基于边坡稳定性的爆破振动控制标准确定方法

时间：2024-09-03

吴新霞，饶宇,2，胡英国，柴朝政

(1.长江科学院水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010；2.武汉理工大学土木工程与建筑学院，武汉 430070；3.中国三峡建设管理有限公司，成都 610000)

爆破振动控制标准应根据爆破振动荷载特征和保护物自身特点进行确定。由于保护物类型众多、同类保护物特征往往存在很大差别，现有的规范规程往往难以做到面面俱到，如何从保护物自身的特点确定爆破振动控制标准对工程安全至关重要。卢文波等[1]、罗忆等[2]认为确定爆破振动控制标准要考虑结构振动特性、破坏机理、动力稳定以及作用时间等因素；在具体实施过程中，孙金山等[3]从边坡不发生剪切和张拉破坏的角度确定了不同级别岩体的爆破振动安全控制标准；吴新霞等[4]根据受力分析，结合抗震烈度和工程类比确定了围堰拆除各类保护物的爆破振动安全控制标准；刘美山等[5]结合爆破振动衰减规律、声波测试验证以及工程类比等方法确定了高边坡的爆破安全控制标准。胡英国等[6]从应力波衰减的角度提出了高边坡爆破安全控制标准的数学表达式。

边坡爆破振动安全控制应该包含两方面的内容，其一是近区保护物的损伤控制，例如控制爆破对保留岩体(建基面)的损伤深度，这是局部的损伤控制，这种损伤的爆破振动控制标准当前研究较为深入。其二是爆破振动对边坡整体稳定性的影响，这是整体的稳定控制。陈明等[7-8]提出了等效加速度的概念，并以此来计算边坡爆破动态稳定性；马冲等[9]基于数值模拟的结果，采用强度折减方法确定了含软弱夹层边坡稳定的爆破安全判据；余海兵等[10]结合拟静力法、应力判别法和数值模拟等方法确定了含软弱层边坡振速安全阀值。

从边坡的稳定性的角度确定爆破振动控制标准对工程安全具有重要的意义，但现有的研究和规范规程在确定爆破振动控制标准时对边坡稳定性的考虑偏少，边坡稳定性与爆破振动速度之间的关系难以定量分析。笔者从理论分析上提出了基于边坡稳定性的爆破振动控制标准确定方法，探讨了爆破振动安全控制标准与边坡强度参数的关系，并将相关方法运用到工程实践中，为边坡爆破安全控制提供了新的思路。

1 控制标准确定方法

1.1 滑块稳定性分析

岩质边坡稳定性主要由其结构面控制，以单斜贯穿型结构面沿坡底切脚出露这一代表性边坡进行分析，取代表性断面将三维边坡作为平面应变问题考虑。滑块力学分析模型如图1所示。

图1 滑块力学分析模型

滑动面上抗滑力FR和下滑力FT分别为

FR=[Gcosα+Tsin (α+β)-Fbsin (α-γ)]tanφ+cL+Tcos (α+β)

(1)

FT=Gsinα+Fbcos (α-γ)

(2)

式中：G、T、Fb分别为重力、锚固力和爆破作用力，N；φ、α、β、γ分别为结构面内摩擦角和结构面、锚固力、爆破作用力与水平面的夹角，°；c为结构面黏聚力，Pa；L为滑面长度，m。

1.2 振动控制标准的确定方法

对于爆破荷载作用下的边坡稳定性，爆破作用力作用于滑块重心位置，爆破作用力Fb表示为[11]

(3)

式中：b0为动力折减系数，一般取0.1～0.3，部分学者认为b0为0.008～0.152[12]；m为滑块质量，kg；a、g分别为爆破加速度和重力加速度，m/s2。

爆破振动符合正弦函数特征，其加速度值a=2πfv，f为振动频率，v为质点振动速度。则爆破荷载可以表示为

(4)

当Fb=0，滑块处于静力状态：

Kj=

(5)

式中：下标j表示静力状态，其他参数含义同前。则：

(Kj-cotαtanφ)Gsinα=Pj

(6)

令Pj=Tsin (α+β)tanφ+cL+Tcos (α+β)。

当Fb≠0时，滑块处于动力状态，其动态稳定性安全系数[Kd]表示为

[Kd]={[Gcosα+Tdsin (α+β)-Fbsin (α-γ)]tanφ+cdL+Tdcos (α+β)}/[Gsinα+Fbcos (α-γ)]

(7)

式中：下标d表示动力状态，其他参数与前文相同。同理也可以设定动态参数，则：

[Kd]=

(8)

其中Pd=Tdsin (α+β)tanφ+cdL+Tdcos (α+β)。

相关研究[13-14]和规范[15]认为动态强度参数一般比静态强度参数提高20%，对于高频的爆破荷载更是如此，则Pd=1.2Pj，根据式(6)和式(8)得：

(9)

[Kd]=

(10)

以质点峰值振动速度作为爆破安全控制指标，也可以转换为如下表达方式：

[PPV]=

{1.2Kj-([Kd]+0.2cotαtanφ)}×

(11)

式中:Kj为边坡静态稳定性安全系数；[PPV]为爆破振动安全控制标准，即质点允许峰值振动速度，cm/s；f为主振频率；[Kd]为边坡动态稳定性安全系数设计值，反映了边坡抗爆破振动能力大小和对动力荷载控制的严格程度,[Kd]越大表明边坡动力设防要求越严，不良地质条件岩体和强度参数受动力荷载影响较大的岩体，[Kd]越大，爆破振动安全控制标准数值越小。

对于某一边坡，控制性滑动面倾角和内摩擦角一定，爆破孔网参数相对固定，则边坡的动态稳定主要与边坡静力状态下的安全系数和质点爆破振动速度有关。但并不是边坡静态稳定性安全系数越大就一定能承受越大的爆破质点振动速度，还与动态稳定性安全系数设计值有关，现实中存在静态稳定性安全系数较大的边坡在较小振动下破坏的情况。

2 工程案例

以我国某百万千瓦级水电站为例，其拱肩槽边坡断层、挤压带和裂隙发育，特别是大型断层贯穿拱肩边坡(见图2)，对边坡稳定极为不利。贯穿断层参数为：tanφ=0.45，断层倾角55°～60°，黏聚力c=0.08 MPa。在开挖过程中，断层出现显著的卸荷变形，拟通过对现有边坡进行加固后实施爆破开挖，而如何确定加固初期的爆破振动控制标准是需要解决的难题。

图2 拱肩槽边坡

拱肩槽边坡为A类(枢纽工程区)Ⅰ级边坡，边坡设计安全系数如表1所示[16]。

表1 拱肩槽边坡设计安全系数

2.1 方法的应用

短暂工况指的是施工期遭遇短期外部环境变化时的设计安全系数，符合爆破开挖的情况。因此，静态稳定性安全系数达到1.2的边坡能够承受爆破质点振动速度为10 cm/s(一般边坡爆破振动安全控制标准)。考虑边坡处于静力稳定临界状态，边坡静态稳定性安全系数为1.00，此时边坡刚好是不能承受振动，即爆破振动安全控制标准为0 cm/s。

临界状态：Kj=1，不能受振，[PPV]=0 cm/s，则：

0.2cotαtanφ=1.2-[Kd]

(12)

需满足[Kd]≥1.2-0.2cotαtanφ=1.14，否则，出现边坡失稳却能受振的情况，[Kd]越大对振动控制越严。

当Kj=1.2时，[PPV]=10 cm/s，则：

[Kd]=

(13)

在边坡地质条件和爆破参数无显著变化下，边坡[Kd]可看做一个定量，则通过式(11)和(13)可得：

[PPV]=0.1×

(14)

为使式(14)有意义，[Kd]≤1.44-0.2cotαtanφ=1.38，Kj为加固后的边坡静态稳定性安全系数，爆破振动安全控制标准与边坡静态稳定性安全系数、动态稳定性安全系数设计值、断层倾角、黏聚力和内摩擦角相关。

静态稳定性安全系数Kj与断层倾角和内摩擦角、锚固力及锚杆/索倾角以及滑块质量等有关，与[PPV]并非简单的线性关系。其中，α与[PPV]呈负相关关系，φ与[PPV]呈正相关关系，Kj总体上与[PPV]呈正相关关系。

不考虑爆破对岩体的损伤，在不计锚固力的情况下，根据工程案例参数，仅从稳定性角度表明[PPV]与相关参数的变化关系如图3～图5所示。

图3 [PPV]与内摩擦角的关系

图4 [PPV]与滑动面倾角的关系

图5 [PPV]与[Kd]的关系

由图3～图5可知，爆破振动安全控制标准[PPV]与滑动面内摩擦角呈现正相关关系，随内摩擦角增大，[PPV]迅速增大，且增大速率越来越快；而[PPV]与滑动面倾角和动态稳定性安全系数设计值[Kd]呈现负相关关系，一定范围内，随倾角增大，[PPV]值降低速率逐渐变慢；而随[Kd]增大，[PPV]降低速率却越快； [Kd]越大，表明边坡对振动控制要求越严，[PPV]越小。

图3～图5仅为了表明相关的变化规律，具体数值与多个参数相关，准确数值需要根据工程实际情况进行计算。

特别需要说明的，当Kj=1～1.3时，既要考虑爆破对岩体的损伤，也要考虑爆破对边坡稳定性的影响。当Kj<1时，即完全不能受振，静力状态下边坡即已经失稳；当Kj>1.3时，从边坡稳定的角度质点振动速度v可以大于10 cm/s，但需要考虑爆破对岩体的损伤，仍按照相关规范进行控制。

2.2 爆破振动安全控制标准的确定

根据前期的地质调查，确定了二维不利块体4个(KT1～ KT4)，三维不利块体8个(ZKT1～ ZKT8)，并获得了现状、加固后和参数反演等3种工况下的边坡静态稳定性安全系数，其中，参数反演工况指的是以现状为临界状态(Kj=1)反演出结构面参数并计算加固后的安全系数。采用式(14)计算关键块体的爆破振动安全控制标准如表2～表4所示，为了说明情况，Kj>1.3时的控制标准也通过式(14)计算列出，但实际上，从控制损伤的角度控制标准不宜大于10 cm/s。

表2 基于三维块体稳定性分析的爆破振动安全控制标准

表3 基于二维块体稳定性分析的爆破振动安全控制标准

表4 基于参数反演的三维块体稳定性分析的爆破振动安全控制标准

根据上述计算可知，考虑到拱肩槽边坡地质条件复杂，在加固初期，通过设置较大的[Kd]对边坡爆破开挖作业进行严格控制，对于岩体质量差的部位，[Kd]宜比临界值1.14大5%～10%，则确定5.27 cm/s的质点峰值振动速度控制标准能够满足边坡动态稳定性要求，实际实施过程中控制点为上一级马道坡脚，因此还具有一定的安全富裕。后期待支护完成、边坡变形稳定，可以根据工程实际适当放宽控制要求。

从后期实施效果来看，通过采取加固和控制爆破等措施，断层多点位移计监测结果显示日位移增量从之前的最大值1.15 mm/d、平均日增量0.71 mm/d，减小到实施初期最大1 mm以内、80.95%测次增量在0.5 mm以内、平均日增量0.25 mm/d，平均位移日增量减小了65%，后期边坡变形稳定，开挖质量优良(见图6)，爆破取得了成功。

图6 拱肩槽边坡爆破效果

3 讨论

3.1 爆破振动安全控制标准极小值

根据式(11)，当边坡静态稳定性安全系数和动态稳定性安全系数设计值取为一定值时，函数f(γ)=sin (α-γ)tanφ+[Kd]cos (α-γ)存在极大值，[PPV]取极小值，即当爆破作用力与断层夹角γ=α-arctan(tanφ/[Kd])时，[PPV]取得极小值。此时爆破荷载作用角度可称之为最不利角。

例如，当[Kd]=1.3、tanφ=0.45时，[PPV]极小值[PPV]min为

[PPV]min=

(15)

γ=40.9°为最不利角，边坡稳定性最差。

3.2 爆破作用角度

爆破作用力与滑动面夹角变化较大，当将爆破作用当作平面问题不考虑切向爆破振动速度(与边坡走向一致)时，根据同一时刻质点振动速度比值(垂直向/水平径向)可大体推算爆破作用角度。因为速度存在正负方向，爆破作用方向在4个象限均可能出现，最不利情况还是如图1所示的斜向右下，既增大了下滑力又降低了抗滑力。仅考虑最不利情况，通过对监测质点峰值振动时刻的速度比值进行统计，可大体获得最大爆破力作用角度。开挖施工期爆破作用力与滑动面夹角(α-γ)统计(共125点·次)如表5所示。

表5 爆破作用力与滑动面夹角(α-γ)统计

根据统计可知，大多数情况下(>80%)最大爆破力作用方向并非位于最不利方位，更多的是偏向岩体内部，而(α-γ)绝对值在20°以内的情况占比为77%～84%。