大型地下廠房開挖爆破損傷影響范圍及評價研究

陳俊樺，張家生，李新平

(1.中南大學土木工程學院，長沙410075;2.武漢理工大學道路橋梁與結構工程湖北省重點實驗室，武漢430070)

大型地下廠房開挖爆破損傷影響范圍及評價研究

陳俊樺1，張家生1，李新平2

(1.中南大學土木工程學院，長沙410075;2.武漢理工大學道路橋梁與結構工程湖北省重點實驗室，武漢430070)

針對溪洛渡主廠房淺孔臺階開挖爆破工程，根據C－J爆轟理論和強度統計理論等分別得到炮孔壁上爆炸沖擊荷載曲線和考慮壓、拉損傷的巖石動力損傷本構關系。在FLAC3D數值軟件中應用該爆炸荷載曲線和本構關系，并建立模擬單個垂直炮孔起爆的三維有限差分計算模型，分析巖石爆破動力響應，得到爆破損傷影響范圍特性。同時在現場進行了爆破試驗、鉆孔聲波測試和爆破振動速度測試。將現場試驗、基于TCK體積拉伸損傷模型的數值計算與考慮壓、拉損傷的數值計算的結果對比，驗證壓、拉損傷數值模型的合理性。研究成果表明，受地表自由面影響，巖石爆破損傷影響范圍隨深度增加而減小。炮孔頂部損傷影響水平半徑最大，且該半徑隨單孔炸藥量增大而顯著增大;與最大損傷影響半徑對應的水平徑向質點峰值振動速度可作為爆破損傷安全判據;相對深度方向，水平徑向為爆破損傷的主要擴展方向;數值計算結果較為合理，研究成果可為類似開挖爆破工程提供參考。

大型地下廠房;爆破損傷影響范圍;損傷評價;爆破峰值振動速度;單孔聲波測試

爆破開挖不可避免對周邊構(建)筑物產生破壞影響。相對于其它中小規模的地下爆破開挖工程，大型水電站地下開挖工程對保留巖體質量要求較高，一般要求評估開挖爆破影響范圍。從國內外研究成果看，巖石爆破破壞研究的力學理論基礎主要為彈塑性力學、斷裂力學和損傷力學。相比較適合金屬材料的彈塑性力學，巖石破壞行為更適合采用斷裂力學和損傷力學理論描述。斷裂力學對破壞狀態的描述只有破壞與不破壞兩種。而損傷力學通過連續的損傷變量描述巖石的破壞程度，能更準確地反映實際破壞情況，可以滿足爆炸近區巖石破壞程度分析的精度要求。因此，不少學者應用損傷理論研究巖石爆破動力響應［1－3］。

研究巖石爆破損傷范圍的方法主要為數值模擬和現場試驗。數值計算方法主要為有限元法和有限差分法，代表性軟件分別為LS－DYNA和FLAC3D等。張國華等［4］采用LS－DYNA研究大斷面隧道圍巖爆破損傷影響范圍。夏祥［5］、李新平等［6］、左雙英等［7］引入損傷變量并自定義爆炸荷載，采用FLAC3D模擬巖石爆破開挖，并分析圍巖爆破損傷影響范圍特性。但這些數值計算的損傷模型一般基于體積拉伸損傷，如TCK爆破損傷模型等，均只考慮巖石拉伸損傷，未考慮巖石受壓損傷，對孔底損傷影響范圍的計算值往往偏?。?］。目前評價巖石材料損傷的方法很多，一般有掃描電鏡觀察、透射電鏡觀察，高速攝影法、聲發射法、鉆孔攝像法、爆破振動速度測試［9－10］和鉆孔聲波測試［11－13］等。對于工程應用，在滿足一定精度的情況下，要求評價方法操作簡便，數據處理簡單。鉆孔聲波法和爆破振動速度測試法是現場監測常用方法，且需要測定的參數簡單，分別為聲波波速和振動速度。因此，現場試驗一般采用這兩個參數評價巖石損傷。嚴鵬等［14］、曾新華［15］分別采用聲波波速和質點峰值振動速度評價圍巖爆破損傷，并判定損傷影響范圍。

溪洛渡水電站地下廠房開挖工程為特大斷面洞室爆破開挖工程。為研究其主廠房中部大孔徑淺孔臺階開挖爆破影響范圍，本文根據巖石爆破損傷相關理論建立考慮壓、拉損傷的爆破損傷模型并進行爆破數值模擬，然后結合現場爆破試驗、爆破振動速度測試和鉆孔聲波波速測試共同分析開挖爆破損傷影響范圍特性，為地下廠房開挖爆破影響范圍控制提供參考。

1 工程背景

溪洛渡電站是一座以發電為主，兼有攔沙、防洪和改善下游航運等綜合效益的大型水電站。水電站地下廠房區開挖基巖為堅硬的玄武巖，巖石單軸飽和抗壓和抗拉強度可分別達100 MPa和10 MPa。其中左岸地下廠區位于壩肩上游山體內，水平埋深300～450 m，垂直埋深340～480 m，地應力水平顯著。地下廠區內并行分布著主廠房、主變室和尾水調壓室三個特大斷面、長洞身洞室。巖臺是主廠房爆破安全控制的關鍵部位，其周邊分層開挖示意圖見圖1。圖1中，Ⅰ1、Ⅰ2、Ⅱ、Ⅲ1和Ⅲ2為主廠房第Ⅰ層～第Ⅲ層開挖分層編號。除了第Ⅰ1層采用導洞擴挖的方式外，其余各層均采用淺孔臺階開挖爆破。巖臺所在部位埋深近400 m，垂直應力、水平應力的大小和巖石抗拉強度數量級相同，爆破開挖受到的夾制作用較大。一般淺孔臺階開挖爆破的鉆孔孔徑小于50 mm。但為克服巖石夾制作用，需要采用較大的爆破藥量或者較大孔徑的爆破孔。如臺階爆破開挖采用了直徑為90 mm的炮孔。這種措施相應地也增大了爆破影響范圍。因此，在大孔徑淺孔臺階爆破條件下，需要預留一定厚度的保護層以確保巖臺的質量。如圖1中保護層厚度設計取值為4.0 m。因爆破安全問題突出，爆破施工前有必要進行相關試驗評估開挖爆破影響范圍。

圖1 主廠房第Ⅰ層～第Ⅲ層開挖分層示意圖(單位:m)Fig.1 Layered excavation for powerhouse from layerⅠto layerⅢ(unit:m)

2 巖石爆破損傷計算模型

2.1 炮孔壁上爆炸沖擊荷載計算模型

炸藥起爆時產生的爆轟波常伴隨極其復雜的物理化學反應，爆轟波壓力的計算會遇到極大的困難。為使得問題簡單化，根據C－J理論，假設爆轟波波陣面通過炸藥后，化學反應瞬時完成，并生成爆轟產物。對于淺孔爆破，由于孔深較小且爆轟波傳播速度極快，可以忽略起爆位置的影響，近似認為炮孔中的爆轟產物是定容瞬時完成的。水電站地下洞室開挖爆破常用柱狀乳化炸藥，屬于凝聚態炸藥。凝聚態炸藥的瞬時爆轟平均壓力為［16］:

實際臺階開挖爆破的藥柱直徑為70 mm，鉆孔直徑為90 mm，為不耦合裝藥。對于不耦合裝藥，炸藥起爆后先激發空氣沖擊波作用在炮孔壁上，然后是爆轟產物膨脹到孔壁上?？諝鉀_擊波強度相對小且其衰減快，可以忽略。近似認為炮孔壁上初始沖擊波峰值壓力由爆轟產物膨脹作用決定。徑向不耦合裝藥結構見圖2，爆轟產物膨脹到孔壁時產生的峰值爆炸沖擊壓力計算如下:

圖2 徑向空氣不耦合裝藥結構Fig.2 Radial air－decoupling charge structure

式中:p'max為炮孔壁上單位面積的初始膨脹峰值壓力; re為藥柱半徑;le為藥柱總長度。rb為炮孔半徑;lb為炮孔裝藥段長度。l和lc分別為炮孔長度和堵塞長度;淺孔臺階爆破裝藥是軸向耦合的，此時le=lb。

當爆轟產物撞擊到炮孔壁上，沖擊荷載明顯增大，由式(1)～式(2)得到炮孔壁上峰值壓力為:

式中:pmax為炮孔壁上單位面積峰值沖擊壓力;n為爆轟產物作用壓力增大系數，n=8～11。對于乳化炸藥可以取n=10。Qe為單孔裝藥量，Qe=ρeπler2e。

炮孔壁上沖擊壓力在極短時間內迅速上升到峰值，然后逐漸衰減為零。為方便計算，爆炸沖擊荷載時程曲線常采用簡化形式。該形式主要有三角形式和指數函數形式(不考慮升壓時間)。對于不耦合裝藥，由于炸藥與炮孔壁間存在空隙，爆轟產物需經歷一段時間才膨脹到孔壁，即壓力上升到峰值需要一定的時間。三角形爆破沖擊荷載曲線考慮了升壓作用時間和壓力總作用時間的影響，較接近實際情況。該時程曲線表達式為:

式中:p(t)為t時刻炮孔壁上單位面積的壓力;t1和t2分別為升壓作用時間和壓力作用的總時間。

從現有研究成果知，t1和t2的數量級分別為100～102μs和102～103μs。爆破近區t2與t1的比值約為6～10。

2.2 巖石爆破損傷本構模型

2.2.1 損傷演化方程

常用的爆破損傷本構模型一般只考慮體積拉伸或者拉應力導致的損傷，典型例子為TCK爆破損傷本構模型，該本構模型的損傷演化方程為:

式(5)～式(6)中:D為損傷變量;μe為有效泊松比;Cd為單位體積裂紋密度;k和m為材料參數;KIC為斷裂韌度;ε·max為極限變形率;εV為體積拉伸應變;ρ為巖石密度;c為巖石聲波波速。“‖”表示求絕對值。

現有研究表明，壓應力作用下，巖石也會產生損傷，為壓剪損傷。且巖石拉、壓破壞性質和金屬材料不同。如巖石抗壓強度一般遠大于其抗拉強度。因此，壓、拉損傷本構關系較為適合巖石。

由于裂紋的發展是隨機的，因此可以假定巖石單元的破壞強度服從一定的概率分布，損傷變量即為破壞概率［17－20］。一些學者假定巖石的強度服從正態或者Weibull分布，從而得到巖石損傷演化律方程［21－24］。假定巖石單元的強度服從WeiBull分布，其破壞概率計算為:

式中:Fc為受壓狀態下巖石塑性屈服函數，為偏應力第二不變量有效值，p'v為靜水壓力有效值和kc為無損材料強度參數。

式中:Pf為巖石單元的破壞概率;F為表征單元強度的物理量;A與B為單元強度的隨機分布參數。

假定巖石單元的破壞是各向同性的，將巖石單元的破壞概率定義為其損傷程度。對式(7)完成積分后得到損傷演化方程:

根據Lemaitre應變等價假設，巖石中的有效應力和名義應力間的關系為:

式中:σi為i方向名義主應力，σ'i為i方向有效主應力，i=1，2，3;假定壓應力為正，拉應力為負，且σ1≥σ2≥σ3。

受壓狀態下，特別是高壓狀態下，巖石易于發生塑性破壞。因此，對于受壓狀態下，巖石單元物理強度F采用D－P屈服函數表示如下:

受拉狀態下，巖石易于發生脆性破壞，單元損傷強度近似由單軸拉應力狀態確定為:

式中:Ft為受拉狀態下巖石脆性破壞函數，σ'3和kt分別為最小有效主應力和無損材料單軸抗拉彈性極限。

由式(8)、式(10)和式(11)，得到壓、拉損傷演化方程:

式中:Dc與Dt分別為壓、拉損傷變量，當兩者同時滿足式(12)，根據巖石易于受拉破壞的特性，優先取D=Dt; Ac、Bc、At、Bt為相應的材料參數，可參照文獻［24］獲得。

損傷發展導致彈性模量、剪切模量和體積模量的劣化，名義模量和無損模量之間的關系為:

式中:E、G和K分別為受損材料的名義彈性模量、剪切模量和體積模量。下標“0”表示相應的無損材料的模量。

2.2.2 損傷本構關系

炮孔邊緣附近，在高壓作用下，巖石的狀態介于流體和固體之間，發生大變形塑性流動，黏性可以忽略。此時認為巖石是完全破壞的。本構關系采用Murnagham狀態方程描述:

對于巖石抵抗剪切，則近似認為滿足下式:

式中:μ為泊松比。μ=Nμμ0，μ0為巖石材料初始泊松比，Nμ為泊松比變化系數，1＜Nμ≤1/(2μ0)。

當應力波強度下降到p'v≤p－，巖石的黏性和強度的應變率相關性變得顯著。相關狀態方程為:

由式(9)～式(18)得到本文提出的有效應力表示的巖石爆破損傷本構關系。將式(5)和式(6)代替式(12)，且令φ(Fc)=0，式(16)～(17)退化為TCK本構模型。因此，相對TCK本構模型，本文提出的本構模型既考慮了受壓損傷效應，又考慮了黏性效應。

3 數值模擬及現場試驗

3.1 數值模擬

3.1.1 幾何模型及邊界條件

由于主廠房淺孔臺階爆破采用了雷管分段延時起爆，雷管分段起爆的最小單元為單個炮孔，因此，單孔起爆最具代表性。以圖1所示的第Ⅲ1層淺孔臺階開挖爆破為背景，采用FLAC3D軟件建立有限差分數值仿真模型，模擬單個垂直炮孔起爆時爆炸應力波在巖石中的傳播。考慮對稱情況，以炮孔中軸線為中心線，建立1/4三維模型。計算模型截面圖見圖3，坐標系符合右手法則。圖3中爆炸沖擊荷載加載區域為炮孔裝藥段。靜力計算時，由于模型所在部位埋深約400 m，原巖水平應力約為同深度垂直應力的0.75倍～2.0倍，這里取值為1.0。將該應力近似作為應力邊界條件施加在模型的圓弧邊界上;對稱邊界和底部采用位移固定模式;頂部地表為自由面。靜力平衡后進行動力計算。動力計算時，除頂部自由面邊界外，其它邊界設置為黏滯無反射邊界。同時在模型的內邊界上，即圖2所示的裝藥段對應的炮孔壁上采用式(3)和式(4)確定的爆炸沖擊荷載時程曲線進行加載。荷載計算參數見表1和表2。爆炸沖擊荷載時程曲線見圖4。

圖3 計算模型截面示意圖(單位:m)Fig.3 Section of numericalmodel(unit:m)

圖4 孔內爆炸沖擊壓力時程曲線Fig.4 Time history curve of blast load

3.1.2 爆破損傷本構模型

損傷本構關系采用式(9)～式(18)確定的巖石爆破損傷本構關系。將該本構關系通過編程輸入到FLAC3D軟件進行計算。計算原則如下:考慮到天然巖石總是存在損傷的，取地下廠房巖石完整性較好部位的物理參數作為損傷本構關系中的無損材料參數;拉、壓損傷條件同時滿足時，取D=Dt;當有效應力滿足損傷條件時，求得損傷變量，然后利用損傷變量協調名義應力和應變;單元卸載時，損傷變量不變，按式(13)計算卸載模量。巖石材料的參數見表3。

表1 炮孔壁上爆炸沖擊波峰值壓力計算參數Tab.1 Calculating parameters of peak pressure of blast impulsive wave on blast hole wall

表2 爆炸沖擊荷載加載曲線參數Tab.2 Parameters of blasting im pact loading curve

表3 巖石材料物理力學參數Tab.3 Physical and mechanical properties of rock

3.2 現場試驗

現場進行了單孔一段同時起爆的淺孔臺階開挖爆破試驗。炮孔直徑為90 mm，孔深為4.5 m。炸藥藥卷直徑為70 mm。相應于數值計算，現場試驗的單孔炸藥量為9.0 kg。

3.2.1 單孔聲波波速測試

采用巖海RS－ST01C超聲波檢測儀和一發雙收的換能器進行單孔聲波波速測試。爆破試驗前，根據數值分析結果在距炮孔中心約1.5～4.0 m范圍內布置直徑為60 mm的垂直聲波孔。垂直聲波孔與炮孔平行，孔深約8.0 m。在聲波孔內進行爆前和爆后聲波波速測試。測試時，在孔內注水或黃油為耦合劑，將換能器放入孔底，自孔底每隔0.2 m往孔口方向移動，記錄相關數據。為防止因布孔過密導致損傷范圍擴大的空孔效應，聲波孔布置為兩排，共布置7個測點，聲波孔布置示意圖見圖5。1#～7#點與炮孔的中軸線距離依次為:1.5 m、1.8 m、2.0 m、2.7 m、3.0 m、3.6 m、4.0 m。

3.2.2 爆破振動速度測試

在爆破試驗前，預先在設定的地點布置振動速度傳感器和爆破測振儀。測點布置示意圖見圖5。爆破測振儀為TopBox便攜式數據采集設備。

圖5 測點布置平面示意圖(單位:m)Fig.5 Layout ofmonitoring points(unit:m)

3.3 結果及分析

(1)爆破損傷影響范圍判定及其特性

水電站地下工程開挖爆破一般利用聲波波速按下式對巖體進行損傷評價:

式中:ηs為聲波波速下降率，ηs=c/c0;c為爆后巖體聲速。其它物理量意義同前。

根據《水工建筑物巖石基礎開挖工程施工技術規范》(DL/T5389－2007)，當ηs≥0.15可判定開挖爆破對巖體產生破壞影響，此時損傷變量計算為:

式中:Dlim為爆破損傷門檻值。當0≤D≤Dlim，爆破損傷對巖體影響較小;當D≥Dlim，爆破損傷對巖體影響較為顯著。工程中一般根據該爆破損傷門檻值判定開挖爆破損傷影響范圍。

典型聲波波速測試結果見圖6。圖6中，爆前孔內平均波速約為4 370 m/s，爆后平均波速約為4 204 m/s。平均波速變化不大，減少約4%。但深度為0～2.2m附近波速降低且變化較大，受爆破損傷影響顯著。

圖6 聲波波速沿孔深變化曲線Fig.6 Curve of acoustic wave velocity varying with the hole depth

本文數值計算模型基于壓、拉損傷本構模型，常用的TCK模型為體積拉伸損傷本構模型。為驗證本文數值模型的合理性，將TCK模型導入FLAC3D中進行數值計算，并將現場試驗、TCK模型和本文數值模型得到的爆破損傷影響范圍進行對比。爆破損傷影響范圍見圖7。TCK模型具體參數取值參見文獻［19－20］。圖7中，水平半徑R為某點至炮孔中軸線的水平距離，垂直深度H為某點至炮孔頂部地表的距離。設Rmax和Hmax為最大損傷影響半徑和最大損傷影響深度。三種方法獲得的最大損傷影響半徑和最大損傷深度對比見表4。

圖7 單孔爆破損傷影響范圍Fig.7 Damage zone induced by single－hole blasting

由圖7可知:隨著深度的增加，爆破損傷影響半徑基本呈減小趨勢。在炮孔裝藥段(2～4.5 m)附近，損傷影響半徑差別不大。最大損傷影響半徑Rmax出現在炮孔頂部自由面。最大損傷深度Hmax出現在孔底正下方。對比圖4分析可知:炮孔內爆炸應力波在巖石中激發的壓縮波在炮孔頂部自由面反射，產生拉伸波。因巖石抗拉強度較低，且反射拉伸波的強度隨深度增加而減小，所以自由面附近巖體更容易發生拉伸損傷，爆破損傷影響半徑在炮孔頂部自由面上最大。此外，原巖應力達到了巖石抗拉強度的數量級，沿炮孔深度方向巖石的夾制作用較為明顯，底部損傷較難發展。總體看，爆破損傷影響范圍主要向水平徑向發展。

表4 爆破損傷影響范圍結果對比Tab.4 Comparison of results of blasting-induced damage zone

從表4中看出，對于最大爆破損傷影響深度，本文數值模擬結果為6.20 m，比現場試驗結果6.00 m略大，相對誤差的絕對值約為3.3%。相對誤差為數值計算結果相對現場實測值的差值。而基于TCK模型的計算結果比現場結果小0.4 m，相對誤差的絕對值約為6.6%?；赥CK爆破損傷模型的損傷影響深度計算結果偏小，與文獻［8］的結論較為一致;對于最大爆破損傷影響半徑，本文數值模擬結果為2.52 m，比現場試驗結果小0.48 m，相對誤差的絕對值約為16.0%。而基于TCK模型的計算結果比現場結果小0.62 m，相對誤差的絕對值約為20.7%?？傮w看，基于TCK模型的計算結果均小于現場試驗實測值與本文的數值計算結果。本文數值計算結果相對更接近現場實測值。結合表4和圖7可知，在自由面附近，本文數值計算結果、基于TCK模型的計算結果與現場試驗結果相差都較大。隨著深度的增加，數值計算的結果和現場試驗結果相差不大。初步分析原因后認為，由于下部待開挖巖層不可避免受到其上部巖層開挖爆破的影響，現場試驗部位的自由面附近巖體實際已經受到上部開挖爆破損傷影響。即爆破試驗開展前，自由面附近巖體相對孔底附近巖體產生了損傷。在爆源應力波強度一定情況下，相比未受擾動時，自由面附近已受損巖體的損傷影響范圍將相對擴大。而對于數值試驗，自由面附近和炮孔底部的巖體都是一樣的。因此，對于自由面附近的損傷范圍，現場試驗的結果要大于數值計算。

3.2.3 單孔炸藥量對損傷影響范圍的影響

改變單孔炸藥量，得到最大損傷半徑、最大損傷深度與單孔炸藥量的關系(見圖8)。從圖8可知，單孔炸藥量從7.5 kg增加到13.5 kg，最大損傷半徑由2.31 m增加到3.07 m，增幅為33%。可見，隨著單孔炸藥量的增大，爆破損傷影響范圍顯著增大。最大損傷深度在6.20 m附近幾乎不變。這表明單孔炸藥量的變化主要引起損傷范圍沿水平方向變化。這是因為在開挖分層高度一定的情況下，單孔炸藥量變化意味著裝藥段距自由面的變化。裝藥段越靠近自由面，反射波的影響就越大，最大損傷半徑也就越大。由于相應的堵塞長度不是隨意的，單孔炸藥量變化是有限的，所以單孔爆破引起的損傷范圍也有限。此外，淺孔臺階開挖爆破的裝藥結構為常規裝藥結構，炮孔底部沒有加強裝藥，故單孔炸藥量的增加對炮孔底部炸藥裝藥密度無影響，由前面式(1)～式(3)，可知孔底單位面積的爆炸壓力不變。因此，單孔炸藥量的增加不影響孔底附近的爆破損傷影響范圍。

圖8 Rmax、Hmax與單孔炸藥量的關系Fig.8 Relationships between the Rmax，the Hmaxand themaximum amount of explosive charge of single－hole

從保護周邊巖體的角度出發，炮孔頂部地表最大損傷半徑是爆破損傷控制的重要因素，根據圖8得到最大損傷半徑和單孔炸藥量的擬合關系為:

式(21)的擬合相關系數為0.99，相關性好。

3.2.4 質點峰值振動速度衰減規律

現場爆破振動速度測試監測的部位為炮孔頂部平面。與之相對應，沿水平徑向提取數值模型炮孔頂部地表各節點峰值振動速度值，得到峰值振動速度Vmax沿水平徑向傳播的衰減曲線，見圖9。數值計算與現場試驗的峰值振動速度結果對比見表5。

表5 爆破質點峰值振動速度測試結果對比Tab.5 Comparisons of test results of particle peak vibration velocity induced by blasting

圖9 地表質點峰值振動速度隨水平徑向距離衰減曲線Fig.9 The curve of particle peak vibration velocity attenuation along horizonta－radial direction on the surface

從圖9可知，爆源附近垂直向峰值振動速度大于水平徑向。但由于水平徑向質點峰值振動速度衰減比垂直向慢，損傷區附近水平徑向峰值振動速度逐漸超越垂直向。在損傷區邊緣R=2.52 m處，水平徑向峰值振動速度和垂直向峰值振動速度分別約為33.3 cm/ s和21.1 cm/s。水平徑向峰值振動速度比垂直向的大。現場爆破安全監測一般以某一方向的振動速度為安全判據。相應于現場應用，數值試驗中與式(21)確定的最大損傷半徑對應的水平徑向質點峰值振動速度可作為臨界損傷安全判據。即對于數值模擬試驗，水平振動速度33.3 cm/s可作為判定某點受爆破損傷影響的臨界振動速度。

表5中"/"表示因振動速度超越傳感器量程(30 cm/s)，無法監測到數據。V⊥和V//分別表示垂直向和水平徑向峰值振動速度。從表5和圖9可知:

(1)垂直向峰值振動速度的相對誤差的絕對值隨水平距離的增加而減小，由16.3%減少到3.6%;除了編號為9的測點外，水平向振動速度的相對誤差絕對值為2.2%～7.4%，小于10%?？傮w看，相對誤差的絕對值不超過17%。

(2)在損傷區邊緣附近，實測的水平徑向質點峰值振動速度大于垂直向振動速度，與數值計算結果得出的結論一致。

4 結論

(1)地下廠房淺孔臺階單孔爆破損傷影響范圍隨深度的增加而減小。地表處損傷半徑達到最大值。單孔炸藥量的變化主要引起損傷范圍沿水平徑向擴展的變化。在開挖分層一定的情況下，相應的堵塞長度不是隨意的，因此單孔炸藥量的變化是有限的，從而單孔爆破的損傷范圍也是有限的。與最大損傷半徑對應的水平徑向質點峰值振動速度可作為爆破損傷安全判據。

(2)總體看，數值計算結果和實測結果存在一定差距，但兩者對爆破損傷影響范圍判定的差別隨深度的增加而減少，得到的爆破振動速度衰減規律也較為一致，且本文考慮壓、拉損傷的數值模型計算結果比TCK數值模型更接近實測值，因此，本文的數值模型是合理的。

(3)研究成果可為大型地下廠房開挖爆破損傷控制提供參考。當單孔炸藥量為9 kg時，現場試驗得到的單孔爆破最大損傷半徑約為3.0 m。根據數值計算結果，單孔炸藥量對最大損傷半徑影響較大。因此，從安全角度出發，建議主廠房淺孔臺階開挖爆破采用單孔一段同時起爆，并將保護層厚度從原設計值4.0 m增加到5.0 m。

(4)由于爆炸近區巖石動力響應的復雜性，且理論模型做了一定程度的簡化，研究成果存在一定的局限性。因此，對爆炸近區巖石損傷的研究仍需進一步探索。

［1］王志亮，鄭明新.基于TCK損傷本構的巖石爆破效應數值模擬［J］.巖土力學，2008，29(1):230－234.

WANG Zhi－liang，ZHENGMing－xin.Numerical simulation of effect of rock blasting based on TCK damage constitutive model［J］.Rock and Soil Mechanics，2008，29(1):230－234.

［2］楊小林，王樹仁.巖石爆破損傷模型及評述［J］.工程爆破，1999，5(3):71－75.

YANG Xiao－lin，WANG Shu－ren.Rock blast damagemodels and comments［J］.Engineering Blasting，1999，5(3):71－75.

［3］夏祥，李俊如，李海波，等.廣東嶺澳核電站爆破開挖巖體損傷特征研究［J］.巖石力學與工程學報，2007，26(12):2510－2516.

XIA Xiang，LI Jun－ru，LI Hai－bo，et al.Study of damagecharacteristics of rock mass under blasting load inLing'ao nuclear power station，Guangdong province［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2007，26(12):2510－2516.

［4］張國華，陳禮彪，夏祥，等.大斷面隧道爆破開挖圍巖損傷范圍試驗研究及數值計算［J］.巖石力學與工程學報，2009，28(8):1611－1619.

ZHANG Guo－hua，CHEN Li－biao，XIA xiang，et al.Numerical simulation and experimental study of damage range of surrounding rock in large tunnel under blasting excavation［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2009，28(8):1611－1619.

［5］夏祥.爆炸荷載作用下巖體損傷特征及安全閾值研究［D］.北京:中國科學院研究生院，2006.

［6］李新平，陳俊樺，李友華，等.溪洛渡電站地下廠房爆破損傷范圍及判據研究［J］.巖石力學與工程學報，2010，29(10):2042－2048.

LI Xing－pin，CHEN Jun－hua，LI You－hua.et al.study of criterion and damage zone induced by excavation blasting of underground power－house of Xiluodu hydropower station［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2010，29(10):2042－2048.

［7］左雙英，肖明，續建科，等.隧道爆破開挖圍巖動力損傷效應數值模擬［J］.巖土力學，2011，32(10):3171－3176.

ZUO Shuang－ying，XIAOMing，XU Jian－ke，etal.Numerical simulation of dynamic damage effect ofsurrounding rocks for tunnels by blasting excavation［J］.Rock and SoilMechanics，2011，32(10):3171－3176.

［8］胡英國，盧文波，陳明，等.巖石爆破損傷模型的比選與改進［J］.巖土力學，2012，33(11):3278－3284.

HU Ying－guo，LUWen－bo，CHEN Ming，et al.Comparison and improvement of blasting damage models for rock［J］.Rock and Soil Mechanics，2012，33(11):3278－3284.

［9］Ahrens T J，Rubin A M.Impact－induced tensional failure in rock［J］.Journal of Geophysical Research，1993，98(E1): 1185－1203.

［10］朱傳云，喻勝春.爆破引起巖體損傷的判別方法研究［J］.工程爆破，2001，7(1):12－16.

ZHU Chuang－yun，YU Sheng－chun.Study on the criterion of rockmass damage caused by blasting［J］.Engineering blasting，2001，7(1):12－16.

［11］Bauer A，Calder P N.Open pit and blast seminar［D］.Kingston:Mining Engineering Department，Queens University，1978.

［12］Savely JP.Designing a final blast to improve stability［C］// Presented at the SME Annual Meeting.New Orleans:［s.n.］，1986.

［13］張文煊，盧文波.龍灘水電站地下廠房開挖爆破損傷范圍評價［J］.工程爆破，2008，14(2):1－7.

ZhANGWen－xuan，LUWen－bo.Evaluation of blast－induced damage zone in excavation blasting of longtan underground workshop［J］.Engineering Blasting，2008，14(2):1－7.

［14］嚴鵬，盧文波，單治鋼，等.深埋隧洞爆破開挖損傷區檢測及特性研究［J］.巖石力學與工程學報，2009，28(8): 1552－1561.

YAN Peng，LU Wen－bo，SHAN Zhi－gang.et al.Detecting and study ofblasting excavtion－induced damage of deep tunnel and its characters［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2009，28(8):1552－1561.

［15］曾新華.巖石爆破損傷影響范圍研究［D］.天津:天津大學建筑工程學院，2003.

［16］姚強，楊興國，陳興澤，等.大型地下廠房開挖爆破振動動力響應數值模擬［J］.振動與沖擊，2014，33(6):66－70.

YAO Qiang，YANG Xing－guo，CHEN Xing－ze，et al.Numerical simulation of dynamic response of large underground powerhouse subjected to blasting vibration［J］.Journal of Vibration and Shock，2014，33(6):66－70.

［17］Grady D E，Kipp M E.Continuum modelling of explosive fracture in oil shale［J］.International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，1980(17):147－157.

［18］Kipp M E，Grady D E.Numerical studies of rock fragmentation［J］.Computers＆Chemical Engineering，1980:721－735.

［19］Taylor LM，Kuszmaul JS，Ghen E P.Damage accumulation due to macrocracking in brittle rock under dynamic loading［J］.American Society of Mechanical Engineers，1985(69): 95－104.

［20］Chen E P，Taylor LM.Fracture of brittle rock under dynamic loading condition［J］.Fracture Mechanics of Ceramics，1986 (7):175－86.

［21］Krajcinovic D，Silva M A G.Statistical aspects of the continuous damage theory［J］.Int JSolids Structures，1982，18(7):551－562.

［22］徐衛亞，韋立德.巖石損傷統計本構模型的研究［J］.巖石力學與工程學報，2002，21(6):787－791.

XU Wei－ya，WEI Li－de.Study on tatistical damage constitutive model of rock［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2002，21(6):787－791.

［23］唐春安，徐小荷.巖石全應力一應變過程的統計損傷理論分析［J］.東北工學院院報，1987，51(2):191－195.

TANG Chun－an，XU Xiao－he.Statistical damage analysis of the rock complete stress－strain proeess［J］.Journal of Northeast University of Technology，1987，51(2):191－195.

［24］曹文貴，趙衡，張玲，等.考慮損傷閥值影響的巖石損傷統計軟化本構模型及其參數確定方法［J］.巖石力學與工程學報，2008，27(6):1149－1154.

CAO Wen－gui，ZHAO Heng，ZHANG ling，et al.Damage statistical softenning constitutive model for rock considering effect of damage threshold and its parameters determination method［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2008，27(6):1149－1154.

Rock blasting-induced damage zone and its evaluation during excavation of a large-scale underground powerhouse

CHEN Jun－hua1，ZHANG Jia－sheng1，LIXin－ping2
(1.School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，China; 2.Hubei Key Laboratory of Road－Bridge and Structure Engineering，Wuhan University of Technology，Wuhan 430070，China)

Aiming at short－hole bench blasting excavation of themain powerhouse of Xi Loudu hydroelectric power plant，the curve of load on blasthole and the constitutive relation model of rock dynamic damage considering both compression fracture and tensile damage were obtained according to the C－J detonation theory and the statistical theory of strength.The curve of load and the constitutive relation were applied in software FLAC3Dfor the establishmentof the threedimensional finite difference numerical simulation model of single－hole blasting.The characteristics of rock blastinginduced damage zonewere obtained through analyzing dynamic responses of rock－blasting.Meanwhile，blasting tests，tests of acoustic wave velocity in borehole and blasting vibration tests were conducted on site.The comparison of results obtained from field tests，the numerical simulation based on TCK constitutive relationmodel and the numerical simulation considering both compression fracture and tensile damage was alsomade in order to verify the rationality of the proposed model.The results showed that the rock blasting－induce zone expandswith decrease in excavation depth due to the effects of ground free surface of excavtion layer;the horizontal radius of the blasting－induced zone reaches itsmaximum due to the effects of top damage of blasthole，and the radius increases significantly with increase in single－hole charge amount;the peak value of horizontal－radial vibration velocity corresponding to themaximum radius affecting damage can be used as the criterion of blasting－induced damage;themain blasting－induced damage extension direction is along the horizontal－radial direction instead of the vertical depth.The numerical results were reasonable and provided a reference for the similar blasting excavation projects.

large－scale underground powerhouse;rock blasting－induced damage zone;damage evaluation;peak vibration velocity of blasting;testing of single－hole acoustic wave velocity

TD235;TV542

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.23.010

國家自然科學基金資助項目(51378514)

2015－04－17修改稿收到日期:2015－06－22

陳俊樺男，博士生，1983年生

張家生男，博士生導師，1964年生