基于无限元边界的输水隧洞爆...压输电铁塔的安全评估与优化_赵勇.pdf

22 Industrial Construction Vol.53,No.4,2023工业建筑2023 年第 53 卷第 4 期 基于无限元边界的输水隧洞爆破振动对周边高压输电铁塔的安全评估与优化 赵勇1豆红强2王鹏3孙永鑫3(1.国网山东省电力公司,济南250001;2.福州大学紫金地质与矿业学院,福州350108;3.国网山东省电力公司经济技术研究院,济南250000)摘要:以周边临近多条高压输电铁塔且采用钻爆法施工的某拟建输水隧洞为工程依托,建立了爆破动荷载下基于无限元边界的动力数值计算模型,借此研究了高压输电铁塔的动力响应特征与隧洞围岩振速的衰减规律,并结合相应规范对拟订爆破施工方案予以评估与优化。研究结果表明,无限元边界可较好地反映爆破能量向半无限介质传播的真实情况,避免其在计算域内往复震荡;在爆破荷载作用下,隧洞围岩合振速随距爆破中心点距离的增加大致呈指数级衰减。基于相应规范选取了以 2.0 cm/s 的峰值振动速度为安全判定标准,借此确定了三种拟订爆破施工方案的临界安全距离,进一步根据输水隧洞围岩工程特性与高压输电铁塔的相对位置关系,明确并优化了三种爆破施工方案在该输水隧洞中的分区施工范围。关键词:高压输电铁塔;爆破振动;无限元;安全评估;优化设计 DOI:10.13204/j.gyjzG21042308Safety Assessment and Optimization of High-Voltage Transmission Towers Affected byBlasting Vibration of Adjacent Outlet Tunnel Based on Infinite Element Boundary ZHAO Yong1DOU Hongqiang2WANG Peng3SUN Yongxin3(1.State Grid Shandong Electric Power Company,Jinan 250001,China;2.Zijin School of Geology and Mining,Fuzhou University,Fuzhou 350108,China;3.Economic and Technology Research Institute,State GridShandong Electric Power Company,Jinan 250000,China)Abstract:An outlet tunnel adjacent to multiple high-voltage towers will be constructed by borehole-blasting method.Based on this project a dynamic numerical calculation model with infinite element boundary under blasting dynamic load was established.The characteristics of the dynamic response for high-voltage transmission towers were studied,and the attenuation law of the surrounding rock vibration velocity was also discussed.Then the proposed construction schemes were evaluated and optimized in accordance with the corresponding specifications.The research results showed that the infinite element boundary could better reflect the actual situation of the blasting energy propagating to the semi-infinite medium and avoid oscillations in the computing domain.Under the action of the blasting load,the resultant vibration velocity of the surrounding rock decreased with the increase of the distance from the blasting center.Based on the corresponding specifications,a 2.0 cm/s peak vibration velocity was selected as the safety criterion,and the critical safety distances of the three proposed blasting construction schemes were determined.Furthermore,in consideration of the surrounding rock engineering characteristics of the outlet tunnel and the relative position of the high-voltage tower,the respective working area for the three blasting construction schemes was clarified and optimized.Keywords:high-voltage tower;blasting vibration;infinite element;safety assessment;optimization design 山东省自然科学青年基金项目(ZR2021QE259)。第一作者:赵勇,男,1979 年出生,高级工程师。通信作者:豆红强,douhq 。收稿日期:2021-04-230引言近年来,随着国内水利水电工程的蓬勃发展,作为水库工程中的一项最为关键和重要的工程组成部分,输水隧洞的建设方兴未艾。当前,输水隧洞的开挖施工仍以钻爆法为主1-2,由爆破产生的振动将不可避免地对周边建(构)筑物的安全性产生不利影响。与此同时,高压输电铁塔是由杆件构成的空间桁架结构,其具有刚度小、对振动荷载敏感的特点。一旦输水隧洞邻近既有高压输电铁塔采用钻爆基于无限元边界的输水隧洞爆破振动对周边高压输电铁塔的安全评估与优化 赵勇,等23 法施工时,其对铁塔塔基与塔身的爆破振动效应亟须重点关注。事实上,国内外众多学者已对爆破开挖施工引起的爆破振动效应及其对临近建(构)筑物的爆破动力响应特征开展了大量研究。如田力等研究了地下隧道内的爆炸冲击对双层柱面网壳结构的动力响应特征3;Xia 等则依托大茂山新建隧道工程探讨了爆破开挖对既有隧道的动力响应规律,并提出了基于损伤控制的质点峰值振速的安全判据4;邹玉君等依托白鹤滩水电站右岸坝肩以上边坡爆破开挖工程,基于监测数据对爆破振动的影响范围及程度进行分区,针对不同类型的房屋振动响应提出相应的振动控制措施5。但总体而言,当前对爆破开挖下的高压输电铁塔这一柔性空间结构的动力响应仍缺乏基本研究,且研究手段仍集中在现场实测分析或基于静力分析的数值模拟。如余顺等针对茶山隧道下穿 500 kV 的高压输电铁塔工程,通过定性分析爆破参数,提出了全隧道采用短距离三台阶分次爆破开挖方案6;阳军生等则基于所建的高压输电铁塔与大断面隧道相互作用的三维静力数值模型对施工方案进行了总体优化7。另一方面,随着有限元分析计算软件在爆破领域的逐渐普及8,动力有限元法为解决爆破振动下结构的动力响应提供了一种有效途径。但在动力分析中,若采用固定边界将使爆破地震波在边界处发生反射和折射,并与岩土体中传播的波相互叠加,势必影响数值计算结果的准确性。为解决上述问题,学者们陆续提出诸如黏性边界9、透射边界、黏弹性边界10以及无限元边界11等。其中,无限元常常与常规有限元同时用来解决更复杂的无界问题,是对有限元方法的一种补充,因而,它与有限元方法的协调与生俱在,相较其他求解无界域问题的边界更具有优势12-13。为此,以采用钻爆法施工的某输水隧洞临近高压输电铁塔为工程依托,建立爆破动荷载下基于无限元边界的动力数值模型,借此研究高压输电铁塔的动力响应特征。同时,以确保输电铁塔的正常运行并兼顾隧洞爆破开挖效率为目标,对爆破施工方案开展安全评估与优化工作。1工程概况1.1输水隧洞概况与周边高压输电铁塔的位置关系拟建输水隧道为有压隧洞,隧洞进、出口为盲洞,其开 挖 断 面 采 用 城 门 型,洞 径 净 截 面 尺 寸 为4.00 m4.25 m(宽 高),洞身全长约 712.66 m。沿线为低山丘陵地貌单元,山体雄厚,植被发育,地面高程为 46235 m(采用 1985 年国家高程基准),未见有滑坡、崩塌、泥石流等不良物理地质现象。隧洞洞身段沿线岩性基本为角砾凝灰熔岩,多呈强-弱风化,地质条件简单,未发现有大的断裂构造。第四纪覆盖层主要为残坡积土,分布厚度较小,约 3 5 m。在该输水隧洞 300 m 范围内通有 3 条 500 kV输电线路,共有 6 个基塔。各塔均为 500 kV 正伞形直线塔,呼高范围在 3969 m,基础均为挖孔灌注桩基础,基底高程范围为 92.3194.8 m。基塔均位于该输水隧洞南侧,塔基底与隧洞高差均超过 50 m,水平距离为 49224 m 之间。各塔位与输水隧洞的相对位置如图 1 所示,塔位与隧洞近点相对距离如表 1 所列。图 1塔位与输水隧洞相对位置平面Fig.1Relative location plan of towers and the outlet tunnel表 1塔位与输水隧洞近点距离Table 1Distances between towers and the outlet tunnelm塔位距洞身近点水平距离基底高差塔位水平距离基底高差149544176135210012551689331088662241571.2拟订的爆破施工方案因该输水隧洞断面小,作业空间狭窄,拟采用钻爆法开挖施工,爆破方量约为 11 392 m3。根据洞身围岩类别与输电基塔相对位置关系制定了 3 种施工方案。1.2.1方案 1进洞段洞室上覆岩体 厚 度 较 薄,洞 室 围 岩 为强 弱风化,岩体破碎,围岩以类为主。采用全断面爆破开挖,每循环进尺 0.8 m,楔形掏槽孔布置在断面中心偏下的位置,孔深为 1.2 m,设计最大单次起爆药量为 23.5 kg。图 2a 即为该方案相应的钻爆设计参数与布孔示意。1.2.2方案 2该方案用于洞室以、类围岩为主的工况,采用全断面爆破开挖,每循环进尺 1.8 m,采用复式楔形掏槽,掏槽孔孔深为 2.2 m,设计最大单次起爆药24 工业建筑2023 年第 53 卷第 4 期量为 53.8 kg。其钻爆设计参数与布孔示意如图 2b所示。1.2.3方案 3当输水隧洞下穿高压输电铁塔时,采用小进尺、多循环毫秒延期控制爆破技术,半断面爆破开挖,每循环进尺 0.5 m,最大单次起爆药量为 8.8 kg。图2c 为其钻爆设计参数与布孔示意。a方案 1;b方案 2;c方案 3。图 2拟订的三种爆破开挖施工方案mmFig.2Three proposed blasting excavation schemes2基于数值计算模型的安全评估方法以距输水隧道最近的 1 号输电铁塔塔位为研究对象,其桩基础直径为 0.6 m,桩长为 11.2 m。同时依据该输水隧洞平面图、纵断面图、工程勘察报告以及 1 号塔位与输水隧洞的相对位置,可推断出其地质剖面图,进而可确定输水隧洞爆破开挖(爆破施工方案 3)开展数值计算所需的几何模型,如图 3所示。图 3数值计算的几何模型mFig.3Geometry of the numerical model2.1无限元边界的实现在动力分析中,固定边界最大的问题就是导致波动在人工边界界面上反射,从而使能量传回分析区域而无法向无穷远传播。为此,基于 ABAQUS 平台引入无限单元边界,即通过在边界上引入分布阻尼力来吸收平面体波的辐射能量11,由阻尼所产生的应力可表示为:xx=-dpux,xy=-dsuy,xz=-dsuz(1)式中:ux、uy、uz为振动速度;dp、ds为阻尼常数,一般可表示为:dp=+2Gcp=cp,ds=cs(2)式中:cp和 cs分别为纵波和横波的传播波速。尽管 ABAQUS 提供了一阶和二阶无限元单元,但在 ABAQUS 的前处理中并不能对其予以直接定义。此时,可基于无限单元定义的理论与 ABAQUS中单元和节点的定义规则,借助 Python 语言实现输出无限单元定义的数据行,重新对其节点进行编号,并令无限单元的第一个面为有限单元和无限单元的交界面,以保证无限元单元的延伸方向是从近区到远区。图 4 即为该输水隧洞爆破开挖对其临近输电铁塔动力响应数值模型的网格单元剖分,其在模型两侧与底部均采用了无限单元以吸收爆炸传递至边界的能量。图 4网格划分Fig.4Meshing of the numerical model2.2计算荷载的确定与施加计算模型中的荷载包括岩土体自重荷载、铁塔自重、铁塔导地线等外荷载以及有爆破所产生的瞬时冲击荷载。其中岩土体自重荷载已形成初始应力场,其可借助 Geostatic 分析步根据岩土体重度参数自行生成。铁塔自重荷载与导地线等外荷载根据原设计荷载在静力分析步中予以等效施加。对爆 破 荷 载 而 言,本 文 拟 采 用 美 国 National Highway Institute 提及的公式,并认为一般耦合装药爆破的爆破压力均加载在孔壁的垂直方向上,则每千克炸药所产生的爆破荷载如下:Pb=4.18 10-7Sgev2e1+0.8Sge 100(3)式中:Pb为孔内压力,MPa;Sge为火药比重;ve为爆破速度,m/s。在不耦合装药的情况下,爆炸所产生的孔内压力小于耦合装药工况下的压力,两者之间的关系为:基于无限元边界的输水隧洞爆破振动对周边高压输电铁塔的安全评估与优化 赵勇,等25 PbN=PbC(dcdh)n(4)式中:PbN为不耦合装药时的孔内压力;PbC为耦合装药时的孔内压力;dc为药卷直径,m;dh为炮眼直径,m;n 为系数,对于柱状装药,n=2,对于集中装药和球状装药,n=3;为绝热系数,突变前取 3,突变后取 1.4。岩体中传播的爆炸荷载在装药与岩体的界面上所给予的最大压力荷载与岩体特性有关,其与爆炸孔内压力的关系可近似表达为:Pmax=2rvrrvr+gevePb(5)式中:r为岩体密度;vr为岩体的纵波传播速度;ge为火药密度。同时,为简化问题,假定所有爆破孔集中在一个位置,荷载压力同时作用在爆破的隧道壁上,作用方向为法 向,此 即 为 等 效 荷 载 法,相 应 的 转 化 表 达式为:Pemax=Pmax(dha)(6)式中:a 为爆破间距;Pemax为等效后施加在隧道壁上的荷载。对于爆破荷载作用时间,一般认为炮孔爆轰压力变化历程中爆轰压力作用时间在 10-6-10-1 s 范围,参考前人的处理方法,采用三角型荷载进行爆破作用的模拟14,从初始无压状态加载到压力峰值的升压时间取为 100 s,正压力作用时间取为 600 s,采用动力隐式分析步在输水隧道上断面洞壁上施加上述爆炸荷载,同时为了模拟爆炸荷载的传递过程,取计算时长为 0.6 s。2.3模型计算参数模型中计算参数的选取可依据勘察报告所给的建议值。其中,全风化角砾凝灰熔岩与微风化角砾凝灰熔岩采用 Mohr-Coulomb 弹塑性模型,并采用CPE4R 实体单元予以模拟;输电铁塔基础人工挖孔桩(直径为 0.6 m)则采用线弹性模型,并用梁单元模拟其力学性能。同时,铁塔作为柔性空间结构,其构造和受力比较复杂,为简化处理,可将铁塔简化成梁桁混合模型,即:1)将铁塔的 4 根主材简化成梁单元,截面型式尺寸与实际完全相同,其他斜材、辅材等全部简化成桁架单元;2)假设桁架的节点都是光滑的铰链连接,各杆件的轴线均为直线并通过铰心;3)梁单元与桁架单元假定为理想连接;4)外力都作用在节点上。相应的计算参数如表 2 所示。表 2数值模型计算参数Table 2Calculating parameters for the numerical model类别密度/(g cm-3)弹性模量/MPa泊松比黏聚力/kPa内摩擦角/()全风化角砾凝灰熔岩1.95120.302423微风化角砾凝灰熔岩级围岩2.508 0000.2863035人工挖孔桩2.5028 0000.28铁塔7.80212 0000.313数值计算结果分析3.1两种边界条件的对比为验证无限元边界的合理性,现选取输电铁塔基础的桩顶与桩端为特征点,提取其振速时程曲线,并与固定边界的计算结果进行对比,如图 5 所示。可以看出,当爆破荷载传递至桩顶和桩端处时,基于无限元边界所得的振速陡然增加,此后迅速衰减并趋于零;而基于固定边界所得的振速则表现为波动式的衰减,这是由于爆破所产生的能量无法透过固定边界向远域辐射,在计算区域内引起反复振荡,表明固定边界对内源振动输入的影响较大,而无限元边界则能较好地吸收散射波。因此,基于无限元边界的计算结果相对可靠且具有一定的稳定性。a右桩桩顶;b右桩桩端;c左桩桩顶;d左桩桩端。图 5振速时程曲线Fig.5Time-history curves of vibration velocity3.2塔基振动的安全评估GB 67222014爆破安全规程15给出了一般建筑物的爆破振动安全允许质点振动速度,但未明确输电铁塔塔基的安全允许质点振动速度。对于一般民用建筑物,给出的安全允许质点振动速度约为 2.5 cm/s,由此可以推断对于高压输电铁塔塔基,其安全允许质点振动速度应不大于 2.5 cm/s。文中,为确保爆破冲击波不会严重影响输电线路的26 工业建筑2023 年第 53 卷第 4 期正常运行,制定的爆破技术方案选择了 2.0 cm/s的峰值振动速 度作为输 电铁塔塔基 的安 全 判 定标准。由图 5 可知,当采用爆破施工方案 3 时,右桩桩顶的最大水平振速约为 1.72 cm/s,最大竖向振速约为 1.57 cm/s;右 桩 桩 端 的 最 大 水 平 振 速 约 为1.73 cm/s,最大竖向振速约为 1.40 cm/s。左桩桩顶的最大水平振速约为 1.53 cm/s,最大竖向振速约为 1.0 cm/s;左 桩 桩 端 的 最 大 水 平 振 速 约 为1.31 cm/s,最大竖向振速约为 0.88 cm/s。同时对比可知,右侧桩达到最大振速的时间稍早于左侧桩,这恰恰反映了爆炸冲击荷载在围岩中的传递过程。综上,输电铁塔塔基的最大振速均小于 2.0 cm/s,表明该施工方案可满足 GB 67222014 中关于最大允许振速的规定。3.3塔身振动规律与其安全评估塔身作为一个复杂的柔性结构,在瞬时荷载作用下其最大振速所在位置时刻发生变化。为直观描述铁塔塔身在爆破冲击荷载作用下的振速分布情况,图 6 给出了不同时刻塔身合振速(水平向振速与竖直向振速的合成)的矢量分布图。由图 6 可知:在 t=1.510-2 s 之前,爆破冲击荷载尚未传至塔身,此时其振动速度接近于 0;随着时间的推进,由爆破冲击荷载传递所引起的振速率先发生于塔身左侧底部;当 t=4.810-2 s 时,爆破冲击荷载已传递至塔身右侧,此时最大振动速度发生于塔身右侧底部,其值约为 1.684 cm/s;此后,爆破冲击荷载开始向塔身上部传递,同时由于塔身的放大效应,致使最大振速发生于塔身上部,其值约为1.918 cm/s(t=6.310-2 s);此后,由于爆破所产生的冲击荷载逐渐衰减,塔身的最大振速也逐渐降低,当 t=6.010-1 s 时,其最大振速仅为 0.4 cm/s。可见,在爆破冲击荷载作用下,塔身的最大合振速小于 2.0 cm/s,亦表明其水平向最大振速和竖直向最大振速同样小于 2.0 cm/s,进一步说明原拟订的输水隧洞下 穿输电铁 塔的爆破 施 工 方 案 安 全可行。3.4不同爆心距下的振速响应由前所述,该数值模型在考虑爆破作用时是将等效计算的爆破荷载压力作用在隧洞壁上,即为该支洞剖面的上断面位置,类似于点源荷载。同时,由勘察报告可知,该输水隧洞围岩较为均一,则由爆破荷载所引起的围岩振动速度分布大致呈圆形向外扩展。此时,即可以爆破中心为基点,向外任意选取不同距离的点并提取其合振速时程曲线。从其振速时at=1.510-2 s;bt=4.810-2 s;ct=6.310-2 s;dt=6.010-1 s。图 6不同时刻塔身合振速矢量m/sFig.6Resultant vibration velocity of the tower at different times程曲线中选取最大振速,绘制如图 7 所示的振速-距离曲线。图 7 即反映了爆破荷载作用下围岩振速的衰减规律。可知:在爆破荷载作用下,输水隧洞围岩的合振速随距爆破中心点的距离的增加而呈指数式的快速衰减,随后其衰减速度逐渐减缓;若以 2.0 cm/s的峰值振动速度作为安全判定标准,则借助图 7 可对爆破安全距离予以反分析;距爆破中心 60 m 为该工况的安全距离临界值;又由表 1 可知,1 号塔位距爆破中心的水平距离为 49 m,竖向距离(基底高差减去桩基长度)约为 44 m,则其距洞身的直线距离为492+442=65.8 m60.0 m,进一步表明爆破施工方案 3 可满足相应的安全需求。4 3 种爆破施工方案的分区优化前述已对下穿输电铁塔爆破施工方案 3 开展了安全评估,表明以 2.0 cm/s 的振动速度为控制条件时,施工方案 3 的安全距离临界值约为 60.0 m。但该输水隧洞掘进断面至输电铁塔距离为多大时,可由全面段爆破转换为半断面爆破仍未得到解答,亦基于无限元边界的输水隧洞爆破振动对周边高压输电铁塔的安全评估与优化 赵勇,等27 图 7振速与距离的关系Fig.7Relations between vibration velocity and distance即 3 种爆破施工方案所允许的适用范围还未明确。为此,采用上述同样的无限元边界数值模型来模拟不同爆破施工方案下振动速度的衰减规律。图 8 即给出了 3 种不同爆破施工方案下距爆破中心不同距离特征点的最大合振速分布曲线。可知:在不同的爆破施工方案下,不同位置的最大合振速均随距爆破中心点距离的增加而近似呈指数函数形式的衰减;若以最大振动速度 2.0 cm/s 为控制条件,当采用 施工方案 1 时,其对应 安全距离约 为88 m;当采用施工方案 2 时,其对应安全距离则为116 m。图 8不同爆破施工方案下振速与距离的关系Fig.8Relations between vibration velocity anddistance in different schemes首先以 1 号输电铁塔为例,由勘察报告可知,该输水隧洞上覆岩体厚度基本为 25 50 m,地表较为平整,可近似认为其上覆岩土体厚度一致,因此,可假定输电铁塔桩基距输水隧洞洞身的竖直距离仍为44 m。此时,若选择施工方案 1,其对应的安全距离应为 88 m,则其安全临界水平距离为882-442=76.21 m,此时以 r=76.21 m 为半径,以输电铁塔近隧洞侧的桩端为圆心绘制圆形,其与洞身交点(点D、点 E)以外的区域即为安全区。若选择施工方案2,则其临界水平距离为1162-442=107.33 m,此时以 r=107.33 m 为半径绘制圆形,其与洞身交点(点 C、点 F)以外的区域即为安全区。对 3 号输电铁塔而言,其距输水隧洞洞身近点水平距离为 108 m,竖向距离(基底高差减去桩基长度)约 为 76 m,则 可 知 其 安 全 临 界 水 平 距 离 为1162-762=87.64 m108 m,表明下穿该输电铁塔时,采用爆破施工方案 2 也可满足塔基振速小于2.0 cm/s 的要求;对 5 号输电铁塔而言,其距输水隧洞洞身近点水平距离为 168 m,已大于 116 m;对2、4、6 号等输电铁塔而言,其基底高差均已大于116 m,表明下穿该输电铁塔时,采用爆破施工方案2 均可满足塔基振速小于 2.0 cm/s 的要求。综上,结 合 场 地 勘 察 报 告,该 输 水 隧 洞 洞 口0+0000+043 m 段洞室围岩为强 弱风化,岩体破碎,围岩以类为主,则可选择爆破施工方案 1;在0+0430+080 m 段洞室围岩多为弱风化,岩体多呈破碎 完整性差,围岩以类为主,则可选择爆破施工方案 2;在 0+115+215 m 段,为确保 1 号输电铁塔的安全,该段务必采用施工方案 3;在 0+080 0+115 m 段和 0+2150+247 m 段,可采用施工方案1。此外,在 0+247-0+663 m 段,均可采用施工方案2。具体如图 9 所示。图 9爆破方案优化平面Fig.9Optimized plan of blasting scheme5结论本文根据拟建输水隧洞与既有高压输电铁塔的空间位置关系及其结构特征,建立了爆破动荷载下基于无限元边界的动力数值模型,采用质点振速作为该输电铁塔的安全评判准则,借此对拟采用的爆破施工方案进行了安全评估与优化分区,并得到以下结论:1)基于常规固定边界计算所得的桩顶与桩端特征点的振速在计算域内表现为往复震荡式的衰减,而基于无限元边界所得的振速则表现快速衰减至零,表明无限边界可较好地反映爆破能量向半无限介质传播的真实情况,其所得结果相对可靠且具有一定的稳定性。2)采用爆破施工方案 3 时,距输水隧洞洞身最28 工业建筑2023 年第 53 卷第 4 期近的 1 号高压输电铁塔的塔基与塔身的最大振速均小于 2.0 cm/s,满足 GB 67222014 中的安全控制标准。3)爆破荷载作用下围岩合振速随距爆破中心点距离 大 致 呈 指 数 级 衰 减,基 于 峰 值 振 动 速 度(2.0 cm/s)的安全判定标准分别确定了 3 种爆破施工方案的临界安全距离,分别为 60,88,116 m。并进一步根据输水隧洞围岩工程特性与高压输电铁塔的相对位置,明确并优化了三种爆破施工方案在该输水隧洞中的分区施工范围。参考文献1邓铭江.深埋超特长输水隧洞 TBM 集群施工关键技术探析J.岩土工程学报,2016,38(4):577-587.2侯靖,张春生,单治钢.锦屏二级水电站深埋引水隧洞岩爆特征及防治措施J.地下空间与工程学报,2011(6):209-215.3田力,李灵聚.双层柱面网壳结构在地下隧道内爆炸冲击下的动力响应分析J.振动工程学报,2011,24(5):482-490.4XIA X,LI H B,LI J C,et al.A case study on rock damage prediction and control method for underground tunnels subjected to adjacent excavation blasting J.Tunneling and Underground Space Technology,2013(35):1-7.5邹玉君,严鹏,刘琳,等.白鹤滩水电站坝肩边坡爆破振动对周边民房影响评价及控制 J.振动与冲击,2018,37(1):248-258.6余顺,丁浩,郭军,等.下穿高压铁塔的大跨小净距隧道控制爆破技术研究J.公路交通技术,2013(3):125-129.7阳军生,杨元洪,晏莉,等.大断面隧道下穿既有高压输电铁塔施工方案比选及其应用J.岩石力学与工程学报,2012,31(6):1184-1191.8AINALIS D,KAUFMANN O,TSHIBANGU J P,et al.Modelling the source of blasting for the numerical simulation of blast-induced ground vibrations:a review J.Rock Mechanics and Rock Engineering,2017,50(1):171-193.9LYSMER J,KULEMEYER R L.Finite dynamic model for infinite media J.Journal of the Engineering Mechanics Division,1969,95(4):859-877.10 DEEKS A J,RANDOLPH M F.Axisymmetric time-domain transmitting boundaries J.Journal of Engineering Mechanics,1994,120(1):25-42.11 HIBBITT D,KARLSSON B,SORENSEN P.ABAQUS theory manual and analysis users manual R.Pawtucket,USA:Sorensen Inee.,2002.12 戚玉亮,大塚久哲.ABAQUS 动力无限元人工边界研究J.岩土力学,2014(10):3007-3012.13 孙海峰,景立平,孟宪春,等.ABAQUS 中动力问题边界条件的选取J.地震工程与工程振动,2011,31(3):71-76.14 王明年,潘晓马,张成满,等.邻近隧道爆破振动响应研究J.岩土力学,2004,25(3):412-414.15 国家市场监督管理总局.爆破安全规程:GB 67222014 S.北京:中国标准出版社,2014.(上接第 119 页)对比试验表明:翼缘板是否为叠合板对组合梁疲劳性能影响不大;荷载水平的高低对组合梁的疲劳寿命几乎没有影响,疲劳寿命主要受荷载幅值的影响;现阶段在整梁试验数据有限的情况下,进行Z2 类疲劳破坏的组合梁的疲劳设计时,建议采用本文中式(1c)进行复核。参考文献1聂建国,王宇航.钢-混凝土组合梁疲劳性能研究综述J.工程力学,2012,29(6):1-11.2聂建国,沈聚敏,袁彦声等.钢-混凝土组合梁连接件实际承载力的研究J.建筑结构学报,1996,17(2):21-25.3袁西贵.基于疲劳试验的组合梁疲劳破坏形态的判别J.工业建筑,2022,52(8):147-151.4项贻强,何百达.考虑疲劳损伤的栓钉式组合梁剩余承载力计算方法J.湖南大学学报(自然科学版),2020,47(9):33-39.5袁西贵.钢-混凝土叠合板组合梁疲劳性能的试验研究D.北京:清华大学,2005.6GERHARD H,MARKUS P,CENK U.Resistance of headed studs subjected to fatigue loading.Part I:experimental study J.Journal of Constructional Steel Research,2007,63(4):485.7汪炳.基于疲劳累积损伤效应的钢-混凝土组合梁桥剩余力学性能研究D.南京:东南大学,2017:77-88.8全国钢标准化技术委员会.钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备:GB/T 29752018S.北京:中国标准出版社,2018.9聂建国,刘明,叶列平,等.钢-混凝土组合结构M.北京:中国建筑工业出版社,2005.10 李建军.钢-混凝土组合梁疲劳性能的试验研究D.北京:清华大学,2002.