直立巖層邊坡巖體的靜態(tài)爆破參數(shù)試驗(yàn)研究

周云濤 石勝偉 謝忠勝 張 勇 王林峰

（1.中國地質(zhì)調(diào)查局地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)中心，四川成都611734；2.中國地質(zhì)科學(xué)院探礦工藝研究所，四川成都611734；3.山區(qū)公路水運(yùn)交通地質(zhì)減災(zāi)重慶市高校市級重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶400074）

直立巖層巖體常發(fā)育于高陡邊坡，形成危巖、孤石等災(zāi)害，目前常用的有效處理措施為錨固和爆破清除。對于高陡邊坡，錨固工程機(jī)械設(shè)備重、技術(shù)要求高、施工難度大，通常難以實(shí)施。爆破清除又分為炸藥爆破和靜態(tài)爆破，炸藥爆破產(chǎn)生粉塵、噪音污染環(huán)境，產(chǎn)生的飛石對下方的基礎(chǔ)設(shè)施、人員等造成二次災(zāi)害，同時對母巖產(chǎn)生不可逆的損傷，因此，炸藥爆破對直立巖層巖體的清除適宜性較差。靜態(tài)爆破技術(shù)是近年來發(fā)展起來的一種新型破碎技術(shù)，具有無振動、無粉塵、無噪音、無有害氣體等優(yōu)點(diǎn)［1］，同時施工難度較小，對于直立巖層巖體的清除適應(yīng)性較好。然而，直立巖層邊坡具有獨(dú)特的巖體結(jié)構(gòu)，尚缺乏針對此特殊巖體結(jié)構(gòu)的靜態(tài)爆破參數(shù)設(shè)計(jì)研究。

靜態(tài)爆破工程較為復(fù)雜，涉及靜態(tài)膨脹壓、抵抗線、藥量、破裂時間、鉆孔布設(shè)方式等多個參數(shù)，較為合理的靜態(tài)爆破參數(shù)將取得更好的爆破效果。姜楠等試驗(yàn)得出孔徑的增加能夠提高膨脹壓力，加快反應(yīng)速度［2］；彭建宇等開展了全約束和預(yù)留一定自由膨脹空間2種條件下的圓筒試驗(yàn)，得出隨體積膨脹率增大，圓筒內(nèi)靜態(tài)破碎劑軸向輸出應(yīng)力降低［3］；鄭志濤等測試了鋼管試件中的靜態(tài)膨脹壓，發(fā)現(xiàn)SCA產(chǎn)生的膨脹壓力隨著鉆孔直徑的增大而增大，但不同直徑鉆孔達(dá)到最大膨脹壓力所需的時間基本相同［4］；謝益盛等分析了水灰配比、拌和溫度、孔徑對膨脹壓力的影響，得出隨著孔徑的增大膨脹壓力逐漸增大，且軸向與徑向膨脹壓力之間的差異因?yàn)槠扑閯┧探Y(jié)后泊松比的增大而逐漸減小［5］；葛進(jìn)進(jìn)等采用電測法得出靜態(tài)破碎劑產(chǎn)生的最大膨脹壓力隨著水劑比的減小而增大［6］，以上研究為靜態(tài)膨脹壓參數(shù)提供了理論依據(jù)。郝兵元等研究了單軸應(yīng)力狀態(tài)下石灰?guī)r體靜態(tài)破碎裂紋演化規(guī)律，建立了靜態(tài)破碎劑作用力與裂紋擴(kuò)展半徑的關(guān)系［7］；周云濤等提出了基于巖體破裂單元的靜態(tài)爆破斷力學(xué)模型，推導(dǎo)了鉆孔裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子表達(dá)式［8］；王建鵬由靜態(tài)爆破試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，靜態(tài)破碎劑釋放的膨脹壓力在微裂縫發(fā)生后仍能持續(xù)，裂縫的寬度隨時間不斷擴(kuò)大［9］；唐烈先等再現(xiàn)了單孔方形混凝土模型裂紋的擴(kuò)展和破壞現(xiàn)象，并提出了靜態(tài)破碎主裂紋導(dǎo)向技術(shù)［10，11］；岳中文與楊仁樹采用靜態(tài)爆破模型試驗(yàn)得出裂紋擴(kuò)展速度和加速度的變化基本是呈現(xiàn)先增加后降低再增加的變化趨勢［12，13］；李忠輝等提出了利用靜態(tài)爆破技術(shù)結(jié)合合適的鉆孔布置來壓裂煤層，增加煤體瓦斯運(yùn)移通道，提高煤層透氣性的技術(shù)方法［14］；翟成等模型試驗(yàn)得出，靜態(tài)爆破的裂縫開裂方向是沿著最接近自由面的方向，合理的布孔可以顯著提高靜態(tài)爆破煤層致裂增透效果［15］。以上研究表明，多位學(xué)者在膨脹壓方面開展了較為深入的研究，同時對完整巖體或混凝土進(jìn)行了大量靜態(tài)爆破試驗(yàn)，對爆破參數(shù)的獲取具有指導(dǎo)意義，但是，學(xué)者們尚未涉及巖體結(jié)構(gòu)層面的靜態(tài)爆破相關(guān)內(nèi)容。

本項(xiàng)目針對直立巖層邊坡這一特殊地質(zhì)體，開展靜態(tài)爆破模型試驗(yàn)，探討靜態(tài)膨脹壓、抵抗線、孔距、布設(shè)方式等對靜態(tài)爆破效果的影響，研究成果對于同類型地質(zhì)體的靜態(tài)爆破工程設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)意義。

1 靜態(tài)爆破試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 膨脹壓力測試試驗(yàn)

膨脹壓力測試可采用薄壁圓筒理論開展，取一鋼管，一端焊接密封，另一端開口，模擬鉆孔，同時在鋼管上、中、下3個位置布設(shè)應(yīng)變片以測量環(huán)向應(yīng)變，如圖1所示。將破碎劑漿體填充在鋼管中，使鋼管正置中心，用小錘輕擊鋼管使其緊密。為了消除溫度對測量結(jié)果的影響，將鋼管放置在恒溫（25±1）℃的水槽內(nèi)。待破碎劑膨脹后采用靜態(tài)電阻應(yīng)變儀測量環(huán)向應(yīng)變，則膨脹壓［16］由下式計(jì)算：

式中，P為膨脹壓，MPa；Es為鋼管的彈性模量，MPa；K為鋼管的外徑與內(nèi)徑比值；εθ為鋼管的圓周方向應(yīng)變量；ν為鋼管泊松比。

試驗(yàn)采用的靜態(tài)膨脹劑為SCA-Ⅱ型，水灰比1∶3，初凝時間10 min，適用溫度范圍10～30℃；鋼管為普通碳素鋼A3型冷加工鋼管，內(nèi)徑40 mm，壁厚4 mm，長500 mm，鋼管一端用4 mm厚鋼板焊接封閉；鋼管放置于恒溫水槽內(nèi)，水槽尺寸500 mm×500 mm×620 mm，內(nèi)灌滿純凈淡水，恒溫（25±1）℃；距鋼管底部150 mm和250 mm分別貼附2張電阻應(yīng)變片（圖2），尺寸為3 mm×5 mm，電阻值（120±0.2）Ω，采用靜態(tài)應(yīng)變儀3816測試試驗(yàn)過程中的應(yīng)變值。

1.2 抵抗線、孔距和布設(shè)方式參數(shù)試驗(yàn)

1.2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图跋嗨票仍O(shè)計(jì)

本次模型試驗(yàn)的原型為等厚度巖層組成的無限長直立邊坡，巖體為砂巖，巖層厚度為80 cm。采用相同性質(zhì)的砂巖塊模擬巖層巖體，砂巖巖塊尺寸為a×b×c=60 cm×30 cm×10 cm，按照相似原理的幾何、質(zhì)量、荷載、介質(zhì)物理性質(zhì)以及邊界相似條件，其原型和模型的力學(xué)參數(shù)及相似比設(shè)計(jì)見表1，試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

試驗(yàn)在反力架上進(jìn)行，反力架尺寸為153 cm×40 cm×40 cm，在中心位置水平放置砂巖巖塊，兩側(cè)采用千斤頂約束。千斤頂與巖塊之間設(shè)置鋼質(zhì)隔板，并放置壓力計(jì)。不同巖層之間的水平壓力通過 施加千斤頂壓力模擬。試驗(yàn)裝置與尺寸如圖4所示。

1.2.2 試驗(yàn)工況

（1）抵抗線試驗(yàn)。如圖5所示，試驗(yàn)考察不同抵抗線隨膨脹壓力、水平壓力的變化規(guī)律。根據(jù)巖塊尺寸、鉆孔直徑等參數(shù)，設(shè)計(jì)抵抗線W分別為40 mm和 60 mm，水平壓力Ph分別為 0 kPa、250 kPa、1 000 kPa、1 500 kPa，共計(jì)16組試驗(yàn)。為了消除左右、后緣以及下部的邊界效應(yīng)，應(yīng)滿足在左右邊界、兩側(cè)及后緣鉆孔距邊界的距離大于4D。設(shè)計(jì)的鉆孔直徑D為20 mm，深度h為100 mm。

（2）孔距試驗(yàn)。試驗(yàn)設(shè)計(jì)了2D、3D、4D和5D等4種鉆孔間距，鉆孔直徑D為20 mm，如圖6所示。試驗(yàn)在完整巖塊中進(jìn)行，分別考察其貫通時間和貫通裂縫軌跡，記錄初始起裂以及完全貫通時的靜態(tài)爆破膨脹壓力。

（3）布設(shè)方式試驗(yàn)。靜態(tài)爆破工程中，常用矩形布置方式與三角形布置方式對巖體進(jìn)行爆破。為了考察矩形布置方式與三角形布置方式對橫向坡直立巖層巖體的爆破效果，如圖7所示，在保持鉆孔直徑、孔距以及水平壓應(yīng)力不變條件下，開展不同布置方式的靜態(tài)爆破效果試驗(yàn)，探究其裂隙發(fā)育率、裂隙間距、完整性系數(shù)等爆破效果參數(shù)。

1.2.3 監(jiān)測方案

在試驗(yàn)過程中，采用電阻應(yīng)變片監(jiān)測鉆孔周邊的徑向壓應(yīng)變與切向應(yīng)變，以預(yù)測巖塊破壞前的膨脹壓力變化，應(yīng)變片布置如圖8所示。采用高速攝像機(jī)記錄不同時段巖體裂紋起裂、擴(kuò)展以及破壞等現(xiàn)象。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 膨脹壓力隨時間變化規(guī)律

試驗(yàn)采用電阻應(yīng)變片監(jiān)測鋼管表面環(huán)向應(yīng)變，將監(jiān)測得到的應(yīng)變代入到薄壁圓筒理論式（1），得到如圖9所示的膨脹壓隨時間變化曲線。由圖9可知，在徑向約束條件下，靜態(tài)破碎劑產(chǎn)生的膨脹壓力隨時間成指數(shù)增長趨勢，通過非線性擬合，膨脹壓與時間的定量關(guān)系可表示為，

式中，p為作用于鋼管側(cè)壁的膨脹壓，MPa；t為靜態(tài)破碎劑作用時間，h。

由圖9可知，靜態(tài)破碎劑產(chǎn)生的膨脹壓力（＞40 MPa）遠(yuǎn)大于一般巖體的抗拉強(qiáng)度（2～35 MPa），因此，采用靜態(tài)破碎劑產(chǎn)生的膨脹壓力開挖巖石是適宜的，對于直立巖層邊坡的巖體開采同樣適用。

2.2 破裂膨脹壓力與水平壓力關(guān)系

橫向坡直立巖層或者具有大傾角的巖層，往往是遭受較大的殘余水平構(gòu)造應(yīng)力，在水平應(yīng)力作用下，巖層之間受擠壓。當(dāng)采用靜態(tài)爆破技術(shù)破裂巖體時，巖體的側(cè)向約束作用將改變靜態(tài)爆破效果和爆破時間。

如圖10所示，對于抵抗線W=40 mm和W=60 mm，隨著水平壓應(yīng)力的增大，巖體產(chǎn)生破壞的膨脹壓力近似線性增大，表明在側(cè)向約束條件下，約束力越大，巖體開裂所需要的膨脹壓越大；同時，設(shè)計(jì)抵抗線越大，在相同水平壓應(yīng)力作用下，巖體開裂所需要的膨脹壓力愈大，而在抵抗線較大的情況下，膨脹壓力隨水平壓應(yīng)力具有加速增長的趨勢。

由此可見，在靜態(tài)爆破設(shè)計(jì)中，應(yīng)優(yōu)先測定水平構(gòu)造應(yīng)力，選擇合適的抵抗線尺寸，進(jìn)而設(shè)計(jì)鉆孔、裝藥量等其他參數(shù)。

2.3 不同孔距下的靜態(tài)爆破時間分析

孔距是靜態(tài)爆破的關(guān)鍵參數(shù)，孔距過小，巖體擠壓破碎嚴(yán)重，造成藥量浪費(fèi)，孔距過大，相臨鉆孔貫通時間增加，甚至出現(xiàn)不貫通的現(xiàn)象，影響爆破效果。試驗(yàn)測試了鉆孔孔距3～7 cm條件下的裂紋貫通時間。由圖11可知，孔距3～5 cm時，鉆孔裂紋貫通時間近似線性增長，當(dāng)孔距大于5 cm，鉆孔裂紋貫通時間隨孔距的增大非線性增大，有明顯加速增長的趨勢。因此，當(dāng)鉆孔直徑為D時，建議靜態(tài)爆破設(shè)計(jì)孔距為（2～2.5）D。

2.4 不同布設(shè)方式下的靜態(tài)爆破效果分析

在保證鉆孔間距、孔深等參數(shù)不變的條件下，本項(xiàng)目開展了矩形和三角形2種鉆孔布設(shè)方式的靜態(tài)爆破試驗(yàn)，采用巖體裂隙組數(shù)、裂隙間距、體積裂隙數(shù)JV以及完整性系數(shù)KV等參數(shù)［17］考察2種布設(shè)方式的靜態(tài)爆破效果。

圖12為試驗(yàn)獲取的巖體裂隙數(shù)和間距隨時間發(fā)育曲線，巖體裂隙數(shù)為單個巖塊裂隙發(fā)育的平均值，間距同樣為單個巖塊裂隙間距發(fā)育的平均值。由圖12可知，當(dāng)t=0～7 h時，2種布設(shè)方式的裂隙發(fā)育數(shù)隨時間非線性增加；當(dāng)t＞7 h時，裂隙發(fā)育數(shù)隨時間趨于穩(wěn)定，矩形布設(shè)方式的裂隙最終發(fā)育數(shù)為11.2條/m，三角形布設(shè)方式的裂隙最終發(fā)育數(shù)為16.4條/m。同樣，當(dāng)t=0～7 h時，2種布設(shè)方式的裂隙間距隨時間非線性降低；當(dāng)t＞7 h時，裂隙間距隨時間趨于穩(wěn)定，矩形布設(shè)方式的裂隙最終間距為2.8 cm，三角形布設(shè)方式的裂隙最終間距為2.4 cm。

圖13為試驗(yàn)得出的巖體完整性系數(shù)KV和體積裂隙數(shù)JV隨時間發(fā)育曲線，體積裂隙數(shù)JV為單位體積統(tǒng)計(jì)的裂隙條數(shù)，系數(shù)KV表征巖體的完整程度。由圖13可知，當(dāng)t=0～7 h時，2種布設(shè)方式的體積裂隙數(shù)JV隨時間非線性增加；當(dāng)t＞7 h時，體積裂隙數(shù)JV隨時間趨于穩(wěn)定，矩形布設(shè)方式的最終體積裂隙數(shù)JV為56條/m3，三角形布設(shè)方式的最終體積裂隙數(shù)JV為82條/m3。同樣，當(dāng)t=0～7 h時，2種布設(shè)方式的巖體完整性系數(shù)KV隨時間非線性降低；當(dāng)t＞7 h時，巖體完整性系數(shù)KV隨時間趨于穩(wěn)定，矩形布設(shè)方式的最終巖體完整性系數(shù)KV為0.20，最終巖體完整性系數(shù)KV為0.089。

由上述分析可知，三角形布設(shè)方式的裂隙數(shù)和體積裂隙數(shù)均大于矩形布設(shè)方式的裂隙組數(shù)和體積裂隙數(shù)，且三角形布設(shè)方式的裂隙間距和巖體完整性系數(shù)均小于矩形布設(shè)方式的裂隙間距和巖體完整性系數(shù)，由此表明，三角形布設(shè)方式的爆破效果明顯優(yōu)于矩形布設(shè)方式。

3 靜態(tài)爆破過程討論

針對矩形布設(shè)鉆孔方式和三角形布設(shè)鉆孔方式的靜態(tài)爆破試驗(yàn)，通過現(xiàn)象觀測與數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析得出靜態(tài)爆破過程可分為巖體微裂、孔邊裂紋擴(kuò)展、裂紋密集發(fā)育和巖體碎裂4個階段，分別敘述如下：

（1）巖體微裂階段。鉆孔周圍巖體在靜態(tài)膨脹壓力作用下，當(dāng)切向應(yīng)力超過巖石的抗拉強(qiáng)度時，巖體開始開裂，由圖14（a）和圖15（a）可知，2種鉆孔布設(shè)方式時，裂紋初始擴(kuò)展沿著鉆孔連線方向發(fā)展，孔邊未伴生其他方向裂紋。

（2）孔邊裂紋擴(kuò)展階段。如圖14（b）和圖15（b）所示，對矩形布設(shè)方式，在此階段，靠近臨空面一側(cè)的鉆孔由于受臨空面約束力小，沿鉆孔周邊發(fā)展裂紋，而靠近最內(nèi)側(cè)的鉆孔由于距臨空面較遠(yuǎn)，受約束作用大，膨脹力增長較快，致使巖體開裂，裂紋不斷發(fā)展，而相應(yīng)于中間的鉆孔，其孔邊裂紋較少發(fā)育。對于三角形布設(shè)方式，沿鉆孔連線方向裂紋貫通，同時伴隨著內(nèi)外兩側(cè)的鉆孔裂紋發(fā)育，而中間鉆孔的孔邊偶有發(fā)育。

（3）裂紋密集發(fā)育階段。如圖14（c）和圖15（c）所示，在此階段，矩形布設(shè)方式與三角形布設(shè)方式的觀測現(xiàn)象一致，中間鉆孔的裂紋開始密集發(fā)育，內(nèi)外側(cè)孔的裂紋寬度增大，同時伴隨著臨空面附近巖塊的掉落。

（4）巖體碎裂階段。如圖14（d）和圖15（d）所示，隨著鉆孔裂紋的擴(kuò)展貫通，巖塊之間失去粘結(jié)作用，靠近臨空面一側(cè)的巖塊不斷掉落，并伴隨整體巖塊向臨空面一側(cè)傾倒。

4 結(jié)論

（1）膨脹壓力測試試驗(yàn)得出，在徑向約束條件下，靜態(tài)破碎劑產(chǎn)生的膨脹壓力隨時間成指數(shù)增長趨勢。

（2）在側(cè)向約束條件下，約束力越大，巖體開裂所需要的膨脹壓越大，在靜態(tài)爆破設(shè)計(jì)中，應(yīng)優(yōu)先測定直立巖層巖體的殘余水平構(gòu)造應(yīng)力，選擇合適的抵抗線尺寸，進(jìn)而設(shè)計(jì)鉆孔、裝藥量等其他參數(shù)。

（3）孔距3～5 cm時，鉆孔裂紋貫通時間近似線性增長，當(dāng)孔距大于5 cm，鉆孔裂紋貫通時間隨孔距的增大非線性增大，建議靜態(tài)爆破設(shè)計(jì)孔距為2～2.5倍鉆孔直徑。

（4）三角形布設(shè)方式的爆破效果明顯優(yōu)于矩形布設(shè)方式，通過現(xiàn)象觀測與數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析得出，靜態(tài)爆破過程可分為巖體微裂、孔邊裂紋擴(kuò)展、裂紋密集發(fā)育和巖體碎裂4個階段。