Blast vibration characteristics and its isolation scheme selection of existing tunnels in multi-arch tunnels without middle wall
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摘要: 无中墙连拱隧道取消中墙结构，先行洞与后行洞净距减小，如何在后行洞爆破开挖过程中保证先行洞的爆破振动安全极其重要。依托某高速公路隧道，通过现场爆破振动跟踪监测，分析了后行洞开挖过程中先行洞边墙二衬的爆破振动响应特性；基于二维（2D）-三维（3D）联合模拟方法，研究了先行洞纵、横断面质点峰值振速（PPV）分布规律，并回归分析了先行洞二衬PPV与拉应力的关系；比较分析了不同隔振方案下的振动控制效果，并从施作可行性、效率及成本等方面，推荐了适宜的隔振方案。结果表明：无中墙连拱隧道后行洞开挖时，先行洞迎爆侧拱肩至拱腰区域振动强度最大，且以水平径向振动为主，振速在已开挖方向衰减更快，计算所得先行洞二衬的爆破振动控制标准为24.54 cm/s；布设隔振层可有效保障先行洞的爆破振动安全，隔振材料推荐为板材式L-600聚乙烯闭孔泡沫，厚度和高度分别建议为5 cm，5 m，先行洞拱肩及拱腰减振幅度可达54.8%，63.5%；现场监测数据表明，采用推荐隔振方案后，先行洞二衬再无裂缝出现，且PPV均未超过安全允许振速。Abstract: In the blasting excavation of the following excavating tunnel, it is extremely important to ensure the blasting vibration safety of the existing excavated tunnel, as the traditional middle wall is cancelled in the new multi-arch tunnel and the neighborhood spacing between the following and existing tunnels is very small. In this study, the blasting vibration characteristics of the secondary linings of the excavated tunnel at the side wall are analyzed based on the on-site blasting vibration monitoring at a highway tunnel. Then, based on the inheriting of the explosion pressure simulated by the two-dimensional (2D) fine model into the three-dimensional (3D) real-scale model, a coupling simulation method for blasting dynamic response is established. The distribution laws of the peak particle velocity (PPV) at the longitudinal and cross sections of the excavated tunnel are studied respectively using the aforementioned simulation method. Moreover, the safety control standard of the blasting vibration is calculated according to the fitting relationship between the PPV and the maximum tensile stress of the secondary linings of the excavated tunnel. Finally, the vibration control effects of the excavated tunnel under different vibration isolation schemes are analyzed, and the suitable vibration isolation scheme is recommended considering of the construction feasibility, efficiency and cost, etc. The results indicate that the vibration velocity near the arch-waist and arch-shoulder at the blasting side of the existing tunnel is the largest during the excavation of the following excavating tunnel. Besides, the PPV is governed by the horizontal radial vibration, and it decays faster at the excavated direction than that at the opposite direction. The blasting vibration control standard of the secondary linings of the excavated tunnel is calculated as 24.54 cm/s. The vibration isolation layer can effectively ensure the blasting vibration safety of the excavated tunnel, and the vibration isolation material is recommended as the plate-type L-600 polyethylene closed-cell foam, whose appropriate thickness and height are respectively 5 cm and 5 m. By using the above vibration isolation scheme, the vibration reduction ratios of the arch-waist and arch-shoulder of the exiting tunnel can reach 54.8% and 63.5%. Furthermore, the measured PPVs all do not exceed the safety threshold, and no cracks are found at the secondary linings of the excavated tunnel.
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0. 引言
边坡失稳导致滑坡是山区和丘陵地区常见的自然灾害之一,在中国西南、西北、华东和华北等山区、丘陵以及黄土高原地区都有大量滑坡分布[1]。随着经济的发展,人类越来越多的工程活动破坏了自然坡体,铁路、公路的不断扩建、增建和城市旅游开发等建设,在某种程度上破坏了原生地表,尤其是开山炸石,导致水土大量流失,地质灾害频发,坡滑坡事件屡见不鲜。边坡失稳造成的滑坡不仅会导致一定范围内的人员伤亡、财产损失,还会对附近道路交通造成严重威胁[2]。因此,研究及时有效的边坡处理方法已经成为时下学术界、工程界的热门课题之一。
目前,边坡加固方法可分为内部加固法和外部加固法两大类[3]。内部加固法主要是在土体内加入碎石、格栅等以改善其受力状态,从而加固边坡。外部加固法是在边坡外部设置原位挡墙、重力挡墙等支挡结构使土体得到约束而不易发生破坏,如抗滑挡土墙法、表面压重法、土工袋法等[4-5]。
土工袋加固边坡的基本原理就是用编织袋填充各种材料如土料等,从而限制土体的侧向位移[6-7],这种方法具有施工简单、安全环保、就地取材等优点。长期以来,土工袋主要应用于港口建设、防洪抢险截流围堰和堆砌支挡结构等一些临时性挡土建筑物中[8]。近年来,刘斯宏等[9-10]在结合土工袋工程实际应用的基础上,通过考察以及大量试验和理论研究后开发出了一套新的土工袋加固岩土工程技术,完成了其由实践向理论的过渡。土工袋的加固原理和效果已被广泛深入研究。
目前,土工袋加固边坡的基本原理已经日趋完善,且其加固效果已经在国内外许多工程中得到了验证[11-16],但这种柔性的土工袋加固边坡技术并不是简单的将土工袋堆放于边坡旁,而是按一定的排列方式使其与坡体形成一整体,从而对边坡起到外部支挡作用。研究土工袋的排列方式对土质边坡的加固和稳定效果可为土工袋加固土质边坡的优化设计提供理论及数据支持。鉴于此,本文对土工袋的排列方式进行一系列的试验研究,探究不同的排列方式对砂性土质边坡的加固效果影响。
1. 试验材料与装置
试验在一内部尺寸为240 cm×100 cm×100 cm（长×宽×高）的模型箱（见图1）中进行。为便于试验操作,模型箱右侧面悬空,前、后和左侧三面均由20 mm厚的有机玻璃板黏合而成,为防止模型箱在边坡加载过程中因发生较大的侧向变形而影响试验结果的准确性,有机玻璃板与槽钢间的微小空隙用超薄塑片进行了填充,在箱体前、后两侧面板上均用槽钢配置了上下间距为50 cm,左右间距为60 cm的条状加强件（加筋肋）,并用相同型号的槽钢对箱体底部框架结构进行了加固。且在箱体前侧绘制了每小格边长为5 cm的位移指示线以便观察坡体的位移。
试验统一采用尺寸为20 cm×10 cm×5 cm（长×宽×高）的加筋土工袋,即在普通土工袋的基础上增加一长度为20 cm的尾翼,如图2所示。土工编织袋原材料为60 g/m2的聚丙烯（PP）,经、纬向抗拉强度分别为11,5 kN/m,其经、纬向伸长率均小于20%。编织袋内装土体与坡体所用土体材料相同,其物理力学参数为：密度ρ为1.65 g/cm³,含水率w为5.2%,黏聚力c为3.8 kPa,内摩擦角ϕ为30.2°。
2. 试验方法与方案
为探求土工袋最佳排列方式,在保证土工袋挡墙加固厚度不变的前提下,将多种基本排列方式交叉结合进行试验,共形成5种不同排列方式（如图3）的物理模型试验。
（1）纵横层间交替排列（排列方式1）。第一层纵向排列,第二层横向排列,并以此交替向上,直至顶层。在纵向排列层中尾翼全部埋入土体内,横向排列层中尾翼全部在挡墙内相互叠压,土工袋的尾翼共有1/2埋入坡体,另外1/2在挡墙内相互叠压,具体排列方式见图3（a）。
（2）纵横十字层间交错排列（排列方式2）。每一层都是两横一竖的排列方式,上下层间错开。竖向排列时将尾翼埋入坡体内,最终有1/3的尾翼埋入坡体,另外2/3在挡墙内相互叠压,上下两层交错,无纵向贯穿缝,具体排列方式见图3（b）。
（3）纵向层叠无交错排列（排列方式3）。每一层土工袋都是纵向排列,该种排列方式下,土工袋的尾翼全部埋入坡体,挡墙内部无相互叠压,具体排列方式见图3（c）。
（4）横向层叠无交错排列（排列方式4）。每一层土工袋都是横向排列,且相互无交错,该种排列方式下,土工袋的尾翼均未埋入坡体,仅在挡墙内相互叠压。具体排列方式见图3（d）。
（5）横向层叠交错排列（排列方式5）。每一层土工袋都是横向排列,且层与层之间交错排列,该种排列方式下,土工袋尾翼与排列方式4相同,仅在挡墙内相互叠压,但土工袋上下层交错,无纵向贯穿缝,具体排列方式见图3（e）。
边坡试样高度为90 cm,坡比为1︰0.5,统一在土工袋挡墙后距离坡体边缘15 cm处水平段加载,加载垫板尺寸为98 cm× 30 cm（长×宽）。为采集加载过程中坡体内沿竖直方向土压力F1和沿坡面方向土压力F2的实时数据,以量测土压力沿竖直方向和水平方向的分布及传递规律,在坡内每10 cm布置一组（2个）XHZ-401型电阻式土压力盒（外径28 mm,厚5 mm）,在距离坡底45 cm处沿水平方向增设3个（共计21个）以量测土压力沿水平方向的传递规律,其主要技术指标如表1所示,埋设位置如图4所示。需要注意的是,试验过程中量测的是水平方向土压力,土压力盒的受力面应当保持竖直,埋设时须用部分砂预先固定住土压力盒。
表 1 电阻式土压力盒主要技术指标Table 1. Main technical indice of resistance earth pressure cell型号 量程/MPa 桥压/V 阻抗/Ω 精度/% 接线方式 绝缘电阻/MΩ XHZ-401 0.1 2.0 350 ≤0.05 全桥 ≥200 为监测试样受压后竖向位移的连续变化情况及坡体的变形规律和破坏状态,在墙后坡体顶部水平段和沿坡高方向每隔20 cm各放置一个量程为100 mm的数显百分表,其主要技术指标如表2所示。
表 2 数显百分表主要技术指标Table 2. Main technical indice of digital indicator(mm) 型号 量程 A b d l 精度 312-704 100.0 56 8 135 405 0.008 试验前,在模型箱底面贴上一层粗糙的砂纸并放置一尺寸为100 cm×15 cm×15 cm（长×宽×高）的混凝土阻滑体,以避免试验过程中边坡试样沿箱体底面滑动。为了减小箱体前、后两内侧壁摩擦力的影响,在试验前对两侧壁内表面进行擦拭清洁,涂抹上一薄层润滑硅脂,并用一层聚乙烯（PE）薄膜覆盖。在模型箱两侧外表面绘制有5 cm×5 cm的正方形网格。采用分层制样法以控制边坡土体压实度,同时在贴近内侧壁处沿外表面网格用白砂绘制同尺寸的正方形网格,以便监测坡体变形与破坏形态。边坡试样制作完成后,利用油压千斤顶在土工袋挡墙后的坡顶水平段进行匀速加载,加载速率为0.05 MPa/s。试验过程中,每隔4 s记录一次千斤顶压力表读数与相应的坡顶竖向位移。当千斤顶读数不再继续增加,且坡体产生清晰滑裂面时,方可停止加载。试验结束后观察、记录并用相机拍摄坡体的破坏形态。对比分析不同排列方式下边坡破坏形态、坡体变形量、土压力及位移的传递规律等。
3. 试验结果分析
3.1 坡体破坏形态与破坏压力
边坡加压破坏后,通过观察土工袋挡墙后坡体相对于5 cm×5 cm网格的移动情况（如图5所示）可以发现：坡体在竖向压力作用下,坡顶水平段以及靠近模型箱底部处由于边界摩擦限制作用所产生的位移量较小,其余部分位移较大,可以视为坡体上部分水平移动,而下部分则是围绕坡趾转动。图6为5种不同排列方式下坡顶压力与坡顶沉降关系曲线,可见,在初期加载阶段随坡顶沉降量的增加坡顶压力增长缓慢,而后期迅速增长直至破坏,这主要是由于前期加载过程中变形主要为坡内土颗粒之间的相互挤压密实而坡体本身所承担外荷载较小。
土工袋排列方式直接影响到滑裂面的形状和规模大小。土工袋加固效果越好,滑坡后产生的滑裂面越深,坡体承受外荷载越大,反之滑裂面越浅,承受外荷载越小。通过观察分析五种不同试验工况下的坡体滑裂面（图5）和坡顶压力与沉降关系曲线（图6）可见,排列方式1的滑裂面深度最大,坡顶破坏压力也最大,加固效果最好,排列方式3和排列方式5滑裂面深度及破坏压力次之,且相差不大,加固效果次之,其次是排列方式2,加固效果最差的是排列方式4。分析5种不同土工袋排列方式可见：
（1）在排列方式1条件下,横向排列层同一层间相邻土工袋的尾翼相互叠压,这种叠压一方面增加了土工袋层内的摩擦阻力,另一方面土工袋之间相互限制可在层间构成一个整体；竖向排列层的土工袋尾翼均埋入坡体,每两层为一个最小单元,尾翼埋入度为1/2,尾翼与土体接触,增大了摩擦阻力,提高了挡墙与坡体的整体性；上下层排列方式不一致,上层土工袋骑跨在下层两个土工袋接触缝上时,由于土工袋具有一定的柔性,在其自重和上部竖向荷载的作用下,上层土工袋的一部分会嵌入到接触缝中,从而形成一种嵌固作用,当作用力施加方向与下层两个土工袋间接触缝垂直时,这种嵌固作用导致土工袋层间摩擦阻力增大,加强了对边坡位移的限制,加固效果最优。
（2）排列方式2采用纵横十字交错排列,每一层都以两横一竖作为最小单元,尾翼埋入度为1/3,横向排列土工袋的尾翼压入纵向排列土工袋的尾翼之下,增加了土工袋层内的摩擦阻力,土工袋之间相互限制,在层间构成一个整体；纵向排列土工袋的尾翼埋入坡体,尾翼与土体接触,增大了摩擦阻力,提高了挡墙与坡体的整体性。但由于上下层排列方式一致,挡墙内形成若干条贯穿缝,嵌固效果不明显（无嵌固）,加固效果劣于排列方式1。
（3）排列方式3采用纵向层叠无交错排列,所有土工袋的尾翼均埋入坡体中,尾翼与坡体接触,增大了摩擦阻力,挡墙与坡体的整体性也较好,但同一层内各个土工袋间缺乏相互约束,且在竖向荷载作用下,作用力施加方向与下层两个土工袋间接触缝平行,上层土工袋会顺着接触缝产生移动,嵌固作用减弱,对土工袋层间摩擦阻力贡献不大（层内无嵌固）,加固效果优于排方式2但劣于排列方式1。
（4）排列方式4采用横向层叠无交错排列,所有土工袋均水平排列,同一层内的土工袋尾翼互相叠压,增加了土工袋层内的摩擦阻力,在层内构成一个整体；但尾翼不与坡体接触,挡墙与坡体的整体性较差,上下层间形成贯穿缝,起不到嵌固作用（无整体性、无嵌固）,加固效果最差。
（5）排列方式5采用横向层叠交错排列,土工袋均水平排列,但上下层错缝排列。同一层内的土工袋尾翼互相叠压,增加了土工袋层内的摩擦阻力,在层内构成一个整体,但尾翼不与土体接触,挡墙与坡体的整体性较差,层间错缝排列,有一定嵌固作用（无整体性）,加固效果优于排列方式4但劣于排列方式1。
综上所述,土工袋的排列方式对边坡加固有一定影响,而且影响加固效果的不仅仅有排列方式,尾翼的埋入也对坡体变形约束起到了不可忽视的作用。尾翼埋入坡体越多,层内相互约束作用越强,挡墙层间嵌固作用越强,对坡体的变形约束越强。综合考虑,排列方式1尾翼埋入坡体较多,且该种排列方式下土工袋间的相互嵌固作用较好,所以加固效果也最好。
3.2 土压力水平传递和竖向分布规律
图7为竖向荷载为30 kPa时5种不同土工袋排列方式加固边坡时竖直方向土压力F1和沿坡面方向土压力F2随坡高的变化关系曲线,由图7可见,土工袋挡墙后坡体内部土压力在竖直方向呈非线性分布,总体来看最大应力出现在坡体中间偏下部（坡高25 cm处）。土工袋柔性挡墙墙身模量低,具有一定的柔性,在土压力作用下,墙身可以与土体发生协调变形,同时,因为变形可以释放土体部分压力,使其不容易断裂且还可以缓解应力集中问题。对比分析5种不同排列方式下土压力分布可见,排列方式1的土压力分布最均匀,起伏不大,可见其边坡加固效果最好,其他4种排列方式的土压力分布十分不均匀,边坡加固效果也低于排列方式1。
图8比较了竖向载荷为30 kPa时距坡底45 cm处5种不同土工袋排列方式下土压力沿水平方向传递规律。由图8可知,土压力呈现一个中间较高,两边较小的现象,这是因为载荷作用点在坡顶中间区域,使中间区域土压力最大,向两侧逐渐递减,但由于靠近箱体一侧土体挤压作用,土压力会有一定程度的增加。
3.3 加载过程中坡体水平位移变化趋势
图9为坡顶压力分别为30 kPa和40 kPa两种条件下,5种不同土工袋排列方式的土工袋挡墙加固边坡水平位移沿坡高的变化关系图。可见,在各级不同竖向荷载作用下,5种排列方式均是在坡体的中间偏下区域（距坡底40 cm处）出现最大水平位移,这主要是由于坡体滑动时土体从上到下逐层牵引,位移逐渐增大,而坡体底部土体受坡脚压坡作用存在局部约束导致位移在下部较小,从而导致最大水平位移出现在中间偏下部分。对比5种不同排列方式下坡体位移变化可见,排列方式1变形量最小,对坡体位移限制效果最好,在竖向荷载为40 kPa时坡体滑动尚小。这主要是由于排列方式1的交替排列减少了贯穿缝且插入土中的尾翼提高了坡体与土工袋的整体性从而减少了坡体的水平位移,也验证了排列1的加固效果最好。
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图 9 5种不同排列方式下坡体水平位移对比Figure 9. Comparison of horizontal displacements of downhill slopes with five different arrangements4. 结论
本文基于室内模型试验研究了土工袋的排列方式对砂性土质边坡加固效果的影响及其规律,并基于试验结果分析了土压力水平、竖直方向传递规律以及坡体水平位移变化趋势,可以得到以下3点结论。
（1）在5种土工袋排列方式中,纵横层间交替排列（排列方式1）的加固效果最好,滑裂面最深,坡体承载力最大。尾翼埋入坡体越多,层内相互约束作用越强,挡墙层间嵌固作用越强,对坡体的变形约束越强,土工袋加固效果就越好。
（2）土压力在竖直方向呈非线性分布,总体来说在坡体中间偏下区域（坡高25 cm处）土压力达到最大,边坡加固效果越好土压力分布相对越均匀；土压力在水平方向上分布沿加载板中心向两侧递减。
（3）坡体水平位移在不同载荷下呈现出相似的特点。即坡体水平位移自上到下先增大后减小,在坡的中间区域达到最大水平位移,在相同竖向荷载作用下排列方式1的位移最小,加固效果最好。
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图 2 后行洞台阶开挖顺序示意图
Figure 2. Schematic plots of construction sequence of following excavating tunnel
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图 6 实测PPV随SD的拟合曲线
Figure 6. Fitting curves of measured peak particle velocity against scale distance
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图 9 炮孔壁爆炸荷载压力时程曲线比较
Figure 9. Comparison of time-histories of explosion pressure at blast-hole wall
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图 13 先行洞横断面PPV包络图
Figure 13. Envelopes of PPV at cross section of first excavated tunnel
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图 14 先行洞纵向PPV分布曲线
Figure 14. Distribution curves of PPV along longitudinal direction of first excavated tunnel
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图 15 爆破地震波传播路径示意
Figure 15. Illustration of propagation path of blasting seismic waves
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图 18 不同隔振材料下PPV随距离的变化规律
Figure 18. Variation laws of PPV with distance under different vibration isolation materials
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图 19 不同隔振层厚度下PPV随距离的变化规律
Figure 19. Variation laws of PPV with distance under different thicknesses of damping layer
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图 20 不同隔振层高度下PPV随距离的变化规律
Figure 20. Variation laws of PPV with distance under different heights of damping layer
表 1 钻孔爆破参数
Table 1 Drilling and blasting parameters
炮孔类型 炮孔段别 孔深/m 单孔药量/kg 孔径/mm 起爆时差/ms 掏槽孔 MS1 2.4 1.8 42 0±0 MS3 2.4 1.8 42 50±10 崩落孔 MS5 2.1 1.2 42 110±15 MS7 2.1 1.2 42 200±20 MS9 2.1 1.2 42 310±30 周边孔 MS11 2.1 0.2 42 460±40 
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表 2 炸药材料及状态方程参数
Table 2 Parameters of equation for state of explosion
密度/(kg∙m-3) 爆速/(m∙s-1) A1/GPa B1/GPa R1 R2 E0/GPa 1050 4000 214.4 0.182 4.2 0.9 4.192
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表 3 围岩本构模型参数
Table 3 Parameters of constitutive model for surrounding rock
密度/(kg·m-3) 杨氏模量/GPa 泊松比 屈服强度/MPa 剪切模量/GPa 硬化指数β 2450 2.5 0.32 245 1.1 0.5
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表 4 衬砌混凝土本构模型参数
Table 4 Parameters of constitutive model for lining concrete
支护结构 密度/(kg·m-3) 剪切模量G/GPa 抗压强度fc/MPa 失效面参数A 初支 2200 9.5 26.5 0.10 1.60 二衬 2400 12.5 33.7 0.10 1.60
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表 5 数值模拟与现场实测PPV对比
Table 5 Comparison of numerical and measured PPVs
测点 实测PPV/(cm·s-1) 模拟PPV/(cm·s-1) 误差率/% #1 2.28 2.49 9.21 #2 7.30 7.81 6.99 #3 17.98 19.68 9.45 #4 12.66 13.12 3.63 #5 3.67 3.80 3.54
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表 6 计算工况设计及材料参数
Table 6 Design of calculation conditions and parameters of materials
工况 隔振层材料 厚度/cm 高度/m ρ/(kg·m-3) E/MPa G/MPa m-1 无措施 — — — — — m-2 聚氨酯泡沫 5 5 316 1920 — m-3 沥青 5 5 2400 1400 — m-4 L-600聚乙烯闭孔泡沫 5 5 96 — 5 d-5 10 5 d-6 15 5 d-7 5 3 d-8 5 7
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表 7 不同隔振材料的减振效果评价
Table 7 Evaluation of vibration reduction effects of different vibration isolation materials
工况 隔振材料 拱肩减振效果 拱腰减振效果 最大PPV/(cm·s-1) 减振幅度/% 最大PPV/(cm·s-1) 减振幅度/% m-1 无措施 26.92 — 25.66 — m-2 聚氨酯 17.10 37.4 18.98 45.0 m-3 沥青 14.08 44.9 16.45 50.2 m-4 聚乙烯 11.52 54.8 14.51 63.5
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表 8 不同材料厚度下的减振效果评价
Table 8 Evaluation of vibration reduction effects under different material thicknesses
工况 厚度/cm 拱肩减振效果 拱腰减振效果 最大PPV/(cm·s-1) 减振幅度/% 最大PPV/(cm·s-1) 减振幅度/% m-1 — 26.92 — 25.66 — m-4 5 11.52 54.8 14.51 63.5 d-5 10 10.69 57.5 12.09 70.0 d-6 15 9.88 61.2 11.71 71.6
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表 9 不同材料高度下的减振效果评价
Table 9 Evaluation of vibration reduction effects under different material heights
工况 高度/m 拱肩减振效果 拱腰减振效果 最大PPV/(cm·s-1) 减振幅度/% 最大PPV/(cm·s-1) 减振幅度/% m-1 — 26.92 — 25.66 — m-4 5 11.52 54.8 14.51 63.5 d-7 3 21.61 34.7 14.50 63.5 d-8 7 11.51 54.8 14.51 63.5
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表 10 隔振方案现场验证
Table 10 Onsite verification of vibration isolation scheme
工况 桩号 爆心距/m 总药量/kg 最大单响/kg PPV/(cm·s-1) 有/无裂缝 未采取隔振措施 K159+904 7.5 58.0 21.6 30.81 有1条 K159+914 7.5 62.7 21.6 31.20 有2条 已采取隔振措施 K159+944 7.5 65.7 21.6 13.50 无 K159+947 7.5 48.0 14.4 12.46 无 K159+958 7.5 51.0 15.3 13.04 无 K159+982 7.5 54.5 18.0 13.03 无 K160+024 7.5 66.0 18.0 14.54 无
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