单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究.pdf

单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版文章编号：1009-6582（2023）04-0023-10DOI:10.13807/ki.mtt.2023.04.004收稿日期：2023-03-28修回日期：2023-04-17基金项目：国家重点研发计划课题（2021YFB2600604，2021YFB2600600）.作者简介：李 涛（2000-），女，硕士研究生，主要从事岩土与地下工程领域的相关研究工作，E-mail:.通讯作者：王林峰（1983-），男，博士，教授，主要从事岩土与地下工程领域的相关研究及教学工作，E-mail：.单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究李 涛 王林峰 李 松 张继旭 唐 宁（重庆交通大学山区公路水运交通地质减灾重庆市高校市级重点实验室，重庆 400074）摘要：为解决隧道爆破损伤范围计算不精确问题，基于D-P准则及断裂力学原理，提出一种单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算方法，并基于依托工程进行应用分析。结果表明：计算所得粉碎区半径为242 mm，位于实测值范围内，裂隙区略大于粉碎区半径，裂隙区半径为1 473 mm，略大于实测值范围，计算结果与有限元模拟结果接近；单孔爆破作用下围岩于130 s形成粉碎区，于220 s形成裂隙区，于220820 s裂隙区范围裂隙扩展，于820 s形成裂隙区；X、Y方向振速分别于裂隙区、粉碎区范围内随爆心距增加衰减速率增大；单孔爆破作用下粉碎区半径的主控因素为炸药爆速D，裂隙区半径、裂隙区半径的主控因素为泊松比。关键词：单孔爆破；围岩裂隙；D-P准则；正交试验中图分类号：U455.6文献标识码：A引文格式：李 涛，王林峰，李 松，等.单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究J.现代隧道技术,2023,60(4):23-32+66.LI Tao,WANG Linfeng,LI Song,et al.Calculation of Damage Range of Tunnel Surrounding Rock and Analysis of Influencing Factors under Single-hole BlastingJ.Modern Tunnelling Technology,2023,60(4):23-32+66.1引 言采用钻爆法开挖隧道时超欠挖现象频发，大多是因为爆破荷载作用下围岩损伤范围计算不精准。因此，能精确计算出围岩损伤的范围对隧道工程的安全性、经济效益等都有极大的意义。众多学者对爆破荷载作用下隧道围岩损伤进行研究，形成了较多成果。吕荔炫等1采用数值模拟的方法进行分析，指出爆破振速水平传播呈对数衰减，并提出爆破优选方案。李 奥等2采用损伤力学理论，计算隧道围岩损伤范围，并分析围岩损伤的影响因素。何忠明等3基于能量衰减公式，探明爆破作用下隧道围岩振动衰减规律，采用FLAC 3D进行计算模拟，并提出应对已开挖区围岩进行预加固。杨建华等4利用LS-DYNA软件对不同地应力下爆破作用下围岩损伤规律进行研究并探明爆破损伤PPV阈值的变化规律。吉 凌等5采用现场测试及数值模拟方法，研究爆破作用下围岩振动特征响应，并以此分析围岩损伤范围。沈才华等6考虑不同应力状况，建立隧道开挖松弛位移的理论计算方法，并提出围岩损伤控制值的预警计算方法。王永伟等7采用 ANSYS/LS-DYNA 软件对实际工程爆破进行模拟，并将数值模拟爆破振动规律与实测值进行对比，研究隧道爆破围岩损伤效应。宋肖龙等8采用时域有限差分法，去除电磁波及杂波干扰，研究隧道爆破作用下围岩损伤雷达演化规律。李宁杰等9以径向不耦合装药和间隔装药的岩石损伤、径向和轴向的爆破效率、径向孔壁压力和现场周边孔炮痕率、岩石破碎情况、隧道超欠挖情况为依据，分析了异形孔水包爆破技术的爆破效果。目前，对爆破荷载作用下隧道围岩损伤范围计算研究较多，但在众多研究成果中，并未考虑到中间主应力影响，且围岩损伤范围计算方法较为复杂，不够精准。因此，本文基于 D-P 准则及断裂力学原理，考虑中间主应力及裂隙扩展作用，提出一种爆破荷载作用下围岩损伤范围计算方法，对计算结果进23单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版Vol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023行对比验证，并对围岩损伤范围的形成过程及影响因素展开研究，设计正交试验进行敏感性、显著性分析。2爆破荷载下围岩损伤范围计算隧道爆破多采用柱状装药，装药方式可分为耦合装药和不耦合装药。不同装药方式对炮孔壁产生的荷载不同，对围岩产生的损伤也不同。炸药在爆炸瞬间产生的炮轰压力为10：P0=11+0D2（1）式中：P0为炸药爆轰压力（MPa）；0为炸药密度（kgm-3）；为爆轰产物的膨胀绝热指数，一般取值为3；D为炸药爆速（ms-1）。采用耦合装药时，炸药对炮孔壁产生的荷载为11：P=2CpCp+0DP0（2）式中：P为冲击波压力（MPa）；为岩石密度（kgm-3）；Cp为岩石纵波速度（ms-1）。采用不耦合装药时，炸药对炮孔壁产生的荷载为12：P=0.5P0k-2nle（3）式中：k为装药径向不耦合系数，其中k=rb/rc，rb为炮孔半径，rc为装药半径（mm）；le为装药轴向系数；n为炸药爆炸产物膨胀炮孔壁时的压力增大系数，一般取10。爆破产生的冲击波对围岩产生冲击作用，在计算时可将冲击作用代换成围岩块体所受的环向应力和径向应力，其代换关系为13：r=Pr-a（4）=-br（5）式中：r 为比例距离，r=r/rb；为应力波衰减指数，=2-d/（1-d），d为岩石的动态泊松比；b为侧压力系数，b=d/（1-d），d=0.8，为岩石泊松比。2.1计算粉碎区范围在爆破荷载作用下，围岩承受压缩和拉伸作用直至破坏，损伤范围从内至外依次形成粉碎区、裂隙区、裂隙区。在计算爆破作用下围岩损伤时，应选取单个炮孔及炮孔周围围岩微元体进行研究，并将爆破产生的荷载在微元体上分解为径向应力、环向应力。所取微元体如图1所示。D-P准则克服M-C准则的缺点，考虑中间主应力的影响，对于岩石损伤的计算更加精确，与实际情况更符合。其表达式为1416：J-I-K=0（6）图1 围岩微元体示意Fig.1 Schematic diagram of surrounding rock micro-unitI=1+2+3J=16()1-22+()2-32+()3-12（7）式中，、K为材料参数，由岩石内摩擦角、黏聚力c确定。运用D-P准则时，岩石因受力不同产生的破坏，其参数表达式各有不同，常用参数表达式如表1所示。表1 D-P准则常用参数表达式Table 1 Common parameter expressions of D-P criterion编号D-P1D-P2D-P3D-P4D-P52sin03()3-sin023 sin0()3-sin0()3+sin02sin03()3+sin0sin033+sin2023 sin023()9-sin20K6ccos03()3-sin063c cos0()3-sin0()3+sin06ccos03()3+sin03ccos033+sin2063c cos023()9-sin20粉碎区岩石破坏程度较大，裂隙极多，且相互贯通，岩石的整体性较差。假设粉碎区岩石在破坏时，主要考虑受压破坏，且在计算时不考虑隧道纵向作用力，将粉碎区岩石的破坏近似当成平面应力作用下破坏。其符合D-P1纯拉伸条件下破坏，令1=r，2=3=0，、K的取值为：=2sin3()3-sinK=6ccos03()3-sin0（8）将式（8）和式（7）代入式（6）得：24单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版r-2sin3-sinr-2ccos3-sin=0（9）推导可得：r=2ccos1-sin（10）将式（10）代入式（4）中得粉碎区半径R1为：R1=rbP()1-sin2ccos1a（11）2.2计算裂隙区范围裂隙区范围内裂隙较多且宽，但并未扩展过长，裂隙并未贯通，在裂隙区内岩石同时受拉应力和压应力，在裂隙区与裂隙区交界处岩石丧失环向承载力，即满足：b（12）式中，b为岩石抗拉强度。将式（4）代入式（5）中得：=-bPr-a（13）将式（13）代入式（12）可得裂隙区半径R21：R12=rb()bPb1a（14）2.3计算裂隙区范围裂隙区范围内裂隙主要由裂隙区的一部分裂隙扩展而得。裂隙区内裂隙较为细长，裂隙之间间隔较大，且裂隙间不存在贯通关系，该范围内岩石整体性较好。在径向压应力作用下，部分裂隙区裂隙向外扩展，构成裂隙区1719。裂隙区裂隙扩展示意图如图2所示。图2 裂隙区裂隙扩展示意Fig.2 Schematic diagram of fissure propagation in FissureZone I根据断裂力学，裂隙区的裂隙尖端强度因子为17：KI=F()A+B（15）式中，F为与裂隙长度有关的系数，其取值与R22/R12有关，R22/R121.5时，取值趋近于1。取A+B=R12，A=R1，F=1并代入，可得在裂隙区裂隙尖端临界应力强度因子为：KId=R12（16）在裂隙区裂隙尖端位置（r=R12），取该处径向应力为：=P()R12rb-a（17）将式（17）代入式（16）中可得围岩临界强度因子表达式：KId=P()R12rb-aR12（18）在裂隙二次扩展尖端的应力强度因子为KId时，裂隙二次扩展尖端的应力可表示为：=P(R12rb)-aR12FR22（19）由于裂纹二次扩展主要是爆生气体的作用，所以可得爆生气体充满粉碎区时的冲击力为：=D22()1+（20）式中，为爆生气体充满粉碎区时的密度。=()rbR12H（21）式中，H为爆生气体初始密度。H=k+1k0（22）将式（22）和式（21）代入式（20）可得：=()rbR12()k+1k0D22()1+（23）联立式（19）和式（23）可得裂隙区半径为：R22=2()1+P()R21rb-aR21()rbR12()k+1k0D2F2（24）3计算结果对比分析粉碎区是爆破作用下围岩丧失承载力及整体性的部分，裂隙区是爆破作用下围岩宏观损伤范围。为了对比已有计算方法与本文提出的方法，选取四川省峨眉汉源高速公路1标段双桥2号隧道为研究对象13，隧道围岩多为玄武岩及灰岩，其围岩物理力学参数如表2所示。25单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版Vol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023表2 岩石物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of rock岩石种类玄武岩灰岩密度/（kgm-3）2 7202 680黏聚力c/MPa4542内摩擦角/（）5554纵波波速Cp/（ms-1）5 1244 949泊松比0.250.20隧道采用上下台阶钻爆法施工，装药方式采用不耦合装药。炸药参数如表3所示。表3 炸药参数Table 3 Explosive parameters炸药类型乳化炸药密度0/（kgm-3）1 240爆速D/（ms-1）4 200装药长度/mm2 500炮孔长度/mm2 700炮孔直径/mm40药包直径/mm32采用本文提出的计算方法计算得出围岩在爆破作用下损伤区范围，并与李芳涛等13基于统一强度理论提出的计算方法得出的各范围计算结果及实测范围进行对比，如表4所示。表4 不同方法损伤范围计算结果对比Table 4 Comparison of damage range calculation resultsusing different methods计算方法本文方法李芳涛等13计算方法实测值粉碎区/mm242218230250裂隙区/mm290218裂隙区/mm1 4731 0901 2001 450本文提出的基于D-P准则计算粉碎区的方法，考虑中间主应力的影响，计算粉碎区范围时，结合粉碎区实际受力情况，只考虑压缩破坏，其计算结果为242 mm，在实测 230250 mm 范围之内，较李芳涛等13计算方法的计算结果218 mm更为精确；对于裂隙区范围的计算，李芳涛等13计算方法中裂隙区范围直接取粉碎区半径，则提出裂隙区概念没有意义，本文提出的方法可直接计算出裂隙区范围，且裂隙区半径大于粉碎区半径，更符合实际；李芳涛等13计算方法无法直接得出裂隙区范围，且公式计算较为复杂，本文提出的计算裂隙区范围的方法，基于断裂力学原理，考虑裂隙的实际扩展情况，经过代换后，无需对围岩临界强度因子进行单独试验，计算方法更为简便，其计算结果为1 473 mm，略大于实测范围1 2001 450 mm，但较李芳涛等13计算方法的结果1 090 mm更准确。4有限元验证分析采用模型尺寸为4 000 mm4 000 mm4 000 mm的立方体，炮孔长度为2 700 mm，半径取20 mm，其装药条件为非耦合装药，炸药是长度为2 500 mm、半径为16 mm的圆柱体，炮孔用半径为20 mm、长度为200 mm的圆柱形炮泥进行堵塞，炸药及炮泥的建模方式采用初始体积分数法。岩石模型采用RHT模型，炸药采用JWL模型。其中，建模时岩石及炸药的参数参考表2、表3。模型如图3所示。图3 有限元模型Fig.3 Finite element model计算步时为1 000 s，根据模拟结果，在单孔爆破作用下，起爆阶段爆破冲击波对炮孔周围围岩产生压缩破坏，约130 s时形成破碎区；而后由于振速逐渐增大，约220 s时爆破冲击波产生的环向应力对围岩造成拉伸破坏，形成裂隙区；裂隙区裂隙在后续爆破冲击波持续影响下扩展20，约820 s时形成裂隙区。其中裂隙扩展所用时间最长。取模型顶面视图，模型损伤过程图如图4所示。由图4可知，由于不考虑重力及地应力作用，在单孔爆破作用下，围岩产生的损伤裂隙呈中心对称，模型中有长短不一的20条裂隙。其中，取最长裂隙长度指代裂隙区范围，其长度为1 442 mm，与本文所提方法的计算结果以及实测值对比较为接近。为研究围岩各方向振速随爆心距增加的衰减规律，在模型顶面距离炮孔中心X方向60 mm处布置26单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版图4 有限元模型损伤过程Fig.4 Damage process in the finite element model监测点1，并向左侧依次间隔20mm、40mm、60mm、180 mm、200 mm布置监测点21，共计11个监测点，各监测点代表爆心距为60 mm、80 mm、120 mm、1 060 mm、1 260 mm（即监测点14位于粉碎区，监测点5位于裂隙区，监测点611位于裂隙区）。其中不同计算步时下各监测点X方向振速变化如图5所示。图5 不同计算步时下各监测点X方向振速变化Fig.5 Changes in X-direction vibration velocity of eachmonitoring point at different calculation step time就整体而言，100 s、200 s及300 s时各监测点X方向振速大于其余步时对应的振速，100 s、200 s及300 s时X方向振速随爆心距增大衰减最明显，且均于裂隙区、裂隙区范围内衰减速率最大。各步时X方向振速最大值均位于监测点1处，100 s、200 s及300 s时，X方向振速最大值分别为 4.06 ms-1、5.00 ms-1、1.80 ms-1；在 400500 s时X方向振速最大值均在0.5 ms-1以下。200 s时X方向振速最大值大于100 s时X方向振速最大值，这是由于100200 s处于起爆初期，X方向爆速持续增长。不同计算步时下各监测点Y方向振速变化如图6所示。图6 不同计算步时下各监测点Y方向振速变化Fig.6 Changes in Y-direction vibration velocity of eachmonitoring point at different calculation step time由图可知，200 s步时Y方向振速最大，各步时Y方向上振速整体上呈衰减趋势，200 s、300 s、400 s步时的Y方向振速随爆心距增大而衰减的趋势最为明显，且各步时均于粉碎区范围内衰减速率最大。各步时Y方向振速最大值均位于监测点1位置处，其中100 s、200 s、300 s、400 s时Y方向振速最大值分别为 1.13 ms-1、2.57 ms-1、1.69 ms-1、1.35 ms-1。100 s时Y方向振速最大值小于200400 s 时，这是由于 100200 s 处于起爆初期阶段，Y方向振速持续增大，200400 s阶段Y方向振速随步时增加逐渐减小。5基于正交试验的围岩损伤范围影响因素敏感性分析5.1正交试验方案设计爆破荷载下影响围岩损伤范围的因素有很多，本文主要从装药参数、围岩参数等进行考虑。因此，共选取装药轴向系数le、炸药密度0、炸药爆速D、泊松比、内摩擦角等5个因素。27单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版Vol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023各因素水平值取值如表5所示，对现有相关研究参数进行归纳总结，本文各因素水平值均位于文献2224研究的变化范围内，证明了本文所取各因素水平值的合理性。选用5因素4水平表，不考虑交互作用，进行正交试验设计，结果如表6所示。表5 围岩损伤范围因素水平对照Table 5 Comparison of factor levels of surrounding rock damage range水平1234装药轴向系数le0.8520.8890.9260.963炸药密度0/（kgm-3）9501 0501 1501 250炸药爆速D/（ms-1）3 8004 0004 2004 400泊松比0.20.220.240.26内摩擦角/（）40455055表6 正交试验结果Table 6 Orthogonal test results试验编号12345678910111213141516装药轴向系数le0.8520.8520.8520.8520.8890.8890.8890.8890.9260.9260.9260.9260.9630.9630.9630.963炸药密度0/（kgm-3）9501 0501 1501 2509501 0501 1501 2509501 0501 1501 2509501 0501 1501 250炸药爆速D/（ms-1）3 8004 0004 2004 4004 0003 8004 4004 2004 2004 4003 8004 0004 4004 2004 0003 800泊松比0.200.220.240.260.240.260.200.220.260.240.220.200.220.200.260.24内摩擦角/（）40455055555045404540555050554045粉碎区半径R1/mm174202235272206211235239226246215229230226241233裂隙区半径R12/mm214264323394281309286314335339274276297270361324裂隙区半径R22/mm7551 0861 5742 3071 4361 6811 2671 4752 0061 8841 4421 3481 6951 4602 3471 9635.2试验结果分析5.2.1 基于粉碎区半径的结果分析（1）极差分析根据表6正交试验表中各参数取值，利用第2节提出的爆破荷载作用下粉碎区计算方法，计算各组试验的粉碎区半径，并基于极差计算分析各因素的敏感性，结果如表7所示。表7中，K1、K2、K3、K4分别代表水平1、2、3、4的粉碎区半径的指标之和，R代表各因素水平对应的粉碎区半径平均值的极差，极差值大小可代表各因素敏感性大小。由表7可知，爆破荷载下影响粉碎区半径的各因素敏感性排序为 D0le。分析粉碎区半径，如图7所示。表7 粉碎区半径的极差分析结果Table 7 Range analysis results of crushing zoneradius平均值K1K2K3K4R敏感性装药轴向系数le88389191693011.75D0le炸药密度0/（kgm-3）83688592697334.25炸药爆速D/（ms-1）83387892698337.5泊松比86488692095021.5内摩擦角/（）9008969059195.7528单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版图7 各因素水平下粉碎区半径Fig.7 Radius of crushing zone at each level of factor由图7可知，粉碎区半径与炸药爆速D、炸药密度0呈高度正相关，粉碎区半径与装药轴向系数le、泊松比、内摩擦角整体呈正相关，但趋势较为平缓。装药轴向系数le、炸药密度0、炸药爆速D、泊松比、内摩擦角由水平1增长至水平4时粉碎区半径分别有不同程度的增长，增长率分别为 5.4%、16.3%、18.3%、10.2%、2.2%。由此得粉碎区半径对炸药爆速D因素最敏感。（2）方差分析根据表6数据对粉碎区半径指标进行方差分析，方差分析较极差分析而言，可以考虑误差对试验结果的影响，结果如表8所示。表8 粉碎区半径的方差分析结果Table 8Variance analysis results of crushing zoneradius源项装药轴向系数le炸药密度0/（kgm-3）炸药爆速D/（ms-1）泊松比内摩擦角/（）显著性排序合并标准差23.8319.6118.4022.5424.32D0le自由度33333F0.212.223.060.70.04表8中F值大小可代表显著性大小，由方差分析可知，爆破荷载下影响粉碎区范围的各因素显著性影响排序为D0le，与极差分析结果一致。综上所述，炸药爆速D、对爆破荷载作用下粉碎区范围影响最大，是影响粉碎区范围的主控因素。5.2.2基于裂隙区半径的结果分析（1）极差分析基于表6提出各组试验各因素的取值情况，根据第2节提出的裂隙区半径的计算方法，计算得出的各组试验裂隙区半径，并基于极差计算进行各因素对爆破荷载下裂隙区半径的敏感性分析，如表9所示。爆破荷载下裂隙区半径对各因素的敏感性排序为D0le。将表9中各K1、K2、K3、K4值取水平平均值进行极差分析，结果如图8所示。表9 裂隙区半径的极差分析结果Table 9 Range analysis results of radius of FissureZone 平均值K1K2K3K4R敏感性装药轴向系数le1 1951 1901 2241 25215.5D0le炸药密度0/（kgm-3）1 1271 1821 2441 30845.3炸药爆速D/（ms-1）1 1211 1821 2421 31648.8泊松比1 0461 1491 2671 39988.3内摩擦角/（）1 2281 2091 2051 2195.8图8 各因素水平下裂隙区半径Fig.8 Radius of Fissure Zone at each level of factor根据图8可知，裂隙区半径与泊松比、炸药爆速D、炸药密度0呈高度正相关，裂隙区半径与装药轴向系数le整体呈正相关但关系较为平缓。裂隙区半径与内摩擦角先呈负相关。在水平3后呈正相关，这是由于正交试验分析未控制其他因素值完全统一，内摩擦角的敏感性较小，与其他因素相比，对裂隙区半径影响较小。在各因素水平提升的影响下，裂隙区半径有不同程度增长，装药轴向系数le、炸药密度0、炸药爆速D、泊松比、内摩擦角由水平1增长至水平429单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版Vol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023时，粉碎区半径分别有不同程度的增长，增长率分别为 4.7%、16.0%、17.5%、33.6%、0.7%。可知裂隙区半径对泊松比最敏感。（2）方差分析基于表6数据，对裂隙区半径指标展开方差分析，其分析结果如表10所示。表10 裂隙区半径的方差分析结果Table 10 Variance analysis results of radius of FissureZone源项装药轴向系数le炸药密度0/（kgm-3）炸药爆速D/（ms-1）泊松比内摩擦角/（）显著性排序合并标准差47.6544.0543.4429.5748.12D0le自由度33333F0.090.790.926.620.01由方差分析可知，爆破荷载下影响裂隙区范围的各因素显著性排序为D0le，与极差分析结果一致。综上所述，爆破荷载作用下泊松比对粉碎区范围影响最大，是影响裂隙区范围的主控因素。5.2.3基于裂隙区半径的结果分析（1）极差分析基于表6提出各组试验各因素的取值情况，根据第2节提出的裂隙区半径的计算方法，计算得出的各组试验裂隙区半径，并基于极差计算进行各因素对爆破荷载下裂隙区半径的敏感性分析，结果如表11所示。爆破荷载下影响裂隙区半径的各因素敏感性排序为leD0。表11 裂隙区半径的极差分析结果Table 11 1 Range analysis results of radius of FissureZone 平均值K1K2K3K4R敏感性装药轴向系数le5 7245 8606 6807 464436leD0炸药密度0/（kgm-3）5 8926 1126 6327 092300炸药爆速D/（ms-1）5 8406 2166 5167 152328泊松比4 8325 7006 8568 340878内摩擦角/（）6 4606 3246 3006 64487基于极差分析可知，裂隙区半径与泊松比、装药轴向系数le呈高度正相关，裂隙区半径与炸药爆速D、炸药密度0整体呈正相关但关系较为平缓。裂隙区半径与内摩擦角先呈负相关，在水平3后呈正相关，这是由于正交试验分析未控制其他因素值完全统一，内摩擦角的敏感性较小，与其他因素相比，对裂隙区半径影响较小。各因素水平下裂隙区半径分析结果如图9所示。图9 各因素水平下裂隙区半径Fig.9 Radius of Fissure Zone at each level of factor裂隙区是由裂隙区裂隙扩展而来，在各因素水平提升的影响下，与裂隙区半径的基本增长规律相同。在各因素水平提升的影响下，裂隙区半径有不同程度增长，装药轴向系数le、炸药密度0、炸药爆速D、泊松比、内摩擦角由水平1增长至水平4时，粉碎区半径分别有不同程度的增长，增长率分别为30.4%、20.4%、22.5%、72.6%、2.8%。可知裂隙区半径对泊松比最敏感。（2）方差分析基于表6数据，对裂隙区半径指标展开方差分析，结果如表12所示。表12 裂隙区半径的方差分析结果Table 12 Variance analysis results of radius of FissureZone 源项装药轴向系数le炸药密度0/（kgm-3）炸药爆速D/（ms-1）泊松比内摩擦角/（）显著性排序合并标准差428.16453.91452.91282.49471.79leD0自由度33333F0.890.350.377.240.0330单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.60,No.4(Total No.411),Aug.2023第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版由方差分析可知，爆破荷载下影响裂隙区范围的各因素显著性排序为leD0，与极差分析结果一致。综上所述，爆破荷载作用下泊松比对裂隙区范围影响最大，是影响裂隙区范围的主控因素。6结 论基于D-P准则与断裂力学原理，提出爆破荷载下隧道围岩损伤范围计算方法，并与现有计算方法、实测值及有限元模拟计算进行对比，证明了本文提出的计算方法的精确性。对影响围岩损伤的因素进行正交试验设计及极差、方差分析，得出以下结论：（1）本文考虑中间主应力对围岩损伤的影响，基于D-P准则提出粉碎区范围计算方法，基于断裂力学原理，计算裂隙区范围。通过对依托工程进行计算，并与现有计算方法、实测值及有限元模拟对比分析，得出粉碎区范围为 242 mm，位于实测值230250 mm范围内，裂隙区略大于粉碎区范围；裂隙区范围为1473mm，略大于实测最大值1450mm，且与有限元模拟结果接近。本文提出计算方法符合实际、计算简便且精确性较高。（2）通过对依托工程的有限元模拟，得出单孔爆破作用下围岩损伤过程为：130 s时粉碎区形成220 s时裂隙区形成220820 s时裂隙区范围裂隙扩展820 s时裂隙区形成。（3）X方向振速于裂隙区、裂隙区范围内随爆心距增加衰减速率增大，Y方向振速于粉碎区范围内随爆心距增加衰减速率增大。（4）通过分析粉碎区半径、裂隙区半径、裂隙区半径对各影响因素的敏感性、显著性，其分析结果一致，爆破荷载作用下粉碎区半径的主控因素为炸药爆速D，炸药爆速D由3 800 m s-1增长至4 400 m s-1时，粉碎区半径由208 mm增长至246 mm，增长率为18.3%；裂隙区半径和裂隙区半径的主控因素为泊松比，泊松比由0.20增长至0.26时，裂隙区半径由262 mm增长至350 mm，增长率为33.6%；裂隙区半径由1 208 mm增长至2 085 mm，增长率为72.6%。参考文献References1 吕荔炫.钻爆法隧道原位扩建的振动效应分析与爆破方案比选J.工程爆破,2022,28(5):135-142.LV Lixuan.Blast Vibration Analysis and Blast Scheme Optimization for the Tunnel In-situ ExpansionJ.Engineering Blasting,2022,28(5):135-142.2 李 奥,张顶立,黄 俊,等.基于损伤力学的隧道围岩开挖损伤特性研究J.铁道工程学报,2022,39(11):63-69.LI Ao,ZHANG Dingli,HUANG Jun,et al.Research on the Excavation Damage Characteristics in Tunnel Surrounding Rock Basedon Damage MechanicsJ.Journal of Railway Engineering Society,2022,39(11):63-69.3 何忠明,蔡 军,黄 阜,等.基于能量法的连拱隧道钻爆施工对围岩损伤影响分析J.中国公路学报,2019,32(9):143-151+182.HE Zhongming,CAI Jun,HUANG Fu,et al.Analysis of Influence of Drilling and Blasting Construction on Surrounding Rock Damageof Multi-arch Tunnel Based on Energy MethodJ.China Journal of Highway and Transport,2019,32(9):143-151+182.4 杨建华,吴泽南,姚 池,等.地下洞室爆破开挖诱发围岩损伤特性及PPV阈值研究J.振动与冲击,2019,38(2):131-139.YANG Jianhua,WU Zenan,YAO Chi,et al.Characteristics and PPV Thresholds of Rock Damages under Underground Blasting ExcavationJ.Journal of Vibration and Shock,2019,38(2):131-139.5 吉 凌,周传波,张 波,等.大断面隧道爆破作用下围岩动力响应特性与损伤效应研究J.铁道学报,2021,43(7):161-168.JI Ling,ZHOU Chuanbo,ZHANG Bo,et al.Study on Dynamic Response and Damage Effect of Surrounding Rock in Large Tunnelunder Blasting ExcavationJ.Journal of the China Railway Society,2021,43(7):161-168.6 沈才华,古文博,李鹤文,等.基于损伤扩容理论的圆形隧洞围岩松动圈位移计算方法J.隧道建设(中英文),2019,39(1):40-47.SHEN Caihua,GU Wenbo,LI Hewen,et al.Calculation Method for Displacement of Loose Circle of Circular Tunnel SurroundingRock Based on Theory of Damage and DilationJ.Tunnel Construction,2019,39(1):40-47.7 王永伟,李冠中.西双版纳隧道爆破开挖动力学特征及损伤效应J.长江科学院院报,2023,40(1):165-170.WANG Yongwei,LI Guanzhong.Dynamic Mechanical Characteristics and Damage Effects of Tunnel Blasting Excavation in XishuangbannaJ.Journal of Yangtze River Scientific Research Institute,2023,40(1):165-170.8 宋肖龙,高文学,季金铭,等.基于EEMD-HHT变换的爆破损伤分析方法J.中南大学学报(自然科学版),2021,52(8):2887-31单孔爆破作用下隧道围岩损伤范围计算及影响因素分析研究现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第60卷第4期(总第411期),2023年8月出版Vol.60,No.4(Total No.411),Aug.20232896.SONG Xiaolong,GAO Wenxue,JI Jinming,et al.Blasting Damage Analysis Method B