復雜含水巖體預裂爆破參數試驗研究

劉為洲

（1.中鋼集團馬鞍山礦山研究總院股份有限公司，安徽馬鞍山243000；2.金屬礦山安全與健康國家重點實驗室，安徽馬鞍山243000）

露天礦山穿孔爆破時，炸藥能量控制及巖體性質是影響爆破效果優劣的關鍵因素。預裂爆破技術通過減小孔徑、裝藥量，實施不耦合裝藥、徑向間隔裝藥等炸藥能量控制手段，在常規露天邊坡控制方面得到了普遍應用［1-5］，但對于含水破碎巖體難以取得很好的爆破效果，易于產生傘巖、根底，且半壁孔率低，預留坡面超挖欠挖嚴重等［6-8］。因此，開展含水裂隙發育圍巖預裂爆破技術研究，對于提高邊坡穩定性、保障安全生產具有重要意義。

在露天邊坡預裂爆破工程領域，不少科技人員通過理論分析、試驗研究等手段開展了大量研究工作［9-12］。朱志武等［13］開展了水孔預裂爆破成縫機理分析，但未推導出含水炮孔理論孔距的計算公式；武海軍等［14］采用混凝土模型開展了相關預裂爆破試驗，但未開展現場爆破試驗?，F階段，現有成果大多局限于某一個方面進行討論，并且在含水裂隙發育破碎巖體方面的實踐尚不充分。本研究以我國北方某露天大型鐵礦為背景，以提高含水巖層節理裂隙發育巖體的預裂爆破質量為出發點，開展了空氣和水介質預裂爆破孔壁壓力和孔距計算公式推演，通過模型試驗和現場試驗，為礦山含水破碎巖體邊坡控制提供關鍵預裂爆破參數。

1 工程概況

某露天鐵礦是一座大型露天礦山，具有儲量大、埋藏淺等特點。由于混合巖化作用和地表的強風化作用，邊坡巖體不但節理裂隙很發育，而且有多條斷層和破碎帶，屬于多裂隙軟巖和破碎型巖體，主要為混合巖和片麻巖，其抗壓強度分別為50～60 MPa和50～80 MPa。礦山前期進行過預裂爆破試驗，在節理裂隙不發育區域硬巖中效果較好，但在裂隙發育區域未能取得較好的邊坡控制效果，對于含水破碎巖體的預裂爆破效果更差。

2 預裂爆破參數計算

如何確定合理的預裂孔孔距、線裝藥密度、不耦合系數等參數是取得較好預裂爆破效果的關鍵［15］。同時，需要綜合考慮緩沖孔孔底距、藥量、巖體力學性質、節理裂隙發育情況、地質構造等。本研究依據預裂爆破機理和炸藥爆轟理論，推演出預裂孔孔壁爆炸氣體壓力計算公式以及孔壁壓力與不耦合系數的關系，為含水破碎巖體邊坡控制提供可靠依據。

2.1 空氣介質預裂孔孔壁壓力計算公式

根據炸藥爆轟C-J理論［16］，炸藥爆炸時爆炸氣體的初始平均壓力P0為

式中，P0為爆生氣體的初始平均壓力，MPa；ρe為炸藥密度，kg/m3；D為炸藥爆速，m/s；k為炸藥絕熱等熵指數，通常取3。

對于空氣不耦合預裂爆破，當爆生氣體膨脹瞬時壓力P小于臨界壓力PL（通常取200 MPa）時，爆生氣體在孔內膨脹時存在以下關系：

式中，V為爆生氣體膨脹的瞬時體積，m3。

當炸藥爆炸后，爆生氣體膨脹過程中，伴隨著氣體體積和壓力的變化。假設爆生氣體膨脹至孔壁時的壓力為P1，并設當氣體壓力為P1（膨脹至炮孔壁時的壓力）、PL（臨界壓力）、P0（初始壓力）時，相對應的氣體體積分別為V炮、VL、Ve，其中，V炮為炮孔體積，Ve為炸藥體積，則根據式（2）可得

式中，γ為空氣絕熱等熵指數，取1.3。

設炮孔的體積裝藥密度為qv（單位體積的裝藥量），則有下式成立：

式中，ρe為炸藥密度，kg/m3。

根據式（5）和式（3），可得

對于不耦合裝藥，考慮到孔口余高段與孔底加強裝藥段長度基本一致，故將裝藥長度l與炮孔長度L等量簡化，則有l=L，設當量不耦合系數為Kd，有下式成立：

式中，de為等效連續裝藥炸藥直徑，cm；db為預裂孔直徑，cm；Kd=dbde；ρe為炸藥密度，1 150 kg/m3。

在空氣不耦合裝藥結構中，爆轟產物在炮孔內等熵膨脹，膨脹初始壓力為平均爆轟壓力；同時氣體與孔壁碰撞時壓力增大，作用在孔壁上的綜合壓力PΔ為

式中，Cf為空氣沖擊波碰撞壓力增壓系數，取1.2～1.3。

綜合以上分析，可以得到空氣不耦合裝藥時孔壁綜合壓力計算的簡化公式為

2.2 含水預裂炮孔孔壁壓力計算

對于含水預裂爆破，炸藥被周圍的水包圍，可認為炸藥和水是完全耦合接觸。為此，可以近似認為水中的沖擊波是炸藥爆轟波中的透射波。炸藥爆轟波陣面上的壓力（Pe）與水中的壓力（Pw）的關系由阻抗失配方程［11］給出：

式中，Pe為炸藥爆轟波陣面上的壓力；Kt為壓力透射系數。兩者可進行如下計算：

式中，D為炸藥爆速，3 500 m/s；ρw為水的密度，1 000 kg/m3；Cw為爆轟波在水中的傳播速度，1 500 m/s。

炮孔中心壓力（Pb）與絕熱壓力（P3）有關，本研究忽略炮孔內水的體積壓縮，則有：

式中，P3為絕熱壓力，存在關系式P3≈ 0.5Pe；LΔ為炸藥體積與炮孔體積比值，LΔ=1 K2d。

由此可得炮孔水中的初始壓力為

式中，Pw'為炮孔水中的初始壓力，MPa。

隨著應力波能量衰減，到達炮孔壁處的波陣面壓力往往低于初始壓力。哈努卡耶夫試驗研究表明：對于柱面波，其波陣面壓力隨著距離增加的衰減關系可表示為

參照J.Henrych關于可壓縮流體在直通道中波陣面壓力隨距離增加的衰減公式［17］，可以得到水中波陣面壓力隨比爆心距增加的衰減公式為

當r0=0.5db時，可得水介質不耦合裝藥爆破時炮孔壁上的初始壓力為

2.3 不同介質合理當量不耦合系數Kd確定

根據式（9）和（16），可以得出不同耦合系數下的預裂孔壁壓力曲線，如圖1所示。

由圖1可知：預裂孔孔壁壓力P與當量不耦合系數Kd呈負指數關系；隨著當量不耦合系數的增加，孔壁壓力呈現逐漸降低的趨勢，且當量不耦合系數越小，孔壁壓力降低速度越大；當量不耦合系數越大，孔壁壓力降低速度越小。在當量不耦合系數相同時，水介質孔壁壓力皆大于空氣介質的孔壁壓力；當量不耦合系數為3～5時，水介質孔壁壓力約為空氣介質時孔壁壓力的1.1倍。

合理的孔壁壓力是形成半壁孔的關鍵，不宜過大也不宜過小?？妆趬毫^大，甚至大于巖石的動態抗壓強度時，容易壓碎炮孔孔壁；反之，孔壁壓力過小，直至小于巖石動態抗拉強度時，則無法形成預裂縫。因此，應根據巖體動態強度參數，選擇合理的孔壁壓力和當量不耦合系數。

2.4 預裂孔孔距

對于預裂爆破，應力波的徑向衰減規律可表示為

式中：Pbe為預裂孔孔壁外某點的應力，MPa；Pc為預裂孔孔壁上的應力，MPa；Rˉ為比例系數，R—=2r db；r為應力波傳播半徑，m；m為應力波衰減系數，1.42。

若在相鄰兩個預裂孔連線上拉開預裂縫，預裂孔孔壁上在預裂面法向方向上的應力σ須不小于巖體的動態抗拉強度σt，即：

故預裂孔孔距S為

3 有機玻璃模型試驗

3.1 試驗方案

為研究水介質在預裂爆破成縫中的作用，設計了空氣介質、水介質的單孔和雙孔爆破試驗，主要包括PMMA試塊和藥包。PMMA在爆炸荷載下爆生裂紋的開裂擴展特性與均質巖石材料相似，裂紋擴展軌跡較平直，且動態斷裂強度因子與加載率存在較強的依賴性，可視為類巖石材料。

3.1.1 試塊模型

本研究單孔試驗試塊尺寸（長×寬×高）為100 mm×100 mm×70 mm，中間留有鉆孔，孔徑18 mm，見圖2；雙孔試塊尺寸（長×寬×高）為120 mm×100mm×70 mm，沿長邊中線對稱布置雙孔，孔徑18 mm，孔距50 mm，見圖3。

3.1.2 藥包裝藥結構

采用不耦合裝藥結構，在內徑φ3.0 mm的塑料管內裝黑索金炸藥作為起爆藥包，炸藥密度為1.03 g/cm3，普通雷管起爆。裝藥結構見圖4和圖5。在模型干孔底部采用炮泥封堵，水孔底部采用橡膠棒封堵并用膠水粘牢。模型上部采用塑料板隔離，同時兼有堵塞孔口的作用。

3.2 試驗結果分析

3.2.1 相同藥量條件下的單孔試驗

當單孔藥量相同時，開展水介質和空氣介質有機玻璃試塊爆破對比試驗，試驗結果見表1。

注：水介質模型Ⅰ-4、Ⅰ-6，爆破后裂成4塊和2塊。

由表1可知：空氣介質爆破的有機玻璃試件裂隙長度僅為3.5～3.6cm，水介質有機玻璃試件卻完全裂成2～4塊，進一步說明了水介質爆破炸藥能量利用率明顯高于空氣介質。

3.2.2 不同藥量條件下的單孔試驗

本研究開展了不同藥量下水介質和空氣介質單孔試件爆破對比試驗，試驗結果如表2、圖6及圖7所示。

上述分析表明：在裝藥量不同的條件下，水介質模型Ⅰ-7徑向裂隙的長度為2.98 cm，而空氣介質模型Ⅰ-9徑向裂隙的長度為1.90 cm，前者的徑向裂隙長度約為后者的1.56倍。

3.2.3 雙孔試驗

本研究開展了相同藥量下的水介質和空氣介質有機玻璃試件雙孔爆破試驗，比較空氣介質爆破和水介質試件爆破效果，對比有機玻璃試件上裂隙擴展和試件開裂情況。試驗結果如表3、圖8及圖9所示。

空氣介質Ⅱ-2模型爆破后未在兩孔中心線方向裂開，兩孔連線方向上也未見明顯裂隙，僅在孔壁周邊形成很短的徑向裂隙。水介質模型Ⅱ-1、Ⅱ-5爆破后在兩孔連線方向上完全裂開。Ⅱ-1和Ⅱ-5模型的藥量相同，兩孔連線方向均裂為兩半，說明重復試驗結果具有明顯的一致性。

3.3 試驗結論

（1）單孔和雙孔爆破試驗表明，在相同裝藥量條件下，水介質比空氣介質具有更強的傳遞爆炸壓力的能力，水介質炸藥能量利用率更高，水介質爆破對試塊的破壞程度明顯大于空氣介質。

（2）水介質爆破作用在孔壁上的壓力相對均勻。因此，在相同巖性及節理裂隙發育情況下開展預裂爆破時，若要取得同等爆破效果，水孔的線裝藥密度應小于干孔的線裝藥密度，并適當減小孔距。

4 預裂爆破現場試驗

4.1 現場試驗參數選擇

4.1.1 試驗區域巖石力學性質

試驗區巖石力學性質參數取值見表4。本研究試驗采用乳化炸藥，爆速為3 500 m/s，密度為1.15 g/cm3。

4.1.2 預裂孔孔徑及傾角

試驗采用潛孔鉆機穿孔，預裂孔孔徑115 mm，傾角65°。

4.1.3 預裂爆破試驗孔超深

孔深l與臺階高度的幾何關系可表示為

式中，H為臺階高度，12 m；α為鉆孔傾角，65°；h為超深，取1 m。經計算，l=14.2 m。

主爆區采用孔徑為250 mm的垂直孔，孔深為13.5～14 m，其中超深為1.5～2 m。緩沖孔、輔助緩沖孔均為垂直孔，孔徑250mm。預裂孔、緩沖孔和輔助緩沖孔布置見圖10。

輔助緩沖孔孔深5～6 m，孔距4～5 m，裝藥量70 kg；與預裂孔之間的孔底距為1.0～2.0 m，節理裂隙發育及軟巖時取大值，硬巖，則取小值。緩沖孔采用分段裝藥，單孔炸藥量為正?？椎?0%；與預裂孔之間的孔底距為1.5～2.5 m。

4.1.4 當量不耦合系數

為保證預裂爆破孔壁不出現壓碎現象，預裂孔孔壁壓力應小于巖石的靜態抗壓強度，同時孔壁周邊的壓力還應大于巖體的動態抗拉強度，預裂孔炮孔周圍才能形成一定數量的微小裂紋，預裂孔連線方向才能形成預裂縫。預裂爆破當量不耦合系數經驗公式為［18］

式中，σ壓為巖石的靜態抗壓強度，MPa。

計算得出：片麻巖的當量不耦合系數Kd為4.5，混合巖的當量不耦合系數Kd為4.2。

4.1.5 預裂孔孔距

考慮到巖石試樣與巖體強度參數的差異性，且試驗區域節理裂隙發育，巖體強度參數取值受節理裂隙影響較大，故綜合考慮采用抗拉動載系數1.8計算巖體的動態抗拉強度，根據式（19）、式（20）計算可得理論上的預裂炮孔間距S，結果見表5。

4.2 現場試驗及結果分析

現場試驗區巖性為片麻巖和混合巖，其中片麻巖整體性較差，節理裂隙發育，而且存在較大的裂隙與弱面，巖層富水性較強，孔內水深達到10m，局部甚至為滿孔水。礦山前期開展過該區域的預裂爆破試驗，但因參數不合理，未能形成較好的預裂面。本研究在節理裂隙區共進行了10次現場試驗，其中干孔和水孔預裂爆破試驗各5次。同一次試驗中，劃分為不同預裂孔孔距區域，進行對比試驗。根據公式計算出不同巖性和介質下的理論孔距，而后通過現場試驗調整確定合理的參數?？紤]到礦山巖體節理裂隙發育，應適當降低預裂孔孔距，試驗中孔距分別為1.0，1.1，1.2，1.3 m。

試驗中輔助緩沖孔、緩沖孔裝藥量及孔底距等取值均相同。普通試驗采用直徑32 mm、長0.2 m的乳化炸藥藥卷，單支質量為0.2 kg；軸向不耦合裝藥結構?，F場預裂爆破試驗參數取值見表6，現場爆破效果見圖11和圖12。

試驗結果表明：在空氣介質混合巖區域，合理預裂孔孔距為1.2～1.3 m，線裝藥密度為0.9～1.1 kg/m，爆破半壁孔率達70%以上；而在水介質混合巖區域，合理預裂孔孔距為1.2～1.3 m，線裝藥密度為0.9～1.0 kg/m，半壁孔率達到80%。在空氣介質片麻巖裂隙發育區，合理預裂爆孔距為1.2～1.3 m，線裝藥密度為1.0 kg/m，半壁孔率達65%以上；而在水介質片麻巖區，合理預裂孔距為1.0～1.2 m，線裝藥密度為0.9 kg/m，半壁孔率達到80%。當兩種巖性的預裂孔孔距大于1.3 m時，干孔和水孔預裂爆破皆易產生傘巖、根底，半壁孔率較低，爆破效果差。由于水孔內節理裂隙更發育，其巖體的動態抗壓強度、抗拉強度相應較低，應增大不耦合系數，減小預裂孔孔壁壓力。研究表明，在取得相同預裂爆破效果的情況下，水孔預裂爆破孔距比干孔預裂孔距減小約10%，線裝藥密度相應減少10%～15%。

5 結論

（1）針對露天礦山含水圍巖節理裂隙發育地段預裂爆破效果差、半壁孔率低及坡面不平整等難題，推導了空氣介質和水介質不耦合裝藥下孔壁壓力的簡化計算公式，并計算得出了孔壁壓力與當量不耦合系數之間的關系曲線，得到了空氣介質和水介質預裂爆破孔距的理論計算公式。

（2）在空氣介質和水介質預裂爆破理論分析的基礎上，開展了兩種介質的有機玻璃模型試驗。試驗結果表明，水介質爆破的炸藥能量利用率更高，比空氣介質有更強的傳遞爆炸壓力的能力，且對試塊的破壞程度明顯大于空氣介質。

（3）通過現場預裂爆破對比試驗，得出兩種巖性分別在空氣介質和水介質下的合理預裂爆破參數。在取得相同爆破效果的前提下，水孔預裂爆破孔距比干孔預裂孔距減小約10%，線裝藥密度相應減少10%～15%，對于類似礦山邊坡穩定性控制具有一定的借鑒意義。