魏 東，陳 明*，葉志偉，盧文波，李 桐

(1.武漢大學(xué)水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢430072；2.武漢大學(xué) 水工巖石力學(xué)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢430072)

爆破作用對(duì)巖體的破壞效果直接影響爆破施工的質(zhì)量及效率，研究爆破的破巖機(jī)理及破壞特征對(duì)控制爆破施工質(zhì)量有著重要意義。特別是在爆破施工過(guò)程中，預(yù)先計(jì)算出不同條件下炮孔近區(qū)巖體破壞范圍有利于爆破參數(shù)的設(shè)計(jì)。爆破過(guò)程中炮孔近區(qū)巖體在高壓瞬時(shí)的受力特征下處于強(qiáng)動(dòng)力響應(yīng)狀態(tài)，不可避免地要考慮巖體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的變化規(guī)律。因此，為使分析結(jié)果切合實(shí)際，有必要采用巖體應(yīng)變率相關(guān)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度準(zhǔn)則分析爆破破巖過(guò)程。

目前，沖擊波與爆生氣體聯(lián)合破巖理論被廣泛接受[1]，炮孔近區(qū)巖體由近及遠(yuǎn)可分為粉碎區(qū)、裂隙區(qū)及彈性變形區(qū)3個(gè)區(qū)域[2]，粉碎區(qū)及裂隙區(qū)的范圍各有不同的分析計(jì)算方法。Djordjevic[3]利用Griffith強(qiáng)度準(zhǔn)則結(jié)合壓剪、拉裂雙模式破壞模型，針對(duì)厚壁圓筒方程推導(dǎo)出了粉碎區(qū)的破壞半徑公式；戴俊[4]結(jié)合應(yīng)力波衰減經(jīng)驗(yàn)公式及動(dòng)荷載下巖體動(dòng)力強(qiáng)度特征，提出耦合及不耦合裝藥條件下巖體破碎區(qū)范圍計(jì)算方法；Yushin[5]將Mor-Column強(qiáng)度準(zhǔn)則應(yīng)用于鉆孔爆破圍巖粉碎區(qū)的評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)，建立考慮巖體黏聚力強(qiáng)度的粉碎區(qū)計(jì)算方法；冷振東等[6]基于前述學(xué)者對(duì)鉆孔爆破粉碎區(qū)計(jì)算方法的研究成果，提出一種改進(jìn)的鉆孔爆破破壞模型。

爆破作用下巖體的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及強(qiáng)度變化與靜力條件明顯不同，分析巖體的爆破破壞區(qū)不能忽視巖體的動(dòng)力破壞特性。不少研究者基于動(dòng)力強(qiáng)度增大的試驗(yàn)成果，將動(dòng)力效應(yīng)下增大的靜抗壓強(qiáng)度引入到巖體爆破破壞區(qū)的分析中，對(duì)動(dòng)抗壓強(qiáng)度進(jìn)行近似處理[7]；也有研究者引入應(yīng)變率相關(guān)的強(qiáng)度準(zhǔn)則，采用在壓縮圈內(nèi)應(yīng)變率在102～104s-1內(nèi)取經(jīng)驗(yàn)值，裂隙圈不考慮應(yīng)變率的方法估算巖體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度[4]。因此，以上經(jīng)驗(yàn)性的應(yīng)變率值會(huì)直接影響破壞區(qū)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，有必要研究炮孔近區(qū)巖體應(yīng)變率變化規(guī)律，用以準(zhǔn)確分析爆炸荷載作用下炮孔近區(qū)巖體破壞區(qū)的范圍。

為此，基于波動(dòng)理論研究爆破作用下炮孔近區(qū)巖體應(yīng)變率的計(jì)算方法，結(jié)合巖體動(dòng)力強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果，確定適用于炮孔近區(qū)巖體的應(yīng)變率相關(guān)動(dòng)力強(qiáng)度準(zhǔn)則。同時(shí)，基于爆破作用下巖體中應(yīng)力波的傳播與衰減規(guī)律，推導(dǎo)考慮巖體應(yīng)變率相關(guān)的炮孔近區(qū)巖體破壞區(qū)范圍計(jì)算公式，并采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證計(jì)算模型的合理性。

1 臨近炮孔巖體爆破破壞分區(qū)

目前，對(duì)炮孔近區(qū)巖體的破壞特征已有較深入的研究，一般將炮孔近區(qū)巖體分為粉碎區(qū)、裂隙區(qū)及彈性變形區(qū)。冷振東等[6]提出鉆孔爆破破壞的改進(jìn)模型，認(rèn)為在原炮孔外側(cè)為粉碎區(qū)，粉碎區(qū)受強(qiáng)烈的壓縮剪切作用，結(jié)構(gòu)被完全破壞，形成粉末化區(qū)域；緊接著為破碎Ⅰ區(qū)，也可稱為破碎區(qū)，該區(qū)產(chǎn)生大量裂縫，巖體受到明顯剪切破壞[8-9]；最外側(cè)為破碎Ⅱ區(qū)，也可視為裂隙區(qū)，該區(qū)徑向裂隙發(fā)育，且逐漸過(guò)渡到巖體的彈性變形區(qū)[10]。圖1為該破壞模型下破壞區(qū)分布示意圖。

圖1 巖石鉆孔爆破理論破壞分區(qū)示意圖[6]Fig.1 Schematic diagram ofthe theoretic damage zones surroundingablastholeunderblasting[6]

在老撾南公1水電工程溢洪道施工過(guò)程中，作者及團(tuán)隊(duì)多次開(kāi)展臺(tái)階爆破現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，分析試驗(yàn)后炮孔底部超深段殘留炮孔的破壞形態(tài)，結(jié)果表明粉碎區(qū)及裂隙區(qū)的分界線不明顯，兩者之間存在以受壓及剪切破壞為主的破碎區(qū)，這也表明冷振東等[6,9]提出的改進(jìn)模型與實(shí)際情況基本一致。

本文基于實(shí)際工程殘孔破壞特征及破壞區(qū)理論分布模型，結(jié)合巖體應(yīng)變率相關(guān)的強(qiáng)度變化規(guī)律，對(duì)上述模型下炮孔近區(qū)巖體破壞區(qū)范圍進(jìn)行研究。

2 炮孔近區(qū)應(yīng)變率變化規(guī)律

炮孔近區(qū)一般指炮孔外30～50倍孔徑范圍內(nèi)的圍巖體[3]。在爆炸作用下，孔壁質(zhì)點(diǎn)在極短的時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生極高的速度及壓力值，初期以高強(qiáng)度、強(qiáng)間斷的沖擊波形式向外輻射；隨著介質(zhì)的黏滯耗能、介質(zhì)破壞耗能及波的擴(kuò)散作用[11]，沖擊波波速、壓力峰值減小，逐漸衰減成應(yīng)力波。在高強(qiáng)度的沖擊波和高溫高壓的爆生氣體作用下，巖體會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，目前主要以應(yīng)變率及荷載加載率衡量材料受動(dòng)力作用的程度，特別是應(yīng)變率參數(shù)，直接反映了材料動(dòng)態(tài)響應(yīng)的大小。然而，由于炮孔爆破近區(qū)巖體應(yīng)變率的測(cè)量存在難度，很難實(shí)測(cè)應(yīng)變率的時(shí)空變化規(guī)律，為此，基于柱面波位移協(xié)調(diào)方程，引入柱坐標(biāo)系下徑向應(yīng)變率與振動(dòng)速度參數(shù)的相關(guān)關(guān)系[12]：

式中， ε為質(zhì)點(diǎn)徑向應(yīng)變，r為距炮孔中心的距離，u為r處位移， ε˙為質(zhì)點(diǎn)徑向應(yīng)變率，v為r處速度。

3 應(yīng)變率相關(guān)的巖體動(dòng)力破壞特性

3.1 粉碎區(qū)和破碎區(qū)破壞規(guī)律及范圍

式中，r1為粉碎區(qū)破壞半徑。

隨著沖擊波能量的消耗與傳遞，破碎區(qū)內(nèi)沖擊波衰減速率有所降低，破碎區(qū)內(nèi)應(yīng)力、質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)速度及應(yīng)變率衰減規(guī)律如下：

3.2 裂隙區(qū)破壞規(guī)律及范圍

巖體的破壞消耗了爆炸作用大部分能量，使得沖擊波波動(dòng)的傳播速度減小接近至介質(zhì)中聲波速度；同時(shí)，質(zhì)點(diǎn)的振動(dòng)速度進(jìn)一步減小，徑向峰值壓力降低，巖體動(dòng)力響應(yīng)程度減小，波動(dòng)響應(yīng)逐漸由強(qiáng)間斷的沖擊波衰減變化成彈塑性應(yīng)力波，巖體的破壞形式也發(fā)生改變。在距離炮孔較遠(yuǎn)處的巖體（一般為10倍孔半徑以外），其動(dòng)力作用明顯減小，該區(qū)域巖體環(huán)向及徑向應(yīng)變率范圍在100～102數(shù)量級(jí)，且徑向峰值壓力衰減至巖體動(dòng)抗壓強(qiáng)度以下，而環(huán)向應(yīng)力可大于巖體的動(dòng)抗拉強(qiáng)度，此時(shí)，巖體破壞主要為低應(yīng)變率下的環(huán)向拉裂破壞。

動(dòng)力作用下巖體抗拉強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度變化規(guī)律有一定的相似性[18-19]，即隨著動(dòng)力作用的加強(qiáng)，巖體抗拉強(qiáng)度有一定程度增加。動(dòng)抗拉強(qiáng)度也存在一臨界應(yīng)變率 ε˙0，當(dāng)巖體內(nèi)質(zhì)點(diǎn)拉伸方向應(yīng)變率小于 ε˙0時(shí)，巖體動(dòng)抗拉強(qiáng)度基本與靜抗拉強(qiáng)度一致；當(dāng)巖體內(nèi)質(zhì)點(diǎn)拉伸方向應(yīng)變率超過(guò) ε˙0時(shí)，抗拉強(qiáng)度隨應(yīng)變率也呈指數(shù)性增長(zhǎng)；當(dāng)應(yīng)變率繼續(xù)上升至 ε˙1（一般不超過(guò)102s-1）時(shí)，巖體動(dòng)抗拉強(qiáng)度基本維持在某一固定值，此時(shí)往往已經(jīng)發(fā)生拉裂破壞，這也是大部分動(dòng)抗拉試驗(yàn)中，巖體應(yīng)變率在102s-1以下的原因。動(dòng)力荷載作用下，巖體動(dòng)抗拉強(qiáng)度一般可采用式（20）所示的冪指數(shù)模型表示[18-19]：

4 工程實(shí)測(cè)及討論

4.1 工程概況

南公1水電站位于老撾南部阿速坡省的南公河上，為老撾、越南、柬埔寨3個(gè)國(guó)家的交界區(qū)域，是南公河上游3個(gè)梯級(jí)水電站中的第1級(jí)。壩體整體為混凝土面板堆石壩，左岸山體布置有溢洪道，工程開(kāi)挖土石方量大。為研究爆破對(duì)巖體破壞的作用機(jī)理，在溢洪道基坑開(kāi)挖過(guò)程中，結(jié)合施工進(jìn)度，進(jìn)行相關(guān)爆破試驗(yàn)。

溢洪道位于壩址左岸山脊，地形較緩，地形坡度20°～30°，地表風(fēng)化巖層較薄，下伏基巖巖性單一，為中～下三疊統(tǒng)（T1-2）流紋巖。溢洪道開(kāi)挖巖體屬整體塊狀～塊狀結(jié)構(gòu)，巖體較為完整，巖性質(zhì)量類別為Ⅰ、Ⅱ類，基本上無(wú)較大的構(gòu)造帶，工程中實(shí)測(cè)巖體力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

巖體基坑開(kāi)挖過(guò)程中，為開(kāi)挖至設(shè)計(jì)高程處，炮孔底部高程往往依照爆破條件，低于設(shè)計(jì)開(kāi)挖面0.3～0.5 m。超深的炮孔段因?yàn)閹r體缺乏臨空面，且受底部巖體的夾制作用，其周圍的巖體受到爆破破壞而得以保留，故殘余的底孔保存了巖體一定的破壞形態(tài)。對(duì)垂直孔臺(tái)階爆破后近50個(gè)不同尺寸的殘余底孔的破壞形態(tài)進(jìn)行定量統(tǒng)計(jì)分析。炮孔原裝藥條件基本為連續(xù)裝藥，采取孔中部起爆的方式，具體的爆破參數(shù)見(jiàn)表2。

4.2 實(shí)測(cè)結(jié)果

4.2.1 粉碎區(qū)及破碎區(qū)

在實(shí)際工程中，底部超深段殘留炮孔孔徑較原炮孔大很多，該范圍內(nèi)的巖體受到強(qiáng)烈動(dòng)態(tài)壓縮作用，使得巖體主要以壓碎方式完全破壞；孔底可見(jiàn)堆積粉末及小顆粒巖屑，破碎粒徑基本在1.0 cm以下。

有學(xué)者認(rèn)為粉末絕大部分來(lái)源于粉碎區(qū)[16]，因?yàn)殡S著沖擊破壞速率的增加，破碎的粒徑會(huì)減小，故可將可見(jiàn)殘孔的范圍視為粉碎區(qū)。圖2為120 mm孔徑下殘孔破壞形態(tài)，由圖2可見(jiàn)，殘余底孔空腔較原孔徑范圍大很多，粉碎區(qū)內(nèi)破碎的巖體基本上被拋擲出孔外或殘積在孔底，粉碎區(qū)外的巖體也可觀察到明顯的碎塊及裂隙發(fā)育情況。

表1 實(shí)測(cè)及計(jì)算巖體力學(xué)參數(shù)Tab.1 Measuredandcalculatedrockmass mechanicalparameters

表2 實(shí)際工程中裝藥參數(shù)Tab.2 Chargeparameters in practicalengineering

圖2 120 mm孔徑下超深段炮孔實(shí)際破壞形態(tài)Fig.2 Actualdamage zones of120 mmholes surrounding aultra-deep chargeblasthole

其他孔徑條件下殘孔破壞形態(tài)基本與圖2一致，只是粉碎區(qū)及破碎區(qū)破壞范圍存在差異。為便于計(jì)算，均將炮孔近區(qū)巖體破壞區(qū)范圍與炮孔半徑做比較。針對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)不同孔徑下的炮孔粉碎區(qū)進(jìn)行測(cè)量與統(tǒng)計(jì)，結(jié)果見(jiàn)圖3。

圖3 實(shí)測(cè)粉碎區(qū)范圍記錄Fig.3 Recordoftheactualcrushingzoneradius

由圖3可知，不同孔徑、不同裝藥條件下爆破產(chǎn)生的粉碎區(qū)范圍有較大差異，但粉碎區(qū)半徑基本在3倍炮孔半徑范圍內(nèi)。另外，在孔徑較大、不耦合系數(shù)較小的裝藥條件下，爆破所產(chǎn)生的粉碎區(qū)半徑較大，且殘孔壁及周圍圍巖裂隙擴(kuò)展更明顯。

圖4為緊鄰粉碎區(qū)的破碎區(qū)巖體破壞特征。由圖4可知：破碎區(qū)巖體裂隙發(fā)育明顯，通過(guò)手或鐵鍬較易剝離，且?guī)r體塊度較大，平均粒徑在5.0 cm以上；結(jié)合應(yīng)變率變化規(guī)律來(lái)看，粉碎區(qū)以外的巖體應(yīng)變率下降十分顯著，降低至102數(shù)量級(jí)，破碎區(qū)內(nèi)巖體受爆破作用后應(yīng)變率響應(yīng)明顯降低，同時(shí)巖體的受力條件也發(fā)生了變化，動(dòng)力壓縮破壞作用減弱，受剪作用明顯增大，因此較難產(chǎn)生粉碎性的破壞特征?；谄扑閰^(qū)的破壞特征，對(duì)不同爆破條件下的破碎區(qū)范圍進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果見(jiàn)圖5。由圖5可知，破碎區(qū)半徑基本在3～5倍孔半徑范圍內(nèi)。

圖4 120 mm炮孔近區(qū)巖體破碎區(qū)破壞形態(tài)Fig.4 Failure pattern offracture zone surrounding the 120 mmblasthole

圖5 實(shí)測(cè)破碎區(qū)范圍記錄Fig.5 Recordofthe actualfracturezone radius

4.2.2 裂隙區(qū)

對(duì)爆破區(qū)底部巖體清渣后發(fā)現(xiàn)，大部分徑向裂紋在破碎區(qū)外出現(xiàn)，有的也從孔壁處及破碎區(qū)邊緣延伸向外發(fā)展，裂隙區(qū)巖體完整性較破碎區(qū)更好，破壞模式與破碎區(qū)也存在明顯區(qū)別，在炮孔周圍、基底巖體表面可見(jiàn)輻射狀徑向裂隙，如圖6所示。裂隙區(qū)巖體完整性較好，原因是：一方面，隨著爆炸能量的傳播，裂隙區(qū)內(nèi)巖體的動(dòng)態(tài)破壞作用減小，巖體應(yīng)變率變化進(jìn)一步衰減至101數(shù)量級(jí)，巖體受動(dòng)力破壞的程度減弱；另一方面，隨著徑向壓力的減弱及應(yīng)力波的擴(kuò)散傳播，演化出的環(huán)向應(yīng)力產(chǎn)生巖體的徑向裂縫?；诖似茐奶卣?，同樣對(duì)裂隙區(qū)的破壞范圍進(jìn)行了記錄與統(tǒng)計(jì)，如圖7所示。

圖6 120 mm炮孔近區(qū)巖體裂隙區(qū)破壞形態(tài)Fig.6 Failure pattern offragment formation zone surroundingthe120 mm blasthole

圖7 實(shí)測(cè)裂隙區(qū)范圍記錄Fig.7 Recordoftheactualfragmentformationzoneradius

由圖7可知，不同裝藥條件下裂隙區(qū)實(shí)際破壞范圍有所不同，但與各炮孔半徑相比，一般約為15～20炮孔半徑范圍，這與相關(guān)研究結(jié)果一致[4-8]。

4.3 基于應(yīng)變率相關(guān)的破壞區(qū)范圍討論

文獻(xiàn)[4,7]中的炮孔粉碎區(qū)范圍計(jì)算公式如式（24）及（25）所示：

為進(jìn)一步分析應(yīng)變率等表征巖體動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的參數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，將式（24）及（25）與本文所提式（13）進(jìn)行對(duì)比分析。各公式的計(jì)算參數(shù)均保持一致（表1～3），計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。其中，實(shí)際平均值為圖3實(shí)測(cè)粉碎區(qū)平均值與對(duì)應(yīng)炮孔半徑的比值，為便于與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，將各結(jié)果值統(tǒng)一保留至小數(shù)點(diǎn)后兩位。同時(shí)，按照表3中的計(jì)算參數(shù)取值和不同炮孔直徑/藥徑工況，求得炮孔近區(qū)巖體應(yīng)變率沿徑向的衰減規(guī)律及對(duì)應(yīng)的動(dòng)壓強(qiáng)度提高系數(shù)的變化規(guī)律，如圖8所示。

表3 炮孔破壞區(qū)計(jì)算參數(shù)取值Tab.3 Calculation parameters ofholefailure zone

表4 炮孔粉碎區(qū)范圍實(shí)測(cè)結(jié)果與不同方法計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparisonbetween measured results and calculated r esults ofcrushing zone under different methods

圖8 各工況下應(yīng)變率及動(dòng)壓強(qiáng)度提高系數(shù)變化規(guī)律Fig.8 Change ofstrain rateand compressive strength increasing multiple under differentworking conditions

由表4可知：利用式（24）進(jìn)行計(jì)算時(shí)，動(dòng)壓強(qiáng)度提高系數(shù)，決定了粉碎區(qū)邊界處巖體動(dòng)抗壓強(qiáng)度值，由于缺少實(shí)測(cè)及理論資料，難以定量確定該參數(shù)，一般采用經(jīng)驗(yàn)性取值10～15；實(shí)測(cè)的平均值在式（24）計(jì)算結(jié)果值范圍內(nèi)，說(shuō)明了式（24）的可行性，同時(shí)也說(shuō)明了參數(shù)N的取值大小直接影響了粉碎區(qū)的計(jì)算結(jié)果，在不確定動(dòng)壓強(qiáng)度提高系數(shù)N時(shí)，該方法的計(jì)算結(jié)果存在隨機(jī)性。利用式（25）進(jìn)行計(jì)算時(shí)，需要確定粉碎區(qū)邊界處的應(yīng)變率量值，進(jìn)而確定動(dòng)抗壓強(qiáng)度，由于不能計(jì)算出相應(yīng)的應(yīng)變率量值，應(yīng)變率 ε˙的選取采用102～103經(jīng)驗(yàn)性取值，可見(jiàn)如果參數(shù)選取不合理，與實(shí)測(cè)的結(jié)果會(huì)產(chǎn)生較大誤差。

由圖8可知，受炮孔直徑和不耦合系數(shù)等方面的影響，不同條件下應(yīng)變率的量值有所不同，但均呈指數(shù)型衰減；巖體動(dòng)壓強(qiáng)度提高系數(shù)衰減得較慢，按照表4中工況計(jì)算時(shí)，動(dòng)壓強(qiáng)度提高系數(shù)在1～13范圍內(nèi)變化。可見(jiàn)，式（13）考慮了爆破作用下炮孔近區(qū)巖體的應(yīng)變率定量計(jì)算，從而避免了應(yīng)變率的經(jīng)驗(yàn)性取值對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，基于工程實(shí)測(cè)爆破參數(shù)，利用式（13），對(duì)工程中各裝藥孔徑下的炮孔破壞區(qū)范圍進(jìn)行了計(jì)算，并與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5。

表5 破壞區(qū)范圍實(shí)測(cè)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.5 Comparison betweenmeasuredresultsandcalculatedresultsofthefailurezone

由表5可知，采用式（13）的計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值基本符合，特別是粉碎區(qū)及裂隙區(qū)的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值十分接近，驗(yàn)證了式（13）的可行性。除此之外，將巖體動(dòng)抗壓強(qiáng)度的試驗(yàn)結(jié)果與應(yīng)變率的定量變化規(guī)律相結(jié)合，可避免式（24）、（25）因應(yīng)變率量值經(jīng)驗(yàn)性選取而使粉碎區(qū)計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生較大誤差的情況。由此可見(jiàn)，所推導(dǎo)的破壞區(qū)范圍計(jì)算方法，可更準(zhǔn)確地分析炮孔近區(qū)巖體破壞范圍。

4.4 計(jì)算參數(shù)的討論

由上述分析可知，式（13）可分別計(jì)算爆破作用下鉆孔近區(qū)巖體粉碎區(qū)、破碎區(qū)及裂隙區(qū)的范圍，計(jì)算精度可以滿足工程要求。但是，式（13）同樣存在一定的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，為了便于工程應(yīng)用，對(duì)相關(guān)參數(shù)的選擇進(jìn)行了討論。

表6為式（13）中相關(guān)經(jīng)驗(yàn)參數(shù)的建議取值范圍，相關(guān)參數(shù)的取值范圍是依據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)中各種巖性條件下試驗(yàn)結(jié)果所整理出的范圍值。表6中：α1～α3為爆炸作用下沖擊波及應(yīng)力波在巖體中的衰減系數(shù)，因?yàn)榉鬯閰^(qū)和破碎區(qū)應(yīng)力波衰減速率明顯大于裂隙區(qū)，因此，在無(wú)實(shí)測(cè)資料的情況下，建議采用表6中所示的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算。K、 ε˙0及γ反映的是巖體的動(dòng)抗壓、拉強(qiáng)度特性，應(yīng)根據(jù)試驗(yàn)資料進(jìn)行確定，比如：巖性較好、動(dòng)抗壓強(qiáng)度較明顯的巖體，K可取較大值；動(dòng)抗拉強(qiáng)度較敏感的巖體，γ應(yīng)取較大值， ε˙0應(yīng)取較小值，無(wú)相關(guān)資料參考時(shí)，可采用表6中的范圍值進(jìn)行計(jì)算；ε˙θ反映的是裂隙區(qū)應(yīng)變率的衰減情況，計(jì)算表明其取值在表6中的范圍時(shí)，對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響可控制在工程精度范圍以內(nèi)。

表6 計(jì)算公式經(jīng)驗(yàn)參數(shù)取值范圍Tab.6 Empiricalparameters ranges ofcalculation formula

5 結(jié) 論

結(jié)合理論分析和工程實(shí)測(cè)結(jié)果，研究了鉆孔爆破下炮孔近區(qū)巖體破壞區(qū)形成機(jī)制及其分布范圍，主要得到以下結(jié)論：

1）基于柱面波理論，推導(dǎo)了炮孔近區(qū)巖體質(zhì)點(diǎn)的應(yīng)變率計(jì)算公式，并應(yīng)用于應(yīng)變率相關(guān)的巖體強(qiáng)度準(zhǔn)則，建立了巖體應(yīng)變率相關(guān)的爆破破壞區(qū)范圍計(jì)算模型。該方法可避免破壞區(qū)范圍計(jì)算因應(yīng)變率參數(shù)的不確定性而導(dǎo)致的較大誤差。

2）基于老撾南公1水電站溢洪道臺(tái)階爆破試驗(yàn)，統(tǒng)計(jì)分析了爆破孔底部殘孔的破壞特性，驗(yàn)證了粉碎區(qū)與裂隙區(qū)之間破碎區(qū)的存在，且各破壞區(qū)破壞特征明顯不同。實(shí)測(cè)的炮孔粉碎區(qū)范圍為1.33～2.45倍炮孔半徑，破碎區(qū)范圍為2.17～3.80倍炮孔半徑，裂隙區(qū)范圍為14.41～16.73倍炮孔半徑。

3）通過(guò)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析，驗(yàn)證了基于應(yīng)變率相關(guān)動(dòng)力特性的巖體爆破破壞區(qū)范圍計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，可用于不同孔徑條件下炮孔破壞區(qū)范圍的計(jì)算，為工程爆破設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù)。

巖體爆破破壞是一個(gè)復(fù)雜的過(guò)程，有許多因素直接影響著爆破作用效果，前述炮孔破壞區(qū)范圍的計(jì)算公式雖能定量反映鉆孔爆破破巖后的破壞效果，為實(shí)際工程爆破破巖設(shè)計(jì)提供參考，但要理清巖體爆破破壞的具體過(guò)程，仍需進(jìn)行深入研究。