側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆破效應(yīng)及其在硬巖掏槽中的應(yīng)用

程 兵，汪 泉，汪海波，程揚帆，宗 琦，王夢想

（1.安徽理工大學(xué)安徽省爆破器材與技術(shù)工程實驗室，安徽 淮南 232001； 2.安徽理工大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，安徽 淮南 232001；3.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院，安徽 淮南 232001）

0 引 言

鉆爆法是巖巷掘進(jìn)的主要施工方法［1-3］。在巖巷鉆爆掘進(jìn)過程中，掏槽爆破的作用是開創(chuàng)額外自由面和降低后續(xù)爆破難度，所以良好的掏槽成效是巖巷快速鉆爆掘進(jìn)的關(guān)鍵所在［4-6］。掏槽爆破分為直孔掏槽和斜孔掏槽，其中楔形掏槽是最常用的斜孔掏槽。雖然，現(xiàn)有掏槽形式在軟巖巷道基本都可以取得不錯的爆破效果，但當(dāng)所遇巖石堅固性系數(shù)大于8 時，煤礦許用炸藥的破巖能力明顯下降，此時槽腔內(nèi)部巖石無法被有效致裂，難以充分變成破碎巖塊［7］。較強(qiáng)的圍巖夾制作用令槽腔內(nèi)部巖體不能被完全拋出，致使掏槽爆破成效達(dá)不到設(shè)計要求，進(jìn)而影響巖巷全斷面爆破掘進(jìn)效率。

巖石定向斷裂爆破是在光面控制爆破的基礎(chǔ)上發(fā)展而來的，在各類巖石定向斷裂爆破方法中，切縫裝藥憑借其成本低廉、使用方便的特點得到了廣泛應(yīng)用［8-10］。近年來，研究人員針對軸向切縫裝藥的爆破機(jī)理和實際應(yīng)用開展了大量研究工作。例如，在軸向切縫裝藥爆破機(jī)理方面，楊仁樹等［11-12］利用分形理論對軸向切縫裝藥爆破裂紋空間展布特征進(jìn)行了定量分析，闡明了其損傷分布具有明顯的方向性；然后又借助紋影裝置揭示了軸向切縫裝藥的爆炸波動態(tài)傳播特性。岳中文等［13-16］則采用動焦散試驗和有限元模擬相結(jié)合的方法，研究了炸藥耦合形式和單向圍壓大小對軸向切縫裝藥單孔爆破效果的影響，以及不同炮孔間距和延期間隔下軸向切縫裝藥雙孔爆炸時的裂隙貫通規(guī)律。程兵等［17］運用有限元和離散元耦合的數(shù)值方法，直觀展現(xiàn)了軸向切縫裝藥引爆后的爆轟產(chǎn)物飛散歷程和巖體損傷演化特征。Zuo 等［18］開展了小型圓柱體試件爆破試驗，使用三維掃描重構(gòu)方法呈現(xiàn)了軸向切縫裝藥的裂紋空間擴(kuò)展規(guī)律。在軸向切縫裝藥實際應(yīng)用方面，楊仁樹等［19］成功地將軸向切縫裝藥應(yīng)用于煤礦井巷的控界光面爆破。楊國梁等［20］通過模型試驗確定了采用軸向切縫裝藥時軸向不耦合系數(shù)的合理工程適用區(qū)間。程兵等［21］則將軸向切縫裝藥用于深孔掏槽以實現(xiàn)槽腔邊界的定向預(yù)裂。Man 等［22］和申濤等［23］分別通過現(xiàn)場試驗和數(shù)值模擬對比了不同裝藥結(jié)構(gòu)下的光面爆破效果，結(jié)果得出：采用軸向切縫裝藥能夠獲得較高周邊成型質(zhì)量。根據(jù)上述可以看出，目前有關(guān)切縫裝藥的研究大都集中于傳統(tǒng)軸向切縫裝藥爆破機(jī)理及其在光面控制爆破中的應(yīng)用。

為了改善硬巖巷道掏槽爆破效果，本研究提出在掏槽孔使用側(cè)向環(huán)形切縫裝藥。但是，目前缺乏對側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆破特性的認(rèn)識，有關(guān)側(cè)向環(huán)形切縫裝藥在掏槽爆破中的應(yīng)用更是少見?；诖?，本研究以側(cè)向環(huán)形切縫裝藥為研究對象，理論分析其爆破效應(yīng)，并通過模型實驗揭示其爆破以后爆炸應(yīng)變和爆生裂隙的分布特征，開展現(xiàn)場試驗探討其在硬巖巷道掏槽爆破中的應(yīng)用效果。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計與理論分析

1.1 裝藥結(jié)構(gòu)設(shè)計

圖1 為側(cè)向環(huán)形切縫裝藥結(jié)構(gòu)示意圖，如圖1 所示，側(cè)向環(huán)形切縫裝藥是指將炸藥放入圓形套管中，圓形套管的某一側(cè)沿軸向均勻布置若干條半圈環(huán)形切縫。實際使用時將開有切縫的一側(cè)朝向槽腔內(nèi)部巖體，借助切縫誘導(dǎo)炸藥爆破能量朝著槽腔內(nèi)側(cè)釋放，提升槽腔內(nèi)側(cè)的巖體致裂能力，促使槽腔內(nèi)部巖體形成易于拋擲成腔的破碎巖塊。

圖1 側(cè)向環(huán)形切縫裝藥結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural diagram of lateral annular slit charge

1.2 爆破效應(yīng)理論分析

圖2 所示是側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆炸以后爆轟產(chǎn)物的運動示意圖?？梢钥闯?，非切縫位置處爆轟產(chǎn)物向外運動受阻，爆轟波要透過切縫管才能作用于巖體，在此過程中爆轟波強(qiáng)度會產(chǎn)生衰減，因此非切縫位置處的爆炸載荷下降。而由于切縫管的約束作用，爆轟產(chǎn)物在抵達(dá)切縫管內(nèi)表面之后會被反射回來，那么管內(nèi)的爆轟產(chǎn)物整體會向切縫位置處流動匯聚。切縫位置處爆轟產(chǎn)物流的能量密度得到增加，在切縫位置處形成聚能效應(yīng)，最終使切縫位置處的爆炸載荷得到提高。

圖2 爆轟產(chǎn)物運動示意圖Fig.2 Diagram of the movement of detonation products

根據(jù)巖石破壞準(zhǔn)則［24］，在強(qiáng)度較高的載荷作用下，切縫位置處可以形成比較發(fā)育的初始裂隙；在強(qiáng)度較低的載荷作用下，非切縫位置處所形成的初始裂隙長度較短。而后進(jìn)入爆生氣體作用階段，切縫位置處的發(fā)育裂紋會引導(dǎo)大量氣體進(jìn)入其中，形成較高氣體壓力促進(jìn)裂紋擴(kuò)展延伸；而根據(jù)能量守恒定理，非切縫位置處氣體壓力會隨之減弱［25］，裂紋擴(kuò)展能力進(jìn)一步下降。

可見，在炸藥外側(cè)設(shè)置側(cè)向環(huán)形切縫管形成側(cè)向環(huán)形切縫裝藥，能夠使得爆炸能量沿切縫位置定向釋放形成聚能效應(yīng)，進(jìn)而提高切縫方向的破巖能力。

2 實驗部分

2.1 實驗方案設(shè)計

圖3 為常規(guī)柱狀裝藥和側(cè)向環(huán)形切縫裝藥單孔爆破模型，模型中間均設(shè)置Φ20 mm×320 mm 的炮孔，設(shè)計孔內(nèi)裝藥長度和封堵長度分別為140 mm 和180 mm。為了便于研究，側(cè)向環(huán)形切縫裝藥僅開有一條半圈環(huán)形切縫，且該切縫位于裝藥的中間位置，然后選擇裝藥中間位置所在水平高度對兩組模型開展應(yīng)變測試。對于常規(guī)裝藥爆破模型，在炮孔周圍選擇任意兩個對稱方向，并在爆心距為40，80，120 mm 的地方設(shè)置測點；對于側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆破模型，在正對切縫和背對切縫方向上爆心距為40，80，120 mm 的地方設(shè)置測點。

圖3 常規(guī)柱狀裝藥和側(cè)向環(huán)形切縫裝藥單孔爆破模型示意圖Fig.3 Diagramm of conventional column charge and lateral annular slit charge blasting models

除了開展爆炸應(yīng)變測試之外，還要對宏觀爆生裂紋的展布特征開展研究。鑒于應(yīng)變測試所使用的應(yīng)變磚會對裂紋演化造成影響，所以需要額外制備與上述爆破模型一致的兩組爆破模型，爆破以后通過取芯、切片觀察宏觀爆生裂紋的分布情況，對比分析側(cè)向環(huán)形切縫裝藥的裂紋展布特征。

2.2 實驗樣品與裝置

鈍化RDX 和雷管均來自淮南舜泰化工有限責(zé)任公司。應(yīng)變測試使用動態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)，該系統(tǒng)由BFH120-5AA-Q3 型電阻應(yīng)變片（蚌埠賽英電子科技發(fā)展有限公司）、KD7901 型電橋盒（揚州科動電子有限責(zé)任公司）、CS-1D 型超動態(tài)電阻應(yīng)變儀（秦皇島信恒電子科技有限公司）和TST3604 型動態(tài)測試分析儀（成都泰斯特電子信息有限責(zé)任公司）組成，如圖4所示。

2.3 實驗過程

爆破模型采用水泥砂漿進(jìn)行制作，水泥砂漿的質(zhì)量比是m水泥∶m細(xì)砂∶m水=1∶4∶1。在開始制作爆破模型之前，還需按照上述配合比提前制備應(yīng)變磚，應(yīng)變磚上貼有應(yīng)變片。如圖5 所示，使用內(nèi)徑400 mm、壁厚10 mm、高度600 mm 的鋼管作為模具，鋼管能夠保障模型的強(qiáng)度和降低小尺寸模型的邊界效應(yīng)［26-27］。在制作過程中埋設(shè)直徑20 mm 的圓管用于預(yù)制炮孔，并根據(jù)設(shè)計測點位置安放應(yīng)變磚。將模型放入養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)28 d。在制作上述爆破模型的過程中，還需要同時制作150 mm×150 mm×150 mm 標(biāo)準(zhǔn)試塊用于測量物理力學(xué)參數(shù)，測得密度為2533 kg·m-3，彈性模量為26.4 GPa，抗壓強(qiáng)度為21.6 MPa，抗拉強(qiáng)度為1.7 MPa。

常規(guī)柱狀裝藥制作過程需要借助直徑10 mm、長度140 mm 的熱塑管，熱塑管內(nèi)部加入10 g 鈍化黑索今（RDX）和1 發(fā)雷管，熱塑管的兩端用膠帶密封處理。側(cè)向環(huán)形切縫裝藥則選用外徑14 mm、內(nèi)徑20 mm、長度140 mm 的PVC 管作為切縫管，PVC 管中間位置開有一條半圈環(huán)形切縫，切縫寬度為3 mm，PVC 管內(nèi)部放入與上述常規(guī)柱狀裝藥相同的藥包。

圖4 動態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)的組成圖Fig.4 Composition of dynamic strain testing system

圖5 爆破模型的制備圖Fig.5 Preparation pictures of blasting model

將2 種裝藥分別放入相應(yīng)爆破模型的炮孔中，并對炮孔剩余長度進(jìn)行封堵。同時，將應(yīng)變片與動態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)相連，并把動態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)設(shè)置成“等待觸發(fā)”狀態(tài)。最后，引爆各組模型炮孔中的裝藥，裝藥被引爆的同時觸發(fā)動態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)進(jìn)行應(yīng)變信號采集。

3 結(jié)果與分析

3.1 爆炸應(yīng)變分布特征

圖6 和圖7 分別是利用動態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)采集得到的兩種爆破模型內(nèi)部測點的應(yīng)變時程曲線，縱坐標(biāo)為負(fù)值代表所測應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變。由圖6 和圖7 可以看出，各測點的應(yīng)變時程曲線整體走勢基本相同，而且在任意一組爆破模型的任一方向上，峰值應(yīng)變都是隨著爆心距的增大而逐漸減小的，符合爆炸應(yīng)變的衰減特征。

圖6 常規(guī)柱狀裝藥下測點應(yīng)變時程曲線Fig.6 Strain-time curve of measuring points under conventional column charge

圖7 側(cè)向環(huán)形切縫裝藥下測點應(yīng)變時程曲線Fig.7 Strain-time curve of measuring points under lateral annular slit charge

為了便于比較，取各測點的峰值應(yīng)變繪制成柱狀圖，如圖8 所示。對圖8 中的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，對于常規(guī)柱狀裝藥爆破模型，在爆心距為40，80，120 mm 位置處，左右兩側(cè)測點的峰值應(yīng)變之比分別為1.002，1.043，0.958；對于側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆破模型，在爆心距為40，80，120 mm 位置處，切縫方向與非切縫方向測點峰值應(yīng)變之比分別等于3.326，3.748，4.574。可以看出，在相同爆心距下，常規(guī)柱狀裝藥爆破模型的左右兩側(cè)對稱方向上測點峰值應(yīng)變幾乎是相等的，表明此時爆炸應(yīng)變是沿炮孔中心對稱分布的；而在相同爆心距下，側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆破模型切縫方向測點的峰值應(yīng)變明顯高于非切縫方向測點，表明此時爆炸應(yīng)變不再是沿炮孔中心對稱分布的。

然后，取常規(guī)柱狀裝藥爆破模型左側(cè)測點的峰值應(yīng)變，與側(cè)向環(huán)形切縫裝藥切縫和非切縫方向測點的峰值應(yīng)變進(jìn)行比較。在爆心距為40，80，120 mm 處，非切縫方向測點與左側(cè)測點的峰值應(yīng)變之比分別為0.401，0.373，0.366，切縫方向測點與左側(cè)測點的峰值應(yīng)變之比分別為1.334，1.397，1.673。結(jié)果表明：在常規(guī)柱狀裝藥外側(cè)增加側(cè)向環(huán)形切縫管，可以降低非切縫方向的爆炸應(yīng)變和提高切縫方向的爆炸應(yīng)變。

基于上述爆炸應(yīng)變分布特征可以得出，常規(guī)柱狀裝藥爆炸以后，爆炸能量在裝藥四周任何方向是等量均勻分配的；而側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆炸以后，側(cè)向環(huán)形切縫管對爆炸能量起到了調(diào)控作用，即在切縫方向存在一定的聚能現(xiàn)象。

3.2 爆生裂紋分布特征

本研究首先在炮孔近區(qū)鉆孔取芯，取芯鉆頭以炮孔為中心位置進(jìn)行定位，所獲炮孔近區(qū)巖芯如圖9 所示。由圖9a 可以看出，當(dāng)炮孔中裝填常規(guī)柱狀裝藥時，巖芯表面呈現(xiàn)垂直的徑向宏觀裂紋；而由圖9b 則可以看出，當(dāng)炮孔中裝填側(cè)向環(huán)形切縫裝藥時，巖芯表面卻沒有垂直的徑向宏觀裂紋，但在切縫所在水平高度有一條四周貫穿的水平宏觀裂紋。

圖9 兩組模型炮孔近區(qū)巖芯Fig.9 Rock core near the blasting hole of two models

然后，對上述所取巖芯進(jìn)行切片處理，每個巖芯取兩個切片，其位置分別在裝藥中間位置的上、下方40 mm 處。對于側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆破模型來說，兩個切片則分別位于切縫的上方與下方40 mm 處。兩種裝藥爆破模型的炮孔近區(qū)巖芯切片如圖10 和圖11所示。由圖10 可以看出，常規(guī)柱狀裝藥模型爆破以后炮孔四周分布有十分明顯的三條徑向宏觀裂紋，將其標(biāo)記為J1、J2、J3，其中徑向宏觀裂紋J3 對應(yīng)圖9a 中所示的徑向裂紋。而且，常規(guī)柱狀裝藥模型爆破所誘發(fā)的徑向宏觀裂紋沒有特定擴(kuò)展方向，其開裂方向具有隨機(jī)性，總體上呈四周發(fā)散狀。由圖11 可以看出，側(cè)向環(huán)形切縫裝藥模型爆破以后炮孔四周未形成比較發(fā)育的徑向宏觀裂紋，但產(chǎn)生了少量長度不足10 mm 的徑向裂紋，徑向裂紋長度較短是圖9b 中巖芯表面看不見徑向宏觀裂紋的原因。而且，結(jié)合圖9b 和圖11 可以證實在切縫所處的水平高度形成了一條水平宏觀裂紋?；谏鲜鼋Y(jié)果可以得出，兩種裝藥結(jié)構(gòu)模型的爆破致裂效果存在顯著差異。

圖10 常規(guī)柱狀裝藥下炮孔近區(qū)巖芯切片F(xiàn)ig.10 Slice of the rock core near blasting hole under conventional column charge

圖11 側(cè)向環(huán)形切縫裝藥下炮孔近區(qū)巖芯切片F(xiàn)ig.11 Slice of the rock core near blasting hole under lateral annular slit charge

為了進(jìn)一步研究兩組模型爆生裂紋的分布特征，繼續(xù)在炮孔遠(yuǎn)區(qū)進(jìn)行鉆孔取芯，取芯鉆頭以距離炮孔中心140 mm 的位置為圓心。對于常規(guī)柱狀裝藥爆破模型，選取每條裂紋的徑向擴(kuò)展方向；對于側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆破模型，選取正對切縫的切縫方向和背對切縫的非切縫方向。炮孔遠(yuǎn)區(qū)的取芯位置如圖12 所示。

常規(guī)柱狀裝藥模型爆破后炮孔遠(yuǎn)區(qū)的裂紋分布情況如圖13 所示，圖中所展現(xiàn)的是臨近炮孔的一側(cè)，即所展現(xiàn)的巖芯表面中間位置距離炮孔中心100 mm。由圖13 可以看出，每塊巖芯在臨近炮孔一側(cè)的中間區(qū)域，也即距炮孔中心大約100 mm 的地方，分布有一條不太明顯的裂紋，分別是徑向裂紋J1、J2、J3 的延伸。而且，基于巖芯表面裂紋的張開程度可以發(fā)現(xiàn)，在距離炮孔中心約100 mm 處，三條徑向裂紋都處于將要停止擴(kuò)展延伸的狀態(tài)。那么可以認(rèn)為，常規(guī)柱狀裝藥模型爆破后徑向裂紋擴(kuò)展長度為100 mm 左右。

圖12 炮孔遠(yuǎn)區(qū)取芯位置Fig.12 Coring position in far area of blasting hole

側(cè)向環(huán)形切縫裝藥模型爆破后炮孔遠(yuǎn)區(qū)的裂紋分布情況如圖14 所示，圖中所展現(xiàn)的巖芯左側(cè)與右側(cè)邊緣分別距炮孔中心100 mm 和180 mm。由圖14 可以看出，不管是切縫方向還是非切縫方向，均在切縫所處高度形成了水平裂紋。而結(jié)合圖9b 可以得出，在切縫所在高度形成了一條貫穿整個模型的水平裂紋。此外，鑒于兩個炮孔遠(yuǎn)區(qū)巖芯的右側(cè)邊緣距離炮孔中心180 mm，這已經(jīng)接近模型的邊緣，因此水平裂紋的擴(kuò)展長度可以取200 mm?；谏鲜隹梢钥闯?，采用側(cè)向環(huán)形切縫裝藥所產(chǎn)生的水平裂紋，其長度遠(yuǎn)大于常規(guī)柱狀裝藥模型爆破形成的徑向裂紋，表明側(cè)向環(huán)形切縫裝藥對巖體具有更強(qiáng)的致裂能力。

由圖14a 還可以得出，雖然在非切縫方向形成了水平裂紋，但該側(cè)水平裂紋基本上是閉合的，炮孔遠(yuǎn)區(qū)巖芯仍為一個整體，并沒有被水平裂紋分割為兩個獨立部分；而由圖14b 可以看出，在切縫方向，炮孔遠(yuǎn)區(qū)巖芯沿水平裂紋被分割為兩個獨立部分。這種鮮明對比意味著，切縫方向的水平裂紋發(fā)育程度要明顯高于非切縫方向。

圖13 常規(guī)柱狀裝藥下炮孔遠(yuǎn)區(qū)巖芯Fig.13 Rock core away from the blasting hole under conventional column charge

圖14 側(cè)向環(huán)形切縫裝藥下炮孔遠(yuǎn)區(qū)巖芯Fig.14 Rock core away from the blasting hole under lateral annular slit charge

側(cè)向環(huán)形切縫裝藥模型爆破以后在非切縫方向能夠形成水平裂紋，主要是由于爆破模型尺寸較小，水平宏觀裂紋最初朝著切縫方向擴(kuò)展，當(dāng)裂紋前端到達(dá)模型邊界時，爆生氣體無法逃散且仍具有一定壓力，于是促使水平裂紋朝著非切縫方向繼續(xù)擴(kuò)展延伸，導(dǎo)致非切縫方向產(chǎn)生水平裂紋。當(dāng)爆破模型尺寸足夠大，則水平宏觀裂紋會一直朝著切縫方向擴(kuò)展，裂紋擴(kuò)展長度將會突破模型半徑200 mm，而非切縫方向則不會形成水平爆破裂紋。由此可知，在炮孔中裝填側(cè)向環(huán)形切縫裝藥可以明顯提高切縫方向的裂紋擴(kuò)展能力。

4 試驗驗證

為了探究側(cè)向環(huán)形切縫裝藥的應(yīng)用效果，在同一硬巖巷道選取巖性變化不大的某一區(qū)段，采用相同的炮孔布置和爆破參數(shù)，對掏槽孔采用常規(guī)柱狀裝藥和側(cè)向環(huán)形切縫裝藥分別實施若干次爆破掘進(jìn)試驗，然后對兩種裝藥結(jié)構(gòu)下的整體爆破效果進(jìn)行統(tǒng)計分析。

4.1 工程概況與現(xiàn)場施工

現(xiàn)場試驗在某煤礦巷道進(jìn)行，巷道掘進(jìn)寬度、掘進(jìn)高度和掘進(jìn)面積分別為5.0 m，3.7 m 和17.35 m2。巖層主要為砂巖，堅固性系數(shù)為9～10，屬于堅硬難爆巖石?，F(xiàn)場采用三級煤礦許用水膠炸藥和煤礦許用毫秒延期電雷管，炸藥和雷管每循環(huán)分別消耗53.65 kg 和78 發(fā)。設(shè)計使用楔形掏槽形式，掏槽孔深度2.4 m，其他炮孔深度2.2 m。

現(xiàn)場試驗所使用的側(cè)向環(huán)形切縫管提前定制，包括管體和管蓋兩部分，管體上每隔100 mm 設(shè)置一條半圈環(huán)形切縫，將炸藥放置于管體當(dāng)中并加扣管蓋便得到側(cè)向環(huán)形切縫裝藥。使用時將環(huán)形切縫對準(zhǔn)槽腔內(nèi)側(cè)，其裝藥的制作與裝填如圖15 所示。

4.2 結(jié)果統(tǒng)計與分析

由于測試手段的限制，目前無法在不影響整體施工進(jìn)程的前提下單獨對掏槽效果進(jìn)行評估。因此，借助巖巷全斷面爆破掘進(jìn)的整體循環(huán)進(jìn)尺、炮孔利用率和炸藥單耗等指標(biāo)來間接反映掏槽效果。對掏槽孔采用不同類型裝藥分別進(jìn)行10 次試驗，全斷面爆破效果統(tǒng)計見表1。

圖15 側(cè)向環(huán)形切縫裝藥的制作與裝填Fig.15 Preparation and loading of lateral annular slit charge

表1 全斷面爆破效果統(tǒng)計Table 1 Statistics of full face blasting effect

根據(jù)表1 可以看出，當(dāng)采用常規(guī)柱狀裝藥掏槽爆破技術(shù)時，全斷面爆破的循環(huán)進(jìn)尺、炮孔利用率以及炸藥單耗分別為1.70 m，77.3%和1.82 kg·m-3。當(dāng)采用側(cè)向環(huán)形切縫裝藥掏槽爆破技術(shù)時，全斷面爆破的循環(huán)進(jìn)尺、炮孔利用率以及炸藥單耗分別為2.07 m，94.1%和1.50 kg·m-3。與采用常規(guī)柱狀裝藥掏槽爆破技術(shù)相比，采用側(cè)向環(huán)形切縫裝藥掏槽爆破技術(shù)使得循環(huán)進(jìn)尺和炮孔利用率分別提高了0.37 m 和16.8%，炸藥單耗降低了0.32 kg·m-3?？梢?，掏槽孔裝填側(cè)向環(huán)形切縫裝藥能夠顯著改善硬巖掏槽效果，進(jìn)而提高硬巖巷道的爆破掘進(jìn)效率和降低其爆破掘進(jìn)成本。

5 結(jié) 論

（1）側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆炸后在切縫位置會形成聚能效應(yīng)，促使切縫位置處巖體承受更強(qiáng)爆炸載荷，進(jìn)而形成相對發(fā)育的初始裂隙，然后引導(dǎo)大量爆生氣體進(jìn)入其中，促進(jìn)裂隙進(jìn)一步擴(kuò)展延伸，最終切縫方向的破巖能力得到提高。

（2）常規(guī)柱狀裝藥四周的爆炸應(yīng)變沿炮孔中心對稱分布，側(cè)向環(huán)形切縫管的存在則會降低非切縫方向爆炸應(yīng)變和提高切縫方向爆炸應(yīng)變，應(yīng)變分布表明常規(guī)柱狀裝藥的爆炸能量沿裝藥四周均勻分配，而側(cè)向環(huán)形環(huán)形切縫裝藥在切縫方向具有聚能現(xiàn)象。

（3）常規(guī)柱狀裝藥爆破后形成了三條長度約100 mm 徑向宏觀裂紋，裂紋擴(kuò)展方向具有隨機(jī)性；側(cè)向環(huán)形切縫裝藥爆破后在切縫所在高度形成了一條水平宏觀裂紋，該裂紋在切縫方向的擴(kuò)展長度達(dá)到200 mm，表明切縫方向的裂隙擴(kuò)展能力得到明顯提高。

（4）與采用常規(guī)柱狀裝藥掏槽技術(shù)相比，當(dāng)采用側(cè)向環(huán)形切縫裝藥掏槽技術(shù)，循環(huán)進(jìn)尺和炮孔利用率分別提高了0.37 m 和16.8%，炸藥單耗降低了0.32 kg·m-3，結(jié)果證明在硬巖巷道采用側(cè)向環(huán)形切縫裝藥掏槽技術(shù)可以提高爆破掘進(jìn)效率和減少爆破掘進(jìn)成本。