第9 卷第 4 期2 0 0 3 年 1 2 月
EN GINEER IN G BLASTIN G
Vol19 , No14
December 2003
文章编号: 1006 - 7051 (2003) 04 - 0072 - 06
霍永基
(中国水利水电科学研究院, 北京100044)
摘要: 水利水电工程不能简单套用矿山及建筑部门现行的统一爆破规程规定的安全分析方法和控
制标准，而应该首先研究不同类型爆破对各种水工结构的荷载特性和破坏作用机制，从而分别制订出与
之相适应的安全判据和控制标准。文章从现代爆破作用原理出发，阐明岩体爆破的震动特性、影响因素
及最新研究进展。通过对大量科研观测资料的分析，结合我国某些工程实践经验，着重介绍了岩土爆破
对闸坝工程、水工隧洞的作用特性、破坏机制和安全准则。 中图分类号: TV542 文献标识码: A
EFFECT OF BLASTIN G V IBRA TION ON H YDRAUL IC STRUCTU RES
AND SAFET Y ANAL YSIS
HUO Yong2ji
( China In stit u t e of W ater Resources and Hydropower R esearch , B ei j ing 100044 , China)
ABSTRACT : For water resource and hydropower projects ,t he analysis method and control criterio
ns of blasting safety in Blasting Safety Regulations for mining and construction departments should not be simply adopted while the safety criterions and control standards suitable for them should be set up through studying the loading property and damage mechanis m of different blasts to every variety of hydraulic st ructure1 In this paper , the characteristics and influencing factors of blasting vibration in rock and recent research progression were expound2 ed on the basis of modern blasting principle1Through analyzing a lot of observed data and in the light of the ex2 perience f rom some practical projects ,t he active features ,damage mechanis m and safety criterions of blasts in soi l and rock to locks ,dams and hydraulic tunnels were introduced emphatically1
KE Y WO RDS : Hydraulic st ructures ; Blasting project ; Seis mic effect ; Safety criteria
1 引言
20 世纪80 年代，随着改革开放带来的经济大发展，水利水电、铁道交通、冶金建筑等部门工程爆破任务与日俱增，爆破对环境安全影响的问题愈来愈突出，因此国家于80 年代中期制订了“中华人民共和国国家标准G B - 6722 - 86 爆破安全规程”、
“大爆破安全规程”和“拆除爆破安全规程”。目前正在对这三个规程进行统一修订与审定工作。为了配
收稿日期: 2003 - 10 - 13
作者简介: 霍永基，教授级高级工程师，博士生导师。合此项工作，适应水利水电工程建设的安全需要，作者在系统总结近40 年来工程经验和科研成果的基础上，简要阐明爆破对水工结构的荷载特性、破坏机理、安全判据和控制标准，以利于今后制订出有科学依据、符合爆破作用规律和适用于水工建筑结构的技术安全控制准则。
2 爆破地震波参变量及荷载特性分析
现代爆破理论表明，性能与爆破介质的物理力学特性及相互耦合条件以及爆破规模对能量转化为各项效应能的比值有重要影响。另外，随
·霍永基: 水工结构爆破震动效应研究及安全分析·73 ·
着等量的相对埋深减小, 即 f ( W / Q 1/ 3 ) 变小时，潜能转化为力能(破碎能、变形能和动能) 和法。根据达朗贝尔原理，水工结构在爆破地震作用下的运动方程为:
···
热能的比例将发生改变，对各项效应产生影响。故随着相对埋深的增加，将从抛掷爆破逐渐变为松动爆破以及封闭的内部爆破。此时，爆破的岩土量及
[ M ]{ U} + [ C ]{ U} + [ K]{ U} = { P( t) } (3)式中: [ M ] 、[K ]为按有限元法离散所求得的质量
及刚度矩阵, [ C ]为阻尼矩阵, {U} 、{U} 、{U} 为结
其抛掷动能相应下降、空气冲击波能量锐减乃至消失。相反，波动能和地震能量相应增大。爆破作用原理对工程爆破设计、效应分析和安全与控制标准的认识有重要指导意义。
克格勃绝密档案211 爆破地震参数分析
爆破地震的主参变量共有9 个，其中包括5 个独立变量(当量Q , 观测点至爆源距离R , 介质的波速 C , 介质密度ρ和时间t ) 和4 个因变量( 地
···
点的加速度、速度和位移向量; { P ( t ) } 为地震输入荷载。因此, 采用动力有限元法计算时, 需按设计爆破装药量计算边界点的地震荷载, 再代入动力方程进行求解。用拟静力法计算时, 则将结构物离散为多质点弹性体系, 借助振型组合的方法, 先计算各分振型的最大地震分应力, 然后用统计学方法, 即平方和开方法计算各分振型应力叠加而成的最大位移应力。地震荷载的计算式为: ···
面震动位移U , 速度U , 加速度U 和频率 f ) 。根据P
j
( i) = W i kβj( i) r j X j ( i) (4)
Bukinghamπ定理，上述参量可以组成6 个无量纲数, 式中: P
j (i ) 为第j 振型中i 质点上的地震荷载;
···
即: U/ R , U/ C, U/ C, f t , tC/ R 和Q/ (ρC2R3 ) , 其中第6 个无量纲数包含全部4 个独立变量。实际上W i为第i 质点的质量;k 为地震输入的地震系数( k = a/ g , 即地震加速度与重力加速度之比) ; βj
ρC2 值为介质弹性模量的量纲, 同时鉴于岩石的ρC2 值一般变化范围不大, 尤其是对于同一场区爆( i) 为动力放大系数; r j
各阶振型。
为振型参与系数; X j ( i) 为
破时, 其值相等, 故可作为介质常数处理。于是得到著名的爆破震动相似关系式〔1〕为:
·
U = K1 Rf ( R/ Q 1/ 3) , U = K2 f ( R/ Q 1/ 3) ,
··
U = ( K3/ R)f ( R/ Q 1/ 3) (1)
爆破地震因受爆源结构特性、地形地质条件和波传路径因素影响，爆破地震波具有频域宽、高频成分丰富的随机波。因此，以往通过现场爆破试验观测地震波参数随距离的变化作回归分析时，其弥散性都较大，尤其是加速度和位移参数更为突出。所以通常选择振速参数作回归分析，并以它作为安全判据，即常用的萨多夫斯基公式:
U = K( Q 1/ 3/ R) α(2)
值得指出，回归分析中若以单分向的地震波时程曲线中卓越周期的峰值振速对比尺距R/ Q 1/ 3 求回归方程时，其精确性受到很大影响。因此，以单一振速参量作为爆破震动对各类建筑结构的安全判据和控制标准存在许多弊端。不考虑地震波能量特性和建筑结构动力特性显然是十分片面的，需要作根本性的改变。顺便指出，若根据加速度仪的直接观测数据作回归分析时，应该按照量纲分析的关系式求经验方程。
212 爆破地震荷载
水工建筑结构的爆破动力响应分析计算，工程中有用动力有限元法和基于反应谱理论的拟静力
因此, 用拟静力法计算时, 关键是首先取得爆破地震的反应谱曲线〔2〕。
21211 爆破地震反应谱它是假定建于刚性基础上具有不同固有周期和
阻尼系数的单质点弹性体系，受到某一爆破地震加速度行波输入时结构物产生的最大位移反应关系。早在1960 年南水水电站定向爆破筑高坝时，就开始用水科院自行设计加工的多摆仪(每台仪器含6 个具有不同自振周期T 和阻尼的水平摆和3 个垂直摆) 模拟建筑结构，观测爆破地震作用下的最大位移反应，以代替反应谱法计算分析建筑结构的动力响应及安全性。观测成果见图1 。
图1 多摆仪实测爆破反应谱
Fig11 Measured response spectrum
(ρ为折算距离,ρ= Q 1/ 3/ R ; β为动力放大系数)
·74 ·工程爆破
若用反应谱法分析计算，则首先必须有现场实测的爆破地震加速度时程曲线作为地震输入。例如1979 年丰满水电站泄洪洞水下岩塞爆破时，利用现场爆破试验和正式爆破的实测地震加速度时程曲线对混凝土重力坝段作过动力反应计算。与此同时, 我们则根据全国主要工程爆破实测的近200 个爆破地震波记录资料，分别作出反应谱曲线，并以外包络谱线得出了两组分别代表爆破近区和中远区的基准反应谱曲线:
近区: ¯r= R/ Q 1/ 3 ≤10
当T ≤0115 时,β=βmax = 310 ；当T > 0115 时,
β= 0145/ T 。为密切, 因而提出爆破振动周期T 与距离R 的计算式T =ηl og R 。按谐波关系与式( 2) 结合, 便可作为计算爆破地震加速度 a 值的参考。
·
邯郸市第二十六中学a = 2πf U = (2πK/ ηl og R) ·(Q1/ 3/ R) α(6) 21212 反应谱法在工程爆破动力分析中的应用和检验情况
丰满水电站水下岩塞爆破，曾用反应谱法对混凝土重力坝8 # 坝段作过震动反应分析〔3〕。计算时动力系数按实测几个坝段的包络谱曲线和24610m 水位考虑，坝段的振型曲线在大连工学院抗震室测定。按量2200kg 爆破计算得最大拉应力约为
中远区: ¯r> 10 4179 ×10
5 Pa 。正式爆破后，又按8 #坝段实测谱线
当T ≤01075 时,β= βm ax = 310 ; 当T > 01075 选用的动力系数计算出下游坝面动应力分布，见图
#
时,β= 0145/ ( T + 01075) 。 2 。爆破观测结果表明,8 坝段坝基和坝顶的动应
同时, 我们考虑到爆破地震具有频率高、波长短的特性, 对于尺寸很大的建筑结构基础, 其所受的地震输入有非均布性, 因此对计算地震荷载输入时需作修正, 即引入一个结构特征长度L 与地震波半波长λ之比的无量纲参数S 作为尺度影响判据( S = L / λ= 2 f L / C) , 相应的尺度效应修正系数k1 值的计算结果如下:
S015 110 210 310 410 510 610
k 1110 01637 01319 01212 01160 01123 01106
据此, 我们根据丰满水电站爆破实测的地震加速度和卓越频率参数, 计算出相应的设计反应谱曲线加以验证与比较。计算结果表明相当适用, 因此，爆破对建筑结构荷载分析应考虑尺度效应修正。此时, 爆破地震荷载的计算式应为:
P j ( i) = W i k1 kβj( i) r j X j ( i)(5) 另外应该指出, 无论用小规模现场爆破试验记录或直接按我们提出的设计反应谱计算地震荷载时，都要首先计算正式爆破时的地面最大振动加速度 a 值。通常的做法是在现场布设测振线, 利用不同距离测点的实测爆破震动加速度数据作回归方程, 供正式爆破设计使用。这里值得注意的是, 同地点不同规模爆破之间, 其最大加速度随距离的衰减规律有差异。根据我们于1998 年在密云水库潮河大坝下游处石料开采爆破震动效应观测成果, 由于大爆破时地震频率较低、波长较大, 因此受地形地质因素影响, 岩体裂隙构造对波的吸水作用相对较小, 因此爆破震动随距离衰
减较慢。另外, 原苏联大量爆破工程经验表明, 爆破规模大小对振动周期有一定影响, 但与离爆源的远近和岩土介质特性关系更变为4510～6818με，无破坏迹象。采用我们研究提出的基准反应谱曲线，根据现场观测的爆破地震加速度为01196 g , 主振频率30 Hz , 假定波速为2500m/ s ，进行尺度修正后，按大坝的前五个振型作简化计算进行检验，得到坝面边缘最大应力包络线的结果, 同绘于图 2 。最大拉应力约为5112 × 105 Pa ，大约出现在4/ 5 坝高处。计算结果表明，该法比较适用，与实测情况相当吻合。
图2 爆破对混凝土重力坝振动应力分布
Fig12 Stress distribution of concrete dam
焦作碱业
1 - 实测压应力
2 - 实测拉应力
3 - 计算应力(原设计)
4 - 计算拉应力(本文作者)
21213 土坝爆破震动效应研究土工建筑物的爆破破坏机制十分复杂，它与土
的结构特性、压实密度、含水量、初应力状态和排水条件等因素有关。爆破对土坝的安全影响，需关注以下几个问题:
(1) 土坝坝肩接头部位的爆破动力反应及破坏性状。它包含着爆炸应力波和地震波两种作用机
霍永基 : 水工结构爆破震动效应研究及安全分析
·75 ·
制 。1982 年结合官厅水库溢洪道扩建开挖爆破 ，我
们专门修筑了一座高为 415m 的试验坝进行了系统
研究 。爆破地震和应力 、变形观测集中于试验土坝 坝肩土岩交接面及两侧不同距离范围 ，以研究爆破
应力波和地震波进入土体的性状及参数变化规律 。 土坝内部深层变形观测是用伺服加速计式测斜仪进 行 。研究结果表明〔4〕，在坝肩接头近区爆破时 , 土
坝坝肩受岩体爆破应力波入射作用产生的变形有明 显蠕变现象 。每次爆破后产生的残余变形量依次逐
渐减少 ，一次爆破最大变形量达 214mm ，而多次爆
破的累积变形量为 411mm 。此时尚无裂缝出现 。 每次爆破实测的最大残余变形
δ与爆破的相应比 尺距离 ¯r = ( R/ Q 1/ 3) 的变化规律如图 3 所示 。
图 3 爆后土坝接头残余变形
Fig. 3 Residual deformation of earth dami joint after blasting彩电视机价格
爆破综合观测结果表明 ：当爆破比尺距离 ¯r =
510 时 , 土岩界面附近的入射压力波峰值 P r 约为
210 ×105
Pa ；相应最大竖向振动速度 v v ≤715cm/ s ,
水平向振速 v h = 1110cm/ s ; 此时坝肩接头处 210m
范围内爆后产生的残余变形
δ ≤0163mm , 属安全 区 。当 ¯r ≤410 时 , P r 约为 215 ×105
Pa , 最大振动速
度约 12～14cm/ s ,δ为 018mm ，坝肩处于临界破裂 状态 。当 ¯r ≤215～310 时 , P r 达 310 ×105 Pa , 最大 振速为 18～20cm/ s , 残余变形达 112～116mm , 坝肩 出
现裂缝 。当 ¯r < 115 ( 实际距离 315m ) 时 , 最大振 速
20cm/ s ，坝肩产生多条纵向裂缝 , 宽达 115cm 、深 为
20 余厘米 、延伸长度 10m 以上 , 属严重破坏区 。
故正式施工时 , 我们建议用振速 5～6cm/ s 作为安全
控制标准 , 相应的 ¯r ≈610 , 实践证明是适宜的 。
1998 年江西省柘林水电站实施扩建工程时 ，我
们对柘林大坝坝肩与混凝土泄水闸接头部位的爆破 震动响应作了试验观测 ，以评估厂房边坡 ———80 山
包区开挖爆破对土坝坝肩振动的可能影响 。实测结 果表明 ，接头处土坝的爆破振动速度为同高程 、同比 尺距离处基岩上振动速度的 215～315 倍 ，表明处于
爆破远区的土坝接头处振动速度有显著增大的特
点 。因此 ，若根据现场爆破振动试验观测所得的回
归方程预报正式爆破振动强度时 ，应考虑土坝接头 可能出现的振动放大影响因素
，以策安全 。此外 ，对 建于非岩地基上的斜墙防渗的土石坝 ，还应考虑爆 破对沙土地基振动液化和斜墙动力稳定影响因素
。 21214 非岩地基上混凝土闸坝抗爆问题分析
该类工程为了安全挡水运用 ，一般都必须对地 基进行防渗加固处理
，以降低闸底板的渗透扬压力 , 增强闸体抗滑稳定性 。因此爆破对该类工程的安全 影响除需考虑闸坝上部结构的受振破损外 ，更应重 视非岩地基的爆破震动液化
、变形 、沉降 、防渗结构 破坏导致工程失稳 。例如 ，位于山东省济南市郊的 卧虎山水库 ，于 1976 年汛前在拦河土坝左侧泄洪闸 进行扩建施工时 ，采用多个硐室 ，分两区开挖爆破 :
一区紧邻原溢洪道左侧 30m 沿河岸线部位布置了
13 个药室 ，装药量 1713t ；二区在溢洪道闸前阻水的
山包部位布置了 23 个药室 ，共计装药 18198t 。爆破
观测记录表明 ，泄洪闸下游底板的最大振动速度为
14cm/ s 。结果造成泄洪闸在左边墩顶部起闭机平 台的 预 制 梁 底 座 产 生 一 条 长 018m 、缝 宽 110 ～ 215mm 的裂缝 ；钢筋混凝土左边墩上游与浆砌石扭 曲护 坡 接 触 处 的 浆 砌 石 产 生 错 动 , 最 大 宽 度 为 610cm ，向下延伸 6m 左右尖灭 ; 原溢洪道右侧起闭 机控制室顶板抹灰有掉落 ，约计 015m 2 。爆后汛前 闸坝挡水后 ，发现该闸不断向下游滑动 ，累积滑移达 20cm ，被迫紧急放水处理 。究其原因可能是 : 一方 面因闸底板受震沿闸墩向上顶部起闭机平台产生振
动放大效应 ，导致断裂 ；另一方面因爆破震动引起闸
底板与地基中的防渗灌浆系统受损 ，闸底板的扬压 力增加 ，闸身稳定力降低 ，导致闸身整体滑移 。
3 爆破对水工隧洞破坏影响的研究 爆破对水工隧洞的作用机理可归结为两种情
况 : (1) 在隧洞同一山体内近区爆破时 ，隧洞的抗爆
动力反应可视为爆炸压缩波在多连域岩体中的传
播 、反射和绕射问题来研究 。由于爆炸应力波与岩 土介质以及隧洞结构相互作用的复杂性 ，难以得到 精确的解析解 ，故通常采用数值方法或物理模拟手 段求解隧洞周边爆炸应力场特征参数 ，判明其安全
状态 。(2) 在隧洞相邻的远区地层内爆破时 ，岩体中 的爆炸应力波受地面边界影响 ，转化为表面波形式
向外传播
。因此 ，隧洞将受到地震荷载而产生过大 的山岩动压力或引起地质结构变化 ，造成隧洞结构
破坏 ，这与强地震引起洞口 、洞脸破坏和洞内断层错
·76 ·工程爆破
动、裂隙破碎区塌方等现象相似。为此，我们对上述两种情况进行了理论分析、数值模拟和现场实体模型试验研究，并获得了规律性的认识。
表1 隧洞应力集中系数
Table 1 S t r ess co n cent r atio n f a cto r of t u nnel
距离R/ m 20 (R = 2. 5) 80 (R = 10) 120 (R = 15) 160 (R = 20)
311 爆破对隧洞影响的动力有限元分析计算
D D D D
ζ ( )
m/ kg·c m - 2250100 184100 142110 110150
最具代表性的问题是在定向爆破筑坝时往往在已建的泄洪洞、导流洞或引水洞的上方或邻近地区实施洞室大爆破。当采用条形药包或多个并列药包爆破、其轴线平行于隧洞走向时, 可简化为平面问题，用二维动力有限元分析计算。由爆炸动力学理论知，爆源产生的柱面波或球面波在一定距离处将以弹性压缩波向外传播，自由场应力波峰值随距离而衰减，其正压时间t + 则随距离增加而增长。当压缩波入射于隧洞结构时，经反射和绕射干涉作用，在隧洞周边将产生应力集中和复杂的动应力场分布情况。我们对某工程的8m 直径无衬砌隧洞进行了分析计算。计算结果表明〔5〕:
(1) 洞周环向最大拉应力出现于迎爆心向的洞顶处，而最大压应力则出现于隧洞的侧面，入射波参数变化对隧洞周边应力场分布变化有较大影响。不同波长的三角形入射压力波的峰值p m 对隧洞的应力分布和应力集中系数与波长对洞径的比c p t + / D 的无量纲量参数有关( c p 为纵波速度, t + 为入射波作用时间, D 为隧洞直径) 。当c p t + / D 越小, 洞顶环向拉应力越大, 而侧面压力值越小。反之, 当c p t + / D 越大, 洞顶环向拉应力越小, 侧面环向压力越大, 如图4 所示。
图4 洞周最大环向应力分布
Fig14 Distribution of stress on the periphery of tunnel 曲线a～d 的C P t + / D 值分别为110 、312 、811、1612
(2) 当入射波压力参数相同而入射边界至隧洞距离不同时, 隧洞侧面最大的应力集中系数K d 变化情况见表1 。
(3) 迎爆心向洞顶岩体内最大应力场分布。计算结果如图5 所示。从图中可以看出，波长与洞径比的尺度特征参数从110～811 。无论是径向或环向应力, 隧洞周边岩体内受应力场影响的范围大体
ζm/ p m 1125 0192 0171 0155 K d 2173 2176 2178 2182
努西达图5 洞顶岩体内爆破应力场分布
Fig15 Distribution of stress in rock of tunnel top
上在210 倍洞径左右; 环向最大拉应力发生在隧洞表面处，径向最大拉应力则出现于( 1/ 4) D ～( 3/ 4) D 隧洞围岩内。影响深度较大，且尺度特征参数越小，应力水平越高，这主要是由反射拉伸波和卸载波共同作用所致。此时，对隧洞围岩的灌浆系统的完整性可能产生影响，值得引起关注。
312 爆破对隧洞破坏影响的实验研究
爆破对隧洞的破坏影响屡有发生。在国家“七五”科技攻关“定向爆破筑高坝研究”项目中，对此曾专门在现场安排了实验研究，试验布置见图6 。试
图6 隧洞爆破效应观测布置
Fig16 Arrangement for observation of blasting effect
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