高邊坡爆破開挖中聚能切縫藥包試驗研究*

閆 帥，馬俊斌，焦衛(wèi)寧，閆高文，拜曉亮，陳 寧

(1.中交第二公路工程局有限公司，陜西 西安 710065；2.武漢科技大學理學院，湖北 武漢 430065)

1 切縫藥包研究進展

切縫藥包爆破是通過特定材質、形狀和切縫角度等參數制成的定型藥包，利用藥包的切縫控制爆轟波的傳播和爆轟產物對藥包周圍介質的沖擊與劈裂作用，從而控制所爆破介質的開裂方向。其結構如圖1所示。

圖1 切縫藥包結構示意

切縫藥包的參數包含外殼切縫寬度、裝藥不耦合系數大小、藥包外殼厚度、外殼材料、裝藥密度、切縫數目、多孔同時起爆和延時起爆等。但影響切縫藥包爆破產生定向裂縫的主要因素是爆生氣體、切縫外殼及裝藥不耦合系數大小。楊仁樹等通過鉛柱中切縫藥包爆破試驗，運用正交設計法對切縫管合理的結構參數進行研究，發(fā)現耦合裝藥切縫方向的沖量最大，對介質該方向的沖擊破壞作用大。申濤等結合理論分析與數值模擬，探究了切縫藥包爆炸過程中爆轟產物的動力學特性。高祥濤等通過試驗和數值模擬發(fā)現，切縫藥包的不耦合系數對裂紋產生的效果影響較大。

切縫藥包的裝藥不耦合系數是研究重點和較熱門課題，當前的研究以試驗和數值模擬為主，試驗手段多以替代材料為主，如鉛柱、有機玻璃等，因此試驗結果很難直接適用于實際的巖體邊坡爆破開挖工程。此外，關于裝藥不耦合系數問題，也存在一定爭議，需統(tǒng)一標準。

2 工程概況及炸藥爆炸緩沖原理

2.1 工程概況

國道209恩施龍鳳壩—譚家壩段改擴建工程位于湖北省恩施州境內，是湖北省骨架公路網的重要組成段落。其中，K18+830—K19+380段設計石方開挖量為24.1萬m3，邊坡高約48.2m，設置為六級邊坡，中樁右側最大開挖寬度水平投影長度58m。該路段左側下方是六角亭辦事處譚家壩村相對集中的居民聚居點(400～500戶)，村民多、出行車輛多，民房依山而建緊鄰路基外坎(項目邊界紅線)，施工環(huán)境如圖2所示。

圖2 施工項目周邊環(huán)境

該工程爆破區(qū)域為沿公路線內側的山體，公路外側沿線民房分布密集，山體背面也有民房等建筑設施分布，公路外側沿線還有10kV高壓輸送線。根據工期要求和現場環(huán)境，將爆破作業(yè)路段沿公路分為2段：①靠近大沙壩橋段 公路外側沿線廠房、民房等分布密集，距爆點直線距離100m范圍的房屋數量很大，最近的民房不足10m，爆破環(huán)境十分復雜，本段采用露天淺孔臺階毫秒延時松動爆破技術進行爆破作業(yè)；②靠近譚家壩段 該段采用淺孔為輔、中深孔臺階為主，中深孔采用毫秒延時逐孔起爆松動爆破技術實施爆破。

爆破工程初期，現場出現一定問題，如爆破飛石時有發(fā)生，對周邊民房建筑造成多次損毀；另外，邊坡保留巖體不完整，損傷破碎較嚴重。針對這些問題，決定對爆破方案進行改進，首先保證爆破飛石的控制，其次加強保留巖體的完整性，優(yōu)化爆破參數設計、嚴格控制爆破振動、沖擊波和個別飛散物(爆破飛石)，充分考慮周圍民房安全。類似工程項目中還有采取機械和爆破相結合的方法，基于現場巖石點荷載強度試驗指標設計爆破參數等。綜合考慮現場環(huán)境、工程難度后，決定采取切縫藥包方式，一方面可降低裝藥量，同時也可降低爆破振動、減少爆破飛石，降低對保留巖體的損傷。

根據現場巖性及施工特殊性，開展模型試驗進行爆破參數的前期探索和設計很有必要。

2.2 炸藥爆炸的緩沖原理

裝藥結構是指炸藥藥包在炮孔內所處的空間結構位置，主要分為耦合裝藥和不耦合裝藥。炸藥的耦合裝藥指藥包與炮孔壁之間不留間隙而直接接觸，炸藥爆炸波和爆轟氣體產物直接作用于炮孔壁并向外傳播。炸藥裝藥結構為不耦合裝藥時，由于炮孔與巖石間隙中或炮孔中的藥包之間填充了其他介質，藥柱與孔壁之間有一定距離，爆轟波不直接作用在孔壁上，而是通過傳壓介質(空氣、水等)衰減后再作用到孔壁上，降低了作用在孔壁上的徑向壓應力。

一般民用硝銨類炸藥爆炸時，爆轟波波陣面上的峰值壓力為5萬～10萬atm(1atm=1.01×105Pa )，這個壓力值大大超過一般介質的動態(tài)抗壓強度。如果炸藥緊貼介質，便會引起炸藥周圍的介質極度破碎而形成破碎區(qū)。破碎區(qū)雖小，但消耗了相當大一部分能量，且破碎形成的細粉極易堵塞裂縫，這就阻礙了爆轟產物向裂縫中滲透，影響氣楔的尖劈作用，減弱了介質的破壞程度和破壞范圍，而且形成氣體的集聚。集聚的爆炸氣體是產生噪聲、飛石的主要根源。

緩沖原理實際上就是通過某種手段，使得炸藥爆炸作用在孔壁的壓力降低。設炸藥爆轟完成的瞬間壓力為Pb，經緩沖后作用于孔壁上的壓力為Pf，則稱Pb與Pf之比為緩沖比，記為f，則有：

f=Pb/Pf

(1)

式中：Pf可根據介質性質和要求的破碎程度而定。

緩沖爆破的方法有很多，像在炮孔與炸藥間加填充物質，常用的是不耦合裝藥，即裝入的藥卷直徑小于炮孔直徑。

根據爆轟理論，如果炮孔直徑為D，藥卷直徑為d，要求緩沖后的壓力等于使炮孔周圍產生裂縫并能充分擴展的最小壓力，根據有關試驗表明這個壓力約為材料抗拉強度的18倍，則不耦合系數D/d為：

(2)

式中：K為由空氣中向巖石傳遞壓力的增強系數，K>1；Pk為爆轟產物的臨界壓力；Dd為炸藥的爆速；ρ為炸藥的密度；σb為材料的抗拉強度。

對于一般土石方爆破，不耦合裝藥結構以空氣為間隔，因炸藥爆炸后最初作用于空氣間隔，經空氣間隙衰減后，作用在炮孔壁上的初始壓力會降低、時間會增加，因此能夠提高爆破效果。空氣不耦合裝藥分為徑向不耦合和軸向不耦合。工程上應用不耦合裝藥通常指的是徑向不耦合裝藥，用炮孔與藥卷的直徑比計算不耦合系數。這種方法計算不耦合系數時忽略了實際裝藥過程中，還采取了軸向不耦合即空氣間隔裝藥，不夠嚴謹。因此，筆者認為，在計算不耦合系數時，應按軸向連續(xù)裝藥情況分析，即將單孔裝藥總量折算為連續(xù)裝藥以計算不耦合系數。這樣計算的不耦合系數通常比實際裝藥的不耦合系數要大，但更具可比性和參考意義。

3 模型試驗方案及試驗過程

模型試驗是研究爆破工程一種重要的方法。依據相似準則，制造出與爆破對象相似的實物模型，得出一定規(guī)律，進一步再應用于工程實際情況。同時，模型試驗對現場的工程施工也不會造成影響。

依據現場巖性和爆破條件，研究切縫藥包破巖能力的試驗模型擬采用混凝土澆筑，混凝土強度等級為C30，其抗壓強度、密度、彈性模量等力學性能參數與施工現場巖石的性能相當?，F場爆破施工選用的炸藥為2號巖石乳化炸藥，單耗在0.3kg/m3左右，依據動力相似原則，模型試驗也選用同樣的炸藥品種及單耗。模型試驗控制的變量主要是裝藥的不耦合系數，為了實現炸藥單耗、爆破條件一致，通過改變各模型的炮孔直徑來改變不耦合系數大小。乳化炸藥爆轟的臨界直徑一般<10mm，因此將藥卷的直徑定為10mm。

乳化炸藥相關參數為：密度ρ=1 150kg/m3，爆速Dd=4 000m/s，爆壓Pk=2.27×108Pa；C30混凝土抗拉強度σb=2×106Pa。代入式(2)計算得，理想情況下乳化炸藥在C30混凝土的最佳不耦合系數約為5.3。故將試驗采用的不耦合系數分別定為2.5，3.2，4，5，6.3，對應的炮孔孔徑為25，32，40，50，63mm，采取軸向連續(xù)裝藥，炸藥單耗控制在0.3kg/m3左右。通過單耗計算模型的孔網參數，炮孔最小抵抗線為400mm，孔距300mm。

現場預裂(光面)炮孔直徑90mm，孔間距0.8m，炮孔深度8m。模型試驗的幾何相似比為1∶2，孔間距0.3m，孔深4m。由于爆破作用在深度方向近于一致，而4m孔深對模型試驗而言太大，本次模型試驗因此截取上部總深的1/4，即模型孔深1m，用1m情況來反映整個孔深。

3.1 模型形狀及尺寸

為研究不耦合系數對混凝土模型中切縫形成的影響，采用C30混凝土澆筑模型，模型尺寸為長×寬×高=1 700mm×1 350mm×1 300mm，上部預留2排炮孔，炮孔深度為1 000mm，堵塞長度320mm，裝藥長度680mm。單孔裝10mm直徑乳化炸藥于炮孔中心，連續(xù)裝藥，藥量約58g。布置2排炮孔，炮孔最小抵抗線為400mm，孔距300mm，經計算單耗約為0.28kg/m3。模型炮孔布置如圖3所示。

圖3 模型炮孔布置

3.2 裝藥及測試方案

在試驗前期測量乳化炸藥臨界直徑時，發(fā)現施工現場所用的乳化炸藥質量不佳，臨界直徑偏大，甚至在20mm時都無法穩(wěn)定爆轟。因此，課題組選擇將試驗所使用的炸藥改為膨化硝銨炸藥，其爆炸性能參數與乳化炸藥相當，但較穩(wěn)定，經測試其裝藥直徑在12mm時能穩(wěn)定爆轟。由于炸藥種類發(fā)生變化，計算的最佳不耦合系數也會發(fā)生改變，經計算得到使用膨化硝銨炸藥的最佳不耦合系數約為4.1。試驗模型的切縫藥包采用16mm外徑PVC管，并將PVC管兩側切出2條縫隙。切縫藥包的加工裝藥如圖4所示。

圖4 切縫藥包加工

為評價不同不耦合系數下模型的爆破效果，采取測量動態(tài)應變及觀察模型破碎程度方式定量或定性分析。試驗時除觀測爆破效果外，還可測量沿炮孔方向應力分布情況，以及不同不耦合系數下炮孔周邊應力大小變化。為反映炮孔不同方向應力分布情況，可在模型側面沿炮孔軸向依次布置若干應變片，該組應變片也能反映炮孔軸向應力分布的基本規(guī)律。實際的貼片及測試準備如圖5所示。

圖5 模型爆破試驗測試準備

4 試驗結果及分析

試驗1共進行了7組，分別從宏觀角度下的巖體損傷、破碎效果和微觀的應力、應變角度出發(fā)，對各工況下的爆破效果進行分析和評估。統(tǒng)計各工況應變數據，記錄各通道應變峰值，計算各工況下的峰值均值，得到各試驗工況結果，如表1所示。

表1 試驗結果

4.1 破碎效果

試驗設計的炸藥單耗及單孔裝藥量是嚴格根據現場施工情況計算所得，但由于模型試驗的自由面較多，與現場邊坡爆破施工相比受到的夾制作用要小，因此其炸藥單耗也要小一些。部分模型的爆后效果如圖6所示。

圖6 模型爆破后效果

對1號工況裝58g炸藥情況下，抵抗線方向混凝土破碎充分，并產生了一定飛石，因此需減小裝藥量。對2號工況裝35g炸藥情況下，產生沖孔，模型并未破碎開裂，主要原因是該藥量爆炸產生的能量較低，不足以在相鄰炮孔間產生有效的初始裂隙。對3號工況裝40g炸藥情況下，巖體在該藥量爆炸作用下產生光面爆破效果，破碎側巖體為一整體未發(fā)生破碎，爆破面較光滑平整，炸藥用于破碎巖石的能量占比較低，進而導致破碎區(qū)范圍較小，炸藥爆炸用于炮孔間成縫的能量占比較高，巖體在爆炸應力波作用下產生較長的初始裂隙，隨后在高壓氣體的準靜態(tài)作用下初始裂隙在相鄰炮孔間進一步擴展貫穿，最終產生預裂面。由于巖體在該藥量作用下恰好產生預裂面且破碎側巖體發(fā)生破碎，所以可將該藥量視為本工況下的臨界藥量，便于試驗的對比工作，故藥量適合作為本工況條件下的試驗藥量。

最低藥量的確定對工程實際具有一定參考意義，工程實際中采取較少藥量，在達到光面爆破效果的基礎上，可有效降低生產成本和爆破危害，如爆破振動、飛石和粉塵等。

4.2 應力變化規(guī)律

試驗測得的應變峰值變化曲線如圖7所示。由圖7可知，破碎側巖體應變峰值均值隨不耦合系數的增加而逐漸減小，破碎側巖體表面應變峰值的變化規(guī)律可在一定程度上反映炮孔壁上的應變峰值變化規(guī)律，故說明炮孔中的氣體對爆炸沖擊波具有較顯著的緩沖作用，合理的不耦合系數和裝藥形式可顯著提升和控制炸藥破巖的能量利用率。

圖7 應變峰值均值隨不耦合系數變化曲線

4.3 不耦合系數變化對爆破的影響

不耦合裝藥方式作為光面(預裂)爆破的基本方法，探究不耦合系數的變化對光面爆破效果和炸藥破巖能量利用率的影響非常有必要，試驗采用統(tǒng)一裝藥直徑、不同炮孔直徑的方法來改變不耦合系數。由3～7號工況下試驗結果可知，切縫藥包裝藥的不耦合系數對炸藥破巖能量利用率和光面(預裂)爆破效果有很大影響。

5號工況下，不耦合系數為5.3，雖形成了貫穿裂縫，但巖體的破碎效果不佳，這是由于不耦合系數過大，炸藥爆炸產生的峰值壓力衰減過多，不足以使抵抗線一側的巖體產生破碎。3號工況下，不耦合系數為4.2，在炸藥爆炸作用下試件沿炮孔連心線完全裂開，保留側壁面較平整，巖體損傷較小，但破碎一側巖體未能得到很好破碎。4號工況下，不耦合系數為3.3，破碎側巖體裂為四大塊，試件保留側中部和底部均受損明顯，可看到明顯的壁面巖體缺失，壁面損傷較嚴重。6號工況下，不耦合系數為2.7，破碎側巖體裂為數塊，巖體在該工況下的破碎效果最好，同時，在該試件2排炮孔中進行了2次爆破試驗后，試件中間的保留巖體完全破裂，該工況對保留巖體損傷最大。7號工況下，不耦合系數為2.1，破碎側巖體裂為兩大塊，保留側試件底部受損，可看到明顯的宏觀裂隙，且壁面平整度較低。

巖體破碎情況可直觀表現炸藥破巖能量利用率，根據上述對不同工況下巖體破碎情況的描述可發(fā)現，巖體破碎情況隨著不耦合系數的增加并非呈現單一變好或變壞，而是存在一個最佳不耦合系數，在該不耦合系數下巖體破碎程度最高，即炸藥破巖能量利用率最高。炸藥破巖能量利用率隨著不耦合系數的增大呈現先增大后減小趨勢，在本試驗工況下，當不耦合系數為2.7，巖體得到最大限度破壞，炸藥用于破碎巖石的能量占比最高。

光面爆破不僅需考慮巖體破碎情況還需考慮壁面平整度及保留側巖體損傷，在本試驗工況下，當不耦合系數為4.2時，試件沿炮孔連心線完全裂開，保留側壁面較平整，巖體損傷較小，但破碎一側巖體未能得到很好破碎。

5 結語

以國道209恩施段邊坡改擴建爆破開挖為工程背景，基于切縫藥包爆破的模型試驗，對切縫藥包在光面爆破施工中的應用具有一定指導意義。模型試驗探究作為新技術應用的一項重要前期工作，非常重要和必要。本研究主要結論如下。

1)切縫藥包應用在光面(預裂)爆破時，能獲得較好爆破效果，一方面能有效控制飛石，同時對保留巖體的損傷程度也較低。

2)不耦合系數的計算要綜合考慮單孔總藥量和炮孔直徑關系進行折合計算，而不能單獨以炮孔直徑與藥卷直徑比值進行計算。

3)利用切縫藥包爆破時，炮孔壁的峰值壓力隨不耦合系數的增加而逐漸較低，最佳不耦合系數的判斷要綜合考慮巖體破碎情況及保留巖體的損傷情況。在對現場爆破危害要求嚴格的區(qū)域，一般取較小裝藥量。