凌同華， 曹 峰,2， 張 勝， 張 亮， 谷淡平

(1.長沙理工大學(xué) 土木與建筑學(xué)院，長沙 410114；2.長沙理工大學(xué) 橋梁工程高校重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙 410114；3.湖南城市學(xué)院 土木工程學(xué)院，湖南 益陽 413000)

隨著我國西部交通建設(shè)的不斷發(fā)展，穿越山嶺地區(qū)的高速公路隧道逐漸增多。近年來，分岔式隧道作為一種新穎的隧道結(jié)構(gòu)形式受到人們廣泛的關(guān)注，如滬蓉西高速公路部分隧道在國內(nèi)較早采用了這種結(jié)構(gòu)，其特點(diǎn)是能夠適應(yīng)多變的地質(zhì)地形條件和降低工程造價(jià)，在展線困難和橋隧過渡工程中具有較好的應(yīng)用前景。但該類工程涵蓋了連拱、小凈距和分離式三種形式，受力結(jié)構(gòu)復(fù)雜，施工難度較大。其中，分岔隧道連拱段和小凈距段之間的過渡段截面突變，應(yīng)力集中，其安全與否已成為衡量工程成敗的關(guān)鍵。同時(shí)，在后行隧道的爆破開挖過程中，頻繁的爆破振動(dòng)對先行隧道的影響較大，極易導(dǎo)致隧道巖體和受力結(jié)構(gòu)開裂破壞，甚至失穩(wěn)。因此，在分岔隧道過渡段的施工過程中，有必要研究爆破開挖對中墻和支護(hù)結(jié)構(gòu)的影響，以減少爆破振動(dòng)對相鄰隧道的損害。

盡管分岔式公路隧道在國內(nèi)外投入并使用的項(xiàng)目并不多[1]，但相關(guān)學(xué)者對此也進(jìn)行了研究。王者超等[2]對分岔隧道的變形進(jìn)行了監(jiān)測，提出了相應(yīng)的施工對策；蔚立元等[3]采用數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)手段探討了分岔隧道過渡段的受力變形特征。針對隧道爆破振動(dòng)規(guī)律的研究，時(shí)亞昕等[4]利用數(shù)值模擬研究了連拱隧道后開挖洞室爆破振動(dòng)對中隔墻的影響；賈磊等[5]通過數(shù)值模擬探討了新建隧道爆破振動(dòng)對既有鄰近隧道襯砌的影響；林從謀等[6-7]采用振動(dòng)監(jiān)測和數(shù)值模擬方法，分析了小凈距隧道的爆破振動(dòng)特性及應(yīng)力波的傳播規(guī)律；李新平等[8-9]對地下洞室群、地下廠房的爆破振動(dòng)效應(yīng)進(jìn)行監(jiān)測及理論研究；Langefors等[10]提出隧道偏于安全的臨界振動(dòng)控制標(biāo)準(zhǔn)。目前國內(nèi)外學(xué)者關(guān)于分岔隧道的研究多集中于圍巖的受力變形和支護(hù)方案優(yōu)化，爆破振動(dòng)規(guī)律的研究則多以分離式隧道、連拱隧道和小凈距隧道為主，而針對分岔隧道過渡段爆破振動(dòng)規(guī)律的研究很少。因此，開展分岔隧道過渡段的爆破振動(dòng)特性研究顯得尤為重要。

本文結(jié)合湘西六月田分岔隧道過渡段的工程特點(diǎn)，通過現(xiàn)場爆破振動(dòng)測試和數(shù)值模擬手段，探討受力結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理，分析后行隧道爆破振動(dòng)波在先行隧道保留巖體、中墻及支護(hù)結(jié)構(gòu)的傳播與分布規(guī)律，提出后行隧道襯砌混凝土的爆破振動(dòng)控制標(biāo)準(zhǔn)，從而實(shí)現(xiàn)分岔隧道過渡段爆破開挖的穩(wěn)定性控制。

1 工程概況

永順至吉首高速公路六月田隧道地處永順縣芙蓉鎮(zhèn)境內(nèi)，隧道左線長1 010 m(K10+445～K11+455)，右線長1 015 m(YK10+440～YK11+455)，屬長隧道。工程所在區(qū)域所處地貌屬于剝蝕溶蝕低山地貌，地形起伏較大，地面高程在430.60～567.10 m之間，隧道內(nèi)巖石主要為微風(fēng)化灰?guī)r。為了解決橋隧過渡方面的困難，隧道出口段設(shè)計(jì)為分岔式隧道，分岔段全長106 m，其中明洞段6 m，Ⅴ級(jí)圍巖連拱段32 m，Ⅳ級(jí)圍巖小凈距段42 m。隧道設(shè)計(jì)為雙洞單向交通隧道，連拱段左右線測設(shè)線間距3～4.78 m，Ⅳ級(jí)圍巖小凈距段中夾巖柱凈距3～6 m。隧道出口前方為猛洞河大橋。分岔段平面布置見圖1。

圖1 分岔段平面布置(m)Fig.1 Horizontal layout of bifurcation segment (m)

本文研究的隧道過渡段是指Ⅴ級(jí)圍巖連拱段和Ⅳ級(jí)圍巖小凈距段之間的過渡區(qū)域。蔚立元等將過渡段研究區(qū)域定義為分界面為中心的40 m長的區(qū)間范圍內(nèi)。施工過程中，連拱段采用三導(dǎo)洞法開挖，開挖順序依次為中導(dǎo)洞、兩側(cè)導(dǎo)洞、先行隧道上下臺(tái)階、后行隧道上下臺(tái)階。小凈距段采用上下臺(tái)階法開挖，開挖完成后應(yīng)及時(shí)進(jìn)行初期支護(hù)?？紤]到洞口段圍巖較差，初期支護(hù)后應(yīng)及時(shí)施作二次襯砌。

六月田分岔隧道過渡段采用新奧法施工，隧道上臺(tái)階采用楔形掏槽的爆破方法，周邊眼采用光面爆破，炮孔間距50 cm。炸藥選用2#巖石乳化炸藥，裝藥炮孔直徑42 mm。

2 爆破振動(dòng)監(jiān)測

2.1 測試方案

已有研究結(jié)果表明，在后行隧道爆破荷載作用下，先行隧道迎爆側(cè)的振速要大于背爆側(cè)，上臺(tái)階的爆破振速比下臺(tái)階的振速大[11]。因此，現(xiàn)場的爆破振動(dòng)測試以采集后行隧道上臺(tái)階迎爆側(cè)的振速為主。結(jié)合工程實(shí)際情況，監(jiān)測點(diǎn)沿隧道縱軸線方向以4 m為間距依次布設(shè)5個(gè)斷面。監(jiān)測斷面沿爆破開挖面前方和開挖面后方對稱布置，先行隧道每個(gè)斷面各2個(gè)測點(diǎn)，即迎爆側(cè)拱腰和拱腳，如圖2所示。

(a) 立面圖

(b) 平面圖圖2 振速測點(diǎn)布置圖(m)Fig.2 Layout of measuring point for vibration velocity(m)

爆破振動(dòng)監(jiān)測系統(tǒng)由NUBOX-8016爆破振動(dòng)智能監(jiān)測儀、TP3V-4.5三維速度型傳感器等組成。圖3為現(xiàn)場測試時(shí)的爆破振動(dòng)監(jiān)測系統(tǒng)。

圖3 爆破振動(dòng)監(jiān)測系統(tǒng)Fig.3 Test system of blasting vibration

2.2 測試結(jié)果及分析

現(xiàn)場共進(jìn)行了3次爆破振動(dòng)測試，爆破開挖面樁號(hào)分別為YK11+431，YK11+417，YK11+401。實(shí)測爆破振動(dòng)波形如圖4所示。爆破振動(dòng)部分測試數(shù)據(jù)見表1。

(a) 徑向

(b) 切向圖4 實(shí)測振速波形Fig.4 Vibration velocity waveform monitored

由圖4和表1可知，掏槽孔爆破產(chǎn)生的振速最大。掏槽孔段裝藥量為6.0 kg，小于最大段藥量7.2 kg或9.9 kg。由此可以看出，爆破振速與最大段藥量并不成絕對正比關(guān)系。究其原因，掏槽孔爆破為單自由面條件下的巖石爆破，巖石夾制作用過大導(dǎo)致振速顯著增加。因此，爆破開挖過程中可采用多級(jí)復(fù)式掏槽爆破，減少最大段藥量，同時(shí)減弱后一級(jí)掏槽爆破時(shí)巖石的夾制作用，降低爆破振速。

表1 爆破振動(dòng)部分測試數(shù)據(jù)

考慮到測點(diǎn)的徑向和切向振速較大，選取各測點(diǎn)的徑向和切向振速峰值，得到振速峰值特征曲線如圖5所示。

(a)拱腳

(b)拱腰圖5 振速峰值特征曲線Fig.5 Characteristic curves for peak value of vibration velocity vibration velocity

由圖5可見，徑向振速特征曲線呈“7”字形，開挖面靠成洞區(qū)振速出現(xiàn)“放大”效應(yīng)，而切向振速特征曲線呈山峰狀，最大振速出現(xiàn)在距離開挖面較近的區(qū)域。從不同部位的振速來看，拱腰的最大振速大于拱腳。因此，爆破作業(yè)時(shí)，應(yīng)采用迎爆側(cè)拱腰的徑向振速作為控制標(biāo)準(zhǔn)，小凈距段還可將切向振速列入?yún)⒖挤秶?/p>

2.3 回歸分析

目前主要采用薩道夫斯基經(jīng)驗(yàn)公式對爆破振動(dòng)監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，其表達(dá)式為[12]：

(1)

式中：V為質(zhì)點(diǎn)振速(cm/s)；R為測點(diǎn)與爆源距離(m)；K，α分別為場地因素和衰減系數(shù)；Q為段最大裝藥量(kg)。

六月田隧道過渡段不同級(jí)別圍巖和監(jiān)測部位的振速回歸經(jīng)驗(yàn)公式見表2。由表2可以得到分岔隧道過渡段爆破地震波沿先行隧道中墻迎爆側(cè)的傳播規(guī)律。

表2 不同級(jí)別圍巖和監(jiān)測部位的振速回歸經(jīng)驗(yàn)公式

3 數(shù)值分析

3.1 計(jì)算模型及參數(shù)

采用LS-DYNA顯式有限元程序建立三維模型，其計(jì)算尺寸為：左右X方向范圍取-55～55 m，Y方向范圍取上邊界至地表，下邊界24 m，Z方向范圍(隧道縱向)取70 m。炸藥、巖石、混凝土和空氣均采用SOLID164單元進(jìn)行模擬，模型劃分網(wǎng)格共得131 091個(gè)實(shí)體單元。三維計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分見圖6。

圖6 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分Fig.6 Computational model and meshing

根據(jù)林從謀等[14]的研究，在數(shù)值模擬中將炸藥按集中裝藥方式進(jìn)行分析，驗(yàn)算結(jié)果是安全的，并偏于保守。結(jié)合現(xiàn)場情況，連拱段上臺(tái)階炸藥量取34.6 kg，小凈距段上臺(tái)階炸藥量取43.5 kg。數(shù)值模擬中采用集中裝藥方式，將相同重量的炸藥模型布置在后行隧道上臺(tái)階掏槽處。

炸藥的爆炸過程采用狀態(tài)方程進(jìn)行模擬，表現(xiàn)形式為[15-16]：

(2)

式中：A，B為材料常數(shù)(GPa)；R1、R2、ω為狀態(tài)方程的常數(shù)；V為相對體積；E0為初始內(nèi)能密度(GPa)。

采用的炸藥材料及狀態(tài)方程參數(shù)見表3。

表3 炸藥參數(shù)

根據(jù)文獻(xiàn)[17]對巖石的物理力學(xué)參數(shù)的描述，隧道圍巖為粘土、頂板厚度小的微風(fēng)化灰?guī)r和巖質(zhì)堅(jiān)硬的微風(fēng)化灰?guī)r。隧道內(nèi)初期支護(hù)采用C20噴射混凝土，二次襯砌采用C25混凝土。表4為圍巖和混凝土的物理力學(xué)參數(shù)。

表4 圍巖和混凝土的計(jì)算參數(shù)

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測結(jié)果對比分析

選取連拱段Ⅴ級(jí)圍巖拱腰X方向和小凈距段Ⅳ級(jí)圍巖拱腳Z方向的節(jié)點(diǎn)振速峰值，與實(shí)測數(shù)據(jù)分別進(jìn)行回歸分析，見圖7。經(jīng)對比可知，連拱Ⅴ級(jí)圍巖段拱腰徑向振速的相對誤差為6%，小凈距Ⅳ級(jí)圍巖拱腳切向振速的相對誤差為4%，兩者相差不大，驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.3 中墻振動(dòng)效應(yīng)分析

分岔隧道過渡段的中墻分為連拱段中隔墻和小凈距段中夾巖。中墻厚度隨著開挖深度的深入不斷增加，而中墻的振速則隨著中墻厚度的變化而不同。根據(jù)中墻的受力特點(diǎn)，選取的振速控制節(jié)點(diǎn)如圖8所示。考慮到篇幅關(guān)系，本文僅列出X方向振速變化曲線如圖9所示。

(a)連拱段Ⅴ級(jí)圍巖段拱腰徑向(X方向)振速

(b) 小凈距段Ⅳ級(jí)圍巖拱腳切向(Z方向)振速圖7 現(xiàn)場測試與計(jì)算結(jié)果回歸趨勢對比Fig.7 Comparison of regression trend of vibration velocity between field test and numerical calculation

圖8 中墻振速控制點(diǎn)布置圖Fig.8 Control point arrangement of velocity of middle wall

圖9 中墻控制點(diǎn)X方向振速曲線Fig.9 Control point curve of X direction peak particle velocity of middle wall

由圖9可見，最大振速發(fā)生在3#控制點(diǎn)的中墻厚度1 m處，為13.74 cm/s。由于該部位臨近洞口，受自由面影響，爆破地震波反射作用明顯，振速顯著增大。隨著中墻厚度的增加，振速較大值主要發(fā)生在2#和3#控制點(diǎn)。

整體而言，連拱段中隔墻的振速衰減幅度更大，衰減率為小凈距段中夾巖的1.43倍～6.45倍。分析原因，連拱段開挖時(shí)，受軟弱圍巖和中隔墻等不均勻介質(zhì)的影響，爆炸應(yīng)力波的傳播路徑發(fā)生改變，使得中隔墻處的振速峰值衰減較快。而小凈距段圍巖的完整性相對較好，介質(zhì)較均勻，因而爆炸應(yīng)力波的傳播路徑受到的阻隔較小，振速衰減較慢。此外，在實(shí)際的施工過程中，頻繁的爆破振動(dòng)對圍巖造成的損傷，也是導(dǎo)致連拱段中隔墻爆破振速衰減較快的原因之一[18]。

3.4 橫斷面振動(dòng)特性分析

結(jié)合分岔隧道的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，選取樁號(hào)K11+431斷面(1#)，K11+417斷面(2#)，K11+401斷面(3#)的節(jié)點(diǎn)振速峰值，得到X，Y，Z方向及合速度包絡(luò)圖如圖10所示。

圖10 先行隧道振速峰值全斷面包絡(luò)圖(單位:cm/s)Fig.10 Envelope diagramof peak vibration velocity along whole cross-section of the early excavated tunnel (unit:cm/s)

可以看出，先行隧道迎爆側(cè)拱腰的振速最大，分別為拱肩的1.02倍 ～1.14倍，拱頂?shù)?.31倍～1.86倍，拱腳的1.27倍～1.52倍，底板的1.23倍～2.05倍。迎爆側(cè)拱肩和拱腰的振速相差不大，均為最危險(xiǎn)的振動(dòng)破壞區(qū)。迎爆側(cè)拱腳次之，背爆側(cè)振速最小。從3個(gè)方向的振速來看，X方向的振速最大，Z方向次之，Y方向最小。從3個(gè)斷面的振速對比可知，連拱段振速明顯大于小凈距段，但迎爆側(cè)拱腰的振速相差不大。究其原因，連拱段迎爆側(cè)拱腰與被爆巖體之間被中導(dǎo)洞隔開，形成臨空面，爆炸產(chǎn)生的應(yīng)力波需經(jīng)過繞行才能到達(dá)拱腰，損失了能量。

3.5 先行隧道襯砌的安全控制標(biāo)準(zhǔn)

根據(jù)文獻(xiàn)[19]，C25混凝土的抗剪、抗拉和抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值分別為1.8 MPa、1.3 MPa和12.5 MPa，考慮到混凝土的抗壓強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于抗拉強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度，本次計(jì)算主要分析后行隧道爆破荷載作用下先行隧道迎爆側(cè)襯砌的拉應(yīng)力和剪應(yīng)力。圖11為迎爆側(cè)襯砌拱腰、拱腳和拱肩的最大拉應(yīng)力和最大剪應(yīng)力變化曲線。相對距離0 m為連拱段與小凈距段的分界線，同時(shí)也是爆破開挖面。正距離方向?yàn)殚_挖方向。后述相對距離的含義均與此相同。

(a)拉應(yīng)力

(b) 剪應(yīng)力圖11 迎爆側(cè)襯砌應(yīng)力衰減曲線Fig.11 Stress attenuation curve of the lining in head-burst side

從圖11可以看出，最大拉應(yīng)力發(fā)生在襯砌迎爆側(cè)拱腰，為1.075 MPa，小于C25混凝土的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，不會(huì)對襯砌造成破壞。連拱段襯砌受到成洞區(qū)“空洞效應(yīng)”的影響，振速衰減較慢。而小凈距段拉應(yīng)力衰減較快，至相對距離20 m處的拉應(yīng)力已趨于平緩。從分布區(qū)域來看，爆破開挖面和隧道洞口附近的拉應(yīng)力值最大。究其原因，當(dāng)爆炸產(chǎn)生的應(yīng)力波傳播至迎爆側(cè)洞壁的混凝土?xí)r，產(chǎn)生的拉伸反射作用使混凝土出現(xiàn)較大振速，同時(shí)拉應(yīng)力也達(dá)到峰值。當(dāng)應(yīng)力波傳播至隧道洞口混凝土?xí)r，受自由面的影響，應(yīng)力波經(jīng)過反射后產(chǎn)生拉伸波。由于混凝土的拉伸強(qiáng)度較低，拉伸波易對隧道洞口的襯砌產(chǎn)生拉伸破壞。剪應(yīng)力的衰減規(guī)律與拉應(yīng)力相似，較大值均出現(xiàn)在洞口段和爆破開挖面附近。最大剪應(yīng)力出現(xiàn)在相對距離0 m處的迎爆側(cè)拱腳，為0.913 MPa，小于C25混凝土抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

考慮到連拱段隧道開挖時(shí)，爆破振動(dòng)對先行隧道側(cè)導(dǎo)洞支護(hù)層的影響較大，根據(jù)側(cè)導(dǎo)洞支護(hù)層的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，選取代表性的控制節(jié)點(diǎn)如圖12所示。連拱段側(cè)導(dǎo)洞支護(hù)層的拉應(yīng)力衰減曲線如圖13所示。

圖12 連拱段側(cè)導(dǎo)洞支護(hù)層拉應(yīng)力控制點(diǎn)布置圖Fig.12 Tensile stress control point arrangement of the supporting in multi-arch segment pilot tunnel

圖13 連拱段側(cè)導(dǎo)洞支護(hù)層拉應(yīng)力衰減曲線Fig.13 Tensile stress attenuation curve of the supporting in multi-arch segment pilot tunnel

由圖13可知，側(cè)導(dǎo)洞支護(hù)層的拉應(yīng)力較大值主要分布在爆破開挖面和隧道洞口，這與襯砌迎爆側(cè)拉應(yīng)力的分布規(guī)律類似。最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在1#控制點(diǎn)，為0.61 MPa，其次為3#控制點(diǎn)，2#控制點(diǎn)拉應(yīng)力值最小，最大值僅0.11 MPa?？梢钥闯?，相比襯砌迎爆側(cè)的最大拉應(yīng)力值，爆破振動(dòng)對連拱段側(cè)導(dǎo)洞支護(hù)層的影響較小。因此，后續(xù)的分析以先行隧道襯砌迎爆側(cè)為主。

由襯砌迎爆側(cè)的應(yīng)力分析可知，C25混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值與最大拉應(yīng)力的差值為0.225，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值與最大剪應(yīng)力的差值0.887。在爆破荷載作用下，混凝土襯砌首先產(chǎn)生拉伸破壞的可能性最大。由損傷力學(xué)可知，混凝土襯砌的拉伸破壞表現(xiàn)為物理力學(xué)參數(shù)的劣化[20]。因此，從物理力學(xué)參數(shù)劣化的角度確定臨界振速在理論上是可行的。而混凝土襯砌的破壞主因是最大拉應(yīng)力，符合最大拉應(yīng)力理論[21]，即爆破振動(dòng)產(chǎn)生的最大拉應(yīng)力達(dá)到或超過混凝土的抗拉強(qiáng)度時(shí)，發(fā)生破壞。圖14為先行隧道襯砌迎爆側(cè)最大振速和最大拉應(yīng)力的統(tǒng)計(jì)關(guān)系。

圖14 最大振速和最大拉應(yīng)力的關(guān)系Fig.14 Relationship between peak velocity and the maximum tensile stress

根據(jù)最大振速和最大拉應(yīng)力的關(guān)系，有：

σ=-0.159+0.118V

(3)

式中：V為最大振速(cm/s)；σ為最大拉應(yīng)力(MPa)。

取C25混凝土襯砌的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值σ為1.3 MPa，代入公式(4)，可得，最大振速V為12.36 cm/s，即混凝土襯砌發(fā)生破壞的臨界振速為12.36 cm/s。綜合考慮隧道的地質(zhì)條件，以及爆破振動(dòng)對混凝土造成的累計(jì)損傷等，將爆破安全振速確定為10 cm/s，其值在爆破安全規(guī)程規(guī)定的允許范圍內(nèi)。

4 結(jié) 論

(1)先行隧道迎爆側(cè)的爆破振速沿隧道掘進(jìn)方向呈規(guī)律性變化，成洞區(qū)的爆破振速大于未開挖區(qū)。通過實(shí)測數(shù)據(jù)分析得到分岔隧道過渡段爆破地震波沿先行隧道中墻迎爆側(cè)的傳播規(guī)律。

(2)爆破振速與最大段藥量并不成絕對正比關(guān)系。當(dāng)段藥量相差不太大的情況下，掏槽孔爆破產(chǎn)生的振動(dòng)最大。因此，在預(yù)測爆破振動(dòng)強(qiáng)度時(shí)，不僅要考慮最大段藥量大小和爆源距離等因素，還應(yīng)考慮炸藥的安放位置，裝藥炮孔的集中度和炮孔的自由面條件等因素。

(3)當(dāng)爆破荷載量級(jí)達(dá)到足以破壞襯砌時(shí)，先行隧道迎爆側(cè)混凝土將先產(chǎn)生拉伸破壞，后產(chǎn)生剪切破壞。爆破荷載產(chǎn)生的拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在迎爆側(cè)拱腰，是最危險(xiǎn)區(qū)域，而剪應(yīng)力最大值則出現(xiàn)在迎爆側(cè)的拱腳。施工過程中應(yīng)及時(shí)監(jiān)測，防止襯砌混凝土發(fā)生拉剪破壞，同時(shí)不能忽視隧道洞口自由面對應(yīng)力波的反射作用。

(4)先行隧道襯砌迎爆側(cè)的最大振速和最大拉應(yīng)力之間存在線性關(guān)系，結(jié)合混凝土最大拉應(yīng)力理論，可以得出后行隧道爆破荷載作用下先行隧道襯砌的臨界破壞振速。

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