深孔預裂爆破裝藥量計算方法及水耦合裝藥結構優化

莊又軍，薛 峰，張 衛，高敬東，林玉璽，解孝華，楊秉真,張 浩

(1.山東東山新驛煤礦有限公司，山東 濟寧 272116；2.山東科技大學山東省土木工程防災減災重點實驗室，山東 青島 266590)

在巖石爆破技術中，深孔預裂爆破廣泛應用于煤層瓦斯抽采防治、硬煤層及夾矸弱化、工作面或巷道遇硬巖致裂等工程，其目的是充分增加煤層或巖層中的裂隙，以滿足工程需求。深孔預裂爆破因其特殊的爆破形式，仍沿用傳統的爆破參數計算理論，缺乏適用性。實際工程中爆破參數的確定往往通過工程經驗類比獲得，由于缺乏理論依據，采用該方法確定可靠的爆破參數一般需要大量的試驗，不利于施工開展。

深孔預裂爆破參數中孔深、孔徑等參數一般由工程需求和既有鉆孔設備規格來確定，鉆孔間距的選取可通過裂隙區理論[1]計算或分析孔間裂隙貫通規律進行推導，但針對深孔預裂爆破裝藥量的計算方法研究較少。LANGEFORS等[2]分析實驗數據得到了受限自由面爆破裝藥量的公式；李啟月等[3]針對LANGEFORS裝藥量公式計算結果與實際裝藥量存在的誤差，借助計算軟件進行重新擬合；邵曉亮等[4]針對深孔爆破對鮑列斯柯夫計算公式進行合理的調整變形。但上述研究成果在深孔預裂爆破技術應用中缺乏適用性。

本文針對深孔預裂爆破技術特點，分析現有裝藥量計算方法弊端，提出適用于深孔預裂爆破的裝藥量計算方法；為提高預裂爆破效果，基于水壓爆破致裂機理，優化爆破裝藥結構；通過開展深孔預裂爆破現場試驗，借助鉆孔成像儀及聲波測試儀，評價爆破效果，確定裝藥參數及裝藥結構合理性。

1 裝藥量計算方法優化

深孔預裂爆破采用柱狀不耦合裝藥結構，實際工程中對裝藥參數進行確定時，考慮的是炸藥單耗和爆破破碎范圍關系的體積法，如鮑列斯柯夫公式[5](式(1))。該公式的推導依據是裝藥量與爆破漏斗的體積成正比，然而，深孔預裂爆破底部基本不形成錐形爆破漏斗，但也需要完成頂部巖石的裂隙。

Q=(0.4+0.6n3)qW3

(1)

式中：n為爆破作用指數；q為標準爆破漏斗單位耗藥量，kg/m3；W為最小抵抗線，m。

深孔柱狀裝藥爆破后，波陣面在裝藥徑向范圍內以柱面波的形式向外傳播，裝藥兩端會以球面波的形式向外傳播，裝藥底端和裝藥中部的應力波會衰減傳播至無限巖體中，均發生在巖石內部，屬于內部作用，而裝藥頂端應力波傳播至自由面后會形成反射拉伸波，進行促進頂部巖石形成裂隙，屬于外部作用。基于上述理論分析，建立深孔預裂爆破柱狀裝藥簡化計算模型，如圖1所示。將柱狀裝藥的爆破作用劃分為外部作用和內部作用，柱狀藥包等效成球形裝藥Ls和柱形裝藥Lc兩部分，并認為球形裝藥對應外部作用，球形藥包長度取Ls=5d(d為炮孔直徑)。其作用是爆破破壞頂部巖石，柱形裝藥作用是增加裂隙區裂隙。

圖1 深孔預裂爆破柱狀裝藥簡化計算模型Fig.1 Simplified calculation model of charge for deep hole pre-splitting blasting

對于柱形裝藥，爆破效果表現為內部作用下巖體內部產生裂隙，根據體積法計算原則，修正裝藥量計算方法見式(2)。

Qz=qLLcπR2

(2)

式中：qL為預裂爆破炸藥單耗，kg/m3；Lc為等效柱形裝藥長度，m；R為裂隙區計算半徑，m。

對于球形裝藥，爆破效果表現為外部作用下自由面附近巖石產生裂隙，可以認為是減弱爆破漏斗作用，得到修正鮑列斯柯夫計算公式，見式(3)。

Qq=(0.4+0.6n3)qK(LP+Ls)πR2

(3)

式中：n為減弱爆破作用指數，n<1；qK為標準爆破漏斗炸藥單耗，kg/m3；LP為封堵長度，m；Ls為等效球形裝藥長度，m。

對于大直徑不耦合裝藥結構，實際工程中采用多節藥柱并列捆綁的方式，線裝藥量沿裝藥長度均勻分布，上述分段計算方法不符合條件，因此將其整合得到式(4)。

Q=Ks(0.4+0.6n3)qLLπR2

(4)

式中：L為炮孔深度；Ks為預裂爆破修正系數，見式(5)。

(5)

對于預裂爆破修正系數Ks，在采用鮑列斯夫公式計算爆破漏斗裝藥量時，q為標準拋擲爆破漏斗單位耗藥量，堅固性系數f=6時，取1.3～1.6 kg/m3，預裂爆破單位耗藥量為0.55～0.60 kg/m3，因此修正系數Ks>1。

2 水壓爆破裝藥結構優化

2.1 水壓爆破作用機理分析

炮孔裝藥不耦合介質的改變會引起炮孔中能量分布及傳播規律的改變[6-7]。以水作為不耦合介質時，受爆轟波和高溫高壓爆生氣體產物的沖擊壓縮作用，炸藥爆炸在水介質中激起爆炸沖擊波，由于水的物理力學性質與空氣不一樣，爆炸對巖石的作用機理也不相同。

1) 水的可壓縮性遠小于空氣，且密度高，具有較大的流動黏度，爆破時水中爆炸沖擊波對孔壁的作用強度和作用時間得到增強，爆轟產物的膨脹速度變慢，形成了高壓力、持續時間的“水楔效應”，使得巖體中爆破裂縫擴展密度、范圍增加。

2) 水的波阻抗值是空氣的約3 500倍，能量傳遞效率高，使得爆破能量均勻平緩作用于孔壁周圍巖石，減輕對圍巖損傷及爆破振動；炮孔內水介質經爆炸作用后會大量揮發為水蒸氣，黏結空氣中粉塵顆粒，降低粉塵量。

2.2 深孔預裂水耦合爆破裝藥結構

深孔預裂爆破炮孔深度可達10 m以上，常用裝藥方法是利用炮棍將捆綁好的條形藥包頂入炮孔底部，再填塞足夠的炮泥，主要弊端在于：①填塞炮泥段長，一般需選擇5～10 m的炮棍進行封堵，勞動強度大，反復裝填炮泥易搗壞雷管連接線；②發生拒爆、殘藥處理困難，由于炸藥安置位置深、炮泥封孔量大，利用高壓水槍沖出炸藥費時費力；③含水巖層堵孔困難，由于巖層水從孔內涌出，完全封閉炮孔時水壓作用下易沖出炮泥，形成裸露爆破。

針對上述深孔裝藥問題，借助水壓爆破優勢，提出一種新型裝藥結構(圖2)，將該裝藥結構劃分為裝藥段和封堵段。

圖2 深孔預裂水耦合爆破裝藥結構Fig.2 Charge structure of deep hole pre-splitting water coupled blasting

1) 裝藥段：選擇與孔徑相當的PVC管，炸藥交錯捆綁于PVC管內；設置三只雷管串聯，兩只雷管插入孔底兩節藥卷，一只雷管插入炸藥頂端一節藥卷，即正向及反向聯合起爆方式；PVC管連接一根鐵絲，引出孔外。

2) 封堵段：選擇一個“L”形PVC細管作為限流水管，設計圖和實物圖如圖3所示，孔口封堵1.0～1.5 m炮泥，限流水管穿過炮泥，使得水可以從管內流動。對于含水巖層，限流水管起到排水功能，避免孔內水壓過大使得炮泥沖出炮孔；對于非含水巖層，限流水管起到輸水功能，灌入水流直至水從限流水管排出。

圖3 限流水管設計圖和實物圖Fig.3 Restricted water pipe structure design and materials

在應用上述裝藥結構時，若發生拒爆問題，可將孔底兩只雷管與裝藥頂端一只雷管并聯設計，重新起爆；若仍出現拒爆問題，利用高壓水槍沖出孔口炮泥，拽動鐵絲將炸藥拖出，重新制作炮頭并封堵起爆。該裝藥結構滿足水壓爆破裝藥特征，極大減少了封泥長度，設置限流水管后，不僅解決了含水巖層堵孔難題，還充分借助地質條件特點，發揮水壓爆破優勢；設置三只起爆雷管，提高炸藥成功起爆率，有效克服拒爆問題。

3 綜掘硬巖深孔預裂爆破現場應用

3.1 工程概況

新驛煤礦-280 m南翼集中膠帶巷開門層位位于山西組砂巖中，屬于含水地層，自煤倉聯絡巷定點位置開始掘進，按方位角196°0′0″，+3‰上山施工1 233 m，巷道斷面為直墻半圓拱，尺寸為4.2 m×3.2 m。巷道采用EBZ260H型綜掘機掘進。

巷道掘進過程中遇堅硬砂巖，堅固性系數6～7，綜掘機切割速度慢、截齒消耗大幅度增加，切割時巖石呈粉末狀落下，與水混合形成稀泥，影響出矸和掘進工作面作業。計劃采用深孔預裂爆破技術，預先弱化巷道硬巖，幫助綜掘機高效掘進。

3.2 深孔預裂爆破方案設計

1) 布孔設計：根據巷道斷面尺寸以及巖石堅硬穩固的特點，設計單孔爆破試驗(圖4)，炮孔布置于斷面中部，距底板1.5 m，根據礦區鉆機設備條件，設計炮孔直徑89 mm，炮孔深度20 m，垂直于掘進斷面。

圖4 巷道斷面炮孔布置方案Fig.4 Blasting hole layout scheme of roadway section

2) 裝藥參數：裝藥方式為徑向不耦合裝藥，選用煤礦許用二級乳化炸藥，規格：直徑27 mm，長度200 mm，0.15 kg/卷。根據式(4)和式(5)計算，裝藥量為62.3 kg，其中n取0.9，R取0.8 m，實際單孔裝藥量60 kg。裝藥時每五節藥卷緊密捆綁方式增加藥包直徑，PVC管內裝藥及正向反向聯合起爆。

3) 封堵方式：鉆孔后含水砂巖存在孔內涌水現象，依據含水條件采用水耦合封堵方式，即水+炮泥聯合封堵，實現水壓爆破形式，其中封堵長度6 m，炮泥長度1 m。

4) 爆破防護：為減輕巷道爆破近區爆破飛石、爆炸沖擊波的危害，采用兩層防護措施，①在爆破孔口處搭設擋孔木板及擋孔炮被，②在距離孔口3 m處掛設炮被，防護措施如圖5所示。

圖5 爆破斷面防護措施布置Fig.5 Layout of protective measures for blasting section

3.3 爆破效果檢測與評價

為觀測爆破前后炮孔內部裂紋發育、巖石損傷情況，科學評價爆破效果，爆破前后采用鉆孔窺視儀及聲波測試儀對爆破孔進行檢測。

1) 圖6(a)和圖6(b)為爆破前孔內窺視結果，可以看出爆破前孔壁光滑，無明顯裂隙，孔內源源不斷有水流出。爆破后封堵段巖石出現輕量裂隙，且存在少量水流出，如圖7(a)和圖7(b)所示；隨著窺視深度的增加，裝藥段環向、徑向爆破裂隙交錯，裂縫寬度逐漸增大，孔壁剝落巖塊增多，孔內不再觀測到水流，其原因應是水從爆破裂隙中流失，如圖7(c)和圖7(d)所示。

圖7 爆破后孔壁觀測結果Fig.7 Observation results of hole wall after blasting

圖6 爆破前孔壁觀測結果Fig.6 Observation results of hole wall before blasting

2) 利用聲波測試儀進行測試，爆前測試孔深為15 m，爆后測試深度為9 m，每間隔1 m進行一次測量讀數，得到爆破前后爆破孔孔內巖石完整性系數與孔深關系，根據《巖土工程勘察規范》(GB 50021—2001)[8]，按巖體的完整性指數Kv，將巖體的完整性分為5類，見表1。

表1 巖體完整程度Table 1 Rock integrity

對照表1和圖8可以看出，爆破前隨著測試深度的增加，巖石完整性緩慢降低，但完整性系數達到0.5以上，均表現較完整；爆破后由于孔內剝落巖塊堵塞，測取了9 m聲波數據，其中0～6 m封堵段巖石完整性系數平均0.3～0.5，表現為較破碎，6～9 m裝藥段巖石完整系數平均0.1，表現為極破碎。

圖8 爆破前后炮孔聲波檢測結果Fig.8 Test results of hole acoustic wave before and after blasting

檢測結果表明:巖體內裂隙的發育程度與裝藥參數密切相關，采用大直徑深孔預裂爆破技術能大量增加巖體裂隙，通過裝藥量公式優化，結合水壓爆破裝藥結構，使得爆炸應力波和爆生氣體作用時間較長，爆炸能量利用率高，大大降低了巖石完整性。現場爆破施工未出現大塊巖石崩落，孔口有少量飛石被防護裝置攔下，隨著綜掘機的推進，可以觀測炮孔周圍0.8 m范圍內形成明顯裂隙，破碎區域綜掘機切割速度加快。從單孔爆破效果可以看出裂隙區范圍0.8 m，根據巷道斷面尺寸后續調整設計三孔爆破方案，如圖9所示，應用后爆破掘進速度提高30%～50%，封堵段截齒消耗減少20%，裝藥段截齒消耗減少50%。

圖9 三孔爆破方案布置方式Fig.9 Arrangement of three-hole blasting scheme

4 結 論

1) 針對深孔預裂爆破現有裝藥量計算方法的不足，建立柱狀裝藥簡化計算模型，將柱形裝藥劃分為球形藥包和柱形藥包，基于體積法計算原則，提出了一種深孔預裂爆破裝藥量計算方法。

2) 分析了水壓爆破作用機理，比較水耦合介質與空氣耦合介質爆破作用差異，提出了一種深孔預裂水耦合爆破裝藥結構，該裝藥結構封堵勞動量少，能有效解決含水巖層堵孔難題，發揮水壓爆破優勢，確保炸藥成功起爆。

3) 以新驛煤礦硬巖巷道為工程背景，發揮含水地層地質條件特點，采用優化后的裝藥量計算方法及水壓爆破裝藥結構，開展了深孔預裂爆破技術現場試驗。借助鉆孔窺視儀、聲波測試儀對爆破前后進行檢驗，結果表明，爆破后孔內巖石大量裂隙增加，巖石完整性下降，封堵段巖石完整性系數下降至0.3～0.5，裝藥段下降至0.1，綜掘機推進過程中爆破區域推進速度增加，驗證了裝藥量計算方法及裝藥結構的優越性。