周海孝，高啟棟，王亞瓊，冷振東，陳 明

(1.長安大學 公路學院，西安 710064;2.中國葛洲壩集團 易普力股份有限公司 重慶市民用爆破器材工程技術(shù)研究中心，重慶 401121；3.武漢大學 水工巖石力學教育部重點實驗室，武漢 430072)

水電站擴機工程通常會涉及新引水隧洞、廠房基礎(chǔ)等的土石方爆破開挖，而爆破開挖所誘發(fā)的振動會不可避免的對已有建筑設(shè)備造成威脅[1-3]。此外，運行中的水輪機組、發(fā)電機組及電氣設(shè)施設(shè)備等對爆破振動的控制要求又極為嚴格[4]，如現(xiàn)行的爆破安全規(guī)程對于中心控制室設(shè)備的安全允許標準僅為0.5cm/s。因此，對于水電站擴機工程，開展爆破振動的跟蹤監(jiān)測及相關(guān)問題的研究極為重要。

近年來，已有不少學者針對水電站擴機工程中的爆破振動控制問題展開研究，如張京等探討了運行中水輪機組的爆破振動安全標準[5]，并提出通過控制裝藥量及調(diào)整爆心距的方式，避開水輪發(fā)電機組的自振主頻；朱奎衛(wèi)等通過室內(nèi)試驗[6]，研究了擴機過程中爆破振動對已有靜態(tài)監(jiān)測儀器設(shè)備的影響；王奮、朱華等評估了隧洞爆破地震波作用下臨近水電站的安全性[7,8]；王紅彬等以白鶴灘水電站地下廠房爆破開挖為背景，提出了一系列減振防護措施[9]。

實際的巖石爆破常常涉及不同類型的爆破孔(主爆孔、緩沖孔及輪廓孔等)，且鑒于不同的功能與目的，這些爆破孔在裝藥結(jié)構(gòu)、起爆方式及抵抗線大小等方面差別顯著[10-12]，其爆破動力效應也必然有所不同。胡英國等基于數(shù)值仿真[13]，研究了不同爆破孔的累積損傷演化特征，結(jié)果表明:光面爆破開挖方式下主爆孔爆破產(chǎn)生的累積損傷要明顯大于光爆孔與緩沖孔，而預裂爆破開挖，保留巖體的損傷主要由預裂孔爆破產(chǎn)生；冷振東等對比分析了導爆索側(cè)向起爆和雷管一端起爆條件下爆轟氣體動能和勢能的分配[10]，并提出通過改變起爆方式來提高爆破破巖能量的利用率；宗琦等、徐穎等研究了耦合裝藥以及不耦合裝藥對爆炸能量傳遞的影響[14,15]；饒宇等比較了不同炮孔爆破的振動頻譜特征[16]。

盡管現(xiàn)有研究對不同爆破孔的動力效應已有一定的認識，但從裝藥結(jié)構(gòu)、起爆方式及抵抗線大小等不同角度來深入分析造成不同爆破孔振動差異的原因卻鮮見有報道?；谀隙?水電站擴機工程中的爆破振動監(jiān)測數(shù)據(jù)，比較分析了預裂孔與主爆孔誘發(fā)振動的差異，并借助SPH仿真技術(shù)，對造成兩類爆破孔振動差異的原因進行了探討分析。研究成果有助于深化對不同爆破孔振動特性的認識，可為水電站擴機工程中的爆破振動安全控制提供參考。

1 水電站擴機開挖爆破振動監(jiān)測

1.1 工程概況

南俄1水電站位于老撾首都萬象以北約70 km湄公河左岸一級支流南俄河干流，于1971年建成投產(chǎn)，初期裝機規(guī)模30 MW，先后經(jīng)過三次擴機和升級，目前裝機容量為155 MW。為進一步提升裝機容量，對水電站進行了第四次擴建，并新增引水發(fā)電系統(tǒng)。其中，擴建工程石方爆破開挖主要包括進水口邊坡、引水隧洞、右岸壩頂公路以及新建廠房基礎(chǔ)，具體位置分布如圖1。

圖 1 水電站擴機工程中的主要建筑設(shè)備分布Fig. 1 Layout of main buildings and equipments during the extension of hydropower station

新建引水發(fā)電系統(tǒng)附近存在大量既有建筑設(shè)備，爆破開挖會對這些建筑設(shè)備的安全和穩(wěn)定產(chǎn)生不利影響。故針對不同的建筑設(shè)施設(shè)備，現(xiàn)場管理與工程技術(shù)人員制定了較為嚴格的控制標準，其中防滲帷幕距爆源中心距離最近，其允許振速為2.5 cm/s，溢流壩閘門與啟閉機允許振速均為5.0 cm/s，開關(guān)站與中控室允許振速為0.5 cm/s，各主要建筑設(shè)備分布情況如圖1所示。

1.2 爆破設(shè)計及測點布置

表1為進水口邊坡開挖中，某次鉆孔爆破裝藥參數(shù)，此次爆破共包含22個炮孔，孔間和排間分別采用MS3和MS5毫秒延遲雷管接力，起爆網(wǎng)路如圖2，典型炮孔裝藥結(jié)構(gòu)如圖3。

表1 鉆孔爆破參數(shù)Table 1 Drilling and blasting parameters

圖 2 起爆網(wǎng)路(單位：m)Fig. 2 Initiation network(unit:m)

為及時反饋與評價擴機工程中爆破振動的影響，以實時指導爆破參數(shù)的設(shè)計與調(diào)整，分別于防滲帷幕、壩頂、閘門啟閉機、開關(guān)站及中控室等處布置了爆破振動測點(見圖1)，并針對進水口邊坡、右岸壩頂公路及新建廠房基礎(chǔ)三個部位的爆破開挖開展了爆破振動跟蹤監(jiān)測。

圖 3 裝藥結(jié)構(gòu)示意圖(單位：m)Fig. 3 Charging structures(unit:m)

其中，進水口邊坡開挖共采集數(shù)據(jù)15次，6次含有預裂孔，最大單響范圍在24.6～63.2 kg之間；右岸壩頂公路開挖共采集數(shù)據(jù)6次，4次含有預裂孔，最大單響在5.8～38 kg之間；廠房基礎(chǔ)開挖共采集數(shù)據(jù)20次，2次含有預裂孔，最大單響在24～60.5 kg之間。現(xiàn)場監(jiān)測采用成都中科測控生產(chǎn)的TC-4850爆破振動智能監(jiān)測系統(tǒng)，其讀數(shù)精度達到1‰，頻響范圍在5～500 Hz之間，采樣率為1～50 kspa。

2 預裂孔與主爆孔誘發(fā)臨近建筑設(shè)備振動比較分析

2.1 現(xiàn)場實測結(jié)果

圖4以進水口邊坡開挖為例，比較了各次爆破中預裂孔與主爆孔誘發(fā)的質(zhì)點峰值振速(PPV)。需說明的是，對于含預裂孔的爆破，僅識取了預裂孔誘發(fā)的峰值振速，未計入當次主爆孔的振動數(shù)據(jù)，以避免兩者之間的數(shù)據(jù)干擾。由圖4可知，預裂孔爆破誘發(fā)PPV普遍大于主爆孔，其中，預裂孔誘發(fā)PPV最大為0.76 cm/s，出現(xiàn)在#1測點，對應的最大單響為45.3 kg；最小值為0.06 cm/s，出現(xiàn)在#4測點，最大單響為28.2 kg。主爆孔誘發(fā)PPV最大為0.45 cm/s，出現(xiàn)在#2測點，對應的最大單響為55.5 kg；最小值為0.06 cm/s，出現(xiàn)在#4測點，最大單響為56.7 kg。

2.2 爆破振動峰值比較分析

為進一步比較預裂孔與主爆孔誘發(fā)的爆破振動峰值水平，基于薩氏公式(如式(1)所示)來定義當量質(zhì)點峰值振速，從而消除最大單響藥量的干擾。

(1)

式中：V為質(zhì)點峰值振速，cm/s；Q為最大單響藥量，kg；R為爆心距，m；K和α為現(xiàn)場地質(zhì)條件相關(guān)的衰減系數(shù)；ρ為比例藥量。依式(1)，可定義當量質(zhì)點峰值振速為

(2)

通過對現(xiàn)場某次不含預裂孔爆破實測數(shù)據(jù)進行擬合分析，得到現(xiàn)場爆破振動衰減系數(shù)K和α分別為42.6、1.17，擬合曲線如圖5所示。據(jù)此，圖6針對不同的爆破開挖部位，比較了不同測點處的當量質(zhì)點峰值振速。由圖6可知，進水口邊坡、右岸壩頂公路以及廠房基礎(chǔ)三個部位共包含12次預裂爆破，#1測點共記錄8次數(shù)據(jù)，其中7次預裂孔當量質(zhì)點峰值振速大于主爆孔；#2測點共記錄10次數(shù)據(jù)，9次預裂孔當量質(zhì)點峰值振速大于主爆孔；#3測點共記錄11次數(shù)據(jù)，9次預裂孔當量質(zhì)點峰值振速大于主爆孔；#4測點共記錄10次數(shù)據(jù)，7次當量質(zhì)點峰值振速大于主爆孔，這表明在不考慮最大單向藥量的影響條件下，預裂孔爆破誘發(fā)質(zhì)點峰值振速要普遍大于主爆孔。

圖 4 進水口邊坡開挖中預裂孔與主爆孔爆破誘發(fā)的PPVFig. 4 PPV induced by the presplitting and main blast-holes during the excavation of the intake slop

圖 5 爆破振動衰減規(guī)律擬合分析Fig. 5 Fitting analysis of the attenuation law of blast vibration

3 基于SPH仿真的預裂孔與主爆孔差異分析

3.1 計算模型與參數(shù)

巖石爆破中炸藥的爆炸能量將會轉(zhuǎn)化為巖石的破碎能、巖體的爆破振動能、巖石的拋擲能(巖石碎塊的動能)及其它能量(空氣沖擊波、氣體溢出散失的能量、噪聲、巖石內(nèi)能等)[17]。因而，導致預裂孔與主爆孔爆破振動差異的本質(zhì)原因應是爆炸能量分配的不同。工程實際中，預裂孔和主爆孔的差異主要體現(xiàn)在如下三個方面：

(1)裝藥結(jié)構(gòu)的差異。預裂孔主要用于輪廓成型控制，并盡可能減輕對保留巖體的損傷，故采用不耦合裝藥，且不耦合系數(shù)較大，以通過空氣隔層來削弱施加于炮孔壁上的荷載峰值；主爆孔則采用耦合裝藥(采用成品藥卷時，為便于裝藥，存在較小的不耦合系數(shù))。

(2)起爆方式的差異。預裂孔一般采用空氣間隔裝藥，故而采用導爆索起爆，導爆索的爆速遠高于炸藥，因此預裂孔內(nèi)的炸藥近似于同時起爆，相當于線起爆，同時導爆索一般敷設(shè)于藥卷一側(cè)，即為側(cè)向起爆；主爆孔內(nèi)的炸藥一般由1～2發(fā)雷管起爆，之后隨著爆轟波的傳播而反應完畢，相當于點起爆。

(3)抵抗線大小的差異。預裂孔一般先于主爆孔起爆，起爆順序為：預裂孔→第1排主爆孔→第2排主爆孔→…→緩沖孔，故其抵抗線大于主爆孔。

為進一步探討引起預裂孔與主爆孔爆破振動差異的原因，基于SPH數(shù)值仿真技術(shù)，分別從裝藥結(jié)構(gòu)、起爆方式和抵抗線大小三個方面，比較分析了炸藥的爆轟加載特性及爆炸能量的分配。采用AUTODY動力計算軟件，建立了如圖7所示的數(shù)值模型，模型中炮孔直徑為105 mm，炮孔深度10.0 m，堵塞長度3.0 m。

圖 6 預裂孔與主爆孔當量質(zhì)點峰值振速比較Fig. 6 Comparison of the equivalent PPV of presplitting and main blast-holes

圖 7 SPH計算模型(單位：m)Fig. 7 SPH numerical model(unit:m)

采用JWL狀態(tài)方程來描述炸藥爆炸過程中爆轟產(chǎn)物的壓力、能量和體積間的關(guān)系。

(3)

式中：P為炮轟產(chǎn)物壓力；E0為單位初始體積的內(nèi)能；V是爆炸產(chǎn)物的相對體積；A，B，R1，R2以及ω均為JWL方程中的獨立常數(shù)。參考相關(guān)文獻[18]，具體參數(shù)的取值如下A=586 GPa，B=21.6 GPa，R1=5.81，R2=1.17，ω=0.28，E0=7.38×109MJ/m3。

巖石采用基于HJC本構(gòu)模型發(fā)展而來RHT模型，該模型引入了最大失效面、殘余失效面以及彈性極限面3個控制面，具體失效方程為

(4)

式中：p、θ、ε分為壓力、Lode角和應變率；R3(θ)

殘余失效面引入損傷變量D來表示，損傷假定是非彈性偏應變的積累

(5)

表2 RHT模型主要參數(shù)Table 2 Parameters used in RHT model for rock

3.2 裝藥結(jié)構(gòu)的差異

如圖8所示，為比較裝藥結(jié)構(gòu)的差異，分別計算了耦合裝藥和不耦合裝藥(不耦合系數(shù)為2.0)兩種工況，即研究不耦合系數(shù)對炸藥爆轟加載和爆炸能量分配的影響，起爆方式和抵抗線相同。

圖 8 不同裝藥結(jié)構(gòu)下的的計算模型(單位:m)Fig. 8 Numerical models under different charging structures(unit:m)

如圖9所示，不同裝藥結(jié)構(gòu)下的損傷云圖差別顯著，耦合裝藥情況下炮孔附近存在明顯的粉碎區(qū)，裂紋數(shù)量也較多，且抵抗線方向上的巖石損傷程度較大，而不耦合裝藥情況下炮孔附近幾乎無粉碎區(qū)，裂紋數(shù)量也較少，且抵抗線方向上的巖石僅有一些微裂紋，并無明顯的損傷。這是因為不耦合裝藥條件下炸藥與巖石之間的空氣隔層削弱了施加于炮孔壁上的荷載，計算結(jié)果顯示(見圖10)耦合裝藥條件下孔壁荷載峰值為1.3 GPa，而不耦合裝藥條件下孔壁的荷載峰值為0.8 GPa。假設(shè)炸藥釋放的能量一定，則不耦合裝藥條件下消耗于巖石粉碎、破裂及拋擲的能量占比減少，從而使更多的能量轉(zhuǎn)化為爆破振動能。

圖 9 不同裝藥結(jié)構(gòu)下的損傷云圖Fig. 9 Damage contours under different charging structures

圖 10 不同裝藥結(jié)構(gòu)下的爆破荷載峰值曲線Fig. 10 Blasting pressure curves under different charging structures

3.3 起爆方式的差異

如圖11所示，為比較不同起爆方式下的爆轟加載特性和爆炸能量分配，分別計算了起爆雷管一端起爆和導爆索側(cè)向起爆兩種工況，均采用耦合裝藥，且抵抗線大小均為5 m。

如圖12可知，在一端(底端)起爆條件下，炮孔附近存在明顯的粉碎區(qū)，但爆破損傷偏向于孔口發(fā)育，這與柱狀藥包爆炸能量的軸向不均勻分配有關(guān)[19]，且一端起爆情況下側(cè)向臨空面和上部自由面附近巖石損傷程度均比較大；在側(cè)向起爆條件下，炮孔附近的粉碎區(qū)范圍很小，雖在抵抗線方向上有裂縫形成，但巖石損傷程度并無一端起爆情況下高，故而側(cè)向起爆情況下轉(zhuǎn)化為巖石破碎的能量相對較少，則轉(zhuǎn)為振動的能量增加。此外，由圖13可知，側(cè)向起爆條件下的炮孔壁荷載峰值為1.3 GPa，低于一端起爆條件下的荷載峰值3.1 GPa，這是因為炸藥起爆后，需經(jīng)過一定長度(3～6倍炮孔直徑)以后才會形成穩(wěn)定爆轟，藥包直徑僅有105 mm，側(cè)向起爆條件下炸藥的反應以非理想爆轟為主[20]，從而會使爆轟壓力降低，進一步影響爆炸能量的分配。

圖 12 不同起爆方式下的損傷云圖Fig. 12 Damage contours under different initiation modes

圖 13 不同起爆方式下的爆破荷載峰值曲線Fig. 13 Blasting pressure curves under different initiation modes

3.4 抵抗線大小的差異

如圖14所示，為比較抵抗線大小對爆轟加載特性和爆炸能量分配的影響，在裝藥結(jié)構(gòu)以及起爆方式相同的條件下，分別計算了抵抗線為3 m和5 m兩種工況。

由圖15可知，抵抗線為3.0 m時，抵抗線方向上巖石損傷程度較大，表明側(cè)向臨空面的反射拉伸作用比較明顯；抵抗線為5.0 m時，抵抗線方向上巖石也發(fā)生了破碎，即側(cè)向臨空面的反射拉伸也發(fā)揮了作用，但巖石損傷程度相對較低。事實上，抵抗線大小反映的是巖體夾制作用，當?shù)挚咕€較大時，巖體夾制作用較大，巖石不易破碎和拋擲，從而抵抗線方向上巖石的損傷程度也較低，消耗于巖石破碎和拋擲的能量也較少，說明當?shù)挚咕€增大時，將有更多的能量轉(zhuǎn)化為振動能。

圖 14 不同抵抗線條件下的計算模型(單位：m)Fig. 14 Numerical models under different burdens(unit:m)

圖 15 不同最小抵抗線條件下的損傷云圖Fig. 15 Damage contours under different burdens

4 結(jié)論

以南俄1水電站擴機工程為背景，并借助SPH數(shù)值仿真技術(shù)，從裝藥結(jié)構(gòu)、起爆方式以及抵抗線三個方面，對主爆孔和預裂孔爆破振動差異的原因進行分析，主要得出如下結(jié)論：

(1)裝藥結(jié)構(gòu)、起爆方式以及抵抗線大小均會影響炸藥的爆轟加載特性和爆炸能量的傳輸與分配，進而導致預裂孔與主爆孔爆破誘發(fā)振動的差異。

(2)相對于主爆孔，因預裂孔采用不耦合裝藥，且通常由導爆索側(cè)向起爆，同時抵抗線較大，炮孔附近的粉碎區(qū)范圍和裂紋數(shù)量較少，抵抗線方向上巖石的損傷程度相對較低，消耗于巖石破碎和拋擲的能量占比更小，更多的能量轉(zhuǎn)化為振動能。

預裂孔與主爆孔爆破誘發(fā)的振動存在明顯差異，本文主要分析并解釋了峰值振速的差異，但關(guān)于預裂孔與主爆孔誘發(fā)振動的頻譜特性，還有待更近一步的研究。