孟祥林, 汪洋, 高進(jìn), 晏啟祥*, 郭治岳

(1.西南交通大學(xué), 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 成都 610031; 2.成都建工路橋建設(shè)有限公司, 成都 610091; 3. 四川省交通勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司, 成都 610017)

鉆爆法是山嶺隧道開挖中使用最為廣泛的施工方法[1],雙線隧道采用鉆爆法開挖時(shí),炸藥爆炸產(chǎn)生的能量以沖擊波的形式作用于周圍巖體,會(huì)對(duì)鄰近隧道結(jié)構(gòu)造成一定影響,嚴(yán)重時(shí)會(huì)威脅隧道施工及運(yùn)營(yíng)安全,因此研究爆破振動(dòng)影響對(duì)保障隧道施工及運(yùn)營(yíng)期安全具有重要意義。研究爆破振動(dòng)影響主要有爆破試驗(yàn)和數(shù)值模擬兩種方法,隨著計(jì)算機(jī)和數(shù)值計(jì)算軟件的興起及迅速發(fā)展,利用數(shù)值計(jì)算軟件進(jìn)行數(shù)值模擬可以為科研工作者提供方便快速的計(jì)算方式,對(duì)科研工作產(chǎn)生重要影響,國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者采用數(shù)值計(jì)算結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)控量測(cè)對(duì)爆破作用下隧道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)特性進(jìn)行了大量研究。

費(fèi)鴻祿等[2]利用現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)結(jié)合數(shù)值模擬得到了隧道掘進(jìn)爆破振動(dòng)信號(hào)在地表及上部巖體內(nèi)傳播的特征;燕永平[3]針對(duì)軟巖地區(qū)的隧道爆破開挖,采用室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬研究了爆破施工下巖體的力學(xué)性能及動(dòng)力響應(yīng);葉紅宇等[4]設(shè)計(jì)混凝土頻繁爆破振動(dòng)試驗(yàn)測(cè)得的爆破振動(dòng)信號(hào),得到隧道襯砌混凝土頻繁爆破振動(dòng)危害累積效應(yīng)規(guī)律;王波等[5]通過現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)測(cè)試,獲得了多組隧道爆破時(shí)的地表振動(dòng)強(qiáng)度數(shù)據(jù),分析了爆破振速傅里葉幅值譜,得到現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)條件下的振速主頻;公偉增等[6]通過隧道爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)和有限元數(shù)值模擬,對(duì)砌體結(jié)構(gòu)的爆破振動(dòng)速度和主振頻率隨樓層的變化規(guī)律進(jìn)行研究;趙國(guó)軍等[7]通過理論分析與室內(nèi)模型試驗(yàn)分析方法,以Froude比例法建立爆破載荷作用下裂隙發(fā)展試驗(yàn)?zāi)Ｐ?分析爆破載荷作用下圍巖試樣的動(dòng)態(tài)力學(xué)與裂隙發(fā)展趨勢(shì);張春鋒等[8]建立地下洞室群模型,利用流固耦合法研究了爆破振動(dòng)對(duì)臨近隧道、大斷面地下閥室的影響;石洪超等[9]將爆破荷載簡(jiǎn)化為三角形荷載,通過數(shù)值模擬研究了隧道爆破對(duì)既有隧道結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特性;Guan等[10]采用流固耦合法模擬了不同裝藥質(zhì)量和爆破距離條件下隧道臨時(shí)中墻的振動(dòng)響應(yīng)和破壞模式;Du等[11]采用數(shù)值模擬的方法分析了隧道爆破施工對(duì)既有小角度穿越隧道結(jié)構(gòu)的影響;羅陽(yáng)等[12]通過工程現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方式,研究了小凈距隧道后行隧道爆破施工對(duì)相鄰先行隧道圍巖振動(dòng)的影響規(guī)律。

以上研究對(duì)于不同計(jì)算方法的優(yōu)劣及計(jì)算方法的選取研究較少,因此現(xiàn)依托龍泉山一號(hào)隧道,通過ANASYS/LS dyna大型有限元軟件建立單孔爆破模型,基于巖體破碎情況、關(guān)鍵位置振速峰值及計(jì)算時(shí)間對(duì)比分析三種不同荷載施加方法,證明等效荷載法在研究爆破對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)結(jié)構(gòu)影響時(shí)的優(yōu)勢(shì),并基于此驗(yàn)證該法在研究隧道爆破對(duì)鄰近隧道襯砌影響的可行性。

1 單孔爆破

為了對(duì)比不同計(jì)算方法在隧道爆破模擬計(jì)算中的優(yōu)劣性,建立了基于流固耦合法、初始體積法和等效荷載法的單孔爆破模型。

1.1 數(shù)值模型

1.1.1 流固耦合法

應(yīng)用流固耦合法進(jìn)行爆破分析時(shí),需要對(duì)巖體、空氣和炸藥單獨(dú)劃分網(wǎng)格[13-14]。流固耦合法模型如圖1所示,模型為偽三維模型,厚度方向設(shè)置一個(gè)單元的長(zhǎng)度,邊界為透射邊界,即應(yīng)力波會(huì)在邊界處被吸收,以此來達(dá)到對(duì)無限域的模擬。巖體尺寸為3 000 cm×6 000 cm,空氣尺寸為120 cm×160 cm,裝藥方式為耦合裝藥,炸藥半徑為5 cm。

空氣采用*MAT_NULL配合*EOS_LINEAR_ POLYNOMIAL狀態(tài)方程進(jìn)行定義。狀態(tài)方程為

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+

(C4+C5μ+C6μ2)E1

(1)

式(1)中:μ=ρ/ρ0-1,ρ0為初始時(shí)刻的空氣密度,ρ為當(dāng)前空氣密度,kg/m3;C0～C6為多項(xiàng)式方程系數(shù);E1為內(nèi)能密度,J/m3。空氣參數(shù)取值見表1。

炸藥借助關(guān)鍵字*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_ BURN與JWL(Jones-Wilkins-Lee)狀態(tài)方程定義。狀態(tài)方程為

(2)

式(2)中:E0為初始內(nèi)能密度,J/m3;V為相對(duì)體積;A、B、R1、R2、ω為與炸藥性質(zhì)相關(guān)的參數(shù)。炸藥參數(shù)取值見表2。

圖1 流固耦合法模型Fig.1 Fluid-solid coupling model

表1 空氣參數(shù)Table 1 Air parameters

表2 炸藥參數(shù)Table 2 Explosive parameters

1.1.2 初始體積分?jǐn)?shù)法

初始體積分?jǐn)?shù)法是在流固耦合法的基礎(chǔ)上改進(jìn)得到的一種爆破荷載施加方法[15-16],采用該方法進(jìn)行爆破分析時(shí),僅需對(duì)巖體和空氣劃分網(wǎng)格,借助關(guān)鍵字*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMTRY可在定義的區(qū)域內(nèi)生成炸藥單元,原空氣單元會(huì)被炸藥替代。該關(guān)鍵字需要定義的參數(shù)如表3所示,A類關(guān)鍵字表示空氣的PART號(hào)、材料類型和對(duì)應(yīng)編號(hào)等相關(guān)參數(shù);B類關(guān)鍵字定義炸藥或炮泥的相關(guān)屬性,其中B-1中CONTTYO可定義炸藥(炮泥)的形狀,在B-2中定義炸藥(炮泥)的坐標(biāo)及形狀參數(shù)。初始體積分?jǐn)?shù)法模型尺寸、邊界條件均與流固耦合法模型一致,模型示意圖如圖2所示。

圖2 初始體積分?jǐn)?shù)法模型Fig.2 Initial volume fraction method model

表3 初始體積分?jǐn)?shù)法模型參數(shù)Table 3 Model parameters of initial volume fraction method

1.1.3 等效荷載法

等效荷載法是利用自由空氣場(chǎng)爆炸下的爆破荷載衰減時(shí)程曲線施加在炮孔周圍模擬爆炸作用的一種方法[17]。該方法僅需建立巖體模型,建模較為簡(jiǎn)便,模型示意圖如圖3所示。

采用等效荷載法進(jìn)行爆破計(jì)算時(shí),需要選擇合適的爆破荷載衰減時(shí)程曲線,曲線由爆破荷載峰值、時(shí)間衰減函數(shù)和作用時(shí)間決定。爆破荷載峰值按耦合裝藥理論計(jì)算公式得到[18],計(jì)算公式為

(3)

式(3)中:ρ0為炸藥密度,kg/m3;D為炸藥爆轟波引爆速度,m/s。

計(jì)算得爆破峰值荷載為7 000 MPa,時(shí)間衰減函數(shù)采用拋物線型[19],作用時(shí)間取100 μs,持續(xù)時(shí)間取500 μs,爆破荷載衰減時(shí)程曲線見圖4。

圖3 等效荷載法模型Fig.3 Equivalent load method model

圖4 爆破荷載衰減時(shí)程曲線Fig.4 Blasting load attenuation time history curve

1.2 模擬結(jié)果對(duì)比

1.2.1 巖體破碎情況

巖體破碎情況在一定程度上可反映出炸藥爆炸的效果,是評(píng)判計(jì)算方法優(yōu)劣的重要依據(jù)。提取不同模擬方法炮孔周圍200 cm×200 cm范圍內(nèi)的巖體裂隙發(fā)展趨勢(shì)及破碎情況見圖5所示。

根據(jù)破碎情況程度的不同,將巖體劃分為粉碎區(qū)、破碎區(qū)和彈性振動(dòng)區(qū)。從巖體破碎程度來看,流固耦合法計(jì)算模型破碎程度最大,初始體積分?jǐn)?shù)法計(jì)算模型破碎程度次之,等效荷載法計(jì)算模型的破碎程度最小。從巖體破碎效果來看,流固耦合法計(jì)算模型炮孔周圍巖體長(zhǎng)裂紋長(zhǎng)度不一,分布不規(guī)則,破碎效果較差;初始體積分?jǐn)?shù)法計(jì)算模型炮孔周圍巖體長(zhǎng)裂紋分布均勻,具有對(duì)稱性,爆破效果較好;等效荷載法計(jì)算模型周圍巖體產(chǎn)生較為密集的微裂紋裂紋,未見長(zhǎng)裂紋,并且微裂紋分布比較均勻,有利于研究爆破應(yīng)力波在巖體中傳播情況。從建模過程中可以看出,等效荷載法建模時(shí)并未建立炸藥單元,因此模擬炸藥爆炸對(duì)巖體的破碎效果較差;流固耦合法和初始體積分?jǐn)?shù)法需要考慮炸藥單元,但流固耦合法需要手動(dòng)建立炸藥單元,在網(wǎng)格質(zhì)量以及與空氣單元的連接上沒有初始體積分?jǐn)?shù)法好,因此在模擬結(jié)果中初始體積分?jǐn)?shù)法模擬結(jié)果較好。

圖5 炮孔周圍巖體破碎情況Fig.5 Fracture diagram of rock mass around blasthole

1.2.2 振動(dòng)速度峰值

爆破峰值振速在一定程度上可反映爆破振動(dòng)影響程度,通過振速峰值的變化可以了解爆破應(yīng)力波在巖體中的傳播規(guī)律。提取三種計(jì)算方法不同距離監(jiān)測(cè)點(diǎn)的合成速度峰值見圖6。由圖6可知:不同方法合成速度峰值呈現(xiàn)的規(guī)律相似,均隨著距離的增大呈現(xiàn)衰減,且在10 m之后三種方法的合成速度峰值均維持在較低水平,表現(xiàn)出輕微的波動(dòng)性;但數(shù)值相差不大,從峰值大小來看,初始體積分?jǐn)?shù)法的峰值最大,流固耦合法次之,等效荷載法最小。

圖6 振動(dòng)速度峰值衰減曲線Fig.6 Vibration velocity peak attenuation curve

1.3 爆破方法比選

通過建立三種計(jì)算方法下單孔爆破模型,發(fā)現(xiàn)從炮孔周圍圍巖破碎情況來看,使用流固耦合法和初始體積分?jǐn)?shù)法效果較好,等效荷載法效果較差;從計(jì)算效率來看,使用流固耦合法和初始體積分?jǐn)?shù)法的計(jì)算時(shí)間接近,為3 h左右,而等效荷載法的計(jì)算時(shí)間僅為上述兩種方法的一半,計(jì)算效率最高;在研究爆破對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響時(shí),三種方法效果差距不大。研究爆破對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)影響時(shí),綜合考慮計(jì)算效率和建模復(fù)雜程度以及計(jì)算效果等方面,選用等效荷載法最好。

2 隧道爆破數(shù)值計(jì)算

2.1 工程概況

成都龍泉山一號(hào)隧道主體結(jié)構(gòu)橫穿龍泉山山脈,隧道進(jìn)口位于成都市龍泉驛區(qū)山泉鎮(zhèn)美滿村,出口位于成都市龍泉驛區(qū)山泉鎮(zhèn)桃源村15組,洞口示意圖如圖7所示。隧道開挖掌子面面積最大約230 m2,屬大斷面公路隧道,為雙向8車道分離式隧道。左線隧道最大埋深約145 m,右線最大埋深約154 m,隧道左右線凈距22～44 m,隧道洞身段主要穿越泥巖地層,巖體基本質(zhì)量等級(jí)為IV級(jí),隧道圍巖條件差。隧道進(jìn)口段橫斷面如圖8所示。

2.2 數(shù)值模型

依托成都龍泉山一號(hào)隧道建立如圖9所示的雙線隧道模型,模型中主要有巖體、初期支護(hù)和二次襯砌。左右隧道斷面尺寸一致,初期支護(hù)為C25混凝土,二次襯砌為C40混凝土,圍巖及混凝土參數(shù)見表4。模型厚度取60 m,左右邊界距隧道30 m,下邊界距隧道30 m,隧道埋深設(shè)為30 m,左右隧道間距為22 m。隧道采用中隔壁法(center-diaphragm,CD法)施工,為了模擬隧道周圍無限域邊界,模型頂部、先行隧道襯砌表面和后行隧道土體、初期支護(hù)表面均采用自由邊界,其余邊界均設(shè)置為無反射邊界。

圖7 龍泉山隧道洞口示意圖Fig.7 Longquan mountain tunnel portal diagram

圖8 隧道進(jìn)口段橫斷面Fig.8 Cross section of tunnel entrance

表4 材料物理力學(xué)參數(shù)Table 4 Physical and mechanical parameters of materials

圖9 雙線隧道模型Fig.9 Double-track tunnel model

2.3 監(jiān)測(cè)斷面及監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

為研究后行隧道爆破時(shí)隧道襯砌結(jié)構(gòu)各質(zhì)點(diǎn)的振動(dòng)速度變化規(guī)律,以后行隧道爆破開挖掌子面為基準(zhǔn)面,先行隧道選取縱向距離基準(zhǔn)面-2、-1、0、1、2 m五個(gè)斷面作為監(jiān)測(cè)斷面1、監(jiān)測(cè)斷面2、監(jiān)測(cè)斷面3、監(jiān)測(cè)斷面4、監(jiān)測(cè)斷面5;后行隧道選取距離基準(zhǔn)面27 m和28 m兩個(gè)斷面作為監(jiān)測(cè)斷面6和監(jiān)測(cè)斷面7,監(jiān)測(cè)斷面布置如圖10所示。在各監(jiān)測(cè)斷面上的關(guān)鍵位置選取監(jiān)測(cè)點(diǎn),監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置見圖11。

圖10 監(jiān)測(cè)斷面布置圖Fig.10 Monitoring section layout diagram

圖11 監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.11 Monitoring point layout diagram

2.4 爆破荷載時(shí)程曲線

應(yīng)用等效荷載法研究隧道爆破對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)振動(dòng)效應(yīng)的影響時(shí),以隧道爆破設(shè)計(jì)參數(shù)為基礎(chǔ),綜合考慮不同炮孔種類的單孔爆破的峰值荷載、衰減模型和作用時(shí)間可得到特定圍巖的單孔爆破荷載時(shí)程曲線,求解出群孔效應(yīng)相關(guān)系數(shù)和微差爆破延遲時(shí)間即可得到開挖輪廓面等效爆破荷載曲線,流程圖如圖12所示。

圖12 計(jì)算流程圖Fig.12 Calculation flowchart

2.4.1 群孔效應(yīng)與微差效應(yīng)

隧道在掘進(jìn)過程中,常采用多孔多段爆破的方式,在進(jìn)行爆破時(shí),隧道掌子面的炮孔直徑和不耦合裝藥系數(shù)存在一定的差異性,這導(dǎo)致不同位置炸藥爆破時(shí)對(duì)孔壁產(chǎn)生的孔壁壓力不完全相同,采用等效荷載法模擬炸藥爆破時(shí),需要根據(jù)爆破炸藥參數(shù)計(jì)算出該段別的等效爆破荷載,然后再施加在該段爆破作用平面上。柱狀結(jié)構(gòu)不耦合裝藥條件下,炮孔壁受到的沖擊壓力為

(4)

式中:ρ0為炸藥密度,kg·m-3;D為炸藥爆轟波引爆速度,m/s;db和dc分別為炮孔直徑和藥卷直徑,m;lb和lc分別為炮孔長(zhǎng)度和藥卷長(zhǎng)度,m。

掏槽孔爆破作用于開挖輪廓面的等效荷載計(jì)算公式為

(5)

(6)

式中:η為爆破荷載衰減系數(shù);P0為炮孔壁初始?jí)毫?MPa;rb炮孔半徑,m;rd為掏槽眼等效彈性邊界的半徑,m。;r1和r2分別為粉碎區(qū)半徑和破碎區(qū)半徑,m;μ為泊松比。

非掏槽孔爆破作用于開挖輪廓面的的等效荷載計(jì)算公式為

(7)

炸藥爆炸時(shí)會(huì)使超大斷面隧道周邊襯砌結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的振速,不對(duì)爆破方案進(jìn)行優(yōu)化,會(huì)對(duì)既有結(jié)構(gòu)的正常使用造成較大影響。使用微差爆破可以有效的控制爆破振動(dòng),合理選擇爆破延遲時(shí)間,會(huì)使爆破地震動(dòng)產(chǎn)生的爆破能量從時(shí)間和空間上分散,大大減少對(duì)周圍結(jié)構(gòu)的影響和損害,避免了“累積”效應(yīng)的產(chǎn)生,可有效增加巖石爆破效果[20-21]。

2.4.2 特定步序爆破荷載時(shí)程曲線

根據(jù)式(4)～式(7)計(jì)算出多孔爆破荷載時(shí)程曲線,將曲線施加在開挖掌子面周邊即可實(shí)現(xiàn)對(duì)隧道爆破荷載的模擬[22]。以Ⅳ級(jí)圍巖、開挖步序1為例,開挖步序1爆破分五段,每一段爆破荷載時(shí)間衰減函數(shù)采用拋物線型,作用時(shí)間取100 μs,持續(xù)時(shí)間取1 000 μs,相鄰各段爆破荷載延遲時(shí)間取3 ms,得到步序1爆破荷載時(shí)程曲線如圖13所示。

圖13 開挖步序1爆破荷載時(shí)程曲線Fig.13 Excavation step 1 blasting load time history curve

3 結(jié)果分析

3.1 先行隧道二次襯砌動(dòng)力響應(yīng)

3.1.1 二次襯砌綜合振速

綜合振速能顯著地反映出襯砌結(jié)構(gòu)的振動(dòng)加速度響應(yīng)情況,有利于探究爆破振動(dòng)彈性波在襯砌結(jié)構(gòu)中的傳播狀態(tài),對(duì)分析其傳播規(guī)律具有重要意義。提?、艏?jí)圍巖、隧道間距22 m、開挖步序1條件下,后行隧道爆破時(shí),先行隧道二次襯砌結(jié)構(gòu)關(guān)鍵時(shí)刻的綜合振速云圖。0.65 ms為爆破應(yīng)力波到達(dá)先行隧道時(shí)刻,1.55、2.5和3 ms時(shí)刻處于爆破應(yīng)力波在先行隧道二次襯砌結(jié)構(gòu)中的傳播與擴(kuò)散階段,5.3、9.3、13.3和17.3 ms依次相差4 ms,為每段微差爆破的相隔時(shí)長(zhǎng),關(guān)鍵時(shí)刻綜合振速云圖見圖14。

由圖14可知:

(1)爆破荷載施加后,先行隧道在0.65 ms時(shí)受到爆破應(yīng)力波的影響而產(chǎn)生振動(dòng),此時(shí)二次襯砌右邊墻位置附近振動(dòng)速度最大,其余位置振速幾乎為零。

(2)綜合振速顯著區(qū)域由與爆破區(qū)域?qū)?yīng)位置朝著隧道掘進(jìn)方向傳播;隨著爆破應(yīng)力波的傳播,襯砌結(jié)構(gòu)較高振速和較低振速區(qū)域呈現(xiàn)周期性變換的規(guī)律。

(3)5.3、9.3、13.3和17.3 ms時(shí)刻襯砌結(jié)構(gòu)的綜合振速云圖規(guī)律相似,可認(rèn)為是由于后四段爆破荷載產(chǎn)生的爆破應(yīng)力波依次傳播至先行隧道導(dǎo)致的,證明了等效荷載法在隧道爆破模擬中體現(xiàn)“微差效應(yīng)”的可行性。

3.1.2 橫斷面振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律

根據(jù)二次襯砌結(jié)構(gòu)不同時(shí)刻的綜合振速云圖分布可知,先行隧道迎爆側(cè)受隧道爆破振動(dòng)影響最大。為了具體研究先行隧道不同監(jiān)測(cè)斷面及監(jiān)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)速度分布規(guī)律,提取先行隧道不同監(jiān)測(cè)斷面上關(guān)鍵監(jiān)測(cè)點(diǎn)的峰值振速,并繪制振速峰值分布圖,見圖15。

由圖15可知:

(1)各個(gè)斷面監(jiān)測(cè)點(diǎn)振速峰值分布變化規(guī)律基本一致,僅在數(shù)值上有一定差異性。

(2)各斷面監(jiān)測(cè)點(diǎn)的振速峰值最大值出現(xiàn)在迎爆側(cè)右邊墻位置,最小值出現(xiàn)在背爆側(cè)左拱腳位置處,因此在工程施工中對(duì)迎爆側(cè)右邊墻要進(jìn)行著重監(jiān)測(cè)。

(3)從右邊墻振速峰值變化趨勢(shì)來看,沿隧道掘進(jìn)方向有一定的增大趨勢(shì),與綜合振速顯著區(qū)域朝著隧道掘進(jìn)方向傳播相對(duì)應(yīng);相反方向有減小趨勢(shì),說明爆破應(yīng)力在結(jié)構(gòu)中具有衰減性。

3.1.3 縱向振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律

為了進(jìn)一步分析先行隧道襯砌結(jié)構(gòu)受爆破荷載作用下的縱向振速響應(yīng)規(guī)律,沿隧道縱向在基準(zhǔn)斷面±20 m范圍內(nèi)提取關(guān)鍵監(jiān)測(cè)點(diǎn)的綜合振速峰值,間隔為1 m,得到先行隧道二次襯砌縱向綜合振速峰值曲線,見圖16。

由圖16可知:

(1)先行隧道不同斷面各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的綜合振速峰值沿隧道掘進(jìn)方向隨著距隧道爆破開挖斷面距離的增加先增大后減小。分析認(rèn)為后行隧道掘進(jìn)方向?yàn)殚_挖區(qū)域巖體較完整,有利于爆破荷載中多段荷載的疊加累積,大大降低了爆破應(yīng)力波在結(jié)構(gòu)中衰減程度,因此在實(shí)際施工中要重點(diǎn)關(guān)注。

(2)各監(jiān)測(cè)斷面的振速峰值表現(xiàn)出迎爆側(cè)右邊墻、右拱腰和右拱腳較大,背爆側(cè)左拱腰和左拱腳較小,說明距爆破開挖斷面越近,結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng)越明顯。

(3)先行隧道不同斷面各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的綜合振速峰值沿逆隧道掘進(jìn)方向隨著距隧道爆破開挖斷面距離的增加不斷減小,在16～20 m范圍維持在相對(duì)較低的數(shù)值并波動(dòng)變化,衰減程度較快。

(4)迎爆側(cè)右邊墻、右拱腰和右邊墻監(jiān)測(cè)點(diǎn)的振速峰值沿隧道縱向變化過程中衰減速率規(guī)律一致,振速峰值僅在數(shù)值上具有差異性;背爆側(cè)左拱腳監(jiān)測(cè)點(diǎn)的振速峰值始終維持在0.7 cm/s左右波動(dòng)變化。說明在爆破應(yīng)力波作用下,二次襯砌的強(qiáng)弱影響區(qū)域的分布不會(huì)因?yàn)榭v向空間位置關(guān)系的不同而發(fā)生改變。

3.2 后行隧道二次襯砌動(dòng)力響應(yīng)

隧道在進(jìn)行爆破掘進(jìn)時(shí),初期支護(hù)會(huì)緊跟掘進(jìn)掌子面,但二次襯砌考慮到圍巖穩(wěn)定程度、爆破影響等因素會(huì)滯后掌子面一定距離,因此研究后行隧道爆破作用下已施作的二次襯砌振動(dòng)響應(yīng)對(duì)評(píng)價(jià)圍巖穩(wěn)定性和合理設(shè)置滯后距離具有重要意義。提取后行隧道監(jiān)測(cè)斷面6和7監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置的峰值振速,并繪制振速峰值分布圖,見圖17。

圖15 先行隧道橫斷面振速峰值分布圖Fig.15 Peak vibration velocity distribution of advance tunnel cross section

圖16 縱向綜合振速峰值曲線Fig.16 Longitudinal integrated vibration velocity peak curve

圖17 后行隧道橫斷面振速峰值分布圖Fig.17 Peak vibration velocity distribution of rear tunnel cross section

由圖17可知:

(1)后行隧道斷面監(jiān)測(cè)點(diǎn)的振速峰值最大值均出現(xiàn)在左邊墻、左拱腰和左拱肩等區(qū)域,最小值出現(xiàn)在仰拱中心、左側(cè)仰拱和右拱腳等區(qū)域,分析認(rèn)為步序1爆破開挖位置為隧道左上部分,左側(cè)區(qū)域距離隧道距離較近,因此左側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)振速高于右側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)峰值。

(2)后行隧道監(jiān)測(cè)斷面6和7的綜合振速峰值最大值均出現(xiàn)在左拱腰,因此應(yīng)該對(duì)振速峰值較大的左拱腰區(qū)域進(jìn)行重點(diǎn)監(jiān)測(cè),必要時(shí)應(yīng)及時(shí)采取加固措施,防止其發(fā)生破壞,保證結(jié)構(gòu)安全。

(3)從兩個(gè)監(jiān)測(cè)斷面同一位置的振速峰值來看,斷面6監(jiān)測(cè)點(diǎn)的振速峰值均大于斷面7,說明爆破應(yīng)力波在結(jié)構(gòu)中傳播時(shí)會(huì)出現(xiàn)衰減效應(yīng),但由于兩斷面間距較小,衰減率整體較小。

4 結(jié)論

本文利用ANASYS/LS_dyna大型有限元軟件建立了單孔爆破數(shù)值模型,從巖體破碎情況、關(guān)鍵位置振速峰值及計(jì)算時(shí)間對(duì)比分析了三種不同爆破荷載施加方法的優(yōu)劣,發(fā)現(xiàn)等效荷載法在研究爆破對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)結(jié)構(gòu)影響時(shí)的優(yōu)勢(shì),并基于該方法依托龍泉山一號(hào)隧道對(duì)超大斷面雙線隧道爆破進(jìn)行模擬,得到如下結(jié)論。

(1)從三種計(jì)算方法下單孔爆破模擬結(jié)果來看,流固耦合法和初始體積分?jǐn)?shù)法炮孔圍巖破碎情況較好,等效荷載法模擬結(jié)果較差;但等效荷載法在計(jì)算效率上更好,在研究關(guān)鍵位置振速峰值變化規(guī)律時(shí),三種方法結(jié)果差距不大。綜合考慮在研究爆破對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)影響時(shí),選用等效荷載法最好。

(2)綜合考慮不同炮孔種類的單孔爆破時(shí)的峰值荷載、衰減模型和作用時(shí)間與“群孔效應(yīng)”和“微差效應(yīng)”,確定了隧道開挖輪廓面等效爆破荷載時(shí)程曲線。

(3)先行隧道綜合振速云圖5.3、9.3、13.3 和17.3 ms時(shí)刻與0.65 ms時(shí)刻一致,可認(rèn)為是由于后四段爆破荷載產(chǎn)生的爆破應(yīng)力波依次傳播至先行隧道導(dǎo)致的,證明了等效荷載法在隧道爆破模擬中體現(xiàn)“微差效應(yīng)”的可行性。

(4)后行隧道爆破施工時(shí)先行隧道綜合振速顯著區(qū)域出現(xiàn)在隧道掘進(jìn)方向上,逆隧道掘進(jìn)方向隧道襯砌動(dòng)力響應(yīng)程度較小。

(5)先行隧道受影響最大位置為迎爆側(cè)右邊墻,影響最小位置出現(xiàn)在背爆側(cè)左拱腳,說明爆破應(yīng)力波在襯砌結(jié)構(gòu)傳播過程中會(huì)出現(xiàn)衰減,隨著距離的增加,衰減程度越大。

(6)后行隧道監(jiān)測(cè)斷面綜合振速峰值最大值均出現(xiàn)在左拱腰,隧道施工時(shí)應(yīng)對(duì)該區(qū)域進(jìn)行重點(diǎn)監(jiān)測(cè),必要時(shí)應(yīng)及時(shí)加固處理。