一種提高管片隧道襯砌結構抗內爆炸性能的工程措施研究

趙躍堂， 易義君， 儲 程

(解放軍理工大學 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室， 南京 210007)

一種提高管片隧道襯砌結構抗內爆炸性能的工程措施研究

趙躍堂， 易義君， 儲 程

(解放軍理工大學 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室， 南京 210007)

地鐵等城市隧道是恐怖爆炸襲擊的主要目標之一。盾構管片隧道由不同類型的預制混凝土管片通過接頭處的緊固螺栓拼裝而成的。由于接頭的存在，與整體式襯砌結構相比，其整體剛度和承載水平比較弱，變形和破壞機理與整體式襯砌結構不同。考慮內爆炸的恐怖襲擊條件，目前關于管片隧道襯砌結構抗內爆炸的研究成果很少。從分析全尺寸管片內爆炸試驗結果入手，分析了內爆炸荷載作用下管片襯砌結構變形和破壞規律，梳理出控制襯砌結構破壞的關鍵因素和關鍵位置，提出一種在接頭螺栓處添加柔性墊圈來降低與螺栓接觸區域管片的破壞程度的方法，以期達到優化襯砌結構抗內爆炸性能的目的。最后采用數值模擬方法，對所提出了抗爆減爆工程措施進行了分析研究。結果表明，該方法可以有效減小管環在接頭處的局部破壞，提高管片襯砌的抗內爆炸性能。

內爆炸； 管片襯砌； 減爆

近年來，世界范圍內每年發生的恐怖爆炸襲擊事件多達數千起，而且呈現不斷上升的態勢，地鐵系統作為重要的城市公共交通設施，被列為具有高風險的易襲目標之一。倫敦地鐵連環爆炸案，莫斯科地鐵爆炸案等都是實例。這些爆炸事件不僅造成了巨大的人員傷亡，有的還造成了結構損傷或破壞。而對于穿越江河水道的隧道而言，內部爆炸極可能造成隧道涌水，引發嚴重的次生災難。從2004年開始，國際上每隔兩年舉辦一次隧道安全會議，會議發表的論文中有很大一部分專門討論了隧道內爆炸和火災的評估、分析方法、防御對策和應急演練等。美國聯邦公路局在2006年制訂了一個六年的橋梁和隧道安全研究計劃[1]，該計劃分析表明，對于隧道結構，超過60%的襲擊方式為炸彈爆炸。

目前國內關于隧道結構抗恐怖爆炸的研究成果和對策相對較少，部分研究成果由于涉及軍事背景鮮有公開。除人防工程等具有特殊用途的建(構)筑物外，現有民用建筑設計荷載中一般不包含爆炸荷載，在進行結構設計時，偶然荷載主要考慮地震荷載的作用。由于爆炸荷載和地震荷載在致災機理方面有明顯的不同，建(構)筑物在不同荷載作用下的響應規律也存在明顯差異。

盾構襯砌結構由于其施工高效，對地表影響小等優勢，在城市地下交通工程中得到了廣泛應用。目前，國際隧道協會[2]和一些國家給出的盾構隧道設計指南，都不考慮偶然性內部爆炸沖擊荷載的作用。盡管其出現概率小，但由于近年來恐怖爆炸技術的發展和地下交通系統安檢系統可能存在的漏洞，地下隧道遭受恐怖爆炸襲擊的風險客觀存在。因此研究管片襯砌結構內爆炸破壞規律，并據此提出相應的抗爆減爆工程技術措施具有重要的意義。

FELDGUN等[3]對圓形截面管片襯砌結構在中心內爆炸荷載作用下的結構響應進行了分析，并給出了設計計算方法。HU等[4]用數值模擬的方法研究了內爆炸荷載下地鐵車站的破壞問題；LIU[5]分析了爆炸荷載下紐約地鐵隧道的動力響應，但隧道是按整體澆注考慮的；LARCHER等[6]研究了地鐵車廂內爆炸時車廂的破壞規律以及對乘客的傷害情況；李忠獻等[7]采用有限元和無限元耦合的方法，分析了爆炸超壓、埋深、雙線隧道的間距和隧道周圍土體等因素對隧道襯砌應力場的影響；盧志芳等[8-9]對武漢長江隧道內部爆炸條件下襯砌結構的動力響應做了數值模擬研究，找出了襯砌最易破壞的部位，但計算模型太過簡化，沒有考慮螺栓和周圍土壓力的作用。總體上看，關于管片隧道的內爆炸響應，已有研究成果中數值模擬結果多，實驗和解析結果少，基于管片襯砌響應特點的工程抗爆措施研究更少。

本文首先介紹了管片襯砌結構內爆炸試驗的部分結果，并對其破壞規律進行了分析總結，為下一步提出初步的抗爆減爆工程技術措施提供了依據；然后提出了抗爆減爆措施構想；最后采用數值模擬方法對所提出的抗爆減爆措施的有效性進行了驗證分析。初步分析結果表明，這種方法可以有效地減小管環在接頭處的變形集中，減輕管片接頭部位的局部破壞，提高管片襯砌的抗內爆炸性能。

1 垂直拼裝管片襯砌全尺寸試驗

目前關于盾構管片襯砌結構的變形規律已經有不少的研究，例如JANBEN[10]認為管片主要做剛體運動，在管片接頭處主要發生轉動，接頭轉動剛度呈現非線性行為。DO等[11-15]基于結構矩陣方法研究了管片結構在地震荷載作用下的擬靜力響應。爆炸沖擊荷載與地震波荷載存在很大差異，因此擬靜力方法難以直接應用到管片襯砌內爆炸問題分析上。COLOMBO等[16-17]認為在內爆炸荷載作用下襯砌有外張趨勢，因此采用抗拉彈簧來考慮管片接頭的行為，并基于大量的數值模擬，給出了內爆炸荷載作用下襯砌結構的P-I曲線。

目前，如何準確描述管片襯砌結構在內爆炸荷載作用下的動力行為和破壞規律還沒有成熟的方法，也沒有公開的試驗研究成果，很難從工程應用層面進行管片襯砌結構抗爆減爆措施研究。為了真實地研究管片襯砌結構在內爆炸荷載作用下的動力行為并為工程設計分析提供參考，論文首先對全尺寸管片襯砌結構進行內爆炸試驗，找出控制管片襯砌結構內爆炸破壞的主要因素，在此基礎上提出了相應的減爆措施，并通過數值模擬方法進行了分析論證。

1.1 試驗概況

試驗采用的管片為南京大地建設構件廠生產的標準鋼筋混凝土管片，管片外徑6.3 m，內徑5.5 m，厚0.4 m，管片軸向長度1.2 m。單個管環由6個管片拼裝并由標準螺栓連結，由于現場拼裝非常困難，在能比較完整地揭示管片襯砌破壞形態和規律的基礎上，選用豎向拼裝方式。

炸藥的爆炸位置按照最不利原則確定，基于車廂結構幾何特征，地鐵車廂內爆炸的最不利位置應該是將炸藥放置于車廂內最靠近管片位置，此時該位置接近于A3管片與A1管片或A2管片接頭處。基于前期初步的數值分析結果，試驗最大TNT當量取20 kg，裝藥中心距離管片內邊緣0.8 m，具體裝藥方式見圖1。將炸藥置于管片的中心位置進行爆炸加載，對于襯砌遠區的分析是合理的，但對于研究爆炸近區管片的變形和破壞規律顯然不符合實際情況。

實際隧道為長直結構，爆炸波可以沿軸向兩個方向傳播，現場試驗的襯砌段只包含四個管環，一段自由，一段封閉。為了減少底面封閉端爆炸反射波對結構的作用，將底層土作疏松處理，以最大限度地吸收、耗散爆炸波，減少反射爆炸波的作用。

1.2 試驗結果分析

觀察兩組管片的試驗結果表明，它們的破壞形態基本一致。爆炸荷載作用過后，距離炸藥最近的A3-A1管片接頭部位破壞最為嚴重(圖2(a))，整個區域呈現粉碎性破壞，螺栓有被拉直趨勢，螺栓墊片變形很大，部分嵌入到管片混凝土內部。其它區域的破壞也都集中于管片環內接頭處，與A3-A1接頭區域相比破壞程度要小得多，主要局限于螺栓跨越區域鋼筋外側的混凝土材料剝落，剝落區周圍沒有明顯的裂縫(圖2(c))。整個區域的破壞示意圖見圖2(d)，其中實線橢圓框破壞程度與圖2(a)所示相同，虛線橢圓框破壞程度與圖2(c)所示相同。

圖1 全尺寸模型試驗裝藥布置

靠近裝藥位置的環向螺栓上的應變片出現了明顯的不可恢復變形(分析認為其不完全是塑性變形，主要原因是：荷載作用結束后，管片之間出現了明顯的錯位，見圖2(a)，由于管片之間摩擦力的存在，螺栓上會出現無法恢復的內應力)。圖2(b)為最靠近爆源的環向螺栓中部外側位置的應變時程曲線，從中可以看出測點應變片的不可恢復變形為3 431 με。縱向螺栓的變形比環向螺栓小得多，所有位置的應變記錄都小于1 500 με。

圖2 管片破壞

從偏心爆炸宏觀實驗現象可以發現以下幾點規律：

(1) 偏心爆炸引起的管片襯砌破壞主要分布在管片接頭處，靠近爆源位置的破壞最劇烈；

(2) 破壞原因主要是內爆炸荷載作用下管片有向外運動的趨勢，而環向螺栓約束了管片的向外運動，因此在管片接頭處將產生巨大的應力集中，這種應力集中將導致環向螺栓和螺栓跨越管片區域發生破壞；

(3) 在靠近爆源區域，環向螺栓的變形要明顯大于縱向螺栓的變形。

2 提高管片襯砌結構抗內爆炸作用的措施

2.1 基本思路

基于以上對管片襯砌結構內爆炸試驗破壞現象的分析，可以發現爆炸荷載作用過程中環向螺栓的過強約束是產生局部區域應力集中的主要原因，要減弱這種效應，必須通過工程措施適當放松爆炸荷載作用過程中環向螺栓的緊固力。

這樣，減爆思路就可以初步歸結為：在滿足日常運營安全穩定的前提下，通過一定的工程措施適度釋放內爆炸荷載作用過程中管片接頭區域的運動約束條件來減小接頭區域的應力集中，使環向螺栓在內爆炸荷載作用過程中對襯砌的緊固作用不過分增強，同時襯砌承受的緊固力不至于破壞螺栓附近的鋼筋混凝土材料，從而保證管片結構的完整性。目前比較有效和經濟的措施就是使用柔性緊固技術。

采用柔性緊固技術的螺栓受力時變形大，吸收能量作用強，補償變形能力好，比較適用于承受沖擊和振動荷載的作用和承受熱負載作用。目前比較經濟的方法是在螺母下面安裝特殊功能墊片，比如彈性墊片(圖3)或墊圈(圖4)。當工作載荷由被聯接件傳來時，由于墊片或墊圈的較大變形，可以達到柔性緊固效果。日本土木學會將聚氨基甲酸脂彈性墊圈用于盾構襯砌螺栓接頭來提高襯砌的抗震性能[18]。

圖3 彈性墊片Fig．3 Elasticcushion圖4 聚氨基甲酸酯彈性墊圈Fig．4 Carbamicacidpolyesterelasticcushion

下面通過數值模擬方法驗證減爆措施的合理性，計算采用LS-DYNA軟件進行。

2.2 有限元模型建立

豎向拼裝管片試驗表明，偏心0.8 m爆炸時，破壞主要出現在炸藥所在環內，為了簡化計算，我們僅計算一環管片的破壞過程，忽略縱向螺栓的作用，這種簡化總體上會加大管片的內力和變形，對于結構設計偏于安全。有限元模型見圖5，圖中沒有標注空氣網格，計算模型中空氣網格的范圍覆蓋除炸藥外襯砌中心空腔和管片區域，空氣和炸藥共同構成歐拉網格，其余管片、土介質、螺栓和墊片構成拉格朗日網格，兩種網格通過任意歐拉-拉格朗日算法進行耦合，土體外邊緣設置透射邊界條件模擬土體的無限范圍，土體、螺栓、墊片和管片結構之間采用自動單面接觸算法。

(a) 模型總體(空氣沒標注)

(b) 管片

(c) 螺栓

(d) 墊片

螺栓采用PLASTIC_KINEMATIC模型，土體采用MOHR_COULOMB模型模擬。管片材料采用PSEUDO_TENSOR[19]模型模擬，該模型可以近似描述材料的峰后行為，材料破壞前和破壞后的強度分別用曲線σmax和σfailed表示為

(1)

(2)

式中：p表示壓力；a0，a1，a2，a0f和a1f為材料參數。

具體的參數物理意義見文獻[20]，材料的參數取值見表1～表3。

表1 螺栓材料參數

表2 土體材料參數

表3 管片材料參數

TNT炸藥的爆轟產物通常使用JWL狀態方程描述，基本形式如下[19]：

(3)

表4 TNT炸藥的JWL狀態方程參數

空氣采用理想氣體狀態方程[19]：

(4)

式中：p為壓力(Pa)；γ為氣體絕熱指數(比熱)，取1.4；ρ為初始密度，取1.225 kg/m3；e為單位質量內能，取4 192 MJ/m3。

添加彈性墊片的有限元模型見圖5(d)，墊片采用SOIL_AND_FOAM材料模型模擬，聚氨基甲酸酯典型的壓力-體積應變關系如圖6所示。材料密度等于1 150 kg/m3，剪切模量等于13.6 MPa[20]。

圖6 聚氨基甲酸酯的特性曲線[21]

在施加爆炸荷載前必須先施加緊固力，螺栓的初始緊固力取3 000 N，緊固力施加采用迭代計算方法進行，具體求解方法見文獻[22]。

為了對比分析，計算共包含三種工況，見表5。表中工況3表示在緊急情況下，放松緊固螺栓，緊固力在爆炸荷載作用過程中恒等于零，這種工況使得結構的整體穩定受到削弱，是一種應急工況。

2.3 結果分析與討論

表5 工況列表

羅中興[23]已對數值模擬的方法和試驗結果進行了詳細的對比，驗證了模擬方法的可靠性。圖7給出了三個工況的管片塑性應變計算結果，三個圖形的條紋級別是相同的。所有工況的最大塑性應變峰值都位于管片接頭區域，具體數值見表6。計算結果表明，采用普通螺栓緊固的管片接頭處塑性區和塑性應變峰值要明顯大于其它兩種工況，且所有接頭區域都有比較明顯的塑性變形，而其它工況接頭處塑性區和塑性應變峰值變化都比較接近，且螺栓的塑性應變都不明顯。這說明設置彈性墊片或適當放松緊固條件可以顯著降低管片的破壞程度。

表6 最大有效塑性應變統計

圖8考察了不同緊固條件下管片的運動情況，其中節點對應的位置見圖5(b)。圖中給出了在爆炸荷載作用過程中分別屬于接頭兩側兩塊管片的節點之間的相對距離時程曲線，從圖中可以看出，采用普通螺栓緊固的管片接頭的位移要明顯小于其它工況，兩者峰值相差約3倍，并且位移時程走勢差別也較大。而其它兩種工況接頭處節點對的相對位移變化不大，這與前面塑性應變的演化規律是一致的。

試驗中靠近爆源的環向螺栓沿螺栓軸向的最大應變為3 431 με(圖2(a))，螺栓的直徑為3 cm，則該應變對應的緊固力約為490 000 N。圖9給出了數值模擬計算中的螺栓緊固力時程曲線，從圖中可以看出，使用正常螺栓緊固，緊固力最大約為900 000 N，與試驗數據有所差別，分析認為主要原因是數值計算中將模型簡化為一環，沒有考慮周圍管環對爆心所在環的約束作用，而這種約束作用可以降低管片向外的運動和變形，同時，由于這種約束摩擦的作用，實際測量值表現出緊固力達到最大值后保持不變的現象(圖2(a))，而模擬計算中，由于沒有考慮這種約束作用，緊固力達到最大后會有不同程度恢復。使用墊片時最大緊固力約為200 000 N，遠小于采用正常緊固螺栓的情況，實際工況條件下，如果考慮周圍管環的約束作用，這個數值必然會更小，這說明采用墊片可以有效的減小螺栓內力，減小爆炸的破壞作用。

(a) 正常螺栓緊固

(b) 加上墊片

(c) 緊固力恒等于0 N

(a) 節點組40795-160891

(b) 節點組81229-210008

(c) 節點組159036-275573

2.4 工程運用

數值分析結果表明，采用彈性墊片可以降低管片接頭區域的約束剛度，大大降低內爆炸荷載作用過程中管片接頭區域的破壞程度。在工程上，墊片(墊圈)的設計必須滿足以下幾點：① 滿足日常運營必要的緊固力；② 應力松弛要小；③ 在爆炸荷載作用過程中，螺栓和墊片系統能提供必要的位移，在該位移范圍內產生的緊固力不會引起管片結構發生不可修復的破壞，見圖10。

圖9 螺栓緊固力時程

圖10是墊片(圈)的典型壓縮曲線，圖中，S0和F0表示正常運營時的緊固位移和緊固力，Sm和Fm表示墊片最大允許壓縮位移及對應的緊固力。前面的計算表明，在添加彈性墊片情況下單根環向螺栓不大于約200 000 N緊固力時，管片接頭處張開位移最大值在3 cm左右，因此，單側墊片提供的壓縮位移如果能達到1.5 cm，且壓縮過程中緊固力不超過200 000 N，則管片的塑性應變將局限在很小范圍。

圖10 墊圈(片)的力學性能

以上研究針對豎向拼裝管片襯砌結構，實際工程的襯砌結構都是水平拼裝方式。羅中興[23]曾研究過水平拼裝方式和豎向拼裝方式之間管片抗爆能力的差別，在裝藥相對位置相同的條件下，水平拼裝方式由于管片的自重和周圍土壓力的作用，其破壞程度相對要小一些。

3 結 論

本文通過試驗和數值分析相結合的方法研究了管片襯砌結構在內爆炸荷載作用下的破壞規律，找出了控制管片襯砌結構破壞的關鍵部位，提出了一種減輕內爆炸破壞效應的工程措施。論文的主要結論如下：

(1) 原型管片內爆炸試驗表明，襯砌結構管片的破壞主要集中于距離炸藥最近的管片接頭區域。管片本身的剛度遠大于接頭區域的剛度，這種剛度的巨大差異導致在環向螺栓跨越管片區域產生顯著的應力集中，裝藥量比較大時將發生明顯的局部破壞。

(2) 基于對管片襯砌變形和破壞機理的分析，提出通過降低靠近爆源區域環向螺栓約束剛度的方法來達到減輕內爆炸破壞效應的目的。降低環向螺栓約束剛度，跨越管片接頭區域會發生一定的相對運動，管片和周圍介質的動能增加，管片和螺栓的內力和變形減小。數值分析表明，這種方法可以有效降低內爆炸荷載作用下整個系統的塑性應變峰值和塑性區范圍，有助于災后管片的加固和再利用。

(3) 降低環向螺栓約束剛度的方法可以通過設計特殊功能墊片或墊圈來實現，這種方法成本低，工藝簡單。數值分析表明，20 kgTNT炸藥距離管片接頭80 cm爆炸，只要靠近爆源區域的墊片(墊圈)的最大壓縮位移達到1.5 cm，整個爆炸過程的緊固力將不超過200 000 N，將不會引起接頭區域明顯的塑性應變。

該工程技術措施應用于實際工程還需要進行必要的驗證性試驗，進一步優化工藝和可操作性。

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A method to improve internal explosion resistance performance of segmental lining structures

ZHAO Yuetang, YI Yijun, CHU Cheng

(State Key Laboratory of Disaster Prevention & Mitigation of Explosion & Impact, PLA University of Science & Technology, Nanjing 210007, China)

Public transport systems such as subway transit tunnels are prone to terrorists’ bombing attacks in recent years. Segmental lining is the most common type of liners adopted with the increasing use of TBM(tunnel boring machine)in tunnel constructions in urban areas. The most apparent difference between segmental tunnel lining and an integral one lies in the existence and distribution of joints that bind several types of segments in a ring and rings in the longitudinal direction of a tunnel, which are connected by pre-stressed jointing bolts. Due to the effects of joints, the overall rigidity and loading capacity of segmental lining are relatively low, compared with that of an integral one, also the deformation and damage mechanism are different. Assuming the scenarios of internal explosion under a case of terrorist attack, few research results could be traced on the internal explosion capacity of segmental tunnel linings. In this paper, it began with the analysis of full-scale test results of segmental tunnel linings under the condition of internal explosion, the deformation and failure patterns of segmental tunnel lining were outlined, and the key factors and positions that dominate the damage of a lining were figured out. Then attempts were made, by adding flexible damping cushions on the joints, to relieve the damage degree of contact area of bolts, thus optimizing segmental lining structure’s internal explosion capacity. At last, numerical simulations were performed and it was shown that, the localized failures of joint areas of tunnel segments could be relieved effectively after introduction of this method, so the internal explosion resistance performance of segmental lining structures could be optimized and hence improved.

internal explosion; segmental tunnel lining; blast mitigation

國家自然科學基金面上項目(51478469)；國家自然科學基金創新研究群體基金(51021001)

2015-11-11 修改稿收到日期：2016-02-20

趙躍堂 男，博士，教授，1967年生

易義君 男，碩士生，1991年生

U45

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.08.007