室的影響。鄧華鋒[6]等對傳統(tǒng)爆破振動波衰減經(jīng)驗公式進行了修正，有效地控制了爆破振動破壞效應。在數(shù)值模擬方面，朱正國[7]等研究了先行隧道壁面的振動特性及其變化規(guī)律，并就振動強度與循環(huán)進尺等爆破參數(shù)之間的關系進行了討論。賈磊[8]等研究了新建隧道爆破開挖進尺、間距、埋深對既有鄰近隧道的影響。杜峰[9]等分析了后行修建隧道爆破開挖對先行修建隧道二襯結構的影響。姚勇[10]等采用有限元法模擬了不同爆破方案對圍巖及襯砌結構的影響。羅馳[11]等考慮多炮孔爆破疊加作用以及不同區(qū)域的爆破應力波衰減，改進了爆破模擬方法。王棟[12]等對鉆爆法施工中埋地管道的爆破振動響應進行了研究。在理論方面，李興華[13]等利用波函數(shù)展開法分析了不同工況時爆破地震波作用下對鄰近爆破施工區(qū)域隧道的影響。以上研究主要緊鄰隧道爆破振動響應，針對平面交叉或分岔隧道的研究較尚不深入。

本文以某地鐵橫通道爆破施工為背景，考慮不同因素的影響，對既有隧道與橫通道組成的平面交叉結構進行爆破振動效應研究，從振速和襯砌內(nèi)力揭示斜交橫通道爆破施工的動力特性和破壞規(guī)律，評估襯砌結構的安全狀態(tài)。

1三維非線性數(shù)值模型的建立

某地鐵隧道為加快施工進度，計劃從鄰近既有公路隧道加寬帶處增設一座施工斜通道，直接進入地鐵隧道，以增加開挖作業(yè)面。既有公路隧道緊急停車帶寬18.6 m，高9.4 m。兩隧道中心線間距為56.0 m，隧道高差13.1 m。施工橫通道為馬蹄形斷面，凈空高7.4 m，寬7.2 m，與既有隧道水平斜交21.3°，采用全斷面鉆爆法施工。場地土類型為硬質(zhì)花崗巖，巖性完整，節(jié)理弱發(fā)育，屬II級圍巖。本文著重討論襯砌破除后，第一環(huán)爆破振動對既有公路隧道交叉部位力學響應與安全性的影響。

斜交橫通道數(shù)值計算模型如圖1所示，公路及地鐵隧道長220 m，兩隧道底面高差13.1 m，斜洞長149 m，下覆地層厚30 m。首先采用ANSYS有限元軟件建立三維網(wǎng)格模型，然后采用FLAC3D進行后續(xù)仿真計算。整個模型尺寸（長×寬×高）為143.08 m×240 m×85.6 m，共74767單元，12 910節(jié)點。圍巖簡化為均質(zhì)彈塑性材料，屈服條件采用Mohr-Coulomb強度準則，襯砌采用liner單元。模型X軸為隧道水平斷面軸，Z軸垂直地表，Y軸為隧道縱向。模型六個側面均設置靜態(tài)吸收邊界，底部固定Z方向位移，上部按照實際埋深建模。模型所處場地為花崗巖，修正的圍巖基本質(zhì)量指標（BQ）為510、重度25 KN/m3、彈性模量35 GPa、泊松比0.12、內(nèi)摩擦角37°、粘聚力2 GPa、縱波波速4 000～5 000 m/s、水平側壓力系數(shù)1.0。襯砌相關物理力學參數(shù)見表1。阻尼采用通用的瑞利阻尼，最小臨界阻尼比取0.01、最小中心頻率取10 Hz。

由于橫向施工通道與公路隧道相貫線的圓心角約為57°，在爆炸波沖擊作用下，襯砌與圍巖之間可能出現(xiàn)法向拉應力，當超過接觸面極限抗拉強度時，分界面將產(chǎn)生法向拉裂脫開。為了較好地反映土-結構接觸面上的滑移、脫開及閉合等現(xiàn)象，假定圍巖與襯砌間極限抗拉強度為σt=1.2 MPa。計算中通過監(jiān)控襯砌法向接觸應力，一旦超過σt時，認為接觸面單元開裂脫開。此時對界面抗剪強度參數(shù)進行折減，將內(nèi)摩擦角由37°降為20°，且假定粘聚力對強度的貢獻失效，由1 MPa降為0。此外，設置slide on，模擬接觸面發(fā)生大位移滑動。

模擬中假定爆破荷載以均布壓力形式作用于掌子面及開挖輪廓邊界，荷載曲線簡化為三角形沖擊荷載，加載時間為10 ms，卸載時間為90 ms，總的計算時間取300 ms。根據(jù)文獻[3]，爆破荷載峰值Pmax（KPa）由下式確定：

Pmax=139.97Z+844.81Z2+2154Z3-0.8034 （1）

式中，Z=R/Q1/3為比例距離;R為炮眼至荷載作用面的距離（m），取3.75m;Q為炮眼裝藥量（Kg），齊發(fā)爆破時取總的裝藥量。

根據(jù)《鐵路隧道施工規(guī)范TB10204-2002》[14]規(guī)定，II級圍巖可采用深孔爆破，單位耗藥量為q=0.4+（γ/2450）2，一次爆破炸藥量為Qmax=qAL，其中，γ為巖石重度，A為開挖面積，L為隧道循環(huán)進尺。對于本文斜交橫通道，γ=2500 KN/m3，橫洞斷面面積A=49.24（m2），循環(huán)進尺L=1.0 m，代入上式可得爆破荷載峰值Pmax=10.0 MPa。當采用其他循環(huán)進尺時，可得出相應的裝藥量和爆破荷載峰值。此外，《爆破安全規(guī)程GB6722-2014》[15]規(guī)定，對于交通隧道，爆破震動影響的控制標準取安全允許振速10～20 cm/s。

2結果分析

圖2為不同圍巖彈性模量下拱頂水平及豎向速度時程曲線。由圖可知，拱頂速度在25 ms內(nèi)劇烈波動，并在荷載峰值時刻t=10 ms達到最大值，此后很快衰減至0。隨著圍巖彈性模量的降低，拱頂速度逐漸增大，豎向速度的增幅尤為明顯。在同等爆破條件下，對于軟弱圍巖，爆破振動的高頻成分將被過濾、低頻質(zhì)點振幅的作用將被放大。巖性堅硬完整時，應力波衰減較慢，而圍巖軟弱破碎時，振速衰減較快。

圖3給出了t=10 ms、100 ms和300 ms時刻圍巖速度分布云圖，近似反映了爆破應力波在隧道周圍的傳播特征。在相同爆破參數(shù)下，結構不同部位的動態(tài)響應往往存在較大的差別，安全性也不盡相同，評價時應分別討論。圖4給出了襯砌速度的矢量分布圖?？梢姡跈M洞與既有隧道相交輪廓處，襯砌速度達到最大，方向朝向迎爆面，且隨著爆心距的增大而逐漸減小。

圖5為荷載峰值時刻交叉部位襯砌斷面速度分布。其中，橫軸角度θ代表襯砌監(jiān)測點與水平面的夾角，從襯砌完整一側起，沿逆時針方向。由圖可知，襯砌速度隨著角度的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，在隧道拱頂區(qū)域（90～100°）達到峰值，且在迎爆區(qū)出現(xiàn)陡增。表明拱頂和襯砌破除處是爆破振動影響較為危險的區(qū)域，應重點進行監(jiān)控。當不考慮圍巖-襯砌界面抗拉強度時（σt=0），迎爆區(qū)襯砌速度未出現(xiàn)陡增現(xiàn)象，但此時襯砌與圍巖已發(fā)生分離脫開，不利于后期襯砌承載。從襯砌速度矢量附圖可進一步看出，襯砌破除處質(zhì)點速度與爆破荷載方向一致，表明襯砌受到了爆破沖擊力的拖曳作用，而其他質(zhì)點主要朝向隧道內(nèi)部運動。圖6為不同爆破荷載峰值對襯砌速度的影響。由圖可知，增大爆破荷載峰值，襯砌速度將顯著增大。此外，當爆破區(qū)襯砌未預先切割拆除，而直接采用爆破拆除方式，襯砌速度將降低。但需要注意的是，由于圖5和6的監(jiān)測點位于對稱斷面上（Y=0），襯砌縱向速度為0。然而，試算發(fā)現(xiàn)襯砌未預破除時，爆破產(chǎn)生的隧道縱向沖擊力，將使襯砌產(chǎn)生相當大的縱向速度和擠壓力，使非爆破區(qū)襯砌發(fā)生受壓破壞。

圖7為不同埋深下襯砌拱頂與底板速度沿隧道的縱向分布。由圖可知，爆破作用引起的振速在近區(qū)衰減快、影響大，在遠區(qū)衰減慢、影響小。拱頂速度整體高于底板，且隨著埋深的增大，拱頂速度峰值增大了約15%，而底板增加了近40%。

圖8為襯砌拱頂和拱腰速度沿隧道縱向的分布。由圖8（a）可知，監(jiān)測點三向振速中，豎向速度Vz最大，縱向速度Vy最小，且Vy沿隧道縱向呈反對稱分布。圍巖彈性模量的增大將使三向振速減小，衰減性減弱。由圖8（b）可知，隨著與迎爆區(qū)距離的減小，拱腰振速逐漸增加，在襯砌破除處迅速增大，爆破荷載峰值越大，拱腰振速越大。當襯砌預先切割拆除，拱腰振速峰值將達到25 cm/s，超過了安全允許振速。因此，為降低對既有隧道襯砌結構的沖擊效應，保證結構安全，爆破前應將襯砌切割成爆破區(qū)和非爆破區(qū)。

圖9為不同爆破荷載峰值和圍巖彈性模量下交叉部位襯砌內(nèi)力分布圖。其中，Nx和Mx分別為襯砌斷面內(nèi)的軸力和彎矩，Ny為襯砌沿隧道縱向的軸力。由圖可知，爆破前襯砌切割拆除引起的內(nèi)力很?。▓D中紅線），主要受拉壓軸力作用，彎矩幾乎為0。爆破沖擊作用使爆源附近襯砌內(nèi)力大幅增加，最大增幅達5～10倍，且離爆源中心越近（θ越大），內(nèi)力增加幅度越明顯。爆破影響范圍大致在θ>55°內(nèi)，小于該角度，內(nèi)力基本不變，可不考慮爆破作用的影響。由于迎爆區(qū)圍巖發(fā)生了遠離襯砌方向的動位移，將對附近襯砌產(chǎn)生拖曳作用，產(chǎn)生的附加拉力和彎矩在組合作用下將使襯砌產(chǎn)生較大的拉應力，極易發(fā)生拉伸破壞。沿隧道縱向，襯砌處于受壓狀態(tài)，開挖輪廓上的沖擊荷載使軸力Ny進一步增大。當不考慮界面抗拉強度時（σt=0，Pmax=10 MPa），近爆區(qū)圍巖與襯砌將發(fā)生脫開，爆破對襯砌的徑向拖曳作用減弱，此時Nx和Mx增幅很小，爆破增加的荷載將轉(zhuǎn)移到由隧道縱向圍巖承擔，Ny顯著增大。此外，隨著爆破荷載峰值的增大，襯砌內(nèi)力也隨之增大。降低圍巖彈性模量，整個襯砌范圍內(nèi)兩個方向的軸力均相應增大，而彎矩則在θ超過100°時開始增大，遠區(qū)則基本不受影響。

圖10為爆破引起的襯砌位移分布。由圖可知，和襯砌內(nèi)力分布類似，爆破引起的襯砌位移大致也分布在θ>55°的區(qū)間內(nèi)。隨著角度的增加，位移先增大后減小，在拱頂附近（110°）左右達到峰值，在襯砌拆除輪廓位置，出現(xiàn)大幅上升。爆破荷載峰值的增加和圍巖彈性模量的降低，襯砌位移均有不同程度的增大。但總的說來，由于圍巖較為完整，彈性模量大，動位移相對較小。此外，當界面抗拉強度σt為0時，爆源區(qū)圍巖與襯砌將發(fā)生脫開現(xiàn)象，位移則不出現(xiàn)前述陡增現(xiàn)象。

根據(jù)混凝土受彎平截面假定和襯砌配筋，圖11給出了襯砌截面在偏心荷載作用下的H-M包絡線?？芍?，除個別點外，襯砌各位置的Nx和Mx組合均落在包絡線與坐標軸的范圍內(nèi)，表明襯砌混凝土尚未到達極限狀態(tài)，但較為接近大偏心受拉破壞，易出現(xiàn)拉伸破壞。橫洞爆破施工宜采用孔內(nèi)微差爆破技術，以避免應力波峰值疊加，減弱爆破引起的沖擊波對既有隧道襯砌的損傷破壞。

需要說明的是，盡管以上分析表明斜交橫洞爆破振動對既有隧道不會造成過大的影響，但由于兩隧道平面斜交，銳角側圍巖呈刀刃狀，厚度較薄，爆破荷載引起的徑向沖擊力很容易使該位置圍巖發(fā)生脆性斷裂破壞。施工時可先進行一小段正交橫洞開挖，之后采用斜向爆破，以減小對交叉段圍巖穩(wěn)定性的影響。

3結論

（1）襯砌振速和動位移隨著角度的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，在隧道拱頂區(qū)域達到峰值，且在迎爆區(qū)出現(xiàn)陡增。

（2）爆破沖擊作用使爆源附近襯砌內(nèi)力大幅增加，最大增幅達5～10倍，且離爆源中心越近，增幅越明顯，爆破影響范圍大致在θ>55°內(nèi)。

（3）在爆破拖曳作用下，襯砌處于大偏心受拉狀態(tài)，易出現(xiàn)拉伸破壞，施工中應合理設計爆破方案。

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（責任編輯：于慧梅）