直立巖層邊坡巖體的靜態爆破參數試驗研究

周云濤 石勝偉 謝忠勝 張 勇 王林峰

（1.中國地質調查局地質災害防治技術中心，四川成都611734；2.中國地質科學院探礦工藝研究所，四川成都611734；3.山區公路水運交通地質減災重慶市高校市級重點實驗室，重慶400074）

直立巖層巖體常發育于高陡邊坡，形成危巖、孤石等災害，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，錨固工程機械設備重、技術要求高、施工難度大，通常難以實施。爆破清除又分為炸藥爆破和靜態爆破，炸藥爆破產生粉塵、噪音污染環境，產生的飛石對下方的基礎設施、人員等造成二次災害，同時對母巖產生不可逆的損傷，因此，炸藥爆破對直立巖層巖體的清除適宜性較差。靜態爆破技術是近年來發展起來的一種新型破碎技術，具有無振動、無粉塵、無噪音、無有害氣體等優點［1］，同時施工難度較小，對于直立巖層巖體的清除適應性較好。然而，直立巖層邊坡具有獨特的巖體結構，尚缺乏針對此特殊巖體結構的靜態爆破參數設計研究。

靜態爆破工程較為復雜，涉及靜態膨脹壓、抵抗線、藥量、破裂時間、鉆孔布設方式等多個參數，較為合理的靜態爆破參數將取得更好的爆破效果。姜楠等試驗得出孔徑的增加能夠提高膨脹壓力，加快反應速度［2］；彭建宇等開展了全約束和預留一定自由膨脹空間2種條件下的圓筒試驗，得出隨體積膨脹率增大，圓筒內靜態破碎劑軸向輸出應力降低［3］；鄭志濤等測試了鋼管試件中的靜態膨脹壓，發現SCA產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為破碎劑水化固結后泊松比的增大而逐漸減小［5］；葛進進等采用電測法得出靜態破碎劑產生的最大膨脹壓力隨著水劑比的減小而增大［6］，以上研究為靜態膨脹壓參數提供了理論依據。郝兵元等研究了單軸應力狀態下石灰巖體靜態破碎裂紋演化規律，建立了靜態破碎劑作用力與裂紋擴展半徑的關系［7］；周云濤等提出了基于巖體破裂單元的靜態爆破斷力學模型，推導了鉆孔裂紋尖端的應力強度因子表達式［8］；王建鵬由靜態爆破試驗發現，靜態破碎劑釋放的膨脹壓力在微裂縫發生后仍能持續，裂縫的寬度隨時間不斷擴大［9］；唐烈先等再現了單孔方形混凝土模型裂紋的擴展和破壞現象，并提出了靜態破碎主裂紋導向技術［10，11］；岳中文與楊仁樹采用靜態爆破模型試驗得出裂紋擴展速度和加速度的變化基本是呈現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爆破技術結合合適的鉆孔布置來壓裂煤層，增加煤體瓦斯運移通道，提高煤層透氣性的技術方法［14］；翟成等模型試驗得出，靜態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爆破煤層致裂增透效果［15］。以上研究表明，多位學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行了大量靜態爆破試驗，對爆破參數的獲取具有指導意義，但是，學者們尚未涉及巖體結構層面的靜態爆破相關內容。

本項目針對直立巖層邊坡這一特殊地質體，開展靜態爆破模型試驗，探討靜態膨脹壓、抵抗線、孔距、布設方式等對靜態爆破效果的影響，研究成果對于同類型地質體的靜態爆破工程設計具有指導意義。

1 靜態爆破試驗設計

1.1 膨脹壓力測試試驗

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個位置布設應變片以測量環向應變，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果的影響，將鋼管放置在恒溫（25±1）℃的水槽內。待破碎劑膨脹后采用靜態電阻應變儀測量環向應變，則膨脹壓［16］由下式計算：

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

試驗采用的靜態膨脹劑為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，水槽尺寸500 mm×500 mm×620 mm，內灌滿純凈淡水，恒溫（25±1）℃；距鋼管底部150 mm和250 mm分別貼附2張電阻應變片（圖2），尺寸為3 mm×5 mm，電阻值（120±0.2）Ω，采用靜態應變儀3816測試試驗過程中的應變值。

1.2 抵抗線、孔距和布設方式參數試驗

1.2.1 試驗模型及相似比設計

本次模型試驗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、質量、荷載、介質物理性質以及邊界相似條件，其原型和模型的力學參數及相似比設計見表1，試驗模型如圖3所示。

試驗在反力架上進行，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，兩側采用千斤頂約束。千斤頂與巖塊之間設置鋼質隔板，并放置壓力計。不同巖層之間的水平壓力通過 施加千斤頂壓力模擬。試驗裝置與尺寸如圖4所示。

1.2.2 試驗工況

（1）抵抗線試驗。如圖5所示，試驗考察不同抵抗線隨膨脹壓力、水平壓力的變化規律。根據巖塊尺寸、鉆孔直徑等參數，設計抵抗線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16組試驗。為了消除左右、后緣以及下部的邊界效應，應滿足在左右邊界、兩側及后緣鉆孔距邊界的距離大于4D。設計的鉆孔直徑D為20 mm，深度h為100 mm。

（2）孔距試驗。試驗設計了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。試驗在完整巖塊中進行，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爆破膨脹壓力。

（3）布設方式試驗。靜態爆破工程中，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、孔距以及水平壓應力不變條件下，開展不同布置方式的靜態爆破效果試驗，探究其裂隙發育率、裂隙間距、完整性系數等爆破效果參數。

1.2.3 監測方案

在試驗過程中，采用電阻應變片監測鉆孔周邊的徑向壓應變與切向應變，以預測巖塊破壞前的膨脹壓力變化，應變片布置如圖8所示。采用高速攝像機記錄不同時段巖體裂紋起裂、擴展以及破壞等現象。

2 試驗結果分析

2.1 膨脹壓力隨時間變化規律

試驗采用電阻應變片監測鋼管表面環向應變，將監測得到的應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，靜態破碎劑產生的膨脹壓力隨時間成指數增長趨勢，通過非線性擬合，膨脹壓與時間的定量關系可表示為，

式中，p為作用于鋼管側壁的膨脹壓，MPa；t為靜態破碎劑作用時間，h。

由圖9可知，靜態破碎劑產生的膨脹壓力（＞40 MPa）遠大于一般巖體的抗拉強度（2～35 MPa），因此，采用靜態破碎劑產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造應力，在水平應力作用下，巖層之間受擠壓。當采用靜態爆破技術破裂巖體時，巖體的側向約束作用將改變靜態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，隨著水平壓應力的增大，巖體產生破壞的膨脹壓力近似線性增大，表明在側向約束條件下，約束力越大，巖體開裂所需要的膨脹壓越大；同時，設計抵抗線越大，在相同水平壓應力作用下，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力具有加速增長的趨勢。

由此可見，在靜態爆破設計中，應優先測定水平構造應力，選擇合適的抵抗線尺寸，進而設計鉆孔、裝藥量等其他參數。

2.3 不同孔距下的靜態爆破時間分析

孔距是靜態爆破的關鍵參數，孔距過小，巖體擠壓破碎嚴重，造成藥量浪費，孔距過大，相臨鉆孔貫通時間增加，甚至出現不貫通的現象，影響爆破效果。試驗測試了鉆孔孔距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，當鉆孔直徑為D時，建議靜態爆破設計孔距為（2～2.5）D。

2.4 不同布設方式下的靜態爆破效果分析

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

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

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

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

3 靜態爆破過程討論

針對矩形布設鉆孔方式和三角形布設鉆孔方式的靜態爆破試驗，通過現象觀測與數據統計分析得出靜態爆破過程可分為巖體微裂、孔邊裂紋擴展、裂紋密集發育和巖體碎裂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膨脹壓力作用下，當切向應力超過巖石的抗拉強度時，巖體開始開裂，由圖14（a）和圖15（a）可知，2種鉆孔布設方式時，裂紋初始擴展沿著鉆孔連線方向發展，孔邊未伴生其他方向裂紋。

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

（3）裂紋密集發育階段。如圖14（c）和圖15（c）所示，在此階段，矩形布設方式與三角形布設方式的觀測現象一致，中間鉆孔的裂紋開始密集發育，內外側孔的裂紋寬度增大，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，隨著鉆孔裂紋的擴展貫通，巖塊之間失去粘結作用，靠近臨空面一側的巖塊不斷掉落，并伴隨整體巖塊向臨空面一側傾倒。

4 結論

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

（2）在側向約束條件下，約束力越大，巖體開裂所需要的膨脹壓越大，在靜態爆破設計中，應優先測定直立巖層巖體的殘余水平構造應力，選擇合適的抵抗線尺寸，進而設計鉆孔、裝藥量等其他參數。

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

（4）三角形布設方式的爆破效果明顯優于矩形布設方式，通過現象觀測與數據統計分析得出，靜態爆破過程可分為巖體微裂、孔邊裂紋擴展、裂紋密集發育和巖體碎裂4個階段。