隧道斜交橫通道爆破振動(dòng)效應(yīng)研究

戴 維，章 敏，劉 洋

( 1.中鐵五局集團(tuán)建筑工程有限責(zé)任公司，貴州 貴陽(yáng) 550081;2.太原理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山西 太原 030024)

與常規(guī)單孔隧道相比，隧道中設(shè)置橫向通道或分岔隧道，其交叉部分處于復(fù)雜的空間受力狀態(tài)，易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。當(dāng)采用鉆爆法施工時(shí)，爆破振動(dòng)不可避免地會(huì)對(duì)圍巖造成損傷，影響圍巖穩(wěn)定。特別是在爆炸沖擊效應(yīng)和交叉部位應(yīng)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(jié)構(gòu)的損壞。

針對(duì)平行小凈距隧道爆破振動(dòng)效應(yīng)的研究，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開(kāi)展了大量的工作。YANG[1]等通過(guò)爆破遠(yuǎn)區(qū)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)得出的振動(dòng)規(guī)律來(lái)計(jì)算爆破近區(qū)振動(dòng)。石洪超[2]等分析了掏槽孔與掌子面之間的布置角度對(duì)振動(dòng)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(duì)隧道振動(dòng)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(jì)算方法。費(fèi)鴻祿[5]等考慮豎向和橫向質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動(dòng)在爆破荷載作用下的耦合效應(yīng)，研究了單次爆破對(duì)已成型硐室的影響。鄧華鋒[6]等對(duì)傳統(tǒng)爆破振動(dòng)波衰減經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行了修正，有效地控制了爆破振動(dòng)破壞效應(yīng)。在數(shù)值模擬方面，朱正國(guó)[7]等研究了先行隧道壁面的振動(dòng)特性及其變化規(guī)律，并就振動(dòng)強(qiáng)度與循環(huán)進(jìn)尺等爆破參數(shù)之間的關(guān)系進(jìn)行了討論。賈磊[8]等研究了新建隧道爆破開(kāi)挖進(jìn)尺、間距、埋深對(duì)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(kāi)挖對(duì)先行修建隧道二襯結(jié)構(gòu)的影響。姚勇[10]等采用有限元法模擬了不同爆破方案對(duì)圍巖及襯砌結(jié)構(gòu)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(yīng)力波衰減，改進(jìn)了爆破模擬方法。王棟[12]等對(duì)鉆爆法施工中埋地管道的爆破振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了研究。在理論方面，李興華[13]等利用波函數(shù)展開(kāi)法分析了不同工況時(shí)爆破地震波作用下對(duì)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(dòng)響應(yīng)，針對(duì)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(duì)既有隧道與橫通道組成的平面交叉結(jié)構(gòu)進(jìn)行爆破振動(dòng)效應(yīng)研究，從振速和襯砌內(nèi)力揭示斜交橫通道爆破施工的動(dòng)力特性和破壞規(guī)律，評(píng)估襯砌結(jié)構(gòu)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(jìn)度，計(jì)劃從鄰近既有公路隧道加寬帶處增設(shè)一座施工斜通道，直接進(jìn)入地鐵隧道，以增加開(kāi)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(chǎng)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(jí)圍巖。本文著重討論襯砌破除后，第一環(huán)爆破振動(dòng)對(duì)既有公路隧道交叉部位力學(xué)響應(yīng)與安全性的影響。

斜交橫通道數(shù)值計(jì)算模型如圖1所示，公路及地鐵隧道長(zhǎng)220 m，兩隧道底面高差13.1 m，斜洞長(zhǎng)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(jìn)行后續(xù)仿真計(jì)算。整個(gè)模型尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為143.08 m×240 m×85.6 m，共74767單元，12 910節(jié)點(diǎn)。圍巖簡(jiǎn)化為均質(zhì)彈塑性材料，屈服條件采用Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)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(gè)側(cè)面均設(shè)置靜態(tài)吸收邊界，底部固定Z方向位移，上部按照實(shí)際埋深建模。模型所處場(chǎng)地為花崗巖，修正的圍巖基本質(zhì)量指標(biāo)(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(cè)壓力系數(shù)1.0。襯砌相關(guān)物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)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。

圖1 網(wǎng)格劃分圖表1 襯砌計(jì)算參數(shù)Fig.1 Model mesh division table 1 calculation parameters of liner

表1 襯砌計(jì)算參數(shù)
Tab.1 Calculation parameters of liner

襯砌材料厚度/m彈性模量/GPa抗壓強(qiáng)度/MPa抗拉強(qiáng)度/MPa泊松比初襯C20二襯C250.150.3525.5289.611.91.11.270.210.21

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(yīng)力，當(dāng)超過(guò)接觸面極限抗拉強(qiáng)度時(shí)，分界面將產(chǎn)生法向拉裂脫開(kāi)。為了較好地反映土-結(jié)構(gòu)接觸面上的滑移、脫開(kāi)及閉合等現(xiàn)象，假定圍巖與襯砌間極限抗拉強(qiáng)度為σt=1.2 MPa。計(jì)算中通過(guò)監(jiān)控襯砌法向接觸應(yīng)力，一旦超過(guò)σt時(shí)，認(rèn)為接觸面單元開(kāi)裂脫開(kāi)。此時(shí)對(duì)界面抗剪強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行折減，將內(nèi)摩擦角由37°降為20°，且假定粘聚力對(duì)強(qiáng)度的貢獻(xiàn)失效，由1 MPa降為0。此外，設(shè)置slide on，模擬接觸面發(fā)生大位移滑動(dòng)。

模擬中假定爆破荷載以均布?jí)毫π问阶饔糜谡谱用婕伴_(kāi)挖輪廓邊界，荷載曲線簡(jiǎn)化為三角形沖擊荷載，加載時(shí)間為10 ms，卸載時(shí)間為90 ms，總的計(jì)算時(shí)間取300 ms。根據(jù)文獻(xiàn)[3]，爆破荷載峰值Pmax(KPa)由下式確定：

(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(shí)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(jí)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(kāi)挖面積，L為隧道循環(huán)進(jìn)尺。對(duì)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(jìn)尺L=1.0 m，代入上式可得爆破荷載峰值Pmax=10.0 MPa。當(dāng)采用其他循環(huán)進(jìn)尺時(shí)，可得出相應(yīng)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(duì)于交通隧道，爆破震動(dòng)影響的控制標(biāo)準(zhǔn)取安全允許振速10～20 cm/s。

2 結(jié)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(shí)程曲線。由圖可知，拱頂速度在25 ms內(nèi)劇烈波動(dòng)，并在荷載峰值時(shí)刻t=10 ms達(dá)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(duì)于軟弱圍巖，爆破振動(dòng)的高頻成分將被過(guò)濾、低頻質(zhì)點(diǎn)振幅的作用將被放大。巖性堅(jiān)硬完整時(shí)，應(yīng)力波衰減較慢，而圍巖軟弱破碎時(shí)，振速衰減較快。

圖2 拱頂速度時(shí)程曲線Fig.2 Time history curves of horizontal velocity of the vault

圖3給出了t=10 ms、100 ms和300 ms時(shí)刻圍巖速度分布云圖，近似反映了爆破應(yīng)力波在隧道周圍的傳播特征。在相同爆破參數(shù)下，結(jié)構(gòu)不同部位的動(dòng)態(tài)響應(yīng)往往存在較大的差別，安全性也不盡相同，評(píng)價(jià)時(shí)應(yīng)分別討論。圖4給出了襯砌速度的矢量分布圖?？梢?jiàn)，在橫洞與既有隧道相交輪廓處，襯砌速度達(dá)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(shí)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(cè)點(diǎn)與水平面的夾角，從襯砌完整一側(cè)起，沿逆時(shí)針?lè)较?。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(shì)，在隧道拱頂區(qū)域(90～100°)達(dá)到峰值，

圖3 圍巖速度分布云圖圖Fig.3 Velocity distribution of the surrounding rock

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(dòng)影響較為危險(xiǎn)的區(qū)域，應(yīng)重點(diǎn)進(jìn)行監(jiān)控。當(dāng)不考慮圍巖-襯砌界面抗拉強(qiáng)度時(shí)(σt=0)，迎爆區(qū)襯砌速度未出現(xiàn)陡增現(xiàn)象，但此時(shí)襯砌與圍巖已發(fā)生分離脫開(kāi)，不利于后期襯砌承載。從襯砌速度矢量附圖可進(jìn)一步看出，襯砌破除處質(zhì)點(diǎn)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(diǎn)主要朝向隧道內(nèi)部運(yùn)動(dòng)。圖6為不同爆破荷載峰值對(duì)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(dāng)爆破區(qū)襯砌未預(yù)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(cè)點(diǎn)位于對(duì)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(yù)破除時(shí)，爆破產(chǎn)生的隧道縱向沖擊力，將使襯砌產(chǎn)生相當(dāng)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(yuǎn)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5 襯砌斷面速度分布 (t=10 ms) 圖6 爆破荷載峰值對(duì)襯砌速度的影響Fig.5 Distribution of the liner velocity (t=10 ms) Fig.6 Influence of peak blasting load on liner speed

圖7 不同埋深下襯砌速度沿隧道縱向分布Fig.7 Distribution of the linervelocity under different burial depths

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(cè)點(diǎn)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(duì)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(dāng)襯砌預(yù)先切割拆除，拱腰振速峰值將達(dá)到25 cm/s，超過(guò)了安全允許振速。因此，為降低對(duì)既有隧道襯砌結(jié)構(gòu)的沖擊效應(yīng)，保證結(jié)構(gòu)安全，爆破前應(yīng)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)力很小(圖中紅線)，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(dá)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(yuǎn)離襯砌方向的動(dòng)位移，將對(duì)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(yīng)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(kāi)挖輪廓上的沖擊荷載使軸力Ny進(jìn)一步增大。當(dāng)不考慮界面抗拉強(qiáng)度時(shí)(σt=0，Pmax=10 MPa)，近爆區(qū)圍巖與襯砌將發(fā)生脫開(kāi)，爆破對(duì)襯砌的徑向拖曳作用減弱，此時(shí)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(dān)，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(gè)襯砌范圍內(nèi)兩個(gè)方向的軸力均相應(yīng)增大，而彎矩則在θ超過(guò)100°時(shí)開(kāi)始增大，遠(yuǎn)區(qū)則基本不受影響。

圖8 襯砌速度沿隧道縱向分布Fig.8 Distribution of the liner velocity along the longitudinal direction of tunnel

圖9 襯砌斷面內(nèi)力分布 (Nx，Ny，Mx，t=10 ms)Fig.9 Distribution of the internal force of liner (Nx，Ny，Mx，t=10 ms)

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(dá)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(shuō)來(lái)，由于圍巖較為完整，彈性模量大，動(dòng)位移相對(duì)較小。此外，當(dāng)界面抗拉強(qiáng)度σt為0時(shí)，爆源區(qū)圍巖與襯砌將發(fā)生脫開(kāi)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(luò)線?？芍齻€(gè)別點(diǎn)外，襯砌各位置的Nx和Mx組合均落在包絡(luò)線與坐標(biāo)軸的范圍內(nèi)，表明襯砌混凝土尚未到達(dá)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(shù)，以避免應(yīng)力波峰值疊加，減弱爆破引起的沖擊波對(duì)既有隧道襯砌的損傷破壞。

需要說(shuō)明的是，盡管以上分析表明斜交橫洞爆破振動(dòng)對(duì)既有隧道不會(huì)造成過(guò)大的影響，但由于兩隧道平面斜交，銳角側(cè)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(shí)可先進(jìn)行一小段正交橫洞開(kāi)挖，之后采用斜向爆破，以減小對(duì)交叉段圍巖穩(wěn)定性的影響。

圖10 襯砌斷面位移分布(t=10 ms) 圖11 N-M包絡(luò)圖Fig.10 Distribution of the liner displacement (t=10 ms) Fig.11 Envelope diagram of N-M

3 結(jié)論

(1)襯砌振速和動(dòng)位移隨著角度的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)，在隧道拱頂區(qū)域達(dá)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(dá)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(yīng)合理設(shè)計(jì)爆破方案。