周云濤 石勝偉 謝忠勝 張 勇 王林峰

（1.中國(guó)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(guó)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(jí)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(duì)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(duì)下方的基礎(chǔ)設(shè)施、人員等造成二次災(zāi)害，同時(shí)對(duì)母巖產(chǎn)生不可逆的損傷，因此，炸藥爆破對(duì)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(dòng)、無粉塵、無噪音、無有害氣體等優(yōu)點(diǎn)［1］，同時(shí)施工難度較小，對(duì)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(duì)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(shí)間、鉆孔布設(shè)方式等多個(gè)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(cè)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(shí)間基本相同［4］；謝益盛等分析了水灰配比、拌和溫度、孔徑對(duì)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?。?］；葛進(jìn)進(jìn)等采用電測(cè)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(shí)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(shì)［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(shí)對(duì)完整巖體或混凝土進(jìn)行了大量靜態(tài)爆破試驗(yàn)，對(duì)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(duì)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(duì)靜態(tài)爆破效果的影響，研究成果對(duì)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(cè)試試驗(yàn)

膨脹壓力測(cè)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(shí)在鋼管上、中、下3個(gè)位置布設(shè)應(yīng)變片以測(cè)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(duì)測(cè)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(cè)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(shí)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(zhǎng)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(cè)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(zhǎng)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(shí)間和貫通裂縫軌跡，記錄初始起裂以及完全貫通時(shí)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(duì)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(duì)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(cè)方案

在試驗(yàn)過程中，采用電阻應(yīng)變片監(jiān)測(cè)鉆孔周邊的徑向壓應(yīng)變與切向應(yīng)變，以預(yù)測(cè)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(shí)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(shí)間變化規(guī)律

試驗(yàn)采用電阻應(yīng)變片監(jiān)測(cè)鋼管表面環(huán)向應(yīng)變，將監(jiān)測(cè)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(shí)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(shí)間成指數(shù)增長(zhǎng)趨勢(shì)，通過非線性擬合，膨脹壓與時(shí)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(shí)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(duì)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(shí)，巖體的側(cè)向約束作用將改變靜態(tài)爆破效果和爆破時(shí)間。

如圖10所示，對(duì)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(shí)，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(zhǎng)的趨勢(shì)。

由此可見，在靜態(tài)爆破設(shè)計(jì)中，應(yīng)優(yōu)先測(cè)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(shí)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(shí)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(cè)試了鉆孔孔距3～7 cm條件下的裂紋貫通時(shí)間。由圖11可知，孔距3～5 cm時(shí)，鉆孔裂紋貫通時(shí)間近似線性增長(zhǎng)，當(dāng)孔距大于5 cm，鉆孔裂紋貫通時(shí)間隨孔距的增大非線性增大，有明顯加速增長(zhǎng)的趨勢(shì)。因此，當(dāng)鉆孔直徑為D時(shí)，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(shí)間發(fā)育曲線，巖體裂隙數(shù)為單個(gè)巖塊裂隙發(fā)育的平均值，間距同樣為單個(gè)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(shí)，2種布設(shè)方式的裂隙發(fā)育數(shù)隨時(shí)間非線性增加；當(dāng)t＞7 h時(shí)，裂隙發(fā)育數(shù)隨時(shí)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(shí)，2種布設(shè)方式的裂隙間距隨時(shí)間非線性降低；當(dāng)t＞7 h時(shí)，裂隙間距隨時(shí)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(shí)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(shí)，2種布設(shè)方式的體積裂隙數(shù)JV隨時(shí)間非線性增加；當(dāng)t＞7 h時(shí)，體積裂隙數(shù)JV隨時(shí)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(shí)，2種布設(shè)方式的巖體完整性系數(shù)KV隨時(shí)間非線性降低；當(dāng)t＞7 h時(shí)，巖體完整性系數(shù)KV隨時(shí)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(duì)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(cè)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(gè)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(shí)，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(shí)，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(duì)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(zhǎng)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(duì)于三角形布設(shè)方式，沿鉆孔連線方向裂紋貫通，同時(shí)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(cè)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(shí)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(cè)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(shí)間成指數(shù)增長(zhǎng)趨勢(shì)。

（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(cè)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(shí)，鉆孔裂紋貫通時(shí)間近似線性增長(zhǎng)，當(dāng)孔距大于5 cm，鉆孔裂紋貫通時(shí)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(cè)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(gè)階段。