水電站擴(kuò)機(jī)工程中預(yù)裂孔與主爆孔誘發(fā)的爆破振動(dòng)比較分析*

周海孝，高啟棟，王亞瓊，冷振東，陳 明

(1.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，西安 710064;2.中國(guó)葛洲壩集團(tuán) 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(xué) 水工巖石力學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430072)

水電站擴(kuò)機(jī)工程通常會(huì)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(dòng)會(huì)不可避免的對(duì)已有建筑設(shè)備造成威脅[1-3]。此外，運(yùn)行中的水輪機(jī)組、發(fā)電機(jī)組及電氣設(shè)施設(shè)備等對(duì)爆破振動(dòng)的控制要求又極為嚴(yán)格[4]，如現(xiàn)行的爆破安全規(guī)程對(duì)于中心控制室設(shè)備的安全允許標(biāo)準(zhǔn)僅為0.5cm/s。因此，對(duì)于水電站擴(kuò)機(jī)工程，開展爆破振動(dòng)的跟蹤監(jiān)測(cè)及相關(guān)問題的研究極為重要。

近年來，已有不少學(xué)者針對(duì)水電站擴(kuò)機(jī)工程中的爆破振動(dòng)控制問題展開研究，如張京等探討了運(yùn)行中水輪機(jī)組的爆破振動(dòng)安全標(biāo)準(zhǔn)[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(jī)組的自振主頻；朱奎衛(wèi)等通過室內(nèi)試驗(yàn)[6]，研究了擴(kuò)機(jī)過程中爆破振動(dòng)對(duì)已有靜態(tài)監(jiān)測(cè)儀器設(shè)備的影響；王奮、朱華等評(píng)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(hù)措施[9]。

實(shí)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(dòng)力效應(yīng)也必然有所不同。胡英國(guó)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(yù)裂爆破開挖，保留巖體的損傷主要由預(yù)裂孔爆破產(chǎn)生；冷振東等對(duì)比分析了導(dǎo)爆索側(cè)向起爆和雷管一端起爆條件下爆轟氣體動(dòng)能和勢(shì)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(duì)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(dòng)頻譜特征[16]。

盡管現(xiàn)有研究對(duì)不同爆破孔的動(dòng)力效應(yīng)已有一定的認(rèn)識(shí)，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(dòng)差異的原因卻鮮見有報(bào)道?；谀隙?水電站擴(kuò)機(jī)工程中的爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，比較分析了預(yù)裂孔與主爆孔誘發(fā)振動(dòng)的差異，并借助SPH仿真技術(shù)，對(duì)造成兩類爆破孔振動(dòng)差異的原因進(jìn)行了探討分析。研究成果有助于深化對(duì)不同爆破孔振動(dòng)特性的認(rèn)識(shí)，可為水電站擴(kuò)機(jī)工程中的爆破振動(dòng)安全控制提供參考。

1 水電站擴(kuò)機(jī)開挖爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)

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(jí)支流南俄河干流，于1971年建成投產(chǎn)，初期裝機(jī)規(guī)模30 MW，先后經(jīng)過三次擴(kuò)機(jī)和升級(jí)，目前裝機(jī)容量為155 MW。為進(jìn)一步提升裝機(jī)容量，對(duì)水電站進(jìn)行了第四次擴(kuò)建，并新增引水發(fā)電系統(tǒng)。其中，擴(kuò)建工程石方爆破開挖主要包括進(jìn)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(kuò)機(jī)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(huì)對(duì)這些建筑設(shè)備的安全和穩(wěn)定產(chǎn)生不利影響。故針對(duì)不同的建筑設(shè)施設(shè)備，現(xiàn)場(chǎng)管理與工程技術(shù)人員制定了較為嚴(yán)格的控制標(biāo)準(zhǔn)，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(jī)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(jì)及測(cè)點(diǎn)布置

表1為進(jìn)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(gè)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(shí)反饋與評(píng)價(jià)擴(kuò)機(jī)工程中爆破振動(dòng)的影響，以實(shí)時(shí)指導(dǎo)爆破參數(shù)的設(shè)計(jì)與調(diào)整，分別于防滲帷幕、壩頂、閘門啟閉機(jī)、開關(guān)站及中控室等處布置了爆破振動(dòng)測(cè)點(diǎn)(見圖1)，并針對(duì)進(jìn)水口邊坡、右岸壩頂公路及新建廠房基礎(chǔ)三個(gè)部位的爆破開挖開展了爆破振動(dòng)跟蹤監(jiān)測(cè)。

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

其中，進(jìn)水口邊坡開挖共采集數(shù)據(jù)15次，6次含有預(yù)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(yù)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(yù)裂孔，最大單響在24～60.5 kg之間。現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)采用成都中科測(cè)控生產(chǎn)的TC-4850爆破振動(dòng)智能監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，其讀數(shù)精度達(dá)到1‰，頻響范圍在5～500 Hz之間，采樣率為1～50 kspa。

2 預(yù)裂孔與主爆孔誘發(fā)臨近建筑設(shè)備振動(dòng)比較分析

2.1 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果

圖4以進(jìn)水口邊坡開挖為例，比較了各次爆破中預(yù)裂孔與主爆孔誘發(fā)的質(zhì)點(diǎn)峰值振速(PPV)。需說明的是，對(duì)于含預(yù)裂孔的爆破，僅識(shí)取了預(yù)裂孔誘發(fā)的峰值振速，未計(jì)入當(dāng)次主爆孔的振動(dòng)數(shù)據(jù)，以避免兩者之間的數(shù)據(jù)干擾。由圖4可知，預(yù)裂孔爆破誘發(fā)PPV普遍大于主爆孔，其中，預(yù)裂孔誘發(fā)PPV最大為0.76 cm/s，出現(xiàn)在#1測(cè)點(diǎn)，對(duì)應(yīng)的最大單響為45.3 kg；最小值為0.06 cm/s，出現(xiàn)在#4測(cè)點(diǎn)，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(cè)點(diǎn)，對(duì)應(yīng)的最大單響為55.5 kg；最小值為0.06 cm/s，出現(xiàn)在#4測(cè)點(diǎn)，最大單響為56.7 kg。

2.2 爆破振動(dòng)峰值比較分析

為進(jìn)一步比較預(yù)裂孔與主爆孔誘發(fā)的爆破振動(dòng)峰值水平，基于薩氏公式(如式(1)所示)來定義當(dāng)量質(zhì)點(diǎn)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(diǎn)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(chǎng)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(dāng)量質(zhì)點(diǎn)峰值振速為

(2)

通過對(duì)現(xiàn)場(chǎng)某次不含預(yù)裂孔爆破實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合分析，得到現(xiàn)場(chǎng)爆破振動(dòng)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(duì)不同的爆破開挖部位，比較了不同測(cè)點(diǎn)處的當(dāng)量質(zhì)點(diǎn)峰值振速。由圖6可知，進(jìn)水口邊坡、右岸壩頂公路以及廠房基礎(chǔ)三個(gè)部位共包含12次預(yù)裂爆破，#1測(cè)點(diǎn)共記錄8次數(shù)據(jù)，其中7次預(yù)裂孔當(dāng)量質(zhì)點(diǎn)峰值振速大于主爆孔；#2測(cè)點(diǎn)共記錄10次數(shù)據(jù)，9次預(yù)裂孔當(dāng)量質(zhì)點(diǎn)峰值振速大于主爆孔；#3測(cè)點(diǎn)共記錄11次數(shù)據(jù)，9次預(yù)裂孔當(dāng)量質(zhì)點(diǎn)峰值振速大于主爆孔；#4測(cè)點(diǎn)共記錄10次數(shù)據(jù)，7次當(dāng)量質(zhì)點(diǎn)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(yù)裂孔爆破誘發(fā)質(zhì)點(diǎn)峰值振速要普遍大于主爆孔。

圖 4 進(jìn)水口邊坡開挖中預(yù)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(dòng)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(yù)裂孔與主爆孔差異分析

3.1 計(jì)算模型與參數(shù)

巖石爆破中炸藥的爆炸能量將會(huì)轉(zhuǎn)化為巖石的破碎能、巖體的爆破振動(dòng)能、巖石的拋擲能(巖石碎塊的動(dòng)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(dǎo)致預(yù)裂孔與主爆孔爆破振動(dòng)差異的本質(zhì)原因應(yīng)是爆炸能量分配的不同。工程實(shí)際中，預(yù)裂孔和主爆孔的差異主要體現(xiàn)在如下三個(gè)方面：

(1)裝藥結(jié)構(gòu)的差異。預(yù)裂孔主要用于輪廓成型控制，并盡可能減輕對(duì)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(shí)，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(yù)裂孔一般采用空氣間隔裝藥，故而采用導(dǎo)爆索起爆，導(dǎo)爆索的爆速遠(yuǎn)高于炸藥，因此預(yù)裂孔內(nèi)的炸藥近似于同時(shí)起爆，相當(dāng)于線起爆，同時(shí)導(dǎo)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(yīng)完畢，相當(dāng)于點(diǎn)起爆。

(3)抵抗線大小的差異。預(yù)裂孔一般先于主爆孔起爆，起爆順序?yàn)椋侯A(yù)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(jìn)一步探討引起預(yù)裂孔與主爆孔爆破振動(dòng)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(gè)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(dòng)力計(jì)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(zhǎng)度3.0 m。

圖 6 預(yù)裂孔與主爆孔當(dāng)量質(zhì)點(diǎn)峰值振速比較Fig. 6 Comparison of the equivalent PPV of presplitting and main blast-holes

圖 7 SPH計(jì)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(duì)體積；A，B，R1，R2以及ω均為JWL方程中的獨(dú)立常數(shù)。參考相關(guān)文獻(xiàn)[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(gè)控制面，具體失效方程為

(4)

式中：p、θ、ε分為壓力、Lode角和應(yīng)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(yīng)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(jì)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(duì)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(jì)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?yàn)椴获詈涎b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(jì)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(dòng)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(jì)算了起爆雷管一端起爆和導(dǎo)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(duì)較少，則轉(zhuǎn)為振動(dòng)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?yàn)檎ㄋ幤鸨?，需?jīng)過一定長(zhǎng)度(3～6倍炮孔直徑)以后才會(huì)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(yīng)以非理想爆轟為主[20]，從而會(huì)使爆轟壓力降低，進(jìn)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(duì)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(jì)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(shí)，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(shí)，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(duì)較低。事實(shí)上，抵抗線大小反映的是巖體夾制作用，當(dāng)?shù)挚咕€較大時(shí)，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(dāng)?shù)挚咕€增大時(shí)，將有更多的能量轉(zhuǎn)化為振動(dòng)能。

圖 14 不同抵抗線條件下的計(jì)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(kuò)機(jī)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(gè)方面，對(duì)主爆孔和預(yù)裂孔爆破振動(dòng)差異的原因進(jìn)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(huì)影響炸藥的爆轟加載特性和爆炸能量的傳輸與分配，進(jìn)而導(dǎo)致預(yù)裂孔與主爆孔爆破誘發(fā)振動(dòng)的差異。

(2)相對(duì)于主爆孔，因預(yù)裂孔采用不耦合裝藥，且通常由導(dǎo)爆索側(cè)向起爆，同時(shí)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(duì)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(dòng)能。

預(yù)裂孔與主爆孔爆破誘發(fā)的振動(dòng)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(yù)裂孔與主爆孔誘發(fā)振動(dòng)的頻譜特性，還有待更近一步的研究。