大型地下洞室開挖爆破破壞影響范圍

陳俊樺，張家生，李新平

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大型地下洞室開挖爆破破壞影響范圍

陳俊樺1，張家生1，李新平2

(1. 中南大學土木工程學院，湖南長沙，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，湖北武漢，430070)

大型地下洞室爆破開挖通常需要考慮巖體完整程度的影響。以位于四川和云南交界的金沙江上的溪洛渡水電站特大斷面地下主廠房淺孔臺階開挖爆破工程為研究背景，提出考慮初始損傷影響的巖石爆破損傷模型以及和初始損傷相關且可用于確定爆破破壞影響范圍的判據。建立初始損傷和巖體完整性指數之間的關系式，使得提出的本構模型能考慮巖體完整程度的影響。通過編程將提出的本構模型應用到FLAC3D軟件中，進行爆破數值模擬。首先分析巖石爆破破壞影響范圍特性，然后以爆破破壞最大水平半徑作為爆破破壞影響范圍的特征參數，分析爆破破壞最大水平半徑和巖石初始損傷、單段爆破藥量以及爆破質點峰值振動速度之間的關系，得到不同初始損傷條件下爆破破壞對應的臨界振動速度和安全允許炸藥量。最后利用現場爆破試驗、鉆孔聲波測試和質點峰值振動速度測試的結果驗證數值模擬結果的合理性。研究結果表明：對于淺孔臺階爆破，水平徑向爆破破壞影響范圍隨孔深的減小而增加，并在頂部平面達到最大值。該破壞邊緣質點的峰值振動速度可作為爆破施工監測的安全判據。巖石初始損傷越大，初始損傷對爆破破壞最大水平半徑的影響越顯著。數值計算結果和現場試驗結果較吻合。

巖石力學；水電站地下廠房；爆破安全判據；爆破數值模擬；質點峰值振動速度；巖體完整程度

地下開挖洞室按照開挖斷面尺寸可劃分為小斷面、中斷面、大斷面和特大斷面4種類型，其中大—特大斷面洞室一般稱作大型地下洞室。在我國水利水電、礦山、鐵路等行業中，大型地下洞室開挖項目蓬勃開展。如對于水利水電行業，我國在金沙江下游流域開發建設溪洛渡、向家壩、烏東德、白鶴灘這4座巨型水電站。這些水電站地下洞室開挖工程主要由大型地下洞室群構成。與一般的中小型地下開挖工程不同，大型地下洞室的開挖斷面積大，爆破安全問題更突出。如溪洛渡主廠房的最大開挖高度約為80 m，最大開挖寬度約為30 m。即便采用了分層開挖以及毫秒雷管分段起爆等方式降低爆破影響，但是受到經濟成本和開挖技術等因素限制，在實際工程中這種分層的高度和雷管的分段數都是有限的，故爆破強度的降低也總是有限的，即爆破影響不可避免。因此，大型地下洞室開挖工程通常要求對開挖過程中的爆破破壞影響范圍進行安全評估。爆破破壞影響區域一般可劃分為爆炸近區和爆炸中遠區。爆炸近區圍巖裂紋的破裂擴展及其影響范圍和爆炸中遠區圍巖的爆破振動效應是研究熱點。大型地下洞室開挖工程特別是大型水電站地下開挖工程通常對圍巖質量要求較高，這需要施工中盡量降低爆炸近區圍巖的爆破破裂范圍或者破裂深度。對于一些特別重要的構筑物如水電站主廠房內的巖臺等，甚至要求無爆破破壞影響。因此，大型地下洞室開挖工程更為關注爆炸近區的破壞影響范圍，即大型地下洞室開挖爆破破壞影響范圍通常指的是爆炸近區圍巖的破裂范圍。根據損傷理論，該范圍一般也稱作爆破損傷影響范圍。研究圍巖爆破破壞影響范圍的方法主要有現場試驗和數值模擬試驗，這2種方法常結合在一起使用。現場試驗主要包括巖體聲波測試和爆破振動測試。由于巖石力學性質復雜，對于多數通用數值計算程序如LS-DYNA，ABAQUS和FLAC3D等，一般需通過編程的方式將合適的巖石本構模型應用到數值計算程序中。目前最常用的本構模型為爆破損傷模型。AHRENS等[1?2]認為巖石聲波波速降低能反映出其力學性質的損傷劣化。據此，嚴鵬等[3?4]在現場利用鉆孔聲波測試研究洞室開挖損傷區特性，以此評估爆破破壞影響范圍。盧文波等[5?6]認為峰值振動速度可作為巖石爆破損傷判據或安全判據。張國華等[7?8]通過編程將爆破損傷本構模型應用于LS-DYNA和UDEC等軟件中，進行數值模擬，并結合現場聲波測試研究爆破破壞影響范圍。李新平等[9]在FLAC3D程序中編制爆破損傷本構關系，通過爆破數值模擬分析破壞范圍與單段爆破藥量之間的關系，并提出了判定爆破損傷范圍的峰值振動速度判據。由以上可知，不少學者利用爆破損傷理論研究爆破破壞影響范圍，并將爆破破壞判定與工程中常用的監測手段聯系起來，方便工程應用。但是，目前能考慮巖石初始損傷影響的爆破損傷模型很少，而天然巖石一般是含缺陷的損傷材料。巖石細觀初始損傷在宏觀上影響巖體的完整程度。對于大型地下洞室開挖工程，通常情況下，施工區內巖石種類一般較為單一，巖石強度變化不大，巖石初始損傷或者巖體完整程度的離散程度可能較大。在該情況下，現有爆破損傷模型的應用受到了制約。溪洛渡水電站主廠房為特大斷面的大型地下洞室。洞室圍巖的主要特點為巖石強度變化不大，大部分圍巖完整程度較好，小部分的完整程度較差。本文以主廠房第Ⅲ層中部臺階淺孔爆破開挖為研究背景，根據巖石爆破損傷相關理論建立考慮巖石初始損傷影響的本構模型，將巖石初始損傷與巖體完整程度聯系起來，進行爆破數值模擬。同時結合現場爆破試驗、爆破振動速度測試和鉆孔聲波試驗共同研究爆破破壞影響范圍特性及安全判據，以期研究成果為類似的大型地下開挖工程爆破安全控制等提供參考。

1 工程背景

溪洛渡水電站是1座位于金沙江下游的大型水電站，左、右岸各相應布置大型地下廠房洞室群，其主要構(建)筑物均位于堅硬的玄武巖中。完整巖石的單軸飽和抗壓和抗拉強度可分別達100 MPa和10 MPa。左岸地下廠區水平埋深300~450 m，垂直埋深340~ 480 m。左岸主廠房出露圍巖主要為Ⅱ類，少數為Ⅲ類。巖體完整程度描述主要為較完整和完整性差。巖錨梁巖臺是主廠房中高安全等級的構(建)筑物，為爆破安全控制的關鍵部位。水電站要求周邊開挖爆破施工對巖臺無破壞影響。巖錨梁所在部位埋深近400 m，垂直應力、水平應力和巖石抗拉強度數量級相同。這給爆破設計和施工帶來了難度：一方面，為了減小巖石的夾制作用，需要增大爆破藥量或擴大炮孔孔徑；另一方面，為了減小爆破對圍巖的破壞作用，需減少炸藥裝藥量。因此，爆破安全問題突出。主廠房第Ⅰ~Ⅲ層爆破開挖分層示意圖見圖1。

圖1中，第Ⅰ層采用導洞擴挖的開挖方式，第Ⅱ~Ⅲ層采用大孔徑淺孔臺階爆破開挖方式，第Ⅲ層由第Ⅲ1層和第Ⅲ2層組成。保護層緊鄰兩側邊墻對稱分布于主廠房內，其厚度設計值為4.00~5.75 m。第Ⅲ2層的保護層厚度設計值小于第Ⅲ1層厚度設計值，分層高度則比第Ⅱ層的大，爆破安全問題更突出。本文選取第Ⅲ2層的淺孔臺階開挖爆破為研究對象。為降低爆破強度，應減少同段起爆的炮孔數。考慮到產生應力波疊加效應的最小炮孔單元數為2個，設置單段同時起爆的炮孔數為2個。主要爆破參數設計為：采用毫秒雷管分段延時，2個炮孔同時起爆；現場布孔方式為矩形布孔。孔距為2.0 m，排距為1.8 m；鉆孔直徑為90 mm，鉆孔深超過分層高度0.5 m。鉆孔布置示意圖如圖1所示。藥卷為柱狀乳化炸藥，藥卷直徑為70 mm，單孔炸藥量根據巖體完整程度調整。對于較完整的巖體，單孔炸藥量為9.00 kg；對于完整性差的巖體，單孔炸藥量為6.75 kg。

數據單位：m

2 巖石爆破損傷理論模型

2.1 巖石爆破損傷本構關系

2.1.1 損傷演化規律

在爆炸荷載作用下，巖石的破壞主要表現為內部裂紋擴展。裂紋擴展過程是隨機的但具備統計規律，即巖石損傷可用概率分布描述[10]。假定巖石細觀單元的破壞是各向同性的，即巖石損傷為各向同性，根據強度統計理論，巖石損傷演化方程為[11]

式中：為損傷變量，0≤≤1；d為巖石細觀單元裂紋密度。與d均為標量。

假設裂紋密度d是初始裂紋密度和動力作用激活的裂紋密度之和。考慮初始損傷影響時，巖石細觀單元裂紋密度計算為[11?12]

(3)

式中：3和4為材料參數。

損傷變量和體積模量、剪切模量的關系分別為：

(6)

2.1.2 本構關系

有效應力和損傷變量的關系如下[13]：

(8)

(10)

(11)

(13)

2.2 炮孔內邊界上爆破沖擊荷載計算模型

炮孔內炸藥起爆并激發爆轟波的過程極其復雜。LS-DYNA等數值軟件中常使用JWL方程作為爆轟產物狀態方程[11?12, 14?15]，但該方程需測定的參數較多。為方便應用，根據C?J爆轟理論，假定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。對于淺孔臺階爆破，由于爆轟波傳播速度較快且孔深較小，可以忽略起爆位置的影響，近似認為炮孔中炸藥爆炸是瞬時并定容完成的。瞬時爆轟平均壓力為[9, 16]

現場采用徑向不耦合、軸向連續裝藥方式。對于不耦合裝藥，不耦合裝藥系數較小(一般小于1.5)時，空氣沖擊波強度相對小且其衰減快，可以忽略。這樣，炮孔內加載邊界上爆炸荷載峰值壓力由爆轟產物高壓膨脹作用決定。該峰值壓力計算如下：

圖2 炮孔內爆炸荷載加載示意圖

Fig. 2 Schematic plot of blast load on blasthole

孔內爆炸沖擊荷載表達式為[17]

式中：為任意時刻孔內加載邊界上單位面積爆炸壓力；；0為初始損傷巖石的聲波波速，即爆破開挖前的聲波波速；和為與阻尼相關的量綱一計算參數；為加載時間。

2.3 基于爆破損傷理論的破壞判據

2.3.1 基于聲波波速的損傷破壞判據

巖石損傷和聲波波速的關系為[2]

若將宏觀巖體結構的不完整看作由細觀巖石單元的損傷演化導致，則巖石細觀單元初始損傷的宏觀表現則為初始狀態(爆破開挖前)下的巖體完整程度。再考慮到巖體完整程度由巖體完整性指數定量劃分，由式(18)得到巖石初始損傷與巖體完整性指數間的關系為

由式(13)，(14)和(19)，本文提出的本構模型可以考慮巖體完整程度的影響。

根據DL/T 5389—2007“水工建筑物巖石基礎開挖工程施工技術規范”，采用鉆孔聲波法評價爆破對巖體的影響。當聲波波速下降為爆破前初始波速的15%時，可判定巖體內出現爆生裂隙或受爆破破壞的影響。根據式(18)~(19)，與爆破破壞范圍邊緣對應的爆破損傷門檻值為

根據量綱分析和爆炸幾何相似律，爆破破壞影響范圍與炸藥量、聲波波速等參數之間的關系為

2.3.2 基于質點峰值振動速度的損傷破壞判據

臨界質點峰值振動速度計算為

式中：lim為與對應的臨界爆破振動速度，方向指向爆炸幾何中心；和為材料參數。

3 爆破數值模擬試驗和現場爆破試驗

3.1 試驗方案

試驗分為爆破數值模擬試驗和現場爆破試驗，通過現場試驗可驗證數值模擬的合理性。從圖1可知：對保護層的破壞影響主要由靠近保護層的炮孔爆破引起；當采用雷管分段延時起爆時，爆破破壞影響范圍主要由單段同時起爆的炮孔引起。因此，結合現場實際情況，數值模擬的炮孔單元數設置為2個，且2個炮孔裝藥參數相同。影響巖石動力響應的主要內部因素為巖石初始損傷，外部影響因素主要為炸藥裝藥量。水工隧洞圍巖分類依據主要為巖石強度、巖體完整性指數和結構面產狀等。主廠房基巖質量較好，影響巖體質量的主要指標為巖體完整性指數。由于主廠房巖體完整性描述主要為較完整和完整性差，根據GB 50487—2008“水利水電工程地質勘察規范”，主廠房內巖體的完整性指數范圍V分別為(0.55，0.75]和(0.35，0.55]，在此范圍內選取數值作為試驗控制條件。由式(19)可將巖體完整性指數與巖石初始損傷相聯系。

3.1.1 數值模擬試驗條件

巖體完整性指數V范圍為[0.35，0.75]，巖石初始損傷0范圍為[0.25，0.65]，巖石爆破損傷門檻值lim范圍為[0.46，0.75]。考慮到現場炮孔堵塞長度一般大于最小抵抗線，結合炸藥包的幾何規格，單孔炸藥量e取值范圍為[6.75，10.00]，單位為kg。

3.1.2 現場試驗條件

巖體完整性指數V=0.7，巖石初始損傷0=0.3，巖石爆破損傷門檻值lim=0.5，單孔炸藥量取值e= 9.0 kg，單段爆破炸藥量為p=18.0 kg。

現場試驗包括爆破試驗、鉆孔聲波測試和爆破振動速度測試。鉆孔聲波測試目的是測定爆炸近區的破壞影響范圍，爆破振動速度測試目的是測定爆炸地震波衰減規律。聲波孔的孔間距為1.0 m或0.5 m，孔半徑為30.0 mm或45.0 mm，聲波孔深為4.0 m或8.0 m。聲波測試儀器為巖海RS-ST01C超聲波檢測儀，爆破振動速度測試儀為TOPBOX測振儀。聲波測試時，沿孔深方向測定聲波波速變化，根據式(18)~(20)判定臨界損傷點。臨界損傷等值線包絡的范圍為爆破破壞影響范圍。當某一測點沿孔長的損傷值均小于損傷門檻值時，在該測點附近新增聲波測試孔，以便使爆破破壞影響范圍的判定更精確。在起爆后的原有炮孔位置或附近布置約5.0 m深的垂直孔，用于測試孔底的爆破破壞影響范圍。爆破振動速度的測點監測方向為垂直向和水平徑向，水平徑向指向爆心。現場試驗測點布置示意圖見圖3。

(a) 縱向剖面；(b) 俯視圖

3.2 數值建模

3.2.1 幾何模型及本構關系

利用有限差分數值軟件FLAC3D建立三維爆破數值模型。數值模型的幾何示意圖見圖4。圖4中，數值模型長為70.0 m，寬為20.0 m，最大高度為24.0 m，臺階高4.0 m。建立2個垂直向的炮孔單元，炮孔單元的孔距為2.0 m，與臺階的垂直臨空面的距離為1.8 m，孔深為4.5 m。加載本構關系采用式(13)~(14)和式(19)~(20)的本構關系式。彈性卸載時，累積的損傷變量不變。體積模量和剪切模量由式(5)~(6)計算。通過編程將提出的本構關系應用到FLAC3D軟件中。

3.2.2 邊界條件

先進行靜力計算，最后進行動力計算，在人工截斷豎向邊界上采用靜應力邊界模式。縱向和橫向邊界靜應力根據現場實測取值分別為13 MPa和9 MPa，在人工截斷的底部邊界上固定位移。動力計算時，在所有人工截斷邊界上采用無反射黏滯邊界模式。在2個炮孔內邊界上施加式(17)確定的爆炸荷載。由于軸向不耦合系數和徑向不耦合系數均相同，根據式(17)，對于不同裝量的炮孔，圖2所示的內邊界上單位面積爆炸壓力不變，變化的是堵塞長度c。根據式(16)，堵塞長度c減小，則單孔藥量增加。由式(15)~(16)計算得到爆炸壓力時程曲線的峰值壓力max=4.0×1010Pa，時程曲線見圖5。圖5中，爆炸壓力的升壓時間約為24 μs，壓力總作用時間約為300 μs，曲線參數與文獻[8]中的計算結果相近。

數據單位：m

圖5 炮孔內爆炸壓力時程曲線

3.3 試驗結果及分析

3.3.1 爆破破壞影響范圍特性

定義破壞區邊緣至2個炮孔中心連線中點的水平距離為破壞半徑c，至炮孔頂部自由面的垂直距離為破壞深度c。爆破破壞影響范圍的空間形態由c和c這2個參數決定。由式(19)~(20)得到數值試驗爆破破壞判據lim。根據lim判定爆破破壞影響范圍。當巖石初始損傷0=0.3，單孔炸藥量e=9.0 kg時數值模擬和現場試驗得到的縱剖面上爆破破壞影響范圍見圖6。其中，曲線3和曲線4分別為數值模擬和現場試驗得到的爆破影響范圍邊緣線。該邊緣線以上區域為爆破破壞影響范圍。從圖6可看出：相對垂直方向，爆破破壞影響范圍主要向水平方向延伸，這是由爆炸應力波波陣面特性決定的。數值模擬的爆炸應力波近似為徑向壓縮柱面波，其切向主要為拉應力，故巖石破裂的主要擴展方向為水平向。當爆炸壓縮應力波在炮孔頂部自由面反射為徑向拉伸波時，巖石進一步發生破裂。隨著深度增加，徑向拉伸波強度逐漸減小，它的爆破破壞水平半徑也不斷減小。因此，爆破破壞最大水平半徑在炮孔頂部自由面達到最大。此時c=lim(lim為爆破破壞最大水平半徑)。數值模擬和現場試驗得到的lim分別為2.7 m和3.0 m。總體看，爆破破壞影響范圍主要向水平向和自由面(臺階面和炮孔頂部平面)延伸。

1—炮孔；2—截取的臺階破模型輪廓線；3—數值模擬爆破損傷等值線Dlim=0.5；4—現場試驗爆破損傷等值線Dlim=0.5。

3.3.2 爆破安全控制

由于工程中要求爆破破壞影響范圍不超越保護層，因此，爆破安全控制的關鍵在于炮孔頂部自由面內破壞半徑。p為14，16，18，20 kg時lim與0的關系如圖7所示。從圖7可看出：爆破破壞最大水平半徑隨單段爆破藥量和巖石初始損傷的增大而增大。

Qmax/kg：1—14.0；2—16.0；3—18.0；4—20.0。

由式(22)得到爆破破壞最大水平半徑lim與單段爆破藥量p以及巖石初始損傷0的擬合關系為

表達式的擬合相關系數為0.92，數據相關性良好。

當單段爆破藥量p=18.0 kg時，巖石初始損傷、破壞半徑等參數的關系為

式中：0.25≤0≤0.65。

根據式(25)，當巖石初始損傷從0.25增加至0.30時，爆破破壞最大水平半徑增大約5%；當初始損傷從0.50增加至0.55時，爆破破壞最大水平半徑增大約8%。可見：隨著巖石初始損傷增大，爆破破壞范圍沿水平向的擴展速率不斷增大。此外，由式(25)可知，當巖石初始損傷0-≥0.6時，lim-≥4.0 m，超過保護層設計最小厚度。因此，巖石初始損傷是爆破參數設計及安全控制需考慮的重要因素。本構模型考慮巖石初始損傷是合理的。臨界峰值振動速度與巖石初始損傷之間的關系見圖8。從圖8可看出：隨著0增大，lim減小，兩者之間的擬合關系為

式中：0.25≤0≤0.65。

圖8 臨界峰值振動速度與巖石初始損傷的關系

Fig. 8 Relationship between critical variation velocity and initial damage of rock

式(26)擬合相關系數為0.94，臨界峰值振動速度可作為爆破破壞影響判據。當炮孔頂部自由面上的破壞半徑小于保護層厚度時，保護層能確保需保護的構(建)筑物安全穩定。考慮到爆破動力破壞和場地因素的復雜性，確定安全允許的爆破炸藥量需考慮安全系數，滿足下式：

(28)

式中：R和H分別為與單段爆破區域幾何中心的水平距離大于或等于保護層厚度最小設計厚度時的水平向和垂直向峰值振動速度。當保護層厚度=4.0 m時，由式(24)和(27)得到安全允許藥量和初始損傷的關系為

3.3.3 數值計算結果和現場試驗結果對比

試驗結果對比的條件：巖石初始損傷為0.3，單孔炸藥量為9.0 kg。數值模擬試驗和現場試驗測定的爆破破壞影響范圍對比結果見圖6，爆破破壞影響范圍參數對比見表1。從圖6可看出兩者測定的爆破破壞影響范圍差別不大。從表1可看出：數值模擬試驗測定的爆破破壞最大水平半徑為2.7 m，現場試驗測定的爆破破壞最大水平半徑為3.0 m，均小于保護層的厚度4.0 m，數值計算得到的爆破破壞最大水平半徑相對現場試驗減小約10%，數值模擬試驗測定的臨界峰值振動速度相對現場試驗結果的相對誤差約為8%。

沿炮孔頂部平面相同傳播路徑提取質點峰值振動速度，峰值振動速度隨距離衰減的對比見表2。表2中，為測點至爆炸中心的水平距離。當2.7≤≤40.0且相同時，數值計算結果與現場結果的相對誤差不超過13%。峰值振動隨距離的增大而衰減。現場試驗和數值模擬得到的峰值振動速度衰減系數對比：對于水平徑向，分別為1.35和1.28，相對誤差約為5%；對于垂直向，則分別為1.44和1.38，相對誤差約為4%。

表1 爆破破壞影響范圍試驗結果對比

表2 峰值振動速度衰減對比

對比數值試驗結果和現場試驗結果，測定的爆炸近區破壞影響范圍和中遠區爆破振動衰減規律都較接近。雖然兩者得到的結果間存在一定差別(經初步分析，這種差異主要由場地因素的復雜性引起)，但相對誤差不超過13%，因此，本文提出的爆破損傷理論模型及數值模型較合理。此外，現場爆破試驗測定的爆破破壞影響范圍未超過保護層厚度設計值，因此，實際施工可在現場試驗的基礎上調整爆破參數。

4 結論

1) 爆破破壞影響范圍主要向水平方向擴展。地表自由面反射拉伸的爆炸應力波使淺孔臺階水平向爆破破壞影響范圍隨深度的增加而減小，破壞范圍沿水平向的擴展在炮孔頂部平面達到最大值。與炮孔頂部平面的破壞區邊緣對應的質點峰值振動速度和巖石初始損傷或者巖體完整程度相關，可應用于施工期安全監測對爆破破壞影響范圍的判定。

2) 大孔徑淺孔臺階開挖爆破參數設計和保護層厚度設計都是合理的，爆破破壞影響范圍擴展沒有超過保護層，爆破區域周邊重要構筑物的安全穩定性得到保障。此外，當單段爆破藥量一定時，隨巖石初始損傷增加，爆破破壞最大水平半徑的增大顯著。因此，考慮巖石初始損傷的理論模型是合理的。

3)數值計算結果和現場試驗結果較一致，數值計算模型較合理。由于爆破損傷數值模型和爆破安全判據等均考慮了巖石初始損傷與巖體完整性指數、聲波波速等常用參數的關系，因此，通過初始損傷和巖體完整性指數的關系，可在爆破安全評價中進一步分析巖體完整程度的影響。總體看，研究成果能解決工程實際問題且方便工程應用。因場地條件的復雜性，理論模型和數值計算模型均進行了一定程度的簡化，因此，研究成果存在一定局限性，但對類似的大型地下洞室的開挖爆破安全控制仍具有一定的參考價值。

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(編輯 陳燦華)

Rock blasting-induced damage zone under blasting excavation in a large underground chamber

CHEN Junhua1, ZHANG Jiasheng1, LI Xinping2

(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)

The rock mass integrity was usually considered to have great influence on blasting excavation in a large underground chamber. Taking the short-hole blasting as research background for bench excavation of the main underground workshop with super-large section in Xiluodu hydroelectric power plant, located in the Jinsha River，at the junction of Sichuan and Yunnan in China, a model of rock blasting-induced damage taking initial damage into account was presented based on damage mechanics. The criterion for blasting-induced damage, which was related to the initial damage of rock, was also presented for determining the blasting-induced damage zone. The formula about the relation between the initial damage of rock and the integrity index of rock mass was proposed so that the presented model could consider the integrity of rock mass. The presented model was imported into the software FLAC3D by programming the numerical simulation for rock mass integrityion of blasting. Firstly, The analysis of the characteristics of rock blasting-induced damage zone of surrounding rock were made. Secondly, the maximum radius of blasting-induced damage zone in the horizontal-radial direction was considered as the characteristic parameter for the blasting-induced damage zone. The relations among the maximum horizontal radius of blasting-induced damage zone, the initial damage of rock, the blasting charge amount per delay interval and the peak particle velocity of vibration were also analyzed. As a result, the limited velocity of vibration and the safety charge amount corresponding to the rock damage under different initial damage were obtained. In the end, the results from tests on site including blasting tests, testing of peak particle vibration velocity and velocity of acoustic wave propagation in a borehole, were put forward. The rationality of numerical simulation was verified by the result comparisons between the tests on site and the numerical simulation. The results show that, for the short-hole bench blasting, the blasting-induced damage zone decreases with increment of blasthole depth in the horizontal-radial direction, and it expands to the maximum on the top free face of blasthole. The peak vibration velocity of particle located in the edge of blasting-induced damage on the top free face of blasthole can be used as the safety criterion for evaluating rock blasting-induced damage in the excavation monitoring process. The initial damage value of rock has remarkable influence on the maximum blasting-induced damage radius when the value is big. The results obtained from numerical simulation are in good agreement with those from tests on site.

rock mechanics; underground workshop of hydroelectric power plant; criterion for blasting safety; numerical simulation of blasting; peak particle vibration velocity; integity of rock mass

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.11.026

TD235；TV542

A

1672?7207(2016)11?3808?10

2015?11?12；

2016?01?15

國家自然科學基金資助項目(51274157，51378514) (Projects(51274157, 51378514) supported by the National Natural Science Foundation of China)

陳俊樺，博士研究生，從事巖土工程、爆破工程的研究；E-mail: jhchan@126.com