隧道斜交横通道爆破振动效应研究

ＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｕｉｚｈｏｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅｓ)Ｖｏｌ.３７　Ｎｏ.２

Ｍａｒ.２０２０

ＤＯＩ:１０.１５９５８/ｊ.ｃｎｋｉ.ｇｄｘｂｚｒｂ.２０２０.０２.１９

文章编号　１０００－５２６９(２０２０)０２－００９８－０７

隧道斜交横通道爆破振动效应研究

(１.中铁五局集团建筑工程有限责任公司ꎬ贵州贵阳５５００８１ꎻ２.太原理工大学土木工程学院ꎬ山西太原０３００２４)

戴　维∗１ꎬ章　敏２ꎬ刘　洋１

摘　要:针对斜交横通道爆破施工对既有隧道安全性产生不利影响ꎬ建立了交叉隧道爆破振动三维数值模型ꎬ考虑爆破荷载峰值、衬砌界面强度、埋深和围岩弹性模量的影响ꎬ从监测点振速和衬砌内力两方面对其安全性进行评价ꎮ结果表明:爆破振动作用下交叉区域将产生应力集中现象ꎬ衬砌内力增大５~１０倍ꎬ拱顶和衬砌破除处易出现较大的动拉应力ꎬ是爆控的薄弱部位ꎮ爆破影响范围大致在θ>５５°内ꎬ衬砌振速和动位移随着角度的增大呈现出先增大后减小的规律ꎬ在隧道拱顶区域达到峰值ꎬ且在迎爆区出现陡增ꎻ衬砌拆除前ꎬ沿爆破轮廓线将衬砌分割成爆破区和非爆破区将显著减小衬砌的变形和振速ꎮ

关键词:斜交横通道ꎻ既有隧道ꎻ爆破振动ꎻ数值模拟中图分类号:Ｕ４５５.６　　　文献标识码:Ａ　　与常规单孔隧道相比ꎬ隧道中设置横向通道或易出现应力集中现象ꎮ当采用钻爆法施工时ꎬ爆破振动不可避免地会对围岩造成损伤ꎬ影响围岩稳定ꎮ特别是在爆炸冲击效应和交叉部位应力集中的共同作用下ꎬ斜交横通道施工极易引发既有隧道衬砌结构的损坏ꎮ

针对平行小净距隧道爆破振动效应的研究ꎬ国内外学者已开展了大量的工作ꎮＹＡＮＧ[１]等通过爆破远区监测数据得出的振动规律来计算爆破近区振动ꎮ石洪超[２]等分析了掏槽孔与掌子面之间的布置角度对振动速度的影响ꎮ叶培旭[３]等研究了迎爆面位置、震源距离、围岩性质等对隧道振动速度的影响ꎬ提出了既有隧道振速的控制方法ꎮ孟凡兵[４]等建立了爆破荷载作用下中夹岩累积损伤新计算方法ꎮ费鸿禄[５]等考虑竖向和横向质点运动在爆破荷载作用下的耦合效应ꎬ研究了单次爆破对已成型硐室的影响ꎮ邓华锋[６]等对传统爆破振动波衰减经验公式进行了修正ꎬ有效地控制了爆破振动破坏效应ꎮ在数值模拟方面ꎬ朱正国[７]等研究了先行隧道壁面的振动特性及其变化规律ꎬ并就振动强度与循环进尺等爆破参数之间的关系进行了

讨论ꎮ贾磊[８]等研究了新建隧道爆破开挖进尺、间距、埋深对既有邻近隧道的影响ꎮ杜峰[９]等分析了后行修建隧道爆破开挖对先行修建隧道二衬结构的影响ꎮ姚勇[１０]等采用有限元法模拟了不同爆破方案对围岩及衬砌结构的影响ꎮ罗驰[１１]等考虑多炮孔爆破叠加作用以及不同区域的爆破应力波衰减ꎬ改进了爆破模拟方法ꎮ王栋[１２]等对钻爆法施工中埋地管道的爆破振动响应进行了研究ꎮ在理论方面ꎬ李兴华[１３]等利用波函数展开法分析了不同工况时爆破地震波作用下对邻近爆破施工区域隧道的影响ꎮ以上研究主要紧邻隧道爆破振动响应ꎬ针对平面交叉或分岔隧道的研究较尚不深入ꎮ

本文以某地铁横通道爆破施工为背景ꎬ考虑不同因素的影响ꎬ对既有隧道与横通道组成的平面交叉结构进行爆破振动效应研究ꎬ从振速和衬砌内力揭示斜交横通道爆破施工的动力特性和破坏规律ꎬ评估衬砌结构的安全状态ꎮ

分岔隧道ꎬ其交叉部分处于复杂的空间受力状态ꎬ

１　三维非线性数值模型的建立

某地铁隧道为加快施工进度ꎬ计划从邻近既有公路隧道加宽带处增设一座施工斜通道ꎬ直接进入地铁隧道ꎬ以增加开挖作业面ꎮ既有公路隧道紧急停车带宽１８.６ｍꎬ高９.４ｍꎮ两隧道中心线间距为

收稿日期:２０１９－１２－３１

基金项目:贵州省科技计划项目资助(黔科合平人才[２０１９]５６１６号)ꎻ贵州省科技计划项目资助(黔科合ＬＨ字支撑[２０１７]７２３６)作者简介:戴　维(１９８１－)ꎬ高级工程师ꎬ学士ꎬ研究方向:建筑工程及复杂结构建造ꎬＥｍａｉｌ:ｉｐａｕｓｅｒ＠１６３.ｃｏｍ.∗通讯作者:戴　维ꎬＥｍａｉｌ:ｉｐａｕｓｅｒ＠１６３.ｃｏｍ.

第２期戴　维等:隧道斜交横通道爆破振动效应研究

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５６.０ｍꎬ隧道高差１３.１ｍꎮ施工横通道为马蹄形断２１.３°ꎬ采用全断面钻爆法施工ꎮ场地土类型为硬本文着重讨论衬砌破除后ꎬ第一环爆破振动对既有公路隧道交叉部位力学响应与安全性的影响ꎮ

斜交横通道数值计算模型如图１所示ꎬ公路及地铁隧道长２２０ｍꎬ两隧道底面高差１３.１ｍꎬ斜洞长１４９ｍꎬ下覆地层厚３０ｍꎮ首先采用ＡＮＳＹＳ有面ꎬ净空高７.４ｍꎬ宽７.２ｍꎬ与既有隧道水平斜交质花岗岩ꎬ岩性完整ꎬ节理弱发育ꎬ属ＩＩ级围岩ꎮ

　　由于横向施工通道与公路隧道相贯线的圆心角约为５７°ꎬ在爆炸波冲击作用下ꎬ衬砌与围岩之间可能出现法向拉应力ꎬ当超过接触面极限抗拉强度时ꎬ分界面将产生法向拉裂脱开ꎮ为了较好地反映土－结构接触面上的滑移、脱开及闭合等现象ꎬ假定围岩与衬砌间极限抗拉强度为σｔ＝１.２ＭＰａꎮ计认为接触面单元开裂脱开ꎮ此时对界面抗剪强度参数进行折减ꎬ将内摩擦角由３７°降为２０°ꎬ且假定算中通过监控衬砌法向接触应力ꎬ一旦超过σｔ时ꎬ

限元软件建立三维网格模型ꎬ然后采用ＦＬＡＣ３Ｄ进１４３.０８行后续仿真计算ꎮ整个模型尺寸(长×宽×高)为点Ｍｏｈｒꎮ围岩简化为均质弹塑性材料ｍ×２４０ｍ×８５.６ｍꎬ共７４７６７单元ꎬ１２９１０节型Ｘ－轴为隧道水平断面轴Ｃｏｕｌｏｍｂ强度准则ꎬ衬砌采用ꎬ屈服条件采用ꎬＺ轴垂直地表ｌｉｎｅｒ单元ꎬＹꎮ轴为模隧道纵向ꎮ模型六个侧面均设置静态吸收边界ꎬ底部固定Ｚ方向位移ꎬ上部按照实际埋深建模ꎮ模型所处场(ＢＱ)松比０.１２、为地５１０、为花重度岗岩２５ꎬ修ＫＮ正/ｍ的围岩基本质量指标３、弹性模量３５ＧＰａ、泊４０００~５０００内摩擦角ｍ/ｓ、水平侧压力系数３７°、粘聚力２阻尼采用通用的瑞利阻尼１.０ꎮＧＰａ、衬砌相关纵波波速物理力学参数见表１ꎮꎬ最小临界阻尼比取０.０１、最小中心频率取１０Ｈｚꎮ图１　网格划分图表１衬砌计算参数Ｆｉｇ.１　Ｍｏｄｅｌｍｅｓｈｄｉｖｉｓｉｏｎｔａｂｌｅ１ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ

ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｌｉｎｅｒ表１　衬砌计算参数

Ｔａｂ.１　Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｌｉｎｅｒ衬砌弹性

抗压抗拉材料厚度/ｍ模量/强度/强度/泊松比初衬Ｃ２０二衬Ｃ２５

０.１５ＭＰａＭＰａ０.３５

２５.５ＧＰａ

２８１１.９９.６

１.２７１.１

０.２１０.２１

粘聚力对强度的贡献失效ꎬ由１ＭＰａ降为０ꎮ此外ꎬ设置ｓｌｉｄｅｏｎꎬ模拟接触面发生大位移滑动ꎮ

模拟中假定爆破荷载以均布压力形式作用于掌子面及开挖轮廓边界ꎬ荷载曲线简化为三角形冲击荷载ꎬ加载时间为１０ｍｓꎬ卸载时间为９０ｍｓꎬ总的计算时间取３００ｍｓꎮ根据文献[３]ꎬ爆破荷载峰值Ｐｍａｘ(ＫＰａ)１３９由下式确定:

Ｐｍａｘ＝

Ｚ.９７＋８４４Ｚ.２８１＋２１５４

Ｚ３

－０.８０３４(１)式中ꎬＺ＝Ｒ/Ｑ１/３为比例距离ꎻＲ为炮眼至荷载作用面(Ｋｇ)ꎬ的距离(ｍ)ꎬ取３.７５ｍꎻＱ为炮眼装药量根据齐发爆破时取总的装药量«铁路隧道施工规范ＴＢ１０２０４ꎮ

－２００２»[１４]

规定０.４＋(γꎬＩＩ/级围岩可采用深孔爆破２４５０)ꎬ单位耗药量为ｑ＝

２中ꎬγ为岩石重度ꎬ一次爆破炸药量为ꎬＡ为开挖面积ꎬＬ为隧道循环进Ｑｍａｘ＝ｑＡＬꎬ其

尺ꎮ对于本文斜交横通道ꎬγ＝２５００ＫＮ/ｍ３断面面积Ａ＝４９.２４(ｍ２ꎬ横洞上式可得爆破荷载峰值)ꎬＰ循环进尺他循环进尺时ꎬ可得出相应的装药量和爆破荷载峰＝１０.０ＭＰａꎮＬ＝１.０当采用其ｍꎬ代入ｍａｘ值ꎮ此外ꎬ«爆破安全规程ＧＢ６７２２－２０１４»[１５]规定ꎬ对于交通隧道ꎬ爆破震动影响的控制标准取安全允许振速２　结果分析

１０~２０ｃｍ/ｓꎮ

图２为不同围岩弹性模量下拱顶水平及竖向速度时程曲线ꎮ由图可知ꎬ拱顶速度在２５ｍｓ内剧烈波动ꎬ并在荷载峰值时刻ｔ＝１０ｍｓ达到最大值ꎬ此后很快衰减至０ꎮ随着围岩弹性模量的降低ꎬ拱顶速度逐渐增大ꎬ竖向速度的增幅尤为明显ꎮ在同

等爆破条件下ꎬ对于软弱围岩ꎬ爆破振动的高频成分将被过滤、低频质点振幅的作用将被放大ꎮ岩性坚硬完整时ꎬ应力波衰减较慢ꎬ而围岩软弱破碎时ꎬ振速衰减较快ꎮ

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图２　拱顶速度时程曲线

Ｆｉｇ.２　Ｔｉｍｅ￣ｈｉｓｔｏｒｙｃｕｒｖｅｓｏｆｈｏｒｉｚｏｎｔａｌｖｅｌｏｃｉｔｙｏｆｔｈｅｖａｕｌｔ

　　图３给出了ｔ＝１０ｍｓ、１００ｍｓ和３００ｍｓ时刻围岩速度分布云图ꎬ近似反映了爆破应力波在隧道周围的传播特征ꎮ在相同爆破参数下ꎬ结构不同部位的动态响应往往存在较大的差别ꎬ安全性也不尽相同ꎬ评价时应分别讨论ꎮ图４给出了衬砌速度的矢量分布图ꎮ可见ꎬ在横洞与既有隧道相交轮廓处ꎬ衬砌速度达到最大ꎬ方向朝向迎爆面ꎬ且随着爆心距的增大而逐渐减小ꎮ

图５为荷载峰值时刻交叉部位衬砌断面速度分布ꎮ其中ꎬ横轴角度θ代表衬砌监测点与水平面的夹角ꎬ从衬砌完整一侧起ꎬ沿逆时针方向ꎮ由图可知ꎬ衬砌速度随着角度的增大呈现出先增大后减小的趋势ꎬ在隧道拱顶区域(９０~１００°)达到峰值ꎬ

图４　衬砌速度矢量分布Ｆｉｇ.４　Ｖｅｌｏｃｉｔｙｖｅｃｔｏｒｏｆｔｈｅｌｉｎｅｒ

且在迎爆区出现陡增ꎮ表明拱顶和衬砌破除处是爆破振动影响较为危险的区域ꎬ应重点进行监控ꎮ当不考虑围岩－衬砌界面抗拉强度时(σｔ＝０)ꎬ迎爆区衬砌速度未出现陡增现象ꎬ但此时衬砌与围岩已发生分离脱开ꎬ不利于后期衬砌承载ꎮ从衬砌速度矢量附图可进一步看出ꎬ衬砌破除处质点速度与爆破荷载方向一致ꎬ表明衬砌受到了爆破冲击力的拖曳作用ꎬ而其他质点主要朝向隧道内部运动ꎮ图６为不同爆破荷载峰值对衬砌速度的影响ꎮ由图可知ꎬ增大爆破荷载峰值ꎬ衬砌速度将显著增大ꎮ此外ꎬ当爆破区衬砌未预先切割拆除ꎬ而直接采用爆破拆除方式ꎬ衬砌速度将降低ꎮ但需要注意的是ꎬ

图３　围岩速度分布云图图

Ｆｉｇ.３　Ｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇｒｏｃｋ

由于图５和６的监测点位于对称断面上(Ｙ＝０)ꎬ衬砌纵向速度为０ꎮ然而ꎬ试算发现衬砌未预破除

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时ꎬ爆破产生的隧道纵向冲击力ꎬ将使衬砌产生相当大的纵向速度和挤压力ꎬ使非爆破区衬砌发生受压破坏ꎮ

图７为不同埋深下衬砌拱顶与底板速度沿隧

道的纵向分布ꎮ由图可知ꎬ爆破作用引起的振速在近区衰减快、影响大ꎬ在远区衰减慢、影响小ꎮ拱顶速度整体高于底板ꎬ且随着埋深的增大ꎬ拱顶速度峰值增大了约１５％ꎬ而底板增加了近４０％ꎮ

图５　衬砌断面速度分布(ｔ＝１０ｍｓ)　　　　　　　　　　　图６　爆破荷载峰值对衬砌速度的影响

Ｆｉｇ.５　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｌｉｎｅｒｖｅｌｏｃｉｔｙ(ｔ＝１０ｍｓ)　　　　　Ｆｉｇ.６　Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｐｅａｋｂｌａｓｔｉｎｇｌｏａｄｏｎｌｉｎｅｒｓｐｅｅｄ

图７　不同埋深下衬砌速度沿隧道纵向分布

Ｆｉｇ.７　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｌｉｎｅｒｖｅｌｏｃｉｔｙｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｂｕｒｉａｌｄｅｐｔｈｓ

　　图８为衬砌拱顶和拱腰速度沿隧道纵向的分布ꎮ由图８(ａ)可知ꎬ监测点三向振速中ꎬ竖向速度Ｖｚ最大ꎬ纵向速度Ｖｙ最小ꎬ且Ｖｙ沿隧道纵向呈反对称分布ꎮ围岩弹性模量的增大将使三向振速减小ꎬ衰减性减弱ꎮ由图８(ｂ)可知ꎬ随着与迎爆区距离的减小ꎬ拱腰振速逐渐增加ꎬ在衬砌破除处迅速增大ꎬ爆破荷载峰值越大ꎬ拱腰振速越大ꎮ当衬砌预先切割拆除ꎬ拱腰振速峰值将达到２５ｃｍ/ｓꎬ超过了安全允许振速ꎮ因此ꎬ为降低对既有隧道衬砌结构的冲击效应ꎬ保证结构安全ꎬ爆破前应将衬砌切割成爆破区和非爆破区ꎮ

图９为不同爆破荷载峰值和围岩弹性模量下交叉部位衬砌内力分布图ꎮ其中ꎬＮｘ和Ｍｘ分别为衬砌断面内的轴力和弯矩ꎬＮｙ为衬砌沿隧道纵向的轴力ꎮ由图可知ꎬ爆破前衬砌切割拆除引起的内力很小(图中红线)ꎬ主要受拉压轴力作用ꎬ弯矩几乎为０ꎮ爆破冲击作用使爆源附近衬砌内力大幅增加ꎬ最大增幅达５~１０倍ꎬ且离爆源中心越近(θ越大)ꎬ内力增加幅度越明显ꎮ爆破影响范围大致在θ>５５°内ꎬ小于该角度ꎬ内力基本不变ꎬ可不考虑爆破作用的影响ꎮ由于迎爆区围岩发生了远离衬砌方向的动位移ꎬ将对附近衬砌产生拖曳作用ꎬ产生

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的附加拉力和弯矩在组合作用下将使衬砌产生较大的拉应力ꎬ极易发生拉伸破坏ꎮ沿隧道纵向ꎬ衬砌处于受压状态ꎬ开挖轮廓上的冲击荷载使轴力Ｐｍａｘ＝１０ＭＰａ)ꎬ近爆区围岩与衬砌将发生脱开ꎬ爆破对衬砌的径向拖曳作用减弱ꎬ此时Ｎｘ和Ｍｘ增幅Ｎｙ进一步增大ꎮ当不考虑界面抗拉强度时(σｔ＝０ꎬ

很小ꎬ爆破增加的荷载将转移到由隧道纵向围岩承担ꎬＮｙ显著增大ꎮ此外ꎬ随着爆破荷载峰值的增大ꎬ衬砌内力也随之增大ꎮ降低围岩弹性模量ꎬ整个衬砌范围内两个方向的轴力均相应增大ꎬ而弯矩则在θ超过１００°时开始增大ꎬ远区则基本不受影响ꎮ

图８　衬砌速度沿隧道纵向分布

Ｆｉｇ.８　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｌｉｎｅｒｖｅｌｏｃｉｔｙａｌｏｎｇｔｈｅｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｄｉｒｅｃｔｉｏｎｏｆｔｕｎｎｅｌ

图９　衬砌断面内力分布(ＮｘꎬＮｙꎬＭｘꎬｔ＝１０ｍｓ)

Ｆｉｇ.９　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌｆｏｒｃｅｏｆｌｉｎｅｒ(ＮｘꎬＮｙꎬＭｘꎬｔ＝１０ｍｓ)

　　图１０为爆破引起的衬砌位移分布ꎮ由图可知ꎬ和衬砌内力分布类似ꎬ爆破引起的衬砌位移大致也分布在θ>５５°的区间内ꎮ随着角度的增加ꎬ位

移先增大后减小ꎬ在拱顶附近(１１０°)左右达到峰值ꎬ在衬砌拆除轮廓位置ꎬ出现大幅上升ꎮ爆破荷载峰值的增加和围岩弹性模量的降低ꎬ衬砌位移均

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有不同程度的增大ꎮ但总的说来ꎬ由于围岩较为完整ꎬ弹性模量大ꎬ动位移相对较小ꎮ此外ꎬ当界面抗拉强度σｔ为０时ꎬ爆源区围岩与衬砌将发生脱开现象ꎬ位移则不出现前述陡增现象ꎮ

根据混凝土受弯平截面假定和衬砌配筋ꎬ图

差爆破技术ꎬ以避免应力波峰值叠加ꎬ减弱爆破引起的冲击波对既有隧道衬砌的损伤破坏ꎮ

需要说明的是ꎬ尽管以上分析表明斜交横洞爆破振动对既有隧道不会造成过大的影响ꎬ但由于两隧道平面斜交ꎬ锐角侧围岩呈刀刃状ꎬ厚度较薄ꎬ爆破荷载引起的径向冲击力很容易使该位置围岩发生脆性断裂破坏ꎮ施工时可先进行一小段正交横洞开挖ꎬ之后采用斜向爆破ꎬ以减小对交叉段围岩稳定性的影响ꎮ

１１给出了衬砌截面在偏心荷载作用下的Ｈ－Ｍ包络线ꎮ可知ꎬ除个别点外ꎬ衬砌各位置的Ｎｘ和Ｍｘ组合均落在包络线与坐标轴的范围内ꎬ表明衬砌混凝土尚未到达极限状态ꎬ但较为接近大偏心受拉破坏ꎬ易出现拉伸破坏ꎮ横洞爆破施工宜采用孔内微

图１０　衬砌断面位移分布(ｔ＝１０ｍｓ)　　　　　　　　　　　　　　图１１　Ｎ－Ｍ包络图　　

Ｆｉｇ.１０　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｌｉｎｅｒｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ(ｔ＝１０ｍｓ)　　　　　　　Ｆｉｇ.１１　ＥｎｖｅｌｏｐｅｄｉａｇｒａｍｏｆＮ－Ｍ　　

３　结论

积损伤计算方法及其应用[Ｊ].岩土力学ꎬ２０１１ꎬ３２(５):１４９１－[５]费鸿禄ꎬ张国辉.多次爆破荷载作用下大荒沟小净距隧道围岩

岩体位移响应[Ｊ].爆炸与冲击ꎬ２０１３(１):９１－９７.测与分析[Ｊ].岩土力学ꎬ２０１１ꎬ３２(３):８５５－８６０.

[６]邓华锋ꎬ张国栋ꎬ王乐华ꎬ等.导流隧洞开挖施工的爆破振动监[７]朱正国ꎬ孙明路ꎬ朱永全ꎬ等.超小净距隧道爆破振动现场监测

及动力响应分析研究[Ｊ].岩土力学ꎬ２０１２ꎬ３３(１２):３７４７－３７５２.１４９４.

出先增大后减小的趋势ꎬ在隧道拱顶区域达到峰值ꎬ且在迎爆区出现陡增ꎮ

(２)爆破冲击作用使爆源附近衬砌内力大幅(３)在爆破拖曳作用下ꎬ衬砌处于大偏心受拉

(１)衬砌振速和动位移随着角度的增大呈现

增加ꎬ最大增幅达５~１０倍ꎬ且离爆源中心越近ꎬ增幅越明显ꎬ爆破影响范围大致在θ>５５°内ꎮ

状态ꎬ易出现拉伸破坏ꎬ施工中应合理设计爆破方案ꎮ参考文献:

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(责任编辑:于慧梅)

ＢｌａｓｔｉｎｇＶｉｂｒａｔｉｏｎＥｆｆｅｃｔｏｆＯｂｌｉｑｕｅＣｒｏｓｓＰａｓｓａｇｅｉｎＥｘｉｓｔｉｎｇＴｕｎｎｅｌ

(１.ＴｈｅＢｕｉｌｄｉｎｇＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎＣｏ.ꎬＬｔｄ.ＵｎｄｅｒＣｈｉｎａＲａｉｌｗａｙＷｕｊｕＧｒｏｕｐꎬＧｕｉｙａｎｇ５５００８１ꎬＣｈｉｎａꎻ

２.ＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＴａｉｙｕａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＴａｉｙｕａｎ０３００２４ꎬＣｈｉｎａ)

ＤＡＩＷｅｉ∗１ꎬＺＨＡＮＧＭｉｎ２ꎬＬＩＵＹａｎｇ１

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎｖｉｅｗｏｆｔｈｅａｄｖｅｒｓｅｅｆｆｅｃｔｏｆｂｌａｓｔｉｎｇｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｏｎｔｈｅｓａｆｅｔｙｏｆｅｘｉｓｔｉｎｇｔｕｎｎｅｌꎬａｔｈｒｅｅ－ｄｉｍｅｎ￣ｓｉｏｎａｌｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｏｄｅｌｏｆｏｂｌｉｑｕｅｃｒｏｓｓｐａｓｓａｇｅｉｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｂｌａｓｔｉｎｇｖｉｂｒａｔｉｏｎｒｅｓｐｏｎｓｅｃｈａｒ￣ｄｅｐｔｈａｎｄｅｌａｓｔｉｃｉｔｙｍｏｄｕｌｕｓｏｆｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇｒｏｃｋꎬｔｈｅｓａｆｅｔｙｏｆｃｒｏｓｓｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓｅｖａｌｕａｔｅｄｆｒｏｍｔｈｅｖｉｂｒａｔｉｏｎｖｅ￣ｌｏｃｉｔｙａｎｄｉｎｔｅｒｎａｌｆｏｒｃｅｏｆｔｕｎｎｅｌｌｉｎｉｎｇ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｓｔｒｅｓｓｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｗｉｌｌｏｃｃｕｒｉｎｔｈｅｃｒｏｓｓｒｅ￣ａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ.Ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｐｅａｋｌｏａｄｉｎｇｏｆｂｌａｓｔｉｎｇꎬｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｔｕｎｎｅｌｌｉｎｉｎｇꎬｂｕｒｉｅｄｇｉｏｎｕｎｄｅｒｔｈｅｂｌａｓｔｉｎｇｖｉｂｒａｔｉｏｎꎬｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌｆｏｒｃｅｏｆｌｉｎｉｎｇｉｎｃｒｅａｓｅｓｂｙ５~１０ｔｉｍｅｓ.Ｔｈｅａｒｃｈａｎｄｌｉｎｉｎｇｂｒｅａｋａｒｅｔｏｅｍｅｒｇｅｌａｒｇｅｄｙｎａｍｉｃｔｅｎｓｉｏｎｓｔｒｅｓｓａｎｄｔｈｅｗｅａｋｒｅｇｉｏｎｏｆｂｌａｓｔｉｎｇｃｏｎｔｒｏｌ.Ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｒａｎｇｅｏｆｂｌａｓｔｉｎｇｖｉｂｒａｔｉｏｎｉｓｒｏｕｇｈｌｙｗｉｔｈｉｎθ>５５°.Ｔｈｅｖｅｌｏｃｉｔｙａｎｄｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｏｆｔｕｎｎｅｌｌｉｎｉｎｇｉｎｃｒｅａｓｅｆｉｒｓｔａｎｄｔｈｅｎｄｅｃｒｅａｓｅｏｕｔｌｉｎｅｎｅａｒｔｈｅｂｌａｓｔｉｎｇａｒｅａ.Ｂｅｆｏｒｅｔｈｅｅｘｃａｖａｔｉｏｎｏｆｏｂｌｉｑｕｅｃｒｏｓｓｐａｓｓａｇｅꎬｔｈｅｄｉｖｉｓｉｏｎｏｆｔｈｅｔｕｎｎｅｌｌｉｎｉｎｇｉｎｔｏｂｌａｓｔｉｎｇａｒｅａａｎｄｎｏｎ－ｂｌａｓｔｉｎｇａｒｅａａｌｏｎｇｔｈｅｅｘｃａｖａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｗｉｌｌｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙｒｅｄｕｃｅｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎａｎｄｖｅ￣ｌｏｃｉｔｙｏｆｔｈｅｃｒｏｓｓｓｔｒｕｃｔｕｒｅ.

Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｏｂｌｉｑｕｅｃｒｏｓｓｐａｓｓａｇｅꎻｅｘｉｓｔｉｎｇｔｕｎｎｅｌꎻｂｌａｓｔｉｎｇｖｉｂｒａｔｉｏｎꎻｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ

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