一种提高管片隧道衬砌结构抗内爆炸性能的工程措施研究

赵跃堂， 易义君， 储 程

(解放军理工大学 爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室， 南京 210007)

一种提高管片隧道衬砌结构抗内爆炸性能的工程措施研究

赵跃堂， 易义君， 储 程

(解放军理工大学 爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室， 南京 210007)

地铁等城市隧道是恐怖爆炸袭击的主要目标之一。盾构管片隧道由不同类型的预制混凝土管片通过接头处的紧固螺栓拼装而成的。由于接头的存在，与整体式衬砌结构相比，其整体刚度和承载水平比较弱，变形和破坏机理与整体式衬砌结构不同。考虑内爆炸的恐怖袭击条件，目前关于管片隧道衬砌结构抗内爆炸的研究成果很少。从分析全尺寸管片内爆炸试验结果入手，分析了内爆炸荷载作用下管片衬砌结构变形和破坏规律，梳理出控制衬砌结构破坏的关键因素和关键位置，提出一种在接头螺栓处添加柔性垫圈来降低与螺栓接触区域管片的破坏程度的方法，以期达到优化衬砌结构抗内爆炸性能的目的。最后采用数值模拟方法，对所提出了抗爆减爆工程措施进行了分析研究。结果表明，该方法可以有效减小管环在接头处的局部破坏，提高管片衬砌的抗内爆炸性能。

内爆炸； 管片衬砌； 减爆

近年来，世界范围内每年发生的恐怖爆炸袭击事件多达数千起，而且呈现不断上升的态势，地铁系统作为重要的城市公共交通设施，被列为具有高风险的易袭目标之一。伦敦地铁连环爆炸案，莫斯科地铁爆炸案等都是实例。这些爆炸事件不仅造成了巨大的人员伤亡，有的还造成了结构损伤或破坏。而对于穿越江河水道的隧道而言，内部爆炸极可能造成隧道涌水，引发严重的次生灾难。从2004年开始，国际上每隔两年举办一次隧道安全会议，会议发表的论文中有很大一部分专门讨论了隧道内爆炸和火灾的评估、分析方法、防御对策和应急演练等。美国联邦公路局在2006年制订了一个六年的桥梁和隧道安全研究计划[1]，该计划分析表明，对于隧道结构，超过60%的袭击方式为炸弹爆炸。

目前国内关于隧道结构抗恐怖爆炸的研究成果和对策相对较少，部分研究成果由于涉及军事背景鲜有公开。除人防工程等具有特殊用途的建(构)筑物外，现有民用建筑设计荷载中一般不包含爆炸荷载，在进行结构设计时，偶然荷载主要考虑地震荷载的作用。由于爆炸荷载和地震荷载在致灾机理方面有明显的不同，建(构)筑物在不同荷载作用下的响应规律也存在明显差异。

盾构衬砌结构由于其施工高效，对地表影响小等优势，在城市地下交通工程中得到了广泛应用。目前，国际隧道协会[2]和一些国家给出的盾构隧道设计指南，都不考虑偶然性内部爆炸冲击荷载的作用。尽管其出现概率小，但由于近年来恐怖爆炸技术的发展和地下交通系统安检系统可能存在的漏洞，地下隧道遭受恐怖爆炸袭击的风险客观存在。因此研究管片衬砌结构内爆炸破坏规律，并据此提出相应的抗爆减爆工程技术措施具有重要的意义。

FELDGUN等[3]对圆形截面管片衬砌结构在中心内爆炸荷载作用下的结构响应进行了分析，并给出了设计计算方法。HU等[4]用数值模拟的方法研究了内爆炸荷载下地铁车站的破坏问题；LIU[5]分析了爆炸荷载下纽约地铁隧道的动力响应，但隧道是按整体浇注考虑的；LARCHER等[6]研究了地铁车厢内爆炸时车厢的破坏规律以及对乘客的伤害情况；李忠献等[7]采用有限元和无限元耦合的方法，分析了爆炸超压、埋深、双线隧道的间距和隧道周围土体等因素对隧道衬砌应力场的影响；卢志芳等[8-9]对武汉长江隧道内部爆炸条件下衬砌结构的动力响应做了数值模拟研究，找出了衬砌最易破坏的部位，但计算模型太过简化，没有考虑螺栓和周围土压力的作用。总体上看，关于管片隧道的内爆炸响应，已有研究成果中数值模拟结果多，实验和解析结果少，基于管片衬砌响应特点的工程抗爆措施研究更少。

本文首先介绍了管片衬砌结构内爆炸试验的部分结果，并对其破坏规律进行了分析总结，为下一步提出初步的抗爆减爆工程技术措施提供了依据；然后提出了抗爆减爆措施构想；最后采用数值模拟方法对所提出的抗爆减爆措施的有效性进行了验证分析。初步分析结果表明，这种方法可以有效地减小管环在接头处的变形集中，减轻管片接头部位的局部破坏，提高管片衬砌的抗内爆炸性能。

1 垂直拼装管片衬砌全尺寸试验

目前关于盾构管片衬砌结构的变形规律已经有不少的研究，例如JANBEN[10]认为管片主要做刚体运动，在管片接头处主要发生转动，接头转动刚度呈现非线性行为。DO等[11-15]基于结构矩阵方法研究了管片结构在地震荷载作用下的拟静力响应。爆炸冲击荷载与地震波荷载存在很大差异，因此拟静力方法难以直接应用到管片衬砌内爆炸问题分析上。COLOMBO等[16-17]认为在内爆炸荷载作用下衬砌有外张趋势，因此采用抗拉弹簧来考虑管片接头的行为，并基于大量的数值模拟，给出了内爆炸荷载作用下衬砌结构的P-I曲线。

目前，如何准确描述管片衬砌结构在内爆炸荷载作用下的动力行为和破坏规律还没有成熟的方法，也没有公开的试验研究成果，很难从工程应用层面进行管片衬砌结构抗爆减爆措施研究。为了真实地研究管片衬砌结构在内爆炸荷载作用下的动力行为并为工程设计分析提供参考，论文首先对全尺寸管片衬砌结构进行内爆炸试验，找出控制管片衬砌结构内爆炸破坏的主要因素，在此基础上提出了相应的减爆措施，并通过数值模拟方法进行了分析论证。

1.1 试验概况

试验采用的管片为南京大地建设构件厂生产的标准钢筋混凝土管片，管片外径6.3 m，内径5.5 m，厚0.4 m，管片轴向长度1.2 m。单个管环由6个管片拼装并由标准螺栓连结，由于现场拼装非常困难，在能比较完整地揭示管片衬砌破坏形态和规律的基础上，选用竖向拼装方式。

炸药的爆炸位置按照最不利原则确定，基于车厢结构几何特征，地铁车厢内爆炸的最不利位置应该是将炸药放置于车厢内最靠近管片位置，此时该位置接近于A3管片与A1管片或A2管片接头处。基于前期初步的数值分析结果，试验最大TNT当量取20 kg，装药中心距离管片内边缘0.8 m，具体装药方式见图1。将炸药置于管片的中心位置进行爆炸加载，对于衬砌远区的分析是合理的，但对于研究爆炸近区管片的变形和破坏规律显然不符合实际情况。

实际隧道为长直结构，爆炸波可以沿轴向两个方向传播，现场试验的衬砌段只包含四个管环，一段自由，一段封闭。为了减少底面封闭端爆炸反射波对结构的作用，将底层土作疏松处理，以最大限度地吸收、耗散爆炸波，减少反射爆炸波的作用。

1.2 试验结果分析

观察两组管片的试验结果表明，它们的破坏形态基本一致。爆炸荷载作用过后，距离炸药最近的A3-A1管片接头部位破坏最为严重(图2(a))，整个区域呈现粉碎性破坏，螺栓有被拉直趋势，螺栓垫片变形很大，部分嵌入到管片混凝土内部。其它区域的破坏也都集中于管片环内接头处，与A3-A1接头区域相比破坏程度要小得多，主要局限于螺栓跨越区域钢筋外侧的混凝土材料剥落，剥落区周围没有明显的裂缝(图2(c))。整个区域的破坏示意图见图2(d)，其中实线椭圆框破坏程度与图2(a)所示相同，虚线椭圆框破坏程度与图2(c)所示相同。

图1 全尺寸模型试验装药布置

靠近装药位置的环向螺栓上的应变片出现了明显的不可恢复变形(分析认为其不完全是塑性变形，主要原因是：荷载作用结束后，管片之间出现了明显的错位，见图2(a)，由于管片之间摩擦力的存在，螺栓上会出现无法恢复的内应力)。图2(b)为最靠近爆源的环向螺栓中部外侧位置的应变时程曲线，从中可以看出测点应变片的不可恢复变形为3 431 με。纵向螺栓的变形比环向螺栓小得多，所有位置的应变记录都小于1 500 με。

图2 管片破坏

从偏心爆炸宏观实验现象可以发现以下几点规律：

(1) 偏心爆炸引起的管片衬砌破坏主要分布在管片接头处，靠近爆源位置的破坏最剧烈；

(2) 破坏原因主要是内爆炸荷载作用下管片有向外运动的趋势，而环向螺栓约束了管片的向外运动，因此在管片接头处将产生巨大的应力集中，这种应力集中将导致环向螺栓和螺栓跨越管片区域发生破坏；

(3) 在靠近爆源区域，环向螺栓的变形要明显大于纵向螺栓的变形。

2 提高管片衬砌结构抗内爆炸作用的措施

2.1 基本思路

基于以上对管片衬砌结构内爆炸试验破坏现象的分析，可以发现爆炸荷载作用过程中环向螺栓的过强约束是产生局部区域应力集中的主要原因，要减弱这种效应，必须通过工程措施适当放松爆炸荷载作用过程中环向螺栓的紧固力。

这样，减爆思路就可以初步归结为：在满足日常运营安全稳定的前提下，通过一定的工程措施适度释放内爆炸荷载作用过程中管片接头区域的运动约束条件来减小接头区域的应力集中，使环向螺栓在内爆炸荷载作用过程中对衬砌的紧固作用不过分增强，同时衬砌承受的紧固力不至于破坏螺栓附近的钢筋混凝土材料，从而保证管片结构的完整性。目前比较有效和经济的措施就是使用柔性紧固技术。

采用柔性紧固技术的螺栓受力时变形大，吸收能量作用强，补偿变形能力好，比较适用于承受冲击和振动荷载的作用和承受热负载作用。目前比较经济的方法是在螺母下面安装特殊功能垫片，比如弹性垫片(图3)或垫圈(图4)。当工作载荷由被联接件传来时，由于垫片或垫圈的较大变形，可以达到柔性紧固效果。日本土木学会将聚氨基甲酸脂弹性垫圈用于盾构衬砌螺栓接头来提高衬砌的抗震性能[18]。

图3 弹性垫片Fig．3 Elasticcushion图4 聚氨基甲酸酯弹性垫圈Fig．4 Carbamicacidpolyesterelasticcushion

下面通过数值模拟方法验证减爆措施的合理性，计算采用LS-DYNA软件进行。

2.2 有限元模型建立

竖向拼装管片试验表明，偏心0.8 m爆炸时，破坏主要出现在炸药所在环内，为了简化计算，我们仅计算一环管片的破坏过程，忽略纵向螺栓的作用，这种简化总体上会加大管片的内力和变形，对于结构设计偏于安全。有限元模型见图5，图中没有标注空气网格，计算模型中空气网格的范围覆盖除炸药外衬砌中心空腔和管片区域，空气和炸药共同构成欧拉网格，其余管片、土介质、螺栓和垫片构成拉格朗日网格，两种网格通过任意欧拉-拉格朗日算法进行耦合，土体外边缘设置透射边界条件模拟土体的无限范围，土体、螺栓、垫片和管片结构之间采用自动单面接触算法。

(a) 模型总体(空气没标注)

(b) 管片

(c) 螺栓

(d) 垫片

螺栓采用PLASTIC_KINEMATIC模型，土体采用MOHR_COULOMB模型模拟。管片材料采用PSEUDO_TENSOR[19]模型模拟，该模型可以近似描述材料的峰后行为，材料破坏前和破坏后的强度分别用曲线σmax和σfailed表示为

(1)

(2)

式中：p表示压力；a0，a1，a2，a0f和a1f为材料参数。

具体的参数物理意义见文献[20]，材料的参数取值见表1～表3。

表1 螺栓材料参数

表2 土体材料参数

表3 管片材料参数

TNT炸药的爆轰产物通常使用JWL状态方程描述，基本形式如下[19]：

(3)

表4 TNT炸药的JWL状态方程参数

空气采用理想气体状态方程[19]：

(4)

式中：p为压力(Pa)；γ为气体绝热指数(比热)，取1.4；ρ为初始密度，取1.225 kg/m3；e为单位质量内能，取4 192 MJ/m3。

添加弹性垫片的有限元模型见图5(d)，垫片采用SOIL_AND_FOAM材料模型模拟，聚氨基甲酸酯典型的压力-体积应变关系如图6所示。材料密度等于1 150 kg/m3，剪切模量等于13.6 MPa[20]。

图6 聚氨基甲酸酯的特性曲线[21]

在施加爆炸荷载前必须先施加紧固力，螺栓的初始紧固力取3 000 N，紧固力施加采用迭代计算方法进行，具体求解方法见文献[22]。

为了对比分析，计算共包含三种工况，见表5。表中工况3表示在紧急情况下，放松紧固螺栓，紧固力在爆炸荷载作用过程中恒等于零，这种工况使得结构的整体稳定受到削弱，是一种应急工况。

2.3 结果分析与讨论

表5 工况列表

罗中兴[23]已对数值模拟的方法和试验结果进行了详细的对比，验证了模拟方法的可靠性。图7给出了三个工况的管片塑性应变计算结果，三个图形的条纹级别是相同的。所有工况的最大塑性应变峰值都位于管片接头区域，具体数值见表6。计算结果表明，采用普通螺栓紧固的管片接头处塑性区和塑性应变峰值要明显大于其它两种工况，且所有接头区域都有比较明显的塑性变形，而其它工况接头处塑性区和塑性应变峰值变化都比较接近，且螺栓的塑性应变都不明显。这说明设置弹性垫片或适当放松紧固条件可以显著降低管片的破坏程度。

表6 最大有效塑性应变统计

图8考察了不同紧固条件下管片的运动情况，其中节点对应的位置见图5(b)。图中给出了在爆炸荷载作用过程中分别属于接头两侧两块管片的节点之间的相对距离时程曲线，从图中可以看出，采用普通螺栓紧固的管片接头的位移要明显小于其它工况，两者峰值相差约3倍，并且位移时程走势差别也较大。而其它两种工况接头处节点对的相对位移变化不大，这与前面塑性应变的演化规律是一致的。

试验中靠近爆源的环向螺栓沿螺栓轴向的最大应变为3 431 με(图2(a))，螺栓的直径为3 cm，则该应变对应的紧固力约为490 000 N。图9给出了数值模拟计算中的螺栓紧固力时程曲线，从图中可以看出，使用正常螺栓紧固，紧固力最大约为900 000 N，与试验数据有所差别，分析认为主要原因是数值计算中将模型简化为一环，没有考虑周围管环对爆心所在环的约束作用，而这种约束作用可以降低管片向外的运动和变形，同时，由于这种约束摩擦的作用，实际测量值表现出紧固力达到最大值后保持不变的现象(图2(a))，而模拟计算中，由于没有考虑这种约束作用，紧固力达到最大后会有不同程度恢复。使用垫片时最大紧固力约为200 000 N，远小于采用正常紧固螺栓的情况，实际工况条件下，如果考虑周围管环的约束作用，这个数值必然会更小，这说明采用垫片可以有效的减小螺栓内力，减小爆炸的破坏作用。

(a) 正常螺栓紧固

(b) 加上垫片

(c) 紧固力恒等于0 N

(a) 节点组40795-160891

(b) 节点组81229-210008

(c) 节点组159036-275573

2.4 工程运用

数值分析结果表明，采用弹性垫片可以降低管片接头区域的约束刚度，大大降低内爆炸荷载作用过程中管片接头区域的破坏程度。在工程上，垫片(垫圈)的设计必须满足以下几点：① 满足日常运营必要的紧固力；② 应力松弛要小；③ 在爆炸荷载作用过程中，螺栓和垫片系统能提供必要的位移，在该位移范围内产生的紧固力不会引起管片结构发生不可修复的破坏，见图10。

图9 螺栓紧固力时程

图10是垫片(圈)的典型压缩曲线，图中，S0和F0表示正常运营时的紧固位移和紧固力，Sm和Fm表示垫片最大允许压缩位移及对应的紧固力。前面的计算表明，在添加弹性垫片情况下单根环向螺栓不大于约200 000 N紧固力时，管片接头处张开位移最大值在3 cm左右，因此，单侧垫片提供的压缩位移如果能达到1.5 cm，且压缩过程中紧固力不超过200 000 N，则管片的塑性应变将局限在很小范围。

图10 垫圈(片)的力学性能

以上研究针对竖向拼装管片衬砌结构，实际工程的衬砌结构都是水平拼装方式。罗中兴[23]曾研究过水平拼装方式和竖向拼装方式之间管片抗爆能力的差别，在装药相对位置相同的条件下，水平拼装方式由于管片的自重和周围土压力的作用，其破坏程度相对要小一些。

3 结 论

本文通过试验和数值分析相结合的方法研究了管片衬砌结构在内爆炸荷载作用下的破坏规律，找出了控制管片衬砌结构破坏的关键部位，提出了一种减轻内爆炸破坏效应的工程措施。论文的主要结论如下：

(1) 原型管片内爆炸试验表明，衬砌结构管片的破坏主要集中于距离炸药最近的管片接头区域。管片本身的刚度远大于接头区域的刚度，这种刚度的巨大差异导致在环向螺栓跨越管片区域产生显著的应力集中，装药量比较大时将发生明显的局部破坏。

(2) 基于对管片衬砌变形和破坏机理的分析，提出通过降低靠近爆源区域环向螺栓约束刚度的方法来达到减轻内爆炸破坏效应的目的。降低环向螺栓约束刚度，跨越管片接头区域会发生一定的相对运动，管片和周围介质的动能增加，管片和螺栓的内力和变形减小。数值分析表明，这种方法可以有效降低内爆炸荷载作用下整个系统的塑性应变峰值和塑性区范围，有助于灾后管片的加固和再利用。

(3) 降低环向螺栓约束刚度的方法可以通过设计特殊功能垫片或垫圈来实现，这种方法成本低，工艺简单。数值分析表明，20 kgTNT炸药距离管片接头80 cm爆炸，只要靠近爆源区域的垫片(垫圈)的最大压缩位移达到1.5 cm，整个爆炸过程的紧固力将不超过200 000 N，将不会引起接头区域明显的塑性应变。

该工程技术措施应用于实际工程还需要进行必要的验证性试验，进一步优化工艺和可操作性。

[1] Parsons Brinckerhoff Quade & Douglas Inc. Making transportation tunnels safe and secure[M]. Washington, DC: Transportation Research Board, 2006.

[2] Working Group No.2. International Tunnelling Association. Guidelines for the design of shield tunnel lining[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2000, 15(3): 303-331.

[3] FELDGUN V R, KARINSKI Y S, YANKELEVSKY D Z. The effect of an explosion in a tunnel on a neighboring buried structure[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2014, 44: 42-55.

[4] HU Q, YUAN Y. Numerical simulation of internal blast effects on a subway station[M]. Berlin: Springer, 2009.

[5] LIU H. Dynamic analysis of subway structures under blast loading[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2009, 27(6): 699-711.

[6] LARCHER M, CASADEI F, SOLOMOS G. Risk analysis of explosions in trains by fluid-structure calculations[J]. Journal of Transportation Security, 2010, 3(1): 57-71.

[7] 李忠献，刘杨，田力. 单侧隧道内爆炸荷载作用下双线地铁隧道的动力响应与抗爆分析[J]. 北京工业大学学报，2006，32(2)：173-181.

LI Zhongxian, LIU Yang, TIAN Li. Dynamic response and blast-resistance analysis of double track subway tunnel subjected to blast loading within one side of tunnel[J]. Journal of Beijing University of Technology, 2006, 32(2): 173-181.

[8] 卢志芳，刘沐宇. 不同爆炸荷载下长江隧道的动力响应和损伤分析[J]. 爆破，2013，30(3)：5-9.

LU Zhifang, LIU Muyu. Analysis of dynamic response and structure damage of Yangtze River Tunnel subjected to different explosion loading[J]. Blasting, 2013, 30(3): 5-9.

[9] 刘沐宇，卢志芳. 接触爆炸荷载下长江隧道的动力响应分析[J]. 武汉理工大学学报，2007，29(1)：113-117.

LIU Muyu, LU Zhifang. Analysis of dynamic response of Yangtze River Tunel subjected to contact explosion loading[J]. Journal of Wuhan University of Tech-nology, 2007, 29(1): 113-117.

[10] JANBEN P. Load capacity of segment joints[D]. Braunschweig: Braunschweig University of Techno-logy, 1983.

[11] DO N A. Numerical analyses of segmental tunnel lining under static and dynamic loads[D]. Lyon: INSA, 2014.

[12] DO N A, DIAS D, ORESTE P,et al. Three-dimensional numerical simulation of a mechanized twin tunnels in soft ground[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2014, 42: 40-51.

[13] DO N A, DIAS D, ORESTE P,et al. 2D numerical investigation of segmental tunnel lining under seismic loading[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2015, 72: 66-76.

[14] DO N A, DIAS D, ORESTE P,et al. A new numerical approach to the hyperstatic reaction method for segmental tunnel linings[J]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 2014, 38(15): 1617-1632.

[15] DO N A, DIAS D, ORESTE P,et al. 2D numerical investigation of segmental tunnel lining behavior[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 37: 115-127.

[16] COLOMBO M, MARTINELLI P, DI PRISCO M. A design approach for tunnels exposed to blast and fire[J]. Structural Concrete, 2014, 16: 1-30.

[17] COLOMBO M, MARTINELLI P, HUAPING R. Pressure-impulse diagrams for SFRC underground tunnels[C]. Euro-C, 2014.

[18] 小泉淳. 盾构隧道的抗震研究及算例[M]. 张稳军，袁大军,译，北京：中国建筑工业出版社，2009.

[19] HALQUIST J O. LS-DYNA keyword user’s manual version 971[M]. Livermore, CA: Software Technology Corporation, 2007.

[20] 孔晓鹏，蒋志刚，晏麓晖，等. 陶瓷复合装甲粘结层效应和抗多发打击性能的数值模拟研究[J]. 工程力学，2012，29(2)：251-256.

KONG Xiaopeng, JIANG Zhigang, YAN Luhui, et al. An numerical study on ashesive layer effects and the protection capability of ceramic composite armors against multi-hit[J]. Engineering Mechanics, 2012, 29(2): 251-256.

[21] YI J, BOYCE M C, LEE G F,et al. Large deformation rate-dependent stress-strain behavior of polyurea and polyurethanes[J]. Polymer, 2006, 47(1): 319-329.

[22] 罗昆升，赵跃堂，罗中兴，等. 地铁盾构隧道管片结构初始状态的数值模拟分析[J]. 土木工程学报，2013，46(4)：78-84.

LUO Kunsheng, ZHAO Yuetang, LUO Zhongxing, et al. Numerical simulation on initial stress and strain of subway segmented tunnel[J]. China Civil Engineering Journal, 2013, 46(4): 78-84.

[23] 罗中兴. 越江隧道管片结构抗内爆炸作用理论与试验研究[D]. 南京:中国人民解放军理工大学，2012.

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

国家自然科学基金面上项目(51478469)；国家自然科学基金创新研究群体基金(51021001)

2015-11-11 修改稿收到日期：2016-02-20

赵跃堂 男，博士，教授，1967年生

易义君 男，硕士生，1991年生

U45

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.08.007