爆破拆除樓房時(shí)塌落振動(dòng)的預(yù)測(cè)

魏曉林， 劉 翼

(廣東宏大爆破股份有限公司， 廣州 510623)

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爆破拆除樓房時(shí)塌落振動(dòng)的預(yù)測(cè)

魏曉林， 劉 翼

(廣東宏大爆破股份有限公司， 廣州 510623)

摘要：從十余棟樓房塌落振動(dòng)綜合實(shí)測(cè)中可見，峰值振速總是由樓房倒塌觸地的姿態(tài)所決定，即可能發(fā)生在后支撐爆破樓房下坐、切口閉合或翻倒觸地時(shí)，且峰值也不盡相同。由此，在量綱分析中引入重心下落高度，分別建立了樓房下坐、樓房切口閉合沖擊和建(構(gòu))筑物整體翻倒觸地振動(dòng)的峰值振速經(jīng)驗(yàn)公式，闡述了相應(yīng)的樓房、建(構(gòu))筑物不同塌落振動(dòng)原理，并從案例實(shí)測(cè)振速對(duì)數(shù)圖峰值最大包絡(luò)線中，攝取公式待定參數(shù)Kt、β，由此分別提出對(duì)應(yīng)的峰值振速算法的計(jì)算公式，并闡明參數(shù)的物理意義和取值。預(yù)測(cè)地點(diǎn)振速可先按結(jié)構(gòu)選取，高大煙囪、現(xiàn)澆剪力墻(包括前跨現(xiàn)澆剪力墻的框剪結(jié)構(gòu)及13層以上的單向傾倒現(xiàn)澆框剪結(jié)構(gòu)的前方預(yù)測(cè)點(diǎn))的塌落峰值振速，選取算法(3)計(jì)算峰值振速。框架和其他框剪樓房塌落振動(dòng)的峰值，可按觸地姿態(tài)選取算法(1)和算法(2)計(jì)算，并選取算法中的較大計(jì)算值為預(yù)測(cè)的峰值振速。由于補(bǔ)充了算法(1)和算法(2)，綜合算法正確地反映了形成峰值振速的樓房觸地位置和撞地沖擊時(shí)重心改變的高度，因此振動(dòng)原理較明確，由此提高了預(yù)測(cè)塌落振動(dòng)的針對(duì)性和準(zhǔn)確性。并結(jié)合觀測(cè)實(shí)例進(jìn)行了公式驗(yàn)證，證明了公式的合理性。

關(guān)鍵詞：高大建筑物； 爆破拆除； 觸地姿態(tài)； 塌落振動(dòng)； 峰值振速

1引 言

拆除爆破工程實(shí)踐表明，建筑物拆除時(shí)塌落振動(dòng)往往比爆破振動(dòng)大。為了估算爆破拆除時(shí)塌落的振動(dòng)強(qiáng)度，從上世紀(jì)80年代以來，中科院力學(xué)所周家漢〔1〕進(jìn)行了大量研究，確立了爆破拆除高煙囪和樓房塌落的峰值振速的計(jì)算公式。依據(jù)這些公式和相應(yīng)塌落振動(dòng)機(jī)理，對(duì)十余棟樓房和煙囪的塌落振動(dòng)進(jìn)行了測(cè)量，并結(jié)合攝像、應(yīng)變電測(cè)和塌落姿態(tài)動(dòng)力學(xué)分析對(duì)塌落振動(dòng)進(jìn)行了預(yù)測(cè)。發(fā)現(xiàn)樓房的塌落振動(dòng)與鋼筋混凝土煙囪的塌落振動(dòng)在原理上有所區(qū)別，測(cè)值的規(guī)律上也有差異。

2塌落振動(dòng)原理及計(jì)算

周家漢〔1〕和費(fèi)鴻祿〔2〕研究以及大量建(構(gòu))筑物的塌落實(shí)測(cè)和量綱分析顯示，建筑物拆除的塌落振動(dòng)與重力勢(shì)能mgh有關(guān)，即與下落物件的質(zhì)量m和觸地速度平方v2有關(guān)(v2=2gh)，h為重心下落的高度，并隨振動(dòng)傳播的距離R的增加而衰減，即塌落振動(dòng)的衰減公式為：

vt=K[R/(2mgh/σ)1/3]β′

(1)

v2也可以與H成正比，由此，對(duì)高H的煙囪類高大建(構(gòu))筑物塌落振動(dòng)的公式〔3〕，改寫為：

vt=Kt[R/(mgH/σ)1/3]β′

(2)

式中：β′為負(fù)衰減指數(shù)；Kt、K為與波傳播有關(guān)的場(chǎng)地系數(shù)；σ為地面或構(gòu)件的介質(zhì)破壞強(qiáng)度，一般取10MPa。式(2)法稱為振動(dòng)預(yù)測(cè)法(3)。

實(shí)踐證明，對(duì)煙囪類高大建筑(構(gòu))物，振速的最大值出現(xiàn)在煙囪單向整體傾倒觸地時(shí)。分析高210m煙囪單向傾倒爆破拆除塌落振動(dòng)的波形〔4〕(圖1)。

圖1　210m煙囪爆破傾倒塌落振動(dòng)波形Fig. 1　Vibration waveform of 210m chimney toppling collapse

圖1所示的振動(dòng)波時(shí)程曲線有先后到達(dá)的4個(gè)波動(dòng)信號(hào)，即0s時(shí)的爆破，0.7s的筒壁下坐，3.6s～4.5s的切口閉合，最后17.0s～18.1s，是煙囪整體觸地塌落振動(dòng)波，其作用時(shí)間長(zhǎng)，頻率低，幅值也最大。但是爆破拆除現(xiàn)澆鋼筋混凝土樓房時(shí)，卻往往并非如此，單向傾倒的樓房，在下坐或切口閉合時(shí)，往往比整體倒地的振動(dòng)還大。如中山古鎮(zhèn)11層V形框剪樓單向傾倒爆破拆除塌落振動(dòng)波形(圖2)。

A-前、中間中柱爆破 Front and the middle columns blasting；B -邊前、中柱爆破 Edge front and middle columns blasting;C,D-邊中、后柱爆破并下坐 Side columns and rear columns blasting and sitting down; E-切口閉合 Incision closed；F-樓房翻倒觸地Building toppling on ground圖2　某11層V形框剪樓單向傾倒爆破拆除塌落振動(dòng)波形Fig.2　Vibration waveform of 11-storey V shape frame shear building demolition by blasting

圖2振動(dòng)波時(shí)程曲線有先后到達(dá)的5個(gè)波動(dòng)信號(hào)，即-0.25s～0s時(shí)前柱和樓中間中柱爆破的A波；0.5s中柱和樓邊前柱起爆的B波；1.0s～1.5s后柱和樓邊中柱起爆到下坐撞地的C，D波，其波形為主峰D，幅值為0.3244cm/s；而3.2s切口閉合時(shí)，E振波為次峰值0.18cm/s；然后振動(dòng)波幅值減少，5.2s樓房整體翻倒觸地的F波，振波幅值再次增大，但幅值僅為0.075cm/s。如省委大院10#樓側(cè)面C1測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)波形(圖3)。

A-前柱爆破 Front columns blasting；B-中、后柱爆破并下坐 Middle columns and rear columns blasting and sitting down；C-切口閉合，而后各層依次層間側(cè)移觸地 The Incision closed圖3　某框架樓房爆破拆除傾倒層間側(cè)移塌落側(cè)向C1點(diǎn)振動(dòng)波形Fig.3　The vibration waveform of 7-storey building toppling demolished by blasting

與圖2相似，圖3所示振動(dòng)波時(shí)程曲線有先后到達(dá)的4個(gè)波動(dòng)信號(hào)，即-0.1s～0.1s時(shí)前柱爆破的A波；0.2s中柱和后柱起爆并下坐的B波，其波形為主峰0.32cm/s； 1.9s切口觸地的C波，為次峰值0.26cm/s；而2.7s為層間側(cè)移〔5〕底層的上一層閉合時(shí)的振波，振速低峰值減少到0.1cm/s，以后振速也更小。10幢樓房爆破拆除振動(dòng)波形特征如表1所示。

表1　爆破拆除樓房振動(dòng)波特征及其時(shí)刻

從表1中可見，其中6幢樓房振動(dòng)主峰在后柱爆破下坐時(shí)，3幢樓房塌落振動(dòng)主峰在切口閉合時(shí)，1幢樓房振動(dòng)主峰在樓房翻倒觸地時(shí)，且樓房翻倒觸地中心距前方測(cè)點(diǎn)最近。由此可見，現(xiàn)澆鋼筋混凝土樓房塌落振動(dòng)主峰幅值與樓房的結(jié)構(gòu)、爆破拆除的方式和觸地的姿態(tài)等因素有關(guān)，而觸地姿態(tài)即是樓房下坐、切口閉合沖擊或翻倒觸地。

對(duì)8層以下樓房，后柱的炸高多為0.9m～1.2m，后柱爆破時(shí)樓房下坐，較多樓房振動(dòng)達(dá)到峰值，如表2所示。

表2　樓房下坐峰值振速預(yù)測(cè)方法比較

注：預(yù)測(cè)(1)的vt=Kt[(mg2he/σ)1/3/R]β。式中he為下坐高，m;R為爆破后支撐中點(diǎn)的距離，m； β=1.16；，例1～例7.1Kt=5.4，例8.1和8.2Kt=7.8；預(yù)測(cè)(3)為文獻(xiàn)〔1〕的方法，Kt=3.37；β=1.16；M為振速最大值。表中備注(預(yù)算2)為切口閉合振速預(yù)測(cè)算法(2)。

從表2中例7.1也可見，珠海江村20層樓房應(yīng)變電測(cè)，也證明下坐時(shí)后柱應(yīng)變片應(yīng)力突變而同時(shí)塌落振速也最大。文獻(xiàn)〔2〕也得出毫秒延時(shí)爆破拆除建筑物時(shí)其后坐觸地產(chǎn)生的振速更大。隨著樓層增高，其寬度也增大，爆破切口也跟隨加高，樓房觸地沖擊勢(shì)能將加大，因此8層以上樓房切口閉合時(shí)，多數(shù)樓房振動(dòng)達(dá)到峰值。14層以上的多切口拆除樓房，被切口分割的房體將分別觸地沖擊，下體切口閉合時(shí)，振動(dòng)達(dá)到峰值。倒塌的樓房經(jīng)后柱爆破下坐，切口閉合沖擊，樓房的整體結(jié)構(gòu)已經(jīng)破壞，各構(gòu)件帶縫鋼筋連接，非完全離散〔5〕，乃至完全離散，翻倒觸地時(shí)，撞地力分散，因此振動(dòng)幅值較小。但是，單向傾倒的20層以上現(xiàn)澆剪力墻樓房，部份構(gòu)件體下落高度大，觸地勢(shì)能還高，仍可能形成振速主峰。由此可見，現(xiàn)澆鋼筋混凝土樓房塌落振動(dòng)的峰值振速時(shí)刻將依次可能出現(xiàn)在中、后支撐爆破下坐，切口閉合和翻倒觸地時(shí)，且振動(dòng)原理有所差異，峰值、次峰也有相互影響。

因此，峰值振速的計(jì)算分別對(duì)應(yīng)下坐、切口閉合和整體翻倒三種算法。數(shù)幢樓房下坐的峰值振速見表2。切口閉合的的峰值振速見表3，M代表樓房塌落振動(dòng)速度最大值，并將實(shí)測(cè)PPV振速繪入圖中。

表3　樓房切口閉合峰值振速預(yù)測(cè)方法比較

注：預(yù)測(cè)(2)的vt=Kt[(mgH/σ)1/3/R]β。H為切口高，m，落差為H/2;R為切口閉合前沿中點(diǎn)距測(cè)點(diǎn)距離，m；Kt=2.7；β=1.16。預(yù)測(cè)(3)為文獻(xiàn)〔1〕的方法，Kt=3.37；β=1.16；M為全振動(dòng)最大值。表中備注(預(yù)算1)為下坐振速預(yù)測(cè)算法(1)。

首先，根據(jù)式(1)，作樓房下坐的峰值振速對(duì)數(shù)圖(圖4)，R′=R/(2mghe/σ)1/3，he為爆破引起下坐的支柱炸高，m。

A線Kt=5.4，β′=-1.66;B線Kt=7.8，β′=-1.66圖中數(shù)字為表2例號(hào),7.1～7.6為例7的不同測(cè)點(diǎn)圖4　下坐峰值振速測(cè)量值Fig. 4　PPV measured during sitting down

另外，根據(jù)式(1)改寫，作樓房切口閉合峰值振速對(duì)數(shù)圖(圖5)，R′=R/(mgH/σ)1/3，H為切口高，m。

D線Kt=2. 7, β′=-1.66;C線Kt=3.37;β′=-1.66圖中數(shù)字為表3例號(hào)圖5　切口閉合峰值振速測(cè)量值Fig.5　PPV measured when incision closed

由此可以得到樓房塌落振動(dòng)補(bǔ)充的(1)、(2)算法，即綜合以上圖、表可見，若預(yù)測(cè)塌落振動(dòng)的公式仍采用式(2)，將樓房下坐振動(dòng)作為預(yù)測(cè)法(1)，則H=2he，R為爆破引起下坐支撐在地面連線的中點(diǎn)到預(yù)測(cè)振動(dòng)目標(biāo)點(diǎn)的距離，m。而Kt=K和β=-β′，可從圖4得到，其中傾倒下坐振動(dòng)峰值Kt=5.4，塌落下坐Kt=7.8～9.1，β=1.66。而當(dāng)切口閉合時(shí)，作為切口閉合的峰值振速的預(yù)測(cè)法(2)，H取切口高；R為切口前緣閉合觸地中心距預(yù)測(cè)峰值振速點(diǎn)距離，m。而Kt=K和β=-β′也可從5幢樓房的切口閉合峰值振速對(duì)數(shù)(圖5)中獲得，樓房的切口閉合峰值振動(dòng)的Kt=2.7，β=1.66。切口閉合的Kt值小于下坐振動(dòng)的Kt，因?yàn)殇摻罨炷翗欠肯伦驳睾螅瑯欠恳延兴茐?，剛度降低，重心單位下落m的撞地力有所減小而形成。而振動(dòng)傳播的衰減系數(shù)β，在圖4和圖5中從多幢樓房測(cè)值與文獻(xiàn)〔1〕比較均顯得較小，但從珠海江村單幢樓房塌落的振速看，β仍然較大，因而仍按文獻(xiàn)〔1〕中β=1.66計(jì)算。此外，樓房整體翻倒觸地峰值振速計(jì)算仍作為原算法(3)，仍按原式(2)，文獻(xiàn)〔1〕中Kt取3.37～4.09，H為樓房(或下體)和煙囪的高度，R為預(yù)測(cè)地目標(biāo)點(diǎn)與塌落中心距離，m，β=-β′，β=1.66。由此，將文獻(xiàn)〔1〕中樓房塌落振動(dòng)的峰值振速計(jì)算進(jìn)行了完善，補(bǔ)充了算法(1)和算法(2)，形成了新的樓房塌落振動(dòng)預(yù)測(cè)流程和方法。

從上式的分析可見，算法(1)和算法(2)正確反映了形成峰值振速的樓房觸地位置和撞地沖擊時(shí)重心改變的高度，因此將改善式(2)文獻(xiàn)〔1〕僅一個(gè)算法(3)的預(yù)測(cè)值，而更接近實(shí)測(cè)PPV峰值。在表2和表3比較中可見，算法(1)和算法(2)的預(yù)測(cè)值絕大多數(shù)都比文獻(xiàn)〔1〕的算法(3)的預(yù)測(cè)值小，且其中較大者都大于實(shí)測(cè)峰值振速，因此又是安全的。表2的例3后跨梁端弱，中、后柱下坐兩層，其Kt=9.1，略超算法(1)的Kt=7.8，但算法(2)的預(yù)測(cè)值仍大于實(shí)測(cè)值；表2的例8.1和8.2，也是屬下坐兩層以上的整體塌落，當(dāng)樓房底層后柱炸高超過1.6m時(shí)，就易于發(fā)生整體塌落〔5〕。另外，表2的例6算法(1)的預(yù)測(cè)值大于算法(3)是可能的，在靠近樓房?jī)蓚?cè)和后方25m內(nèi)，預(yù)測(cè)值會(huì)大于算法(3)，但是正常的。再以算法(3)的1/2改進(jìn)值預(yù)測(cè)，其部分預(yù)測(cè)值接近實(shí)測(cè)值及其逆算的Kt，比較準(zhǔn)確。但表2中的例2、例4.1、例4.2和例7.1的框架、前跨框架的框剪結(jié)構(gòu)塌落振速的計(jì)算值比實(shí)測(cè)峰值振速高出5.2～9.59倍。由此可見，算法(2)還是比原公式(2)的文獻(xiàn)〔1〕僅一個(gè)算法(3)及其預(yù)測(cè)值的1/2預(yù)測(cè)，較為準(zhǔn)確，且振動(dòng)原理正確。對(duì)于單向傾倒現(xiàn)澆全剪力墻樓房以及前跨有剪力墻的框剪結(jié)構(gòu)，因整體傾倒觸地的塌落振動(dòng)峰值有可能大，且實(shí)測(cè)案例較少，難以肯定用算法(1)和算法(2)，仍按算法(3)預(yù)測(cè)。

綜上所述，當(dāng)爆破拆除樓房振動(dòng)預(yù)測(cè)時(shí)，其新流程是框架和框剪樓房按塌落振動(dòng)補(bǔ)充的算法(1)和算法(2)所對(duì)應(yīng)的條件，分別計(jì)算PPV振速，再取其最大值，為目標(biāo)點(diǎn)預(yù)測(cè)的峰值振速。而煙囪、現(xiàn)澆全剪力墻樓房和前跨有剪力墻的框剪結(jié)構(gòu)及13層以上的單向傾倒現(xiàn)澆框剪結(jié)構(gòu)的前方預(yù)測(cè)點(diǎn)仍按原算法(3)預(yù)測(cè)。

3應(yīng)用實(shí)例

現(xiàn)以框架結(jié)構(gòu)的恒運(yùn)電廠8層辦公樓單向傾倒爆破拆除為例〔8〕，預(yù)測(cè)前方40m目標(biāo)點(diǎn)的峰值振速。當(dāng)切口閉合時(shí)，以算法(2)計(jì)算，取樓房切口高H=8m，質(zhì)量m=2 441t，R=40m, β=1.66，Kt=2.7，計(jì)算峰值振速v2=1.39cm/s;而當(dāng)樓房后柱下坐時(shí)，按算法(1)計(jì)算，取后柱炸高h(yuǎn)e=0.9m，m=2 441t，R=51.6m，β=1.66，Kt=5.4，計(jì)算峰值振速v1=0.8cm/s；而算法(3)不適合框架結(jié)構(gòu)，不進(jìn)行計(jì)算。因v2>v1，故預(yù)測(cè)計(jì)算峰值vt=v2=1.39cm/s，實(shí)測(cè)值為1.19cm/s，小于預(yù)測(cè)值，因此預(yù)測(cè)值是安全的。假如采用算法(3)預(yù)測(cè)，樓高H=26.4m, m=2 441t，R=30.8m, β=1.66，Kt=3.37，計(jì)算峰值振速v3=5.17cm/s；v3>v1，v1也小于v3/2和v3/3?？梢娝惴?3)不適合框架結(jié)構(gòu)計(jì)算，框架結(jié)構(gòu)塌落振波峰值振速可按算法(1)和算法(2)預(yù)測(cè)并取其較大者。

4結(jié) 語

(1)建(構(gòu))筑物爆破拆除的塌落振動(dòng)的峰值振速，可能發(fā)生在中、后支撐爆破樓房下坐、切口閉合或翻倒觸地時(shí)，中科院力學(xué)所周家漢的預(yù)測(cè)目標(biāo)點(diǎn)峰值振速vt=Kt[(mgH/σ)1/3/R]β的公式是合適的，其中參數(shù)取值除了應(yīng)考慮建筑結(jié)構(gòu)、拆除方式、土巖性質(zhì)等因素外，還應(yīng)考慮倒塌姿態(tài)。先按結(jié)構(gòu)選取高大煙囪、現(xiàn)澆剪力墻(包括前跨現(xiàn)澆剪力墻的框剪結(jié)構(gòu)，13層以上的單向傾倒現(xiàn)澆框剪結(jié)構(gòu)的前方預(yù)測(cè)點(diǎn))塌落振動(dòng)的峰值振速，選取算法(3)計(jì)算峰值振速?？蚣芎推渌蚣魳欠克湔駝?dòng)的峰值振速可按觸地姿態(tài)〔5〕，選取算法(1)和算法(2)計(jì)算，并選取算法中的較大計(jì)算值為預(yù)測(cè)的峰值振速。式中m為樓房(或下體)、煙囪的質(zhì)量，103kg，σ為地面介質(zhì)的破壞強(qiáng)度，一般取10MPa。由于補(bǔ)充了算法(1)和算法(2)，綜合算法正確地反映了形成振波峰值振速的樓房觸地位置和撞地沖擊時(shí)重心改變的高度，因此振動(dòng)原理較明確，提高了預(yù)測(cè)塌落振動(dòng)的針對(duì)性和準(zhǔn)確性。

(2)補(bǔ)充的算法(1)是樓房后支撐爆破的峰值振速，發(fā)生在樓房下坐時(shí)。樓房?jī)A倒兼塌落Kt=5.4～6.2，整棟樓房塌落下坐(或首次下坐底2層以上)Kt=7.8～9.2，H=2he，he為爆破引起下坐的后支撐炸高，R為爆破引起下坐支撐在地面連線的中點(diǎn)到預(yù)測(cè)振動(dòng)目標(biāo)點(diǎn)的距離，m；β=1.66～1.8。

(3)補(bǔ)充的算法(2)是框架和框剪樓房切口閉合時(shí)的峰值振速，發(fā)生在切口閉合時(shí)，Kt=2.7～3.08，β=1.66～1.8，H為下切口高，m，R為下切口前緣閉合觸地中心與預(yù)測(cè)峰值振速點(diǎn)距離，m。

(4)原算法(3)為高大煙囪、現(xiàn)澆剪力墻(包括前跨現(xiàn)澆剪力墻的框剪結(jié)構(gòu))，傾斜翻倒觸地的峰值振速，發(fā)生在煙囪和樓房(或下體)翻倒整體觸地時(shí)。按中科院力學(xué)所周家漢的研究文獻(xiàn)〔1〕、〔3〕，Kt取3.37～4.09，H為樓房(或下體)和煙囪的高度，R為預(yù)測(cè)地目標(biāo)點(diǎn)與翻倒塌落中心距離，m， β=1.66～1.8。

(5)若地面采取挖溝槽等減振措施，Kt值還會(huì)降低1/2以上〔3〕。樓房塌落振動(dòng)的危害多發(fā)生在鄰近側(cè)面和近距的后方保護(hù)目標(biāo)，因此為保護(hù)該目標(biāo)，減振溝可挖在塌落樓房的切口閉合側(cè)前后和不會(huì)加大下坐的后方。此外，降低爆破后支撐炸高，也可減小下坐振動(dòng)。

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Prediction of collapse vibration of building demolished by blasting

WEI Xiao-lin, LIU Yi

(Guangdong Hongda Blasting Co., Ltd., Guangzhou 510623, China)

ABSTRACT：More than ten buildings collapse vibration were comprehensively measured, and peak vibration velocity was always determined by building collapse touchdown attitude, it′s likely to occur in rear support sitting down by blasting, incision closure or toppling on ground, and the peak values were not same. Therefore, falling height of the center of gravity was introduced in dimensional analysis, the empirical formula of the peak value of vibration speed of buildings sitting down, incision closure shock and building (structure) overturned wholly on ground were respectively established. Different collapse vibration principle were correspondently described. Formula parameters Kt and β were taken out from the peak envelope line of case in measured velocity logarithmic graph. Formulas respectively corresponding to peak velocity algorithms were proposed, and physical meaning of parameters and values were explained. According to the structure selected,high chimneys, cast-in-place shear wall (including the former cross cast-in-place shear wall ahead of frame and front site of cast-in-situ frame shear wall structure more than 13 storeys), prediction collapse vibration peak velocity was calculated by algorithm (3). Frame and other shear wall frame buildings collapse vibration peak was calculated by touchdown attitude to select algorithm (1) and (2), the vibration velocity greater was selected for the prediction vibration value. Algorithm(1) and (2) were supplemented, integrated new algorithm correctly reflected touchdown position of formation of vibration wave peak of building and the changed height of the center of gravity of impact hit on ground, so the principle of vibration was more explicit and the pertinence and accuracy of collapse vibration predicted would be improved. The observed examples were listed and the rationality of the formulars were proved.

KEY WORDS:High and larger building; Blasting demolition; Touchdown posture; Collapse vibration; Peak vibration velocity

文章編號(hào)：1006-7051(2016)02-0013-06

收稿日期：2015-10-08

作者簡(jiǎn)介：魏曉林(1940-)，男，教授級(jí)高級(jí)工程師，從事工程爆破和礦山安全研究。E-mail: wxl_40@163.com

中圖分類號(hào)：TD235.3

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

doi：10.3969/j.issn.1006-7051.2016.02.003