凌同華， 曹 峰,2， 張 勝， 張 亮， 谷淡平

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

隨著我國(guó)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(lái)，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(guó)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(guò)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(guò)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(guò)程中，頻繁的爆破振動(dòng)對(duì)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(guò)渡段的施工過(guò)程中，有必要研究爆破開挖對(duì)中墻和支護(hù)結(jié)構(gòu)的影響，以減少爆破振動(dòng)對(duì)相鄰隧道的損害。

盡管分岔式公路隧道在國(guó)內(nèi)外投入并使用的項(xiàng)目并不多[1]，但相關(guān)學(xué)者對(duì)此也進(jìn)行了研究。王者超等[2]對(duì)分岔隧道的變形進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，提出了相應(yīng)的施工對(duì)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(guò)渡段的受力變形特征。針對(duì)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(duì)中隔墻的影響；賈磊等[5]通過(guò)數(shù)值模擬探討了新建隧道爆破振動(dòng)對(duì)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(cè)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(duì)地下洞室群、地下廠房的爆破振動(dòng)效應(yīng)進(jìn)行監(jiān)測(cè)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(guó)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(duì)分岔隧道過(guò)渡段爆破振動(dòng)規(guī)律的研究很少。因此，開展分岔隧道過(guò)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(guò)渡段的工程特點(diǎn)，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)爆破振動(dòng)測(cè)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(guò)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(zhǎng)1 010 m(K10+445～K11+455)，右線長(zhǎng)1 015 m(YK10+440～YK11+455)，屬長(zhǎng)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(guò)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(zhǎng)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(cè)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(guò)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(guò)渡區(qū)域。蔚立元等將過(guò)渡段研究區(qū)域定義為分界面為中心的40 m長(zhǎng)的區(qū)間范圍內(nèi)。施工過(guò)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(guò)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(cè)

2.1 測(cè)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(chǎng)的爆破振動(dòng)測(cè)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(cè)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(cè)斷面沿爆破開挖面前方和開挖面后方對(duì)稱布置，先行隧道每個(gè)斷面各2個(gè)測(cè)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(cè)點(diǎn)布置圖(m)Fig.2 Layout of measuring point for vibration velocity(m)

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

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

2.2 測(cè)試結(jié)果及分析

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

(a) 徑向

(b) 切向圖4 實(shí)測(cè)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(duì)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(guò)大導(dǎo)致振速顯著增加。因此，爆破開挖過(guò)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(cè)試數(shù)據(jù)

考慮到測(cè)點(diǎn)的徑向和切向振速較大，選取各測(cè)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(lái)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(duì)爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)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(cè)點(diǎn)與爆源距離(m)；K，α分別為場(chǎng)地因素和衰減系數(shù)；Q為段最大裝藥量(kg)。

六月田隧道過(guò)渡段不同級(jí)別圍巖和監(jiān)測(cè)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(guò)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(cè)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(chǎng)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(guò)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(duì)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(duì)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(cè)結(jié)果對(duì)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(cè)數(shù)據(jù)分別進(jìn)行回歸分析，見圖7。經(jīng)對(duì)比可知，連拱Ⅴ級(jí)圍巖段拱腰徑向振速的相對(duì)誤差為6%，小凈距Ⅳ級(jí)圍巖拱腳切向振速的相對(duì)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(guò)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?？紤]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(chǎng)測(cè)試與計(jì)算結(jié)果回歸趨勢(shì)對(duì)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(duì)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(guò)程中，頻繁的爆破振動(dòng)對(duì)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(lái)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(duì)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(guò)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)距離20 m處的拉應(yīng)力已趨于平緩。從分布區(qū)域來(lái)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(guò)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(guò)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(duì)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(guò)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析得到分岔隧道過(guò)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(duì)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(cè)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(guò)程中應(yīng)及時(shí)監(jiān)測(cè)，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(duì)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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