砂泥岩互层岩质边坡爆破振动衰减规律现场试验研究

何丽平，汪晓俊，郭剑雄，潘 剑，张继奎，蒋 楠

（1.中交四航局第三工程有限公司, 广东 湛江 524000；2.中交四航工程研究院有限公司, 广东 广州 510000；3.广西平陆运河建设有限公司, 广西 南宁 530000；4.中国地质大学（武汉）工程学院, 湖北 武汉 430074）

在交通、矿山、水利水电等爆破工程领域中，岩质边坡在爆破振动作用下时常出现崩塌、滑动等失稳现象[1–2]。控制岩质边坡在爆破振动作用下的安全稳定，已成为此类工程安全高效进行的关键。为保证岩质边坡在爆破振动作用下安全稳定，需要明确爆破振动在岩质边坡中的衰减规律。

目前，学者们针对岩质边坡中的爆破振动衰减规律开展了较多的工作。在数值模拟方面：陈明等[3]通过有限元数值模型，分析了爆破振动作用下岩质边坡的振动响应机制，揭示了爆破振动在边坡中的高程放大效应；蒋楠等[4]利用LS-DYNA 数值模拟软件，分析了不同坡度下岩质边坡的爆破振动衰减规律，提出了考虑边坡坡度的爆破振速预测公式；Azizabadi 等[5]采用离散元数值模拟方法，结合波形叠加理论，较系统地分析了爆破振动对岩质边坡稳定性的影响；Hu 等[6]基于LS-DYNA 数值模拟软件分析了不同爆破方式对岩质边坡稳定性的影响，优化了岩质边坡爆破开挖的方法和参数；唐旭等[7]利用FLAC3D软件建立数值模型，结合现场监测数据，分析了岩质边坡在爆破振动作用下的振速和位移衰减规律，得到了振动加强场出现在坡面和坡脚处的结论；孙鹏昌等[8]通过数值模拟和现场实测数据验证，分析了爆破振动作用下单薄山体岩质高边坡的衰减规律，提出了控制边坡安全稳定的措施。在现场试验方面：李维光[9]在室内试验的基础上，利用现场试验进行验证，进一步分析了爆破振动对边坡潜在滑坡体稳定性的影响；王智德等[10]通过分析4 次现场爆破试验的振速监测数据，分析了岩质边坡不同位置处的振动衰减规律，提出了预测最大安全药量的公式；厉美杰等[11]采用回归分析法，分析了现场爆破振动数据，得到了岩质边坡中的爆破振动衰减规律，据此提出了提高边坡稳定性的具体措施。

上述研究多针对岩性单一的岩质边坡，关于岩性多变的层状岩质边坡研究相对较少，尤其是诸如砂泥岩互层等软硬岩互层岩质边坡，相关研究更鲜有涉及。事实上，软硬岩互层岩质边坡中软岩层属于软弱夹层，在爆破扰动下更易发生失稳破坏[12–13]。另外，目前大多采用数值模拟开展相关研究，少有全尺寸模型试验。基于此，本研究依托平陆运河青年枢纽一期工程，通过开展现场爆破试验，深入研究爆破振动在砂泥岩互层岩质边坡中的衰减规律，以期为控制软硬岩互层岩质边坡的安全稳定以及平陆运河青年枢纽一期工程的安全高效推进提供参考和指导。

1 砂泥岩互层岩质边坡工程概况

1.1 边坡工程背景及概况

平陆运河是我国自京杭大运河后一千多年来的第一条运河，以发展航运为主，兼顾供水、灌溉、防洪、改善水生态环境等，建成后对广西及西南内陆省份的航运具有重要的战略意义。运河从上游至下游建设马道、企石、青年3 个梯级枢纽，如图1 所示，其中青年枢纽处于最下游梯级，位于青年水闸上游约1.8 km。在青年枢纽一期工程建设过程中，需要对船闸高程0.5 m 以上的岩层进行土石方爆破开挖，最大边坡开挖高度约70 m，爆破药量大、次数多，爆破振动效应明显。此外，现场地质调查结果表明，青年枢纽区域的工程地质条件复杂，岩体类型包括泥岩、泥质砂岩、砂岩等，边坡多是由泥质软岩及砂岩组成的顺层、逆层岩质高边坡，最大高度为75.5 m。顺层软硬岩互层高边坡在爆破扰动下易沿层理面、节理面等软弱结构面发生滑移，逆层岩质边坡在动力作用下也可能发生倾倒破坏或局部崩塌[14–15]。因此，如何控制砂泥岩互层岩质边坡在爆破振动作用下的安全稳定是青年枢纽一期工程亟待解决的问题。

图1 平陆运河走向和青年枢纽布置Fig.1 Course of the Pinglu canal and Qingnian hub layout

1.2 砂泥岩互层地质概况

为研究爆破振动在砂泥岩互层岩质边坡中的传播规律，保证砂泥岩互层岩质边坡在爆破振动作用下安全稳定，应首先明确砂泥岩互层岩质边坡的地质概况。根据现场勘察资料，青年枢纽区域地层多变，主要包括第四系全新统人工堆积层（ Qm4l）、第四系全新统冲洪积层（）、残坡积层（Qel+dl）、白垩系上统上组上段（ K22b）、志留系下统连滩群第四组（S1lnd）等。其中，志留系下统连滩群第四组地层分布广，岩体组成复杂，多为泥岩和砂岩互层，其岩石的物理力学参数如表1 所示，其中：ρn为自然密度，ρs为饱和密度，w为吸水率，ku为饱和系数。

表1 志留系下统连滩群第四组岩石的物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of rock mass in the fourth group of Liantan Group of Lower Silurian System

根据表1 中志留系下统连滩群第四组（S1lnd）岩石力学参数，结合岩性组合、岩体结构面发育程度等岩体构造特征，参照《水利水电工程地质勘察规范》（GB 50487—2008）[16]，对岩体的工程地质进行分类，结果如表2 所示。

表2 志留系下统连滩群第四组岩体工程地质分类Table 2 Engineering geological classification of rock mass in the fourth group of Liantan Group of Lower Silurian System

2 现场爆破试验

根据青年枢纽工程区域的地质特征，综合考虑工程建设、周围环境、试验条件等因素初步筛选试验边坡，对筛选的试验边坡进行现场岩石取样，选取现场与工程区域地质条件高度相近的砂泥岩互层岩质边坡作为试验边坡。通过现场爆破试验，探究爆破振动在砂泥岩互层岩质边坡中的传播规律。

2.1 现场试验爆破方案

根据地质勘查资料和现场踏勘，综合考虑地质特征与周围环境等因素，选取现场K1+500～600 m处边坡为试验对象。试验边坡坡高约60 m，坡底标高9～12 m，考虑到最终运河航道开挖完成标高为0.5 m，因此对坡脚钻孔10 m 进行爆破试验。根据边坡大小与边坡岩层产状，结合试验设备等条件，综合考虑坡面位置和距离、试验工作量及成本、测点布置及监测等因素，在试验边坡选取3 个坡面进行3 次爆破试验，选取的边坡及其坡面见图2，图2 中3 个层理面的倾向和倾角统计结果见表3。

表3 试验边坡岩层产状Table 3 Rock occurrence of the test slope

在选定边坡和坡面后，在相应的位置进行钻孔、装药、起爆等工作。如图2 所示，具体钻孔及爆破方案如下：垂直于试验边坡的3 个坡面的坡脚线钻3 个爆破试验孔，钻孔深度为10 m，钻孔直径为100 mm，钻孔排距为4 m，离坡脚线钻孔距离边坡坡脚6 m，各孔装药量分别为48、42、36 kg。炸药采用乳化炸药，药卷直径为90 mm，线装药密度为0.30 kg/m。堵塞时，先用水泥袋或牛皮纸放入堵塞段底部，再用黏土和钻屑拌和的混合物进行充填，最后用木炮棍或塑料炮棍压紧捣实。爆破试验过程中，以距离边坡最远的炮孔向距离边坡最近的炮孔依次延时引爆，延时间隔为1.0 s。

2.2 一维动位移雷达与振动测试方案

边坡的变形和位移是控制和预警边坡失稳的重要参数[17]，试验过程中有必要对边坡位移进行实时监测。采用一维动位移雷达GHDMR-1 对爆破过程中坡体的位移和变形进行监测，现场雷达布置如图3 所示。质点峰值振速（peak particle velocity，PPV）作为爆破振动的主要参数，可用于衡量人体、结构、岩体等在爆破振动作用下的影响程度[18–20]。本试验采用TC-4850 爆破测振仪测量质点峰值振速。

图3 现场雷达布置Fig.3 Site radar layout

根据现场条件，为得到砂泥岩互层岩质边坡在爆破扰动下的质点位移和峰值振速，沿3 个坡面分别布置多个位移和PPV 测点，如图4 所示。其中，测点编号顺序与爆破试验顺序对应，编号1～6 对应第1 次爆破试验，编号7～11 对应第2 次爆破试验，编号12～17 对应第3 次爆破试验。测点编号首字母V 表示测振仪布置点，D 表示角反（位移测试）布置点。在测点3、5、8、13、17 均布置测振仪和角反。

图4 测点布置Fig.4 Layout of measuring points

3 现场爆破试验结果及分析

3.1 一维动位移及爆破振动测试结果

通过开展上述现场爆破试验，得到各测点在爆破过程中的试验数据，结果如表4 和表5 所示，其中x方向表示水平面上指向爆源的方向，y方向表示水平面上垂直x方向的方向，z方向表示垂直于水平面的方向。需要说明的是，表4 中“—”表示未触发仪器，发生的原因可能是该情况下仪器的灵敏度不够，在振速较小的情况下，仪器未触发。表5 中的位移均指测点与雷达连线方向上的位移。

表4 试验测点振速统计结果Table 4 Statistical results of vibration velocity at measuring points

表5 测点位移统计结果Table 5 Statistical results of displacement of measuring points

由表4 可知，除测点 V1 的主振方向为x方向外，其余测点的主振方向均为z方向。各测点均基本满足峰值振速随爆心距（测点至药包中心的距离）的增加而减小的规律。对于距爆源较近的测点，其z向峰值振速可达30 cm/s 以上；随着爆心距的增加，测点峰值振速逐渐减小；当爆心距超过60 m 时，各测点的峰值振速基本小于1.0 cm/s。 测点V8 的z方向振速见图5。可以看出，3 个炮孔依次起爆产生爆破振动速度峰，间隔约1 s，相互之间无影响，延时合理。此外，从图5 中还可以看出，3 个炮孔全部起爆后约1.5 s 再次出现微小的波峰，其原因可能是爆破地震波经过透射和反射后在该测点产生叠加。

图5 测点 V8 的z 方向振速Fig.5 Vibration velocity in z-direction at measuring point V8

从表5 中可以看出，随着爆心距的增加，第1 次爆破试验中各测点的最大位移整体呈减小趋势。第2 次和第3 次爆破试验中，测点D9 和D15 出现反常，最大位移整体上呈先减小后增大再减小的变化趋势，其原因可能是两点处出现了高程放大效应，随着爆心距的继续增加，其衰减效应大于放大效应，导致最终呈现上述规律。此外，试验过程中测点的最终位移有不为零的现象，对比试验前后测点区域岩体的损伤特征发现，距爆源较近的测点的最终位移均不为零，其原因是边坡岩体在爆破振动下出现较大损伤，产生了塑性变形。测点 D11 和第3 次爆破试验各测点的最终位移均不为零的原因是测点周围岩体节理发育程度较深，在爆破扰动下节理得到进一步发育，导致其最终位移无法收敛为零。测点D2 的位移时程曲线如图6 所示。

图6 测点D2 的位移时程曲线Fig.6 Displacement time history curve at measuring point D2

3.2 爆破振动衰减规律分析

为进一步得到爆破振动在砂泥岩互层岩质边坡的衰减规律，利用萨道夫斯基公式分别对3 次爆破试验结果进行拟合。萨道夫斯基公式为

式中：v为峰值振速；Q为炸药药量；r为爆心距；k和α 为系数，与爆破场地条件和地质条件有关。拟合结果如表6 所示，其中R2为相关系数。

表6 萨道夫斯基公式的拟合结果Table 6 Fitting results of Sadoevsky formula

从表6 可以看出，3 次爆破试验中各方向上萨道夫斯基公式拟合的R2不同：主振方向的R2在0.7～0.8 之间，拟合效果一般；非主振方向的R2大多在0.9 以上，拟合效果较好。导致R2差异较大的原因可能是非主振方向的振速较小，拟合结果的误差也较小，而主振方向的振速较大，拟合误差也较大。考虑到萨道夫斯基公式的适用条件，结合文献[3–4]中的研究结果可知，岩质边坡的振速受高程的影响较大。为获得更准确的砂泥岩互层岩质边坡的爆破振动衰减规律，提高预测精度，利用考虑高程效应的修正公式对试验数据进行拟合，即

式中：β 为高程影响因子，H为测点与爆源之间的相对高差。拟合结果如表7 所示。

表7 考虑高程效应的拟合结果Table 7 Fitting results considering elevation effect

根据表7 所示的拟合结果：考虑高程效应后的R2均在0.9 以上，拟合效果良好；与未考虑高程效应的拟合结果相比，各方向上的R2均有所提高，说明考虑高程效应的修正结果更接近实际，拟合精度更高，尤其是主振方向的R2提升得最大。在实际工程中，为了更精准地预测和控制爆破振动对边坡稳定性的影响，分析岩质边坡爆破振动的衰减规律时应考虑高程效应。此外，由表6 和表7 可知，砂泥岩互层的层理面倾向和倾角对爆破振动衰减规律有一定的影响，k和α 的差异性较大，因此在爆破振动衰减模型中应考虑层理面的倾角或倾向因素，更精确的描述砂泥岩互层岩质边坡的爆破振动衰减规律有待进一步研究。

4 结 论

以平陆运河青年枢纽一期工程为依托，通过开展现场爆破试验，深入研究了试验过程中爆破振速和位移的变化规律，得到了砂泥岩互层岩质边坡的爆破振动衰减规律，并对高程效应修正前后爆破振动衰减模型的拟合结果进行对比分析，得到以下结论。

(1) 边坡岩体在爆破振动作用下的最大位移会产生高程放大效应。边坡岩体在爆破振动作用下的最终位移可能不为零，其原因可能是岩体出现较大损伤，产生塑性变形，也可能是岩体节理发育程度较深，在爆破扰动下节理得到进一步发育，导致其最终位移无法收敛为零。

(2) 随着爆心距的增加，振速峰值逐渐减小，考虑高程效应的爆破振动衰减模型较未修正的萨道夫斯基公式的拟合精度更高，拟合结果更接近实际，因此，岩质边坡的爆破振动衰减规律应考虑高程效应。

(3) 不同倾向和倾角条件下，受层理的影响，砂泥岩互层岩质边坡中的爆破振动衰减规律存在差异，若需更精确地预测和控制砂泥岩互层岩质边坡中的爆破振动，还应在衰减模型中考虑层理的倾向和倾角的影响。

(4) 不同层理下爆破振动衰减预测模型是后续细化砂泥岩互层岩质边坡爆破振动衰减规律研究的重要研究方向。