地应力对岩石爆破开裂及爆炸地震波的影响研究_杨建华.pdf

振 动 与 冲 击 第 39 卷第 13 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol. 39 No.13 2020 基金项目 长江科学院开放研究基金资助项目CKWV2018467/ KY;国 家自然科学基金 51969015; U1765207; 江西省自然科学 基金 2019ACB21019;20181BAB206047 收稿日期 2018 -11 -07 修改稿收到日期 2019 -04 -08 第一作者 杨建华 男,博士,副教授,1986 年生 通信作者 姚池 男,博士,副教授,1986 年生 地应力对岩石爆破开裂及爆炸地震波的影响研究 杨建华, 吴泽南, 姚 池, 蒋水华, 姜清辉 南昌大学 建筑工程学院,南昌 330031 摘 要深部岩体爆破开挖是高地应力和炸药爆炸产生的动应力共同作用的结果。 采用 SPH-FEM 耦合数值模拟 方法,研究了地应力场对岩石爆破开裂及开裂区外地震波能量的影响。 结果表明随着地应力水平的提高,岩石爆破破碎 区的范围缩小、裂纹扩展速度降低,非静水地应力场中破碎区内裂纹主要沿最大主应力方向扩展,但地应力对爆破粉碎区 的形成几乎没有影响;地应力作用下爆破开裂区形态改变影响了爆炸地震波的能量及传播特性,随着地应力的增大,更多 的炸药爆炸能转化为地震波能量,产生的高频地震波随距离衰减更快,且小主应力方向上的爆炸地震波能量更大。 研究 成果可为深部岩体爆破优化设计提供理论参考。 关键词 爆破;地应力;开裂;振动;地震波;SPH-FEM 中图分类号 TU45 文献标志码 ADOI10. 13465/ j. cnki. jvs. 2020. 13. 010 Influences of in-situ stress on blast-induced rock fracture and seismic waves YANG Jianhua, WU Zenan, YAO Chi, JIANG Shuihua, JIANG Qinghui School of Civil Engineering and Architecture, Nanchang University, Nanchang 330031, China Abstract Deep rock mass blasting excavation is due to combined effects of high in-situ stress and dynamic stress generated by explosion. Here, effects of in-situ stress field on blast-induced rock fracture and seismic wave energy outside cracked zone were investigated by using a coupled numerical simulation called SPH-FEM. The results showed that with increase in in-situ stress level, cracked zone range narrows and crack propagation velocity drops; in a non-hydrostatic in-situ stress field, rock cracks in cracked zone mainly spread along the maximum principal stress direction, but in-situ stress almost does not affect ation of blast crushed zone; change of blast cracked zone under in-situ stress affects energy and propagation characteristics of blast seismic waves; with increase in in-situ stress level, more explosion energy of explosives is converted into seismic wave energy, generated blast seismic waves with high frequencies decay faster with increase in distance, and blast seismic wave energy in smaller principal stress direction is larger; the study results can provide a theoretical reference for optimal design of deep rock mass blasting excavation. Key words blast; in-situ stress; crack; vibration; seismic wave; SPH-FEM 随着西部大开发等相关战略的实施,一大批大型 水利水电枢纽工程正在我国西南地区兴建。 受高山峡 谷地区地形条件的限制,这些工程的厂房或引水系统 大多置于地下数百米甚至上千米,需进行大规模、高强 度的地下洞室群岩体开挖。 此外,在矿产资源开采、交 通隧道、能源存储、核废料和 CO2地质埋置、军事防护 等重大工程领域,也都涉及深部岩体开挖。 深部岩体往往赋存于高地应力环境之中,例如锦 屏二级水电站引水隧洞实测最大主应力为 42 MPa,地 应力反演预测隧洞轴线上的最大主应力可达 72 MPa; 锦屏一级和官地等水电工程地下洞室的最大主应力也 达到了 20 40 MPa[1-2]。 钻孔爆破目前仍然是深部岩 体开挖的主要手段。 深部岩体爆破开挖是高地应力和 炸药爆炸产生的动应力共同作用的结果。 Donze 等[3] 通过数值模拟研究发现,地应力的存在改变了爆生裂 纹的传播方向和扩展长度,地应力对爆破致裂起抑制 作用。 肖思友等[4]的研究表明,在高地应力硬岩的爆 破过程中,岩石中初始应力场和爆破荷载积累的弹性 应变能将在爆腔自由面释放,且裂隙区半径越大卸载 释放的能量越多。 爆破时,在爆炸应力波和爆生气体 共同作用下,紧邻炮孔壁粉碎区内的岩体主要发生压 剪破坏,而更大范围的破碎区内岩体主要发生张拉破 ChaoXing 坏[5]。 李启月等[6]的研究表明,在炸药爆炸前期地应 力场对岩体爆破开裂影响较小,在爆炸后期地应力场 对裂纹扩展具有导向作用,裂纹扩展主方向趋向于最 大地应力方向。 此外,刘艳等[7]研究发现,在爆腔近处 地应力对爆炸应力波影响不明显,在远离爆腔处爆炸 应力波的传播规律在高地应力作用下发生了改变。 基 于地应力对爆破致裂的影响,戴俊等[8]提出高地应力 条件下爆破宜减小抵抗线和炮孔间距;赵宝友等[9]建 议炮孔连线应尽可能与最大主应力方向平行;李启月 等则进一步指出,在较大地应力方向上宜适当增大掏 槽孔间距,在较小地应力方向上宜适当减小掏槽孔 间距。 爆炸冲击波、应力波经爆破开裂区粉碎区和破碎 区后转化为弹性地震波,如图 1 所示,图中 r0、rb、rc和 rf分别为装药半径、炮孔半径、粉碎区半径和破碎区半 径。 有关地应力场对岩体爆破开裂及破岩效果的影 响,国内外已开展了部分研究,但地应力作用下爆破开 裂区形态的改变对开裂区外爆炸地震波辐射和传播的 影响,还缺乏系统的研究。 图 1 岩体爆破破坏分区示意图 Fig. 1 Schematic diagram of blast-induced rock fracture 本文采用 SPH-FEM 耦合数值模拟方法,研究不同 地应力条件下的岩石爆破开裂过程,分析地应力作用 下爆破开裂区形态的改变对爆炸地震波能量及传播特 性的影响,为深部岩体爆破优化设计提供理论依据 参考。 1 数值计算方法与模型 1. 1 SPH-FEM 耦合数值模拟方法 传统的有限元方法FEM在处理岩石爆炸等大变 形问题时极易发生网格畸变,导致计算精度和效率下 降,有时甚至难以完成有效的计算。 光滑粒子流体动 力学SPH方法是一种无网格拉格朗日数值计算方 法,相对于传统的基于网格的数值计算方法,SPH 方法 的自适应性使得 SPH 的公式构造不受粒子分布随意性 的影响,因此可以很自然地处理一些大变形问题,而且 可以光滑连续地处理物质的交界面。 但在处理小变形 问题时,SPH 方法的计算效率不及传统有限元法。 结 合 SPH 和 FEM 两者的优势,在岩石爆破数值模拟中, 炸药近区使用 SPH 方法模拟岩石开裂破碎,而在远离 爆源的小变形区域采用常规的 FEM 建模。 耦合界面 处的 SPH 粒子和有限单元通过固连接触传递同一材料 之间的力学信息,以点-面胶结方式保证两者间的位移 协调。 常用的 SPH 离散守恒方程组为[10] dρi dt ∑ N j 1 mj ρj vβ j ∂Wij ∂xβ i dvα i dt ∑ N j 1 mj σαβ j ρ2 j σαβ j ρ2 i ∂Wij ∂xβ i dEi dt 1 2 ∑ N j 1 mj pi pj pipj vβ ij ∂Wij ∂xβ i μi 2ρiε 2αβ i 1 式中i 为模型内某粒子的记号;μ 为动力黏性系数;ε 为动剪切速率;m 为粒子质量;σ 为粒子所受的力;ρ 为 初始密度;v 为质点速度;E 为粒子能量;xβ i 为粒子 i 的 x 坐标分量;α 和 β 为所求问题的维数。 SPH 与 FEM 耦合的关键是最靠近有限元网格的 一排 SPH 粒子如何顺利地将应力、应变等信息传递给 有限元网格。 比较有效的方法是将 SPH 粒子固结与有 限元网格粘结在一起,通过接触设置,被黏结的粒子将 从其他粒子传递过来的运动方程等信息传递给有限元 网格。 SPH 与 FEM 接触面耦合示意图如图 2 所示。 图 2 SPH-FEM 耦合示意图 Fig. 2 Illustration of the coupled algorithm of SPH-FEM 1. 2 材料模型 Johnson 等[11]所提出的连续介质本构模型JH-2 模型描述了脆性材料在冲击荷载作用下的应变率效 应和损伤劣化等力学行为,被广泛应用于岩石爆破数 值模拟。 JH-2 材料本构模型包括多项式状态方程、强 度模型和损伤模型三部分。 在 JH-2 材料模型中,多项式状态方程分为两个 部分 p K1μ K2μ2 K3μ3 ΔP,μ 0 { 2 56第 13 期杨建华等 地应力对岩石爆破开裂及爆炸地震波的影响研究 ChaoXing 式中p 为实际静水压应力;μ 为体积应变,μ ρ ρ0 -1;ρ 为材料的当前密度;ρ0为材料的初始密度;K1、K2和 K3 均为材料常数。 图 3 JH-2 材料模型示意图 Fig. 3 Schematic illustration of the JH-2 model JH-2 强度模型同时考虑了完整材料的强度和完全 开裂状态下材料的残余强度。 采用损伤变量 D 来描述 材料从完整状态D 0到完全开裂状态D 1的变 化过程。 当材料未发生损伤D 0时,归一化的材料 强度为 σ∗ i Ap∗ σ∗ t,m N[1 Clnε/ ε 0] 3 当材料完全开裂D 1时,归一化的材料残余强 度为 σ∗ f Bp∗ M[1 Clnε/ ε 0] 4 当归一化的等效应力大于完整材料归一化强度 时,材料发生塑性变形,损伤开始累积。 损伤材料的归 一化强度为 σ∗ σ∗ i - Dσ∗ i - σ∗ f 5 式中A、B、C、M 和 N 均为材料常数;p∗为归一化的静 水压应力;σ∗ t,m为归一化的最大静水拉应力;ε 为等效 应变率;ε 0 为参考应变率,取 ε 0 1. 0/ s。 上标星号 “∗” 表示归一化的量,σ∗ i σi/ σHEL,σ∗ f σf/ σHEL, σ∗ σ/ σHEL,p∗ p/ pHEL,σ∗ t,m σt,m/ pHEL,其中 σi和 σf分别为材料在完整状态和完全开裂状态下的实际强 度,σ 为实际等效应力,σt,m为材料所能承受的实际最 大静水拉应力;σHEL为材料的 Hugoniot 弹性极限,pHEL 为 Hugoniot 弹性极限的静水压应力。 实际等效应力用 Mises 等效应力表示 σ { 1 2 [σx- σy2 σx- σz2 σy- σz2 6τ2 xy τ2 xz τ2 yz]} 1/2 6 式中σx、σy和 σz为正向应力;τxy、τyz和 τzx为剪应力。 与实际等效应力类似,实际等效应变率可以表示 为 ε { [ 2 9 ε x - ε y 2 ε y - ε z 2 ε z - ε x 2 3 2 γ 2 xy γ 2 yz γ 2 zx]} 1/2 7 式中ε x、ε y和 ε z为正向应变率;γ xy、γ yz和 γ zx为剪切应 变率。 在 JH-2 损伤模型中,当材料发生塑性变形时,材 料开始出现损伤,采用损伤变量 D 来表征材料损伤的 累积过程,损伤变量 D 由等效塑性应变增量除以当前 塑性应变,然后累积求和得到 D ∑Δεp/ εp f 8 式中Δεp为一个计算循环中发生的等效塑性应变增 量;εp f 为压力 p 作用下发生的塑性应变。 参考文献[12]的研究,本文研究所取的岩石材料 主要物理力学参数如表 1 所示。 表 1 岩石材料参数 Tab. 1 Material parameters of rock 密度/ gcm -3 体积模量/ MPa 剪切模量/ MPa 雨贡弹性 极限/ MPa 完整强度 常数 A 完整强度 指数 N 应变率 系数 C 断裂强度 常数 B 断裂强度 常数 M 损伤常 数 D1 损伤常 数 D2 2. 6575. 56 1043 1044. 5 1031. 010. 830. 0050. 680. 760. 010. 9 本文采用动力有限元程序 Autodyn 进行数值模拟, 在 Autodyn 中通常采用 Jones-Wilkins-LeeJWL状态方 程模拟炸药爆轰过程。 JWL 状态方程描述了炸药爆轰 产物压力、体积和能量之间的关系[13] P A 1 - ω R1V e -R1V B 1 - ω R2V e -R2V ωE0 V 9 式中P 为爆轰产物的压力;E0为单位初始体积的内 能;V 是爆炸产物的相对体积;A、B、R1、R2、ω 为试验确 定的炸药常数。 参考文献[14],有关的炸药参数取值 为P 5. 15 GPa、E02. 484 106kJ/ m2、密度 ρ 931 kg/ m3、爆轰速度 D 4 160 m/ s、A 49. 4 GPa、B 1. 89 GPa、R13. 91、R21. 12、ω 0. 33。 计算得到的炮孔 壁上的爆炸荷载压力变化历程曲线如图 4 所示。 在炮 孔壁上,爆炸荷载峰值约为 3. 1 GPa、正压作用持续时 间约为 0. 15 ms,这与文献[14]的模拟结果是一致的。 图 4 爆炸荷载压力变化历程曲线 Fig. 4 Time-history of blasting pressure 66振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing 1. 3 数值计算模型与计算工况 建立如图 5 所示的数值计算模型,炮孔直径 d 40 mm,计算模型尺寸为 4 m 4 m,炮孔位于模型的几何 中心,采用耦合装药结构,炸药直径等于炮孔直径。 为 研究不同地应力状态对岩石爆破开裂及爆炸地震波能 量的影响,本文研究如表 2 所示的七种地应力加载工 图 5 SPH-FEM 数值计算模型 Fig. 5 Numerical model of the SPH-FEM modelling 表 2 地应力加载工况 Tab. 2 In-situ stress conditions used in numerical calculations 工况σxσyλ σx/ σy 1 2 3 4 5 6 7 0 10 20 30 60 20 40 0 10 20 30 60 10 20 / 1 1 1 1 2 2 况。 计算模拟过程分为两步,首先是地应力初始化,即 在模型四周施加上述压应力使岩体达到初始地应力状 态,当模型中任意一点的地应力不再随时间变化时即 可认为地应力加载稳定;然后起爆炮孔内的炸药,模拟 岩体开裂及围岩振动。 为保证计算精度的同时提高计 算效率,炸药及 5 倍炮孔孔径范围内的岩石采用 SPH 算法模拟,5 倍孔径范围之外的岩石采用 FEM 算法模 拟。 模型四周施加无反射边界条件,以模拟无限岩体。 2 地应力对岩石爆破开裂的影响 2. 1 地应力大小的影响 图 6 给出了不同地应力水平下炸药起爆后 0. 05 ms、0. 2 ms 和 0. 5 ms 时的爆生裂纹分布情况仅显示 了以炮孔为中心的 2 m 2 m 的区域。 需要说明的 是,JH-2 模型是基于连续介质力学的损伤本构模型,该 模型通过显示材料的损伤状态来描述材料的失效以形 成视觉上的“裂纹”,材料单元并没有真实地开裂。 σx σy0 时,在爆炸冲击波作用下,炸药起爆0. 05 ms 后,炮孔周围形成了粉碎区,粉碎区半径约等于 5 倍炮 孔半径。 Esen 等[15]提出了一种预测爆破孔周围破碎 程度的新模型,依据 92 次钻孔爆破试验数据,采用回 归分析的方法提出了粉碎区范围计算的经验公式,计 算得到的粉碎区半径为 2. 0 倍 5. 0 倍炮孔半径,如图 7 所示。 Donze 等采用数值模拟方法研究了岩石爆破 过程中岩石爆生裂纹的萌生和扩展规律,其计算结果 得到的粉碎区半径等于 5 倍炮孔半径。 本文数值模拟 的粉碎区半径与炮孔半径的比值与Esen等的试验结 a 0.05 ms b 0. 2 ms c 0.5 ms 图 6 不同静水地应力场条件下爆生裂纹扩展情况 Fig. 6 Blast-induced fracture propagation under different hydrostatic in-situ stress fields 76第 13 期杨建华等 地应力对岩石爆破开裂及爆炸地震波的影响研究 ChaoXing 果和 Donze 等的数值模拟结果一致,表明本文数值模 拟结果是可靠的。 不同地应力水平下,爆破粉碎区的 范围基本一致,这表明由于爆炸冲击波压力远高于地 应力,地应力对爆破粉碎区的形成几乎没有影响。 图 7 本文数值模拟与 Esen 等试验结果对比 Fig. 7 Comparison of numerical simulations in this article with experimental results by Esen et al 粉碎区内的岩体开裂消耗了爆炸冲击波很大一部 分能量,爆炸冲击波转化为爆炸应力波。 随着爆炸应 力波向外传播,裂纹区逐渐扩大,形成以几条径向拉伸 裂纹为主的破碎区,破碎区内,裂纹以炮孔为圆心呈放 射状分布,如图 7 所示。 本文数值模拟的破碎区裂纹 分布形态也与 Esen 等的试验结果基本一致。 随着地 应力水平的提高,破碎区径向主裂纹长度逐渐缩短。 这是由于径向主裂纹由爆炸荷载产生的环向拉应力引 起,而地应力在岩石中产生的环向压缩应力对爆破张 拉效应起抑制作用。 最长裂纹尖端至炮孔中心的距离 为 r,定义 A πr2- d2/4为爆破开裂区面积。 图8 给 出了不同地应力水平下开裂区面积随时间变化过程。 可以发现,在 0. 05 ms 内,不同地应力水平下的开裂区 面积基本一致,0. 05 ms 后开裂区面积出现差异,地应 力水平越高,开裂区面积越小,σx σy60 MPa 时的最 终开裂区面积仅为 σx σy 0 MPa 时开裂区面积的 24. 6。 图 9 给出了不同地应力水平下裂纹扩展速度 随时间的变化过程。 可以看到,每种工况下,裂纹扩展 速度都呈逐渐减小的变化趋势;同样,在0. 05 ms 以内, 不同地应力水平时的裂纹扩展速度一致,0. 05 ms 以 后,地应力水平越高,裂纹扩展速度越慢。 0. 15 ms 时, 图 8 不同静水地应力场下开裂区面积随时间变化曲线 Fig. 8 Variation curves of the fracture area with time under different hydrostatic in-situ stress fields 图 9 不同静水地应力场下裂纹扩展速度随时间变化曲线 Fig. 9 Variation curves of the fracture propagation velocity with time under different hydrostatic in-situ stress fields σx σy0 MPa 情况下的裂纹扩展速度为 2 180 m/ s, 而 σx σy30 MPa 情况下裂纹扩展速度为 1 640 m/ s,仅为前者的 75. 2。 以上分析表明,地应力对岩石爆破开裂的抑制作 用显著,地应力对岩石爆破开裂的影响主要在爆炸过 程的中后期,且主要影响爆破破碎区的形态和范围。 这意味着对于深部岩体爆破开挖,要想达到与浅部岩 体相同的破碎效果,需要增加单位体积岩体的耗药量, 或采用高密度、高爆轰波速的炸药以增大爆炸荷载 压力。 2. 2 主应力方向的影响 本节研究侧压力系数 λ 2 时的爆破开裂区形态, 分析主应力方向对岩石爆破开裂的影响。 图 10 给出 了 σx 20 MPa、σy 10 MPa 和 σx 40 MPa、σy 20 MPa 这两种工况下的裂纹扩展情况。 模拟结果表明 在爆破开裂前期0. 05 ms 以前,爆生裂纹同步向炮孔 四周传播,形成的粉碎区的形状和大小与静水地应力 场条件下相比没有明显差异;在爆破开裂后期0. 05 ms 以后,裂纹扩展表现出方向性,主要沿最大主应力 方向传播,最大主应力方向上的裂纹长度逐渐超过最 小主应力方向上的裂纹长度,最终的开裂区表现为椭 圆形。 这是由于当侧压力系数 λ 2 时,岩石中最小主 应力方向区域内的环向压缩应力大于最大主应力方向 区域内的环向压缩应力,而在破碎区,岩石径向裂纹以 拉伸破坏为主,因此,最小主应力方向上的裂纹扩展更 易受到地应力的抑制。 在本文所有的计算工况中,粉碎区的形状和大小 均没有明显的变化,这表明地应力对粉碎区的形成几 乎没有影响。 3 地应力对爆炸地震波能量的影响 爆炸冲击波、应力波经过非弹性区粉碎区和破碎 区后转化为弹性地震波,学术界一般认为非弹性区和 弹性区交界面所包围的空间为爆炸地震波的产生区。 上文分析已经表明,地应力的存在改变了爆破开裂区 86振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing a 0.05 ms b 0. 2 ms c 0. 5 ms 图 10 不同非静水地应力场下爆生裂纹扩展情况 Fig. 10 Blast-induced fracture propagation at different non-hydrostatic in-situ stress fields 的形态。 地应力作用下爆破开裂区形态的改变势必会 对开裂区外爆炸地震波的辐射和传播产生影响。 本节 研究地应力水平和主应力方向对爆炸地震波能量的影 响。 爆炸地震波能量的计算采用 Sanchidrin 等[16]提 出的方法 Es ρ[cLv2 1 cTv2 2 v2 3] 10 式中Es为监测点处单位面积上某时刻的地震波能量; ρ 为传播介质的密度;cL为传播介质的纵波波速;cT为 传播介质的横波波速;v1,v2,v3分别为监测点处水平径 向、水平切向和垂直方向的振动速度。 对于平面应变 模型,v30,故上式可简化为 Es ρcLv2 1 cTv2 2 11 3. 1 地应力水平的影响 图 11a给出了静水地应力场条件下不同地应力 水平时主裂纹尖端处的爆炸地震波能量时程曲线。 可 以看到,σx σy0 MPa 时振动能量时程曲线的峰值为 9. 6 108J,而 σx σy60 MPa 时的能量峰值为 2. 8 109J。 相同的爆破参数情况下,地应力水平越高,开裂 范围越小,爆炸地震波产生区边界上的振动能量越大。 这是由于较小范围的岩体开裂消耗的炸药爆炸能较 少,更多的爆炸能转化为动能以弹性地震波的形式传 播出去。 由于高地应力作用下岩体开裂范围缩小,爆 炸地震波产生区的尺寸减小,产生的爆炸地震波频率 更高,如图 12 所示。 在 σx σy 0 MPa 工况下,主裂 纹尖端处爆炸地震波的平均频率为 18. 02 kHz,而在 σx σy60 MPa 工况下,主裂纹尖端处爆炸地震波的 平均频率高达 25. 78 kHz。 众所周知,由于岩石介质的 阻尼特性,高频振动的幅值随传播距离的增大衰减更 快。 因此,在弹性区较远距离处,地应力水平越高,地 震波能量反而越小,如图 11b所示。 在距炮孔中心 1. 6 m 处,σx σy 60 MPa 时的振动能量峰值快速降 至 1. 9 108J,为 σx σy0 MPa 工况下的 76. 8。 a 主裂纹尖端处 b 距炮孔中心 1.6 m 处 图 11 不同静水地应力场下爆炸地震波能量时程曲线 Fig. 11 Time-histories of explosion seismic wave energy under different hydrostatic in-situ stress fields 图 12 不同静水地应力场下主裂纹尖端处爆炸 地震波幅值-频率谱 Fig. 12 Amplitude-frequency spectra of explosion seismic waves at the fracture tips under different hydrostatic in-situ stress fields 岩体爆破振动控制往往更关注中远区的振动峰 值。 根据上文分析,随着地应力水平的提高,中远区的 振动峰值降低。 3. 2 主应力方向的影响 图 13 给出了侧压力系数 λ 2 时,最大和最小主 96第 13 期杨建华等 地应力对岩石爆破开裂及爆炸地震波的影响研究 ChaoXing 应力方向上主裂纹尖端处的爆炸地震波能量时程曲 线。 非静水地应力场条件下,最大主应力方向上的爆 破开裂范围较大,最小主应力方向上的开裂范围较小。 由于炸药爆炸能向爆炸地震波能量转化的比例取决于 爆破开裂区范围,开裂范围越小,转化的比例越大。 因 此,在最小主应力方向上,更多的炸药爆炸能转化为爆 炸地震波能量。 对比图 13a和图 13b可以发现,在 相同的侧压力系数情况下,地应力水平越高,两个主应 力方向上的爆炸地震波能量差别越大。 a σy10 MPa b σy20 MPa 图 13 非静水地应力场下爆炸地震波能量时程曲线 Fig. 13 Time-histories of explosion seismic wave energy under non-hydrostatic in-situ stress fields 4 结 论 通过以上计算分析,可以得到如下主要结论 1 对于深部岩体爆破开挖,地应力的存在对爆 生裂纹扩展起抑制作用,地应力主要影响爆破破碎区 的范围和裂纹扩展速度,对粉碎区的形成几乎没有 影响。 2 地应力作用下爆破开裂区形态的改变影响了 爆炸地震波的能量及传播特性;随着地应力水平的提 高,爆破开裂区范围缩小,更多的炸药爆炸能转化为地 震波能量,产生的高频地震波随距离衰减更快。 3 非静水地应力场中,最小主应力方向上的爆 炸地震波能量明显高于最大主应力方向上的爆炸地震 波能量。 深部岩体爆破开挖是一个非常复杂的动力过程, 本文仅采用二维数值模拟方法研究了地应力对近区岩 石爆破开裂及地震波能量的影响,有关地应力作用下 岩石爆破开裂区形态改变对爆炸地震波成分、辐射模 式及传播特性的影响,还有待更进一步的研究。 参 考 文 献 [ 1] 张春生,周垂一,刘宁. 锦屏二级水电站深埋特大引水隧 洞关键技术[J]. 隧道建设中英文,2017,37 11 1492-1501. 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