張 旭，周傳波，蔣 楠，吳廷堯

(中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢) 工程學(xué)院，武漢 430074)

受地形地質(zhì)和線路規(guī)劃的限制，新建城市地鐵隧道與既有隧道或其他地下構(gòu)筑物近接的現(xiàn)象越來越多[1-4]。城區(qū)地鐵隧道一般靠近地表為土層、接近隧道為巖層。鉆爆法是巖層中隧道開挖的主要手段，在爆破施工過程中不可避免對(duì)鄰近既有隧道造成影響。在此背景下，研究新建地鐵隧道爆破振動(dòng)作用下鄰近既有隧道的動(dòng)力響應(yīng)對(duì)優(yōu)化隧道爆破參數(shù)、保證既有隧道安全性具有重要意義。

隧道爆破施工將會(huì)引起圍巖介質(zhì)內(nèi)部及鄰近隧道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生強(qiáng)烈振動(dòng)，嚴(yán)重時(shí)可能導(dǎo)致鄰近隧道襯砌結(jié)構(gòu)開裂、剝落等現(xiàn)象[5-7]。為了研究爆破對(duì)鄰近隧道的影響，于建新等通過對(duì)上下交叉隧道爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)[8]，獲得爆破振動(dòng)規(guī)律并反演得到最大掏槽藥量及安全距離。劉明貴等結(jié)合監(jiān)控量測(cè)，明晰了循環(huán)爆破造成小凈距隧道圍巖損傷更顯著[9]，并獲得損傷與位移的關(guān)系。高宇璠等通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，揭示了不同炮孔、不同區(qū)域小凈距隧道中心夾爆破振動(dòng)規(guī)律[10]。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，數(shù)值模擬被廣泛應(yīng)用于爆破振動(dòng)分析。畢繼紅等[11]、賈磊等利用ANSYS分析了不同圍巖、不同間距下和不同埋深情況下對(duì)既有隧道襯砌的影響[12]。鐘冬望等[13]、蔣楠等通過數(shù)值模擬分析了爆破作用下鄰近隧道及襯砌振速和應(yīng)力的關(guān)系[14]。李云鵬等對(duì)小凈距隧道爆破施工動(dòng)力效應(yīng)數(shù)值模擬研究[15]，揭示了爆破施工對(duì)既有隧道穩(wěn)定性影響較大的位置。上述研究著眼于研究不同工況下鄰近隧道爆破振動(dòng)規(guī)律和危險(xiǎn)截面，但是鮮有考慮鄰近隧道襯砌結(jié)構(gòu)危險(xiǎn)截面的失穩(wěn)模式。

以武漢地鐵8號(hào)線洪山路站～小洪山站區(qū)間大斷面隧道爆破開挖為背景，對(duì)大斷面隧道左上導(dǎo)洞爆破開挖時(shí)人防隧道底板的振動(dòng)速度進(jìn)行監(jiān)測(cè)，并結(jié)合LS-DYNA數(shù)值模擬，分析下穿隧道爆破對(duì)人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特征、預(yù)測(cè)了襯砌結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)模式并分析了人防隧道的振動(dòng)速度安全閾值，為地鐵區(qū)間隧道爆破提供指導(dǎo)。

1 工程概況

地鐵8號(hào)線洪山路站～小洪山站區(qū)間里程全長(zhǎng)1595 m，里程范圍內(nèi)基巖為中風(fēng)化、微風(fēng)化灰?guī)r，圍巖級(jí)別為III級(jí)，巖質(zhì)較硬，綜合考慮采用鉆爆法開挖。洪山路站～小洪山站區(qū)間為雙線，其中里程范圍DK23+661.151～DK23+770.251設(shè)計(jì)為大斷面單洞雙線隧道，長(zhǎng)109.1 m。大斷面隧道拱頂距地表23 m，斷面呈馬蹄形，隧道凈高12.78 m，寬20.04 m，采用雙側(cè)壁導(dǎo)洞法進(jìn)行施工，共設(shè)9個(gè)導(dǎo)洞，左上導(dǎo)洞超前其他導(dǎo)洞開挖。區(qū)間隧道上方存在一條人防隧道，兩條隧道軸線最大交角為5°，人防隧道底板與區(qū)間隧道拱頂距離僅為9.55 m，如圖1所示。

圖 1 人防隧道與地鐵區(qū)間隧道位置關(guān)系(單位：m)Fig. 1 Position relationship between civil air defense tunnel and subway section tunnel(unit:m)

大斷面隧道采用雙側(cè)壁導(dǎo)洞法開挖，以左上導(dǎo)洞爆破開挖為例，分析區(qū)間隧道爆破開挖對(duì)人防隧道的影響。左上導(dǎo)洞寬5.3 m，高4.8 m，斷面面積15.2 cm2。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)爆破施工設(shè)計(jì)要求，爆破設(shè)計(jì)方案如下：隧道開挖每循環(huán)進(jìn)尺為2 m，炮孔直徑40 mm，炮孔采用直眼掏槽方式，周邊孔和輔助孔長(zhǎng)度為2 m，光爆層厚度0.4 m；掏槽孔長(zhǎng)度為2.2 m，中間布置兩排8個(gè)掏槽孔，2個(gè)空孔，間距0.7 m，掏槽孔單孔裝藥1.8 kg。左上導(dǎo)洞爆破時(shí)，在上方人防隧道中布置5個(gè)爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖2所示。左上導(dǎo)洞炮孔布置如圖3所示。

圖 2 爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)示意圖(單位：m)Fig. 2 Schematic diagram of blasting vibration monitoring points(unit:m)

圖 3 左上導(dǎo)洞炮孔布置圖(單位：m)Fig. 3 The hole layout diagram(unit:m)

2 數(shù)值模型及其驗(yàn)證

為分析評(píng)估區(qū)間隧道爆破開挖對(duì)上方人防隧道的影響，依據(jù)地鐵隧道爆破開挖工程實(shí)際，采用LS-DYNA動(dòng)力有限元軟件，建立大斷面隧道左上導(dǎo)洞開挖爆破振動(dòng)作用下人防隧道動(dòng)力響應(yīng)數(shù)值計(jì)算模型，并利用現(xiàn)場(chǎng)爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性。

2.1 數(shù)值計(jì)算模型的建立

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)爆破參數(shù)，左上導(dǎo)洞掏槽孔裝藥量大于其他炮孔且自由面少，夾制作用大，引起的爆破振動(dòng)大于其他炮孔，因此數(shù)值建模時(shí)僅考慮8個(gè)掏槽孔的爆破，用以模擬區(qū)間隧道左上導(dǎo)洞掏槽爆破對(duì)鄰近人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的影響。數(shù)值模型采用SOLID實(shí)體單元建模，模型材料包括炸藥、炮泥、圍巖、土層和人防隧道混凝土襯砌，均采用拉格朗日網(wǎng)格劃分。由于左上導(dǎo)洞超前于其他導(dǎo)洞開挖，在模擬時(shí)為避免產(chǎn)生邊界效應(yīng)，數(shù)值模型的整體尺寸設(shè)計(jì)為80 m×50 m×40 m，模型共劃分904154個(gè)單元。建模時(shí)采用cm-g-μs單位制。根據(jù)工程現(xiàn)場(chǎng)特點(diǎn)，數(shù)值模型頂面為自由邊界，其他各面均采用無反射邊界條件(non-reflecting boundary)，數(shù)值模型尺寸及邊界條件設(shè)置如圖4所示。X方向?yàn)樗淼拉h(huán)向，Y方向?yàn)榇怪狈较颍琙方向?yàn)樗淼垒S向，其中左上導(dǎo)洞掌子面處Z=0，Z軸正向?yàn)槲撮_挖段，Z軸負(fù)方向?yàn)橐验_挖段。

圖 4 模型網(wǎng)格劃分(單位：m)Fig. 4 Mesh of the numerical model(unit:m)

2.2 材料本構(gòu)模型及參數(shù)選取

隧道爆破現(xiàn)場(chǎng)采用2號(hào)巖石乳化炸藥，數(shù)值模擬中選用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN高能炸藥材料表示炸藥性質(zhì)。模擬炸藥爆轟過程采用JWL狀態(tài)方程描述爆轟產(chǎn)物中壓力和內(nèi)能及爆轟產(chǎn)物的相對(duì)體積之間的關(guān)系[16]，如式(1)所示。

(1)

式中:p為爆轟壓力;V為炸藥初始相對(duì)體積;E0為炸藥單位體積內(nèi)能;A、B、R1、R2、ω為特征參數(shù)。炸藥及其狀態(tài)方程的具體參數(shù)見表1。

表 1 炸藥及其狀態(tài)方程相關(guān)參數(shù)

區(qū)間隧道所在地層較為復(fù)雜，建模過程中將其簡(jiǎn)化為三層依次為：雜填土、黏土、微風(fēng)化灰?guī)r。巖土體介質(zhì)是非連續(xù)、不均勻的，目前還不能用數(shù)學(xué)方程直接描述這些圍巖，所以一般工程數(shù)值模擬通常將圍巖假設(shè)為連續(xù)的、各向同性的。使用*MAT_DRUCKER_PRAGER表示雜填土、黏土本構(gòu)模型；使用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC表示微風(fēng)化灰?guī)r的本構(gòu)模型；巖土體物理力學(xué)參數(shù)見表2、表3。

表 2 素填土與黏土力學(xué)參數(shù)

表 3 微風(fēng)化灰?guī)r力學(xué)參數(shù)

人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)是本文的主要研究對(duì)象，其位于黏土層中。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)資料知人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)使用的材料為C30的混凝土，考慮防人防隧道修建時(shí)間較長(zhǎng)，為更好的判定混凝土襯砌結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度，對(duì)材料強(qiáng)度進(jìn)行折減。借鑒文獻(xiàn)對(duì)老化混凝土材料爆破作用下響應(yīng)特征的變化[17]，將混凝土標(biāo)號(hào)由C30降為C25，襯砌混凝土參數(shù)如表4所示。

2.3 數(shù)值模型的可靠性驗(yàn)證

分析現(xiàn)場(chǎng)爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)知，大斷面隧道左上導(dǎo)洞掏槽爆破引起人防隧道底板在X、Y、Z三個(gè)方向的振動(dòng)響應(yīng)不同。人防隧道底板Y方向質(zhì)點(diǎn)峰值振速大于X和Z方向質(zhì)點(diǎn)峰值振速。因Y方向振速最大，此方向的振動(dòng)對(duì)人防隧道的影響最大。將監(jiān)測(cè)得到人防隧道底板Y方向質(zhì)點(diǎn)峰值振速與數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果中的Y方向質(zhì)點(diǎn)峰值振速對(duì)比，驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性。選取掏槽爆破過程中三個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的質(zhì)點(diǎn)峰值振速與數(shù)值模擬中相應(yīng)位置處的質(zhì)點(diǎn)峰值振速進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果如表5所示，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬結(jié)果的誤差較小，故可初步驗(yàn)證此模型的可靠性。

表 4 混凝土材料力學(xué)參數(shù)

表 5 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬測(cè)點(diǎn)振速統(tǒng)計(jì)

為進(jìn)一步驗(yàn)證模型的可靠性，取#1監(jiān)測(cè)點(diǎn)的掏槽爆破振動(dòng)速度時(shí)程曲線與數(shù)值模擬爆破爆破振動(dòng)速度時(shí)程曲線對(duì)比，如圖5所示。現(xiàn)場(chǎng)爆破監(jiān)測(cè)所得掏槽爆破振速時(shí)程曲線和數(shù)值模擬振速時(shí)程曲線波形相似、質(zhì)點(diǎn)峰值振速接近，判斷此模型可靠。因此可利用此數(shù)值模型進(jìn)一步分析爆破振動(dòng)作用下上方既有人防隧道的動(dòng)力效應(yīng)。

圖 5 數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)掏槽爆破振速時(shí)程曲線Fig. 5 Numerical simulation and field test of blasting vibration velocity curve

3 人防隧道動(dòng)力響應(yīng)特征分析

3.1 人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)振動(dòng)速度分析

爆破振動(dòng)對(duì)鄰近建(構(gòu))筑物產(chǎn)生的最直觀影響為引起建(構(gòu))筑物結(jié)構(gòu)產(chǎn)生振動(dòng)。利用LS-DYNA建立下穿人防隧道的地鐵區(qū)間隧道爆破開挖數(shù)值模型，對(duì)爆破引起的人防隧道動(dòng)力響應(yīng)問題進(jìn)行研究。沿人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的拱頂、迎爆側(cè)拱肩、迎爆側(cè)邊墻、迎爆側(cè)拱腳及底板五個(gè)關(guān)鍵部位布置Z方向測(cè)線，如圖6所示，研究人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)斷面各關(guān)鍵部位振動(dòng)速度的軸向分布規(guī)律。統(tǒng)計(jì)五條測(cè)線上各質(zhì)點(diǎn)峰值振速(PPV)分布，結(jié)果如圖7所示。

圖 6 測(cè)線布置示意圖Fig. 6 Layout of measuring lines at key positions

從圖7中可看出，人防隧道底板的PPV遠(yuǎn)大于其他四條測(cè)線，各部位的PPV隨著與爆源距離的增大而逐漸減小。人防隧道底板的PPV最大值為8.2 cm/s，其他各部位的PPV最大值約為 2.6 cm/s，左上導(dǎo)洞爆破開挖對(duì)人防隧道底板產(chǎn)生的振動(dòng)影響最大。沿人防隧道軸向各測(cè)線PPV最大值均出現(xiàn)在爆源上方(Z=2 m附近)。為控制爆破振動(dòng)對(duì)人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的危害，應(yīng)重點(diǎn)監(jiān)測(cè)Z=2 m位置處的質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)速度。

采用《爆破安全規(guī)程(GB6722—2014)》推薦薩道夫斯基公式分析未開挖區(qū)爆破振動(dòng)沿人防隧道軸向的衰減規(guī)律[18]。薩道夫斯基公式如下式

(2)

式中:V為振動(dòng)速度，cm/s；K、α為與工程地質(zhì)條件有關(guān)的衰減系數(shù)；Q為炸藥量，kg；R為爆心距，m。

V=KSD-α

(3)

由2.3節(jié)分析可知，爆破引起的人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng)中，Y方向振動(dòng)速度遠(yuǎn)大于其他兩方向，故對(duì)爆破振動(dòng)引起的人防隧道底板上的Y方向振速衰減規(guī)律進(jìn)行回歸分析，擬合得出峰值振速衰減規(guī)律如圖8所示。

圖 7 人防隧道軸向峰值振速分布特征Fig. 7 Distribution characteristics of axial peak vibration velocity of civil air defense tunnel

圖 8 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬薩道夫斯基擬合曲線Fig. 8 Field monitoring and numerical simulation of fitted Sadowski curve

從圖7還可看出，質(zhì)點(diǎn)峰值振速在區(qū)間隧道已開挖區(qū)上方人防隧道底板的衰減速率存在明顯突變。利用薩道夫斯基公式對(duì)左中導(dǎo)洞未開挖部分與已開挖部分峰值振速衰減規(guī)律如圖9所示。左中導(dǎo)洞未開挖區(qū)PPV衰減系數(shù)為3.51，左中導(dǎo)洞已開挖區(qū)PPV衰減系數(shù)為0.764。從圖9中左中導(dǎo)洞已開挖區(qū)和未開挖區(qū)振速衰減速率對(duì)比可判斷，已成洞斷面面積大小、爆心距大小對(duì)振速傳播規(guī)律均有影響，且質(zhì)點(diǎn)峰值振速在掌子面后方較短距離內(nèi)迅速衰減。

3.2 人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

通過對(duì)人防隧道質(zhì)點(diǎn)峰值振速的分析可知，下穿隧道爆破引起爆源上方人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的振動(dòng)最大。對(duì)區(qū)間隧道未開挖區(qū)上方人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)分析，不同時(shí)刻的最大主應(yīng)力分布情況如圖10所示。21 ms時(shí)人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的最大主應(yīng)力開始明顯增大；29 ms時(shí)人防隧道底板最大主應(yīng)力達(dá)到峰值，為0.349 MPa；31 ms時(shí)拱頂最大主應(yīng)力達(dá)到峰值，為0.187 MPa；32.5 ms時(shí)隧道迎爆側(cè)拱腳最大主應(yīng)力達(dá)峰值，為0.557 MPa。各位置的最大主應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在Z=2 m附近，即爆源正上方人防隧道截面。

圖 9 左中導(dǎo)洞開挖區(qū)前后薩道夫斯基擬合曲線Fig. 9 Sadowski fitting curve before and after excavation area of left pilot tunnel

圖 10 不同時(shí)刻最大主應(yīng)力分布云圖Fig. 10 Distribution nephogram of maximum principal stress at different time points

結(jié)合分析振速分布特征與應(yīng)力分布特征，得出襯砌結(jié)構(gòu)最危險(xiǎn)截面位于Z=2 m。人防隧道此截面各位置處的應(yīng)力時(shí)程曲線如圖11所示，有效應(yīng)力峰值出現(xiàn)在迎爆側(cè)拱腳處，為0.41 MPa；有效應(yīng)力最小值出現(xiàn)在人防隧道拱頂，為0.22 MPa。最大主應(yīng)力峰值出現(xiàn)在迎爆側(cè)拱腳處，為0.557 MPa；最大主應(yīng)最小值出現(xiàn)在拱頂，為0.196 MPa。LS-DYNA中應(yīng)力分布服從“拉正壓負(fù)”原則，從圖中可看出人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)所受拉應(yīng)力大于受到的壓應(yīng)力。

圖 11 最危險(xiǎn)截面關(guān)鍵位置應(yīng)力時(shí)程曲線Fig. 11 Stress time curve at the critical position of the most dangerous section

最危險(xiǎn)截面斷面上各位置X、Y、Z方向應(yīng)力峰值統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖12所示。在隧道底板和拱頂X方向最大主應(yīng)力大于Y、Z兩方向最大主應(yīng)力，在隧道邊墻位置Y方向最大主應(yīng)力遠(yuǎn)大于X、Z兩方向最大主應(yīng)力。X、Y、Z三個(gè)方向的應(yīng)力在拱腳、拱肩處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象。在底板上X方向應(yīng)力峰值為0.418 MPa；在拱頂上X方向最大應(yīng)力為0.25 MPa；在拱腳處Y方向應(yīng)力峰值為0.53 MPa；在拱肩處Y方向應(yīng)力峰值為0.274 MPa。人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)最危險(xiǎn)截面所受拉應(yīng)力小于襯砌結(jié)構(gòu)的抗拉強(qiáng)度，故此工況下人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)。

3.3 人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)動(dòng)力失穩(wěn)模式

在最危險(xiǎn)截面斷面上選取6個(gè)關(guān)鍵截面(A、B、C、D、E、F)如圖13，研究爆破振動(dòng)作用下人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)最危險(xiǎn)截面上最可能破壞的位置及其開裂方式。數(shù)值模型中人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)深度方向共劃分4個(gè)單元(從內(nèi)至外分別為單元1～4)，各單元應(yīng)力大小分布如圖13所示。從圖中可知：人防隧道斷面中邊墻、拱肩、拱頂各截面的應(yīng)力分布規(guī)律均為從內(nèi)至外應(yīng)力逐漸減小，即單元1的應(yīng)力遠(yuǎn)大于其他各單元；迎爆側(cè)拱腳B截面的單元1應(yīng)力最大，為0.558 MPa；拱頂左側(cè)D截面的單元應(yīng)力最小，為0.17 MPa；人防隧道底板中軸線A截面單元應(yīng)力從內(nèi)至外分布規(guī)律為先減小后增大，單元4的應(yīng)力最大為0.543 MPa。

圖 12 隧道斷面X、Y、Z方向峰值應(yīng)力分布特征Fig. 12 Distribution characteristics of peak stress in X,Y and Z directions on tunnel cross-section

圖 13 人防隧道襯砌厚度方向應(yīng)力分布規(guī)律Fig. 13 Stress distribution law of civil air defense tunnel lining thickness direction

分析最大主應(yīng)力的分布特征得出人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性受拉應(yīng)力控制，襯砌結(jié)構(gòu)可能的破壞方式為拉破壞。進(jìn)一步分析襯砌結(jié)構(gòu)所受拉應(yīng)力的方向，人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)最危險(xiǎn)截面的最大主應(yīng)力矢量分布如圖14?？梢钥闯觯煌瑫r(shí)刻人防隧道襯砌斷面各處的拉應(yīng)力較大。其中，截面B、C、E、F受到的拉應(yīng)力為垂直方向，截面A、D受到的拉應(yīng)力為水平方向。當(dāng)爆破應(yīng)力足夠大時(shí)，截面B、C、E、F的破壞為垂直方向的拉伸破壞、截面A、D的破壞為水平方向的拉伸破壞。由最大主應(yīng)力的大小及峰值應(yīng)力出現(xiàn)的先后順序，分析了人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)可能的開裂方式和破壞順序?yàn)椋築、C、D、E、F截面從內(nèi)向外開裂，A截面從外向內(nèi)開裂；人防隧道環(huán)向各截面可能開裂先后順序?yàn)锽>F>A>E>C>D。

圖 14 最大主應(yīng)力矢量云圖Fig. 14 Cloud map of maximum principal stress vector

圖 15 迎爆側(cè)拱腳最大主應(yīng)力與峰值振速關(guān)系Fig. 15 The relationship between the maximum principal stress and the peak vibration velocity of the arch foot on the explosion-bearing side

3.4 人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制安全閾值

為確保區(qū)間隧道施工過程中人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定，采用控制爆破的方法降低爆破對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的影響。根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果知應(yīng)力在拱腳處存在應(yīng)力集中，對(duì)迎爆側(cè)拱腳處峰值振速和最大主應(yīng)力進(jìn)行線性擬合，得出峰值振速和最大主應(yīng)力間的函數(shù)關(guān)系式，如式(4)所示。

σ1=0.1617Vmax-0.0234

(4)

式中:σ1為最大主應(yīng)力，MPa；Vmax為峰值振速，cm/s。

混凝土襯砌結(jié)構(gòu)在動(dòng)力作用下極限抗拉強(qiáng)度將有所提高，其在動(dòng)力作用下抗拉強(qiáng)度提高的程度與所受的荷載施加速度有關(guān)，靜抗拉強(qiáng)度與動(dòng)抗拉強(qiáng)度有如下關(guān)系[19]

σt=σt0[1+0.121g(VH)]=KDσt0

(5)

式中：σt為巖石的動(dòng)抗拉強(qiáng)度，σt0為巖石靜抗拉強(qiáng)度；VH=σH/σt1；σH為任意加荷速度，σt1為加荷速度；KD為動(dòng)力強(qiáng)度提高系數(shù)。

考慮爆破地震波作用下巖石的加荷速度可達(dá)106MPa/s，一般巖石隧道加荷速度為10～103MPa/s之間，可取動(dòng)力強(qiáng)度提高系數(shù)KD取1.34[20]。由2.2節(jié)知混凝土極限抗拉強(qiáng)度為1.78 MPa，所以襯砌結(jié)構(gòu)的動(dòng)抗拉強(qiáng)度為2.4 MPa，帶入式(4)計(jì)算可得人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)爆破振動(dòng)速度安全閾值為14.9 cm/s。

4 結(jié)論

通過對(duì)武漢地鐵八號(hào)線洪山路站～小洪山站區(qū)間大斷面隧道左上導(dǎo)洞爆破施工進(jìn)行振動(dòng)監(jiān)測(cè)，并結(jié)合數(shù)值模擬分析隧道爆破施工對(duì)上方鄰近人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)的影響，得出以下結(jié)論：

(1)爆破振動(dòng)作用下，人防隧道底板的PPV值最大；隨著爆心距的增加PPV逐漸減小，PPV最大值出現(xiàn)在爆源上方；對(duì)已開挖區(qū)振速衰減規(guī)律分析，得到開挖空洞的斷面大小和爆心距大小對(duì)爆破振動(dòng)速度衰減速率有較大影響。

(2)大斷面隧道爆破施工引起人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)所受拉應(yīng)力大于壓應(yīng)力，人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性受拉應(yīng)力控制。人防隧道截面上的拉應(yīng)力分布情況為：邊墻上主要受垂直方向拉伸應(yīng)力，底板與拱頂上主要受隧道環(huán)向拉伸應(yīng)力。

(3)人防隧道最危險(xiǎn)截面為爆源上方(Z=2 m處)，此截面最可能破壞的位置為迎爆側(cè)拱腳，破壞方式為從內(nèi)至外的拉破壞。

(4)基于極限抗拉強(qiáng)度準(zhǔn)則計(jì)算得到人防隧道襯砌結(jié)構(gòu)爆破振動(dòng)速度安全閾值為14.9 cm/s。