饱和水岩体中大断面巷道群的爆破安全研究.pdf

ｄｏｉ１０. ３９６９/ ｊ. ｉｓｓｎ. １００１￣８３５２. ２０１４. ０４. ０１０ 饱和水岩体中大断面巷道群的爆破安全研究 ❋ 逄焕东① 高文乐① 郭得福② 师传志② 魏 征② ①山东科技大学土木建筑学院山东青岛ꎬ ２６６５９０ ②中铁隧道集团烟台 ＬＰＧ 地下储气硐库项目部山东烟台ꎬ２６４０００ [摘 要] 利用爆破振动作为信号源ꎬ运用 ３ 种不同的计算和测试方法ꎬ对爆破施工现场地下饱和含水巷道群的 矿山法施工安全进行了计算和安全评价ꎮ 结合现场岩石条件ꎬ对含饱和水、不含水 ２ 种工况进行了模拟计算ꎬ比较 了计算结果ꎬ围岩充水时岩体内部受力情况劣化ꎬ内部应力增大约 １３％ １５％ꎻ通过对爆破振动的现场测量ꎬ结合 测点几何坐标ꎬ计算出了巷道围岩在爆破时产生的振动附加力ꎬ对隧道围岩的稳定性进行了评价ꎬ为现场支护的时 间安排提供了指导意见ꎮ 另外ꎬ结合地震勘探的方法ꎬ进一步求出了围岩的品质因子ꎬ细化了围岩在受到爆破振动 时的衰减规律ꎬ为区域隧道群的合理、安全开挖提供了工程参考ꎮ [关键词] 爆破地震ꎻ 围岩ꎻ波速ꎻ品质因子 [分类号] ＴＤ２３５. ４ 引言 地下硐室群的施工中ꎬ爆破对围岩的作用[１]ꎬ 特别在围岩含水的条件下ꎬ始终是一个重要的问 题[２]ꎮ 如果能够利用分段爆破产生的振动作为地 震波信号发射源ꎬ检测已完成巷道围岩的状态变化ꎬ 结合数值计算进行判断ꎬ将会有很大的实用价 值[３]ꎮ 本文试图借用一些方法ꎬ对饱和水岩体中大 断面巷道群的安全爆破进行有益的探索ꎮ 烟台万华工业园液化烃地下水封硐库ꎬ是目前 世界上最大的液化烃地下水封硐库ꎮ 工程规划占地 约４ ｋｍ２ꎬ设计总库容为１ １０６ｍ３ꎬ其中丁烷库０. ２５ １０６ｍ３ꎬ液化石油气ＬＰＧ库 ０. ２５ １０６ｍ３ꎬ丙烷 库 ０. ５ １０６ｍ３ꎮ 丁烷和 ＬＰＧ 硐库位于地下 －９０ ｍ 以下ꎬ丙烷硐库位于地下 － １２０ ｍ 以下ꎮ 硐库地面 附近均为农田ꎬ距南侧村庄 ４００ ｍꎬ距西侧村庄 ６００ ｍꎮ 地下硐库开挖的同时ꎬ地面工业园也在同步建 设ꎮ 库区岩体主要为细中粗粒花岗岩ꎬ有较好的自 稳能力ꎬ仅局部出现软弱结构面或不利结构面ꎮ 岩 石力学性质较好ꎬ饱和抗压强度 ５０ １００ ＭＰａꎮ 地 表覆有深２０ ｍ 左右土体ꎮ 硐库由交通巷道、水幕巷 道、主硐室和竖井组成ꎮ 交通巷断面尺寸为 １０ ｍ ９ ｍ宽 高ꎬ水幕巷断面尺寸为７ ｍ ６ ｍꎬ主硐室 断面尺寸为 １８ ｍ ２６ ｍꎬ竖井直径 ６ ｍꎮ 地下硐库 结构复杂ꎬ多条硐室平行布置ꎬ爆破施工时平行进 行ꎬ所以临硐的保护也是至关重要的ꎮ 根据爆破安全规程对爆破振动安全允许标 准[４]ꎬ本工程地表建筑物选取的安全允许振速不大 于 ２. ０ ｃｍ/ ｓꎬ相邻硐室选取的安全允许振速不大于 ７. ０ ｃｍ/ ｓꎮ １ 研究现状 岩石内在损伤的检验ꎬ大多在实验室通过试件 检测其间接动态参数等指标ꎮ 而在实验室测得的数 据ꎬ因为已经从地下取到地面ꎬ其受力状态已发生改 变ꎬ所以不能准确地反映在现场的实际应力状况ꎬ与 现场围岩的真实状态存在一定差距ꎬ应用这些指标 进行生产现场围岩安全状态的判定有很大的不确定 性ꎬ更加合理的方法应当是原位测试ꎮ 在周围岩体已经注水的条件下ꎬ施工过程中的 爆破地震波对良好的围岩条件影响较小[２]ꎬ但对岩 体中的已有节理和裂隙会产生很强的劣化作用ꎬ从 而加剧围岩的破裂ꎮ 所以控制爆破造成的岩体损 伤ꎬ就成为设计、施工的关键ꎮ 当前有直接判断和间 接判断 ２ 种方法ꎬ但主要是采用非直接的方法如检 测岩体力学参数、爆前爆后对比检测[５￣６]、钻孔电视、 ＣＴ 扫描等[７]ꎮ 其中ꎬ声波检测方法测试简单、成本 低、精度高ꎬ在施工现场得到了较多的应用ꎮ 李新平 等提出了一种施工控制方法ꎬ把临界损伤振动速度 􀅱７４􀅱２０１４ 年 ８ 月 饱和水岩体中大断面巷道群的爆破安全研究 逄焕东ꎬ等 ❋ 收稿日期２０１３￣０９￣２３ 基金项目国家自然科学基金５１３７９１１６ 作者简介逄焕东１９６９ ꎬ男ꎬ副教授ꎬ博士ꎬ主要从事岩土力学和爆破安全技术的教学与科研工作ꎮ Ｅ￣ｍａｉｌｐｈｄ２０５０＠１６３. ｃｏｍ 作为爆破损伤安全判据[８]ꎻ由于工程爆破的衰减规 律不同于天然地震[９]ꎬ与后者相比ꎬ工程爆破地震 传播范围小、频率高、衰减快ꎬ在计算、评估时应当注 意ꎮ 岩体注水、大断面、巷道群交叉存在ꎬ都对巷道 的爆破施工产生极为不利的影响[１０]ꎬ可能会威胁到 安全施工ꎬ所以必须控制爆破振动效应ꎮ 为保证贮存气体的安全ꎬ使之不发生逃逸ꎬ需要 对岩体充水处理ꎬ让围岩裂隙之中充满水ꎬ防止液化 可燃气体泄露ꎮ 此方法以前曾经在瑞典和法国采用 过ꎮ 但在大规模的硐室群内采用ꎬ万华液化烃地下 水封硐库还是首次ꎮ 本文结合对岩体的观测数据和 数值计算ꎬ对围岩在爆破过程中的稳定性变化给出 指标ꎬ做出定量的判断ꎮ ２ 数值计算 爆破过程中ꎬ巷道周围围岩已经注水ꎬ并且已达 到饱和、稳定状态ꎮ 岩体内的水开挖后ꎬ发生单向流 动ꎬ其流动遵守 Ｎａｖｉｅｒ￣Ｓｔｏｋｅｓ 方程ꎮ 根据以上工程 情况ꎬ建立计算模型ꎬ利用 ＣＯＭＳＯＬ 软件ꎬ进行数值 模拟计算ꎬ该软件可以比较方便地考虑流体的作用ꎮ 为了判断现场施工安全情况ꎬ取最不利工况进行耦 合数值计算ꎮ 模型参数如下材料为花岗岩ꎬ杨氏模 量 Ｅ ＝ １０１０Ｐａꎬ 泊松比 ｖ ＝ ０. ２６ꎬ 密度 ρ ＝ ２７００ ｋｇ/ ｍ３ꎮ 为简单起见ꎬ不考虑热交换ꎬ采用 Ｄ￣Ｐ 准 则ꎬ准则表达式的系数根据岩石性质ꎬ近似取 α ＝ ０. ３２ꎬＫ ＝３. ６７ꎮ 上部为注水巷道ꎬ直径 ６ ｍꎻ下部为 贮气巷道ꎬ直径 ７ ｍꎮ 饱和水计算工况因水的温度 较低ꎬ取 １０ ℃时的动力黏度为 １. ３０８ １０ －３ Ｐａ􀅱ｓꎮ 计算结果见图１、图２云图表示应力ꎬ单位为 Ｐａꎮ可以看出ꎬ巷道爆破时ꎬ对上部巷道的影响比 同一水平上的巷道影响大ꎻ上部注水巷道对地震波 的传播有一定的阻碍作用ꎬ但是相应地会使得爆破 作用集中于上部注水巷道的底板处ꎻ而下部巷道的 爆破对周围贮气巷道的影响不大ꎮ对比发现ꎬ不含 图 １ 不含水时的岩体应力状态 Ｆｉｇ. １ Ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｉｎ ｄｒｙ ｒｏｃｋｓ 图 ２ 含饱和水时的岩体应力状态 Ｆｉｇ. ２ Ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｉｎ ｗａｔｅｒ ｓａｔｕｒａｔｅｄ ｒｏｃｋｓ 水时巷道围岩最大应力约为２４００ Ｐａꎬ含饱和水时巷 道围岩最大应力约为 ２７７０ Ｐａꎮ 比较上述不含水、含饱和水时巷道围岩最大应 力数值可以发现ꎬ后者２７７０ Ｐａ比前者２４００ Ｐａ 围岩内部应力增大约 １３％ １５％ꎮ 这意味着围岩 变为饱和水状态以后ꎬ岩体的受力状态、受力条件劣 化ꎬ即使不考虑巷道围岩因为水的作用导致自身稳 定的阈值或门槛值降低ꎬ其危险性也增大约 １３％ １５％ꎮ 所以在含饱和水的地质条件下ꎬ更容易出 现围岩不稳定问题[１１]ꎬ特别是底鼓或者冒顶ꎬ应当 引起施工方足够注意ꎮ ３ 现场试验 丁烷和丙烷库爆破时ꎬ在上层注水巷道进行测 震试验ꎬ通过爆破地震数据对围岩完好状况进行判 断ꎮ 各测震点布置见图 ３ꎬ测震结果见图 ４、图 ５ꎮ 爆破瞬时ꎬ其时间历程上会产生爆破作用附加 力ꎮ 根据岩石内应力与振动相速度、质点速度的关 系ꎬ爆破振动导致的岩体内应力为[１２] σ ＝ ρｃｖꎮ１ 式中σ、ρ、ｃ、ｖ 分别为爆破时岩石内的应力、密度、 波速和质点振动速度ꎮ 取岩石密度 ρ ＝２７００ ｋｇ/ ｍ３ꎬ根据式１计算得 到的瞬时爆破作用附加力见表 １、表 ２ꎮ 表中时差可 以通过波形最大峰值的相关运算得到ꎮ 根据已经测定的岩石力学性质ꎬ其静态饱和 抗压强度在 ５０ １００ ＭＰａꎮ 而爆破导致的瞬间动 态附加力ꎬ丙烷库围岩约在 ０. ２４ ０. ４１ ＭＰａꎬ丁烷 库围岩约在 ０. １０ ０. ２４ ＭＰａꎮ 从工程施工的角度 看ꎬ爆破振动产生的附加力不足以对这 ２ 处巷道的 围岩造成破坏性影响ꎮ 从地震波勘探过程知道ꎬ品质因子能够在动态 情形之下ꎬ随地层性质的变化比地震波波速等其他 震波参数更为灵敏[１３]ꎬ可以借助品质因子反映岩体 􀅱８４􀅱 爆 破 器 材 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ 第 ４３ 卷第 ４ 期 ａ丁烷库爆破测震点 ｂ丙烷库爆破测震点 图 ３ 爆破测震布置单位ｍ Ｆｉｇ. ３ Ｌａｙｏｕｔ ｏｆ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ ｕｎｉｔ ｍ 内部的力学状态变化ꎮ 由于岩体不是严格意义的各 向同性材料ꎬ所以其性质非常复杂ꎬ对爆破的响应也 图 ４ 丁烷、丙烷库围岩品质因子 Ｑ 的变化 Ｆｉｇ. ４ Ｑｕａｌｉｔｙ ｆａｃｔｏｒ ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｔｈｅ ｂｕｔａｎｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ａｎｄ ｐｒｏｐａｎｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｏｋｓ 图 ５ 丁烷、丙烷库围岩地震波速变化 Ｆｉｇ. ５ Ｓｅｉｓｍｉｃ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｔｈｅ ｂｕｔａｎｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ａｎｄ ｐｒｏｐａｎｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｃｋｓ 各不相同ꎮ 巷道围岩的振动不是严格意义的单自由 度体系ꎬ振动波的成分也并非单一ꎮ 借助傅里叶分 析的方法ꎬ不考虑频散ꎬ计算卓越频率的振动情形ꎮ 因为距离爆破巷道比较远ꎬ波的衰减较小ꎬ振动时满 表 １ 丁烷库围岩地震波参数 Ｔａｂ. １ Ｒｅｃｏｒｄｅｄ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｂｕｔａｎｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｃｋｓ 测点 时间/ ｓ 质点震速 ｖ/ ｍ􀅱ｓ －１ 水平距离差/ ｍ 倾斜距离/ ｍ 时差/ ｓ 波速 ｃ/ ｍ􀅱ｓ －１ 瞬时爆破振动附加力 σ/ ＭＰａ １１０. ０３７０８０. ０２４６０ １２０. ０４６８１０. ０２３７２９. ３３４. ４９０. ００９７３３５４５０. ２３ １３０. ０５７７２０. ０２３７３６. ８４１. ０５０. ０１０９１３７６３０. ２４ １４０. ０７１６１０. ０２４１４７. ４５０. ７７０. ０１３８９３６５５０. ２４ １５０. ０８５８２０. ００８９５３. ５５６. ５１０. ０１４２１３９７７０. １０ 表 ２ 丙烷库围岩地震波参数 Ｔａｂ. ２ Ｒｅｃｏｒｄｅｄ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｐｒｏｐａｎｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｃｋｓ 测点 时间/ ｓ 质点震速 ｖ/ ｍ􀅱ｓ －１ 水平距离差/ ｍ 倾斜距离/ ｍ 时差/ ｓ 波速 ｃ/ ｍ􀅱ｓ －１ 瞬时爆破振动附加力 σ/ ＭＰａ ２１０. ０６３６１０. ０３２１０ ２２０. ０７８２１０. ０４４３３４. １３８. ８００. ０１４６０２６５７０. ３２ ２３０. ０８９０２０. ０３１５４８. ９５２. ２８０. ０１０８１４８３６０. ４１ ２４０. １０９７００. ０２９１６４. ３６６. ９１０. ０２０６８３２３５０. ２５ ２５０. １３４６００. ０２６７７９. ７８１. ８２０. ０２４９０３２８６０. ２４ 􀅱９４􀅱２０１４ 年 ８ 月 饱和水岩体中大断面巷道群的爆破安全研究 逄焕东ꎬ等 足以下关系[１４] １ Ｑ ＝ ２ａｃ ω ꎮ２ 由式２进一步推得 Ｑ ＝ ω ２ａｃꎮ ３ 式中ａ 是围岩的地震波吸收系数ꎬ目前还难以测 到ꎬ根据此围岩的种类和力学性质ꎬ采用工程类比的 方法[１３ꎬ１５]ꎬ取 ａ ＝５ １０ －３ꎻω 是爆破地震波的频率ꎻ ｃ 是波速ꎮ 对丁烷、丙烷库的爆破振动进行傅里叶分析ꎬ人 工点取各个坐标点极值数据ꎬ得到了各个测点的卓 越频率变化数据ꎮ 在此基础上ꎬ按照式３的方法ꎬ 计算得到了品质因子 Ｑꎬ见表 ３、表 ４ꎮ 表 ３ 丁烷库围岩的品质因子计算 Ｔａｂ. ３ Ｑｕａｌｉｔｙ ｆａｃｔｏｒ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｔｈｅ ｂｕｔａｎｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｃｋｓ 测点 对应频率 ω/ Ｈｚ 波速 ｃ/ ｍ􀅱ｓ －１ 品质因子 Ｑ １１１. ２０ １２８. ７６３０１２０. ２９ １３８. ７６３７７９０. ２３ １４１０. ４０４８４７０. ２１ １５１２. ９２５０９２０. ２５ 表 ４ 丙烷库围岩的品质因子计算 Ｔａｂ. ４ Ｑｕａｌｉｔｙ ｆａｃｔｏｒ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｔｈｅ ｐｒｏｐａｎｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｃｋｓ 测点 对应频率 ω/ Ｈｚ 波速 ｃ/ ｍ􀅱ｓ －１ 品质因子 Ｑ ２１３. ２５ ２２４. １１２６５７０. １５ ２３８. ９８４８３６０. １９ ２４５. １２３２３５０. １６ ２５５. ７５３２８６０. １７ 品质因子 Ｑ 表征了传输地震波介质的品质ꎬ能 描述介质对地震能量的吸收和散射ꎬ可以定量地反 映地震波传播过程中能量的变化及介质的物理性 质ꎮ 品质因子 Ｑ 值能综合、准确地反映岩石物理力 学性质的变化ꎮ 通过对围岩层品质因子的变化ꎬ可 以根据品质因子 Ｑ 值ꎬ进一步研究岩层的稳定性ꎮ 应当指出ꎬ表 ３、表 ４ 所列出的围岩层品质因子 数值ꎬ其参考值为图３ 中 Ａ 点ꎮ 与一些教科书相比ꎬ 数值明显偏小ꎬ但仍然能够反映出围岩的变化情况ꎮ 图 ４、图 ５ 列出了品质因子、波速随不同围岩监测段 的变化ꎬ其中ꎬ横坐标表示不同的围岩监测段５ 个 测点对应 ４ 段围岩ꎮ 具体内部不同位置劣化数值 的量化ꎬ还需要增加测点、优化计算参数等进一步的 研究工作ꎮ 但是ꎬ丁烷库围岩的波速度一直走高ꎬＱ 值却出现降低后又增加的“凹”形变化ꎮ 这应当是 围岩内部地震波传播过程中的复杂性引起的ꎬ特别 是针对不同的围岩段ꎬ内部存在某种构造ꎬ例如节 理、含水量变化等ꎬ这些构造的存在数量也有差异ꎮ 说明采用式３衡量围岩的情况ꎬ参数偏少ꎬ尚需要 考虑更多的参数ꎮ 图 ５ 表明ꎬ丁烷库围岩地震波波速逐渐增大ꎬ说 明其围岩保护良好ꎬ未发生劣化ꎻ而丙烷库围岩地震 波波速有所降低ꎬ其围岩产生了一定程度损伤ꎮ 但 没有出现剧烈的下降ꎬ所以围岩仍然在一定的时间 内保持稳定ꎮ 但需要缩短施工周期ꎬ抓紧时间进行 支护工作ꎮ ４ 结论 本文利用围岩品质因子的特性ꎬ把爆破作业对 围岩的影响量化ꎬ加深了人们对围岩在受到爆破振 动时的衰减规律的认识ꎬ为附近区域隧道群的下一 步开挖提供了工程依据ꎮ 主要结论如下 １计算表明ꎬ围岩充水时ꎬ岩体内部受力情况 劣化ꎬ与未充水工况比较ꎬ内部应力增大约 １３％ １５％ꎻ ２通过现场的动态、实时观测和不断强化安全 措施ꎬ该地下气库的施工始终能安全、稳定地进行ꎬ 未发生不良事故ꎬ证实综合利用数值水固耦合分析、 波速、品质因子进行围岩状况综合判断分析ꎬ是能够 正确反映工程实际状况的ꎮ 由于这些方法以前运用不多ꎬ对于如何进一步 量化、比较ꎬ更紧密地与围岩的状态联系起来还存在 不足ꎬ需要在以后的工程实践中进一步完善ꎮ 致谢中铁隧道集团一处有限公司ꎬ参加现场测 试的技术人员蔚蒙灿等同志ꎬ在此表示感谢ꎮ 参 考 文 献 [１] 汪旭光ꎬ于亚伦ꎬ 刘殿中. 爆破安全规程实施手册 [Ｍ]. 北京人民交通出版社ꎬ ２００４. 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Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２００９ꎬ２８８１５５２￣１５６１. [７] 夏红兵ꎬ徐 颖ꎬ宗琦ꎬ等. 爆炸荷载作用下裂隙岩体内 损伤范围的观测研究[Ｊ]. 岩土力学ꎬ２００７ꎬ２８４ ７９５￣７９９ꎬ８０２. Ｘｉａ Ｈｏｎｇｂｉｎｇꎬ Ｘｕ Ｙｉｎｇꎬ Ｚｏｎｇ Ｑｉꎬ ｅｔ ａｌ. Ｏｂｓｅｒｖａｔｉｏｎ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｆｉｓｓｕｒｅ ｒｏｃｋ ｄａｍａｇｅ ｒａｎｇｅ ｕｎｄｅｒ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｌｏａｄ [Ｊ]. Ｒｏｃｋ ａｎｄ Ｓｏｉｌ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓꎬ ２００７ꎬ２８４７９５￣７９９ꎬ ８０２. [８] 李新平ꎬ陈俊桦ꎬ李友华ꎬ等. 溪洛渡电站地下厂房爆 破损伤范围及判据研究[Ｊ]. 岩石力学与工程学报ꎬ ２０１０ꎬ２９１０２０４２￣２０４９. Ｌｉ ＸｉｎｐｉｎｇꎬＣｈｅｎ ＪｕｎｈｕａꎬＬｉ Ｙｏｕｈｕａꎬ ｅｔ ａｌ. Ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｃｒｉ￣ ｔｅｒｉｏｎ ａｎｄ ｄａｍａｇｅ ｚｏｎｅ ｉｎｄｕｃｅｄ ｂｙ ｅｘｃａｖａｔｉｏｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｏｆ ｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄ ｐｏｗｅｒ￣ｈｏｕｓｅ ｏｆ Ｘｉｌｕｏｄｕ ｈｙｄｒｏｐｏｗｅｒ ｓｔａｔｉｏｎ [ Ｊ ].ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｏｃｋＭｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２０１０ꎬ２９１０２０４２￣２０４９. [９] 李洪涛 ꎬ卢文波 ꎬ舒大强ꎬ等. 爆破地震波的能量衰减 规律研究[Ｊ]. 岩石力学与工程学报ꎬ２０１０ꎬ２９增刊 １３３６４￣３３６９. Ｌｉ Ｈｏｎｇｔａｏꎬ Ｌｕ Ｗｅｎｂｏꎬ Ｓｈｕ Ｄａｑｉａｎｇꎬ ｅｔ ａｌ.Ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｅｎｅｒｇｙ ａｔｔｅｎｕａｔｉｏｎ ｌａｗ ｏｆ ｂｌａｓｔ￣ｉｎｄｕｃｅｄ ｓｅｉｓｍｉｃ ｗａｖｅ[Ｊ]. Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２０１０ꎬ２９Ｓｕｐｐｌｅｍｅｎｔ １３３６４￣３３６９. [１０] 宋波 ꎬ李悦 ꎬ单宏兰ꎬ等. 爆破作用对地下金属矿山 围岩稳定性的影响[Ｊ]. 岩石力学与工程学报ꎬ２００７ꎬ ２６增刊 １３４６１￣３４６７. Ｓｏｎｇ Ｂｏ ꎬＬｉ Ｙｕｅ ꎬＳｈａｎ Ｈｏｎｇｌａｎꎬ ｅｔ ａｌ. Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｏｎ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇ ｒｏｃｋｍａｓｓ ｉｎ ｕｎｄｅｒ￣ ｇｒｏｕｎｄ ｍｅｔａｌｌｉｃ ｍｉｎｅ [ Ｊ].Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２００７ꎬ２６Ｓｕｐｐｌｅｍｅｎｔ １ ３４６１￣３４６７. [１１] Ｃｕｉ Ｚ Ｄꎬ Ｙｕａｎ Ｌꎬ Ｙａｎ Ｃ Ｌ. Ｗａｔｅｒ￣ｓｉｌｔ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｌａｓ￣ ｔｉｎｇ ｆｏｒ ｔｕｎｎｅｌｉｎｇ [ Ｊ].Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｍｉｎｉｎｇ Ｓｃｉｅｎｃｅｓꎬ２０１０ꎬ ４７ ６１０３４￣ １０３７. [１２] 王礼立. 应力波基础[Ｍ]. 北京 国防工业出版社ꎬ ２００５. [１３] 张平松ꎬ 刘盛东ꎬ 赵秋芳ꎬ等. 淮南矿区煤层衰减特 征及品质因子分析[Ｊ]. 煤炭科学技术ꎬ２００６ꎬ３４ ５８３￣８５. Ｚｈａｎｇ Ｐｉｎｇｓｏｎｇ ꎬ Ｌｉｕ Ｓｈｅｎｇｄｏｎｇ ꎬ Ｚｈａｏ Ｑｉｕｆａｎｇꎬ ｅｔ ａｌ. Ｆａｃｔｏｒ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｎ ｓｅａｍ ｒｅｄｕｃｅｄ ｆｅａｔｕｒｅｓ ａｎｄ ｑｕａｌｉｔｙ ｉｎ Ｈｕａｉｎａｎ Ｍｉｎｉｎｇ Ａｒｅａ [ Ｊ].Ｃｏａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈ￣ ｎｏｌｏｇｙꎬ ２００６ꎬ３４５８３￣８５. [１４] 何樵登. 地震波理论[Ｍ] . 长春吉林大学出版社ꎬ ２００５. [１５] Ｌｏｋａｊｃｋ Ｔꎬ Ｇｏｅｌ Ｒ Ｋꎬ Ｒｕｄａｊｅｖ Ｖꎬｅｔ ａｌ. Ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｏｆ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ａｎｉｓｏｔｒｏｐｙ ｉｎ ｒｏｃｋｓ[Ｊ]. Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ＆ Ｍｉｎｉｎｇ Ｓｃｉｅｎｃｅｓꎬ ２０１３ ５７ １４２￣ １５２. Ｓａｆｅｔｙ Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ Ｂｌａｓｔｉｎｇ Ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｆｏｒ Ｌａｒｇｅ Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎ Ｒｏｃｋ Ｔｕｎｎｅｌｓ Ｓａｔｕｒａｔｅｄ ｂｙ Ｗａｔｅｒ ＰＡＮＧ Ｈｕａｎｄｏｎｇ①ꎬ ＧＡＯ Ｗｅｎｌｅ①ꎬ ＧＵＯ Ｄｅｆｕ②ꎬＳＨＩ Ｃｈｕａｎｚｈｉ②ꎬＷＥＩ Ｚｈｅｎｇ② ①Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅꎬ Ｓｈａｎｄｏｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｓｈａｎｄｏｎｇ Ｑｉｎｇｄａｏꎬ ２６６５９０ ②Ｙａｎｔａｉ ＬＰＧ Ｓｔｏｒａｇｅ Ｃａｖｅｒｎ Ｐｒｏｊｅｃｔ Ｍａｎａｇｅｍｅｎｔ Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔꎬ Ｃｈｉｎａ Ｒａｉｌｗａｙ Ｔｕｎｎｅｌ Ｇｒｏｕｐ Ｃｏ. ꎬ Ｌｔｄ. Ｓｈａｎｄｏｎｇ Ｙａｎｔａｉꎬ ２６４０００ [ＡＢＳＴＲＡＣＴ] Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎ ａｎｄ ｓａｆｅｔｙ ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｗａｓ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｅｘｅｃｕｔｉｏｎ ｏｆ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｗｏｒｋｓ ａｔ ｔｈｅ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｉｔｅ ｆｏｒ ｒｏｃｋ ｔｕｎｎｅｌｓ ｓａｔｕｒａｔｅｄ ｂｙ ｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄ ｗａｔｅｒ ｕｓｉｎｇ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ａｓ ｔｈｅ ｓｉｇｎａｌ ｓｏｕｒｃｅ ａｎｄ ｔｈｒｅｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃａｌｃｕｌａｔｉｎｇ ａｎｄ ｍｅａｓｕｒｉｎｇ ａｐｐｒｏａｃｈｅｓ. Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｏｎ ｓｉｔｅ ｒｏｃｋ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ｗａｔｅｒ ｓａｔｕｒａｔｅｄ ａｎｄ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｈｏｗ ｔｈｅ ｄｅｇｒａ￣ ｄａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎꎬ ａｎ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ａｂｏｕｔ １３％￣１５％ ｉｎ ｉｎｎｅｒ ｓｔｒｅｓｓ. Ｔｈｅ ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓ ｏｎ ｔｈｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｖｉｂｒａｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｃｏｏｒｄｉｎａｔｅｓ ｆｏｒ ｓｕｒｖｅｙ ｐｏｓｉｔｉｏｎｓ ｗｅｒｅ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ ｔｏ ｃａｌｃｕｌａｔｅ ｔｈｅ ｅｘｔｒａ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｓｔｒｅｓｓ ａｎｄ ｔｏ ｅｖａｌｕａｔｅ ｔｈｅ ｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｃｋｓ ｄｕｒｉｎｇ ｔｈｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｏｐｅｒａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｒｏｃｋ ｔｕｎｎｅｌｓꎬ ｗｈｉｃｈ ｃａｎ ｂｅ ｓｅｒｖｅｄ ａｓ ｔｈｅ ｇｕｉｄｅｌｉｎｅｓ ｆｏｒ ｓｃｈｅｄｕｌｉｎｇ ｔｈｅ ｏｎ ｓｉｔｅ ｓｕｐｐｏｒｔｓ ａｎｄ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎｓ. Ｉｎ ａｄｄｉｔｉｏｎꎬ ｔｈｅ ｑｕａｌｉｔｙ ｆａｃｔｏｒ ｏｆ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｃｋ ｗａｓ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ ｂｙ ｓｅｉｓｍｉｃ ｅｘｐｌｏｒｉｎｇ ｔｅｃｈ￣ ｎｉｑｕｅꎬ ａｎｄ ｉｔｓ ａｔｔｅｎｕａｔｉｏｎ ｌａｗ ｏｆ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｗａｓ ｃｌａｒｉｆｉｅｄ ｔｏ ｐｒｏｖｉｄｅ ａ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ ｆｒａｍｅ ｆｏｒ ｔｈｅ ｒａｔｉｏｎａｌ ａｎｄ ｓａｆｅ ｅｘｃａ￣ ｖａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｔｕｎｎｅｌｓ. [ＫＥＹ ＷＯＲＤＳ] ｂｌａｓｔｉｎｇ ｖｉｂｒａｔｉｏｎꎻ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｒｏｃｋꎻ ｗａｖｅ ｖｅｌｏｃｉｔｙꎻ ｑｕａｌｉｔｙ ｆａｃｔｏｒ 􀅱１５􀅱２０１４ 年 ８ 月 饱和水岩体中大断面巷道群的爆破安全研究 逄焕东ꎬ等