程 兵， 汪海波， 宗 琦， 徐 穎， 王夢(mèng)想

(1.安徽理工大學(xué) 化學(xué)工程學(xué)院，安徽 淮南 232001； 2.安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院，安徽 淮南 232001)

鉆爆法作為一種高效經(jīng)濟(jì)的施工方法，被廣泛應(yīng)用于各類巖體開挖工程，特別是礦山地下空間掘進(jìn)作業(yè)。對(duì)于煤礦巖巷鉆爆掘進(jìn)而言，掏槽爆破是決定整體破巖效果及循環(huán)進(jìn)尺大小的關(guān)鍵，其主要作用是為崩落孔爆破創(chuàng)造額外自由面，從而降低崩落孔爆破時(shí)的圍巖夾制作用[1-4]。傳統(tǒng)巖巷鉆爆掘進(jìn)施工普遍采用孔深不超過2.0 m的淺孔爆破技術(shù)，雖然基本都能夠?qū)崿F(xiàn)較高的炮孔利用率，但單循環(huán)進(jìn)尺較低，循環(huán)轉(zhuǎn)換過程中的輔助作業(yè)占用時(shí)間較長。隨著綜采技術(shù)的迅速發(fā)展，淺孔爆破技術(shù)已經(jīng)無法滿足采掘平衡對(duì)巖巷掘進(jìn)效率的要求，采用孔深大于2.5 m的巖巷中深孔爆破技術(shù)成為提高巖巷鉆爆掘進(jìn)效率的必然選擇[5-6]。然而炮孔深度的增加會(huì)使圍巖夾制作用顯著增強(qiáng)，槽腔巖體難以被完全拋擲出來，掏槽爆破效果不能達(dá)到設(shè)計(jì)要求，進(jìn)而會(huì)影響全斷面爆破開挖效率[7-8]。

自Fourney等[9]提出采用切縫裝藥實(shí)現(xiàn)巖體的定向斷裂以來，切縫裝藥在改善爆破開挖輪廓成型質(zhì)量方面一直發(fā)揮著重要作用。近年來，學(xué)者們針對(duì)切縫裝藥的爆破機(jī)理和工程應(yīng)用開展了許多研究工作。例如，楊仁樹等[10-12]通過電鏡掃描獲取了切縫裝藥爆破裂紋斷面形態(tài)特征，從微觀角度闡述了切縫裝藥的定向破巖機(jī)理；并開展切縫裝藥爆炸紋影捕捉和沖擊波超壓測(cè)試，結(jié)果表明爆生氣體會(huì)優(yōu)先沿著切縫方向釋放，切縫方向的超壓峰值遠(yuǎn)高于非切縫方向；然后將切縫裝藥應(yīng)用于巷道光面爆破，獲得了較高的周邊殘孔率。岳中文等[13-15]利用光測(cè)試驗(yàn)技術(shù)探究了雙炮孔切縫裝藥條件下微差爆破時(shí)的孔間裂紋貫穿規(guī)律，然后結(jié)合數(shù)值模擬研究了裝藥結(jié)構(gòu)和圍壓大小對(duì)切縫裝藥爆破裂紋分布的影響。Wang等[16]和楊國梁等[17]分別研究了徑向不耦合系數(shù)和軸向不耦合系數(shù)對(duì)切縫裝藥定向斷裂效果的影響。程兵等[18]利用離散元與有限元耦合算法開展切縫裝藥爆破模擬，揭示了切縫裝藥的爆轟產(chǎn)物作用歷程以及炮孔周圍巖體損傷分布特征。申濤等[19]模擬了普通裝藥和切縫裝藥下的巖巷光面爆破，結(jié)果表明切縫裝藥能夠?qū)崿F(xiàn)周邊高質(zhì)量成型。滿軻等[20]在掌子面的左、右?guī)筒颗诳追謩e裝填普通裝藥和切縫裝藥，結(jié)果顯示采用切縫裝藥的右?guī)筒抗饷姹菩Ч黠@優(yōu)于采用普通裝藥的左幫部。

鑒于切縫裝藥的定向斷裂能力，擬將以往用于光面控制爆破的切縫裝藥引入到中深孔掏槽爆破中，利用切縫裝藥的定向斷裂能力先將槽腔巖體與周圍巖體分離開來，消除圍巖對(duì)槽腔內(nèi)部巖體的夾制作用。但是現(xiàn)有研究大都集中于切縫裝藥的定向斷裂機(jī)理及其在光面爆破中的應(yīng)用，而對(duì)采用切縫裝藥的掏槽爆破技術(shù)缺少深入研究。因此，針對(duì)某巖巷中深孔爆破開挖過程中掏槽爆破效果差的問題，本文設(shè)計(jì)了基于切縫裝藥定向預(yù)裂的中深孔掏槽爆破方案，并將此掏槽爆破方案作為研究對(duì)象，首先從理論上分析定向預(yù)裂對(duì)槽腔形成的影響，然后運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA開展掏槽爆破數(shù)值模擬，直觀展示槽腔巖體破壞過程和揭示槽腔巖體破壞機(jī)理，最后通過現(xiàn)場試驗(yàn)探究其實(shí)際應(yīng)用效果。

1 工程背景

1.1 工程概況

潘三礦東三采區(qū)底抽巷采用直墻拱形斷面，掘進(jìn)寬度、掘進(jìn)高度、掘進(jìn)斷面面積以及直墻高度分別為4.7 m，3.65 m，14.785 m2和1.3 m。巷道所穿過巖層主要為中細(xì)砂巖，含有少量石英成分，巖石內(nèi)部節(jié)理裂隙較少。對(duì)現(xiàn)場所取巖石開展物理力學(xué)參數(shù)測(cè)試，測(cè)得密度為2 680 kg/m3，彈性模量為28.1 GPa，泊松比為0.24，抗壓強(qiáng)度為78.1 MPa，抗拉強(qiáng)度為6.4 MPa。

1.2 爆破方案

在該巖巷鉆爆掘進(jìn)中，原爆破方案采用楔形掏槽爆破，掏槽孔深度2.7 m，其他炮孔深度2.5 m，為中深孔爆破技術(shù)，但掏槽爆破效果差，經(jīng)統(tǒng)計(jì)全斷面爆破掘進(jìn)時(shí)平均循環(huán)進(jìn)尺、平均炮孔利用率、平均炸藥單耗以及平均雷管單耗為2.05 m，82.0%，1.87 kg/m3和2.18 發(fā)/m3。針對(duì)這一問題，本研究將以往用于光面爆破的切縫裝藥引入到中深孔掏槽爆破中，并且根據(jù)切縫裝藥光面爆破的裝藥參數(shù)選取經(jīng)驗(yàn)，設(shè)計(jì)了基于切縫裝藥定向預(yù)裂的中深孔掏槽爆破方案，掏槽區(qū)域以外的炮孔布置及裝藥參數(shù)依然保持不變，全斷面炮孔布置以及爆破參數(shù)分別如圖1和表1所示。

表1 爆破參數(shù)

圖1 炮孔布置(mm)

在優(yōu)化后的爆破方案中，掏槽爆破由楔形掏槽改為直孔掏槽，與傳統(tǒng)的直孔掏槽爆破設(shè)計(jì)理念不同的是，這里將直孔掏槽爆破分為預(yù)裂孔爆破和掏槽孔爆破兩步。預(yù)裂孔中采用切縫裝藥，即在藥卷外側(cè)設(shè)置阻燃型PVC(polyvinyl chloride)管，PVC管上設(shè)有軸向切縫，各預(yù)裂孔中切縫裝藥的切縫數(shù)量和切縫方向根據(jù)其炮孔位置不同而具有一定差異，具體如圖2所示。掏槽爆破時(shí)先起爆預(yù)裂孔中的切縫裝藥，利用切縫管對(duì)爆破能量的導(dǎo)向作用，爆生裂紋沿切縫方向擴(kuò)展延伸，直到各預(yù)裂孔之間爆生裂紋相互貫穿形成定向預(yù)裂面，然后再通過掏槽孔爆破完成槽腔巖體的破碎及拋擲。

圖2 切縫數(shù)量和切縫方向

2 定向預(yù)裂對(duì)槽腔形成的影響分析

2.1 定向預(yù)裂對(duì)巖體損傷影響分析

當(dāng)應(yīng)力波從一種介質(zhì)傳播到另一種介質(zhì)時(shí)，如果兩種介質(zhì)的波阻抗不同，則會(huì)在界面處發(fā)生應(yīng)力波的反射、透射與折射。通常為了簡化分析假設(shè)應(yīng)力波由介質(zhì)1垂直入射到介質(zhì)2，此時(shí)不存在應(yīng)力波折射，僅存在應(yīng)力波的透射與反射，反射應(yīng)力波和透射應(yīng)力波的計(jì)算公式[21]為

(1)

式中:σI為入射應(yīng)力波；σR為反射應(yīng)力波；σT為透射應(yīng)力波；F為反射系數(shù)；T為透射系數(shù)。其中，F(xiàn)和T可以用式(2)表示

(2)

式中,ξ=(ρCp)1/(ρCp)2為波阻抗比,ρ為介質(zhì)密度,Cp為介質(zhì)波速,下標(biāo)1和2分別為介質(zhì)1和介質(zhì)2。

當(dāng)掏槽孔中的炸藥爆炸后，在巖體中激起爆炸應(yīng)力波并向外傳播。由于預(yù)裂孔中的切縫裝藥先行爆破后，各預(yù)裂孔之間裂紋相互貫穿形成定向預(yù)裂面，定向預(yù)裂面可以視為自由面。當(dāng)爆炸應(yīng)力波到達(dá)定向預(yù)裂面，應(yīng)力波由巖體介質(zhì)入射到空氣介質(zhì)，由于巖石的波阻抗遠(yuǎn)大于空氣，根據(jù)式(1)和式(2)可知波阻抗比ξ→∞，反射系數(shù)F=-1，透射系數(shù)T=0，表明入射應(yīng)力波在定向預(yù)裂面全部被反射為拉伸應(yīng)力波。

掏槽孔在無限巖體和預(yù)裂巖體中的爆破損傷示意圖，如圖3所示。與掏槽孔在無限巖體中的爆破損傷情況相比，一方面由于掏槽孔爆炸應(yīng)力波在定向預(yù)裂面全部被反射為拉伸應(yīng)力波，而巖石的抗拉強(qiáng)度僅為抗壓強(qiáng)度的10%左右，所以在定向預(yù)裂面附近會(huì)發(fā)生拉伸層裂破壞；另一方面由于掏槽孔爆炸應(yīng)力波無法透過定向預(yù)裂面作用于槽腔外部巖體，定向預(yù)裂面對(duì)掏槽孔爆炸應(yīng)力波的傳播產(chǎn)生了阻隔作用，于是掏槽孔的炸藥爆破能量將全部用于破壞槽腔內(nèi)部巖體，促使掏槽孔周圍爆生裂紋繼續(xù)向前擴(kuò)展延伸，甚至到達(dá)定向預(yù)裂面并與之相互貫穿?？梢娎枚ㄏ蝾A(yù)裂面的自由面反射拉伸效應(yīng)和應(yīng)力波阻隔效應(yīng)，能夠?qū)崿F(xiàn)槽腔巖體的充分破壞，破碎的巖塊很容易被拋擲出槽腔。

(a) 無限巖體

2.2 定向預(yù)裂對(duì)成腔阻力的影響

為了探究切縫裝藥定向預(yù)裂對(duì)掏槽爆破成腔阻力的影響，構(gòu)建了掏槽爆破三維簡化力學(xué)模型，如圖4所示。圖4中:A1B1,A2B2,A3B3,A4B4,A5B5,A6B6,A7B7,A8B8和A9B9為預(yù)裂孔；A1A3A9A7為自由面；槽腔寬度為2x；槽腔高度為2y；預(yù)裂孔深度為L；預(yù)裂孔裝藥長度為L1。

圖4 掏槽爆破力學(xué)模型

對(duì)于設(shè)計(jì)掏槽腔體A1A3A9A7B1B3B9B7而言，其形態(tài)為長方體，除A1A3A9A7為自由面以外，其他5個(gè)面均會(huì)對(duì)掏槽腔體的形成產(chǎn)生阻力作用。其中，面B1B3B9B7主要為受拉破壞，抗拉阻力與槽底面積和巖石抗拉強(qiáng)度有關(guān)；面A1A3B3B1,A7A9B9B7,A1A7B7B1和A3A9B9B3發(fā)生剪切破壞，符合Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則。各表面成腔阻力計(jì)算公式[22]如下所示。

面B1B3B9B7的抗拉阻力為

TB1B3B9B7=4xyσt

(3)

面A1A3B3B1和面A7A9B9B7的剪切阻力為

QA1A3B3B1=QA7A9B9B7=2xL(c+σ1tanφ)

(4)

面A1A7B7B1和面A3A9B9B3的剪切阻力為

QA1A7B7B1=QA3A9B9B3=2yL(c+σ2tanφ)

(5)

式中:c為巖體黏聚力；φ為巖體內(nèi)摩擦角；σ1為豎直法向應(yīng)力，σ1=γh,γ為巖石容重,h為巖體埋深；σ2為水平法向應(yīng)力，σ2=σ1μ/(1-μ)。

由于預(yù)裂孔中的切縫裝藥爆炸以后，在預(yù)裂孔裝藥長度范圍內(nèi)爆生裂紋會(huì)沿著切縫方向擴(kuò)展延伸，直到各預(yù)裂孔之間裂紋相互貫穿形成定向預(yù)裂面。對(duì)于設(shè)計(jì)掏槽腔體A1A3A9A7B1B3B9B7，預(yù)裂孔裝藥長度范圍內(nèi)的槽腔巖體與周圍巖體分離開來，此時(shí)成腔阻力發(fā)生變化。

面A1A3B3B1和面A7A9B9B7的剪切阻力變?yōu)?/p>

QA1A3B3B1=QA7A9B9B7=2x(L-L1)(c+σ1tanφ)

(6)

面A1A7B7B1和面A3A9B9B3的剪切阻力變?yōu)?/p>

QA1A7B7B1=QA3A9B9B3=2y(L-L1)(c+σ2tanφ)

(7)

則成腔阻力降低了

Δf=2L1[x(c+σ1tanφ)+y(c+σ2tanφ)]

(8)

根據(jù)以上分析可以看出，預(yù)裂孔中的切縫裝藥爆炸后沿槽腔A1A3A9A7B1B3B9B7輪廓所形成的定向預(yù)裂面，會(huì)降低槽腔四周各面所受的成腔剪切阻力，有利于掏槽孔爆破成腔。

3 數(shù)值模擬

3.1 建立數(shù)值模型

由于所設(shè)計(jì)的基于切縫裝藥定向預(yù)裂的中深孔掏槽爆破方案為直孔掏槽，在垂直于炮孔軸向的任意截面上各炮孔間的距離保持不變，且炮孔的裝藥長度遠(yuǎn)大于其直徑，因此在不考慮炮孔端部特殊爆破效應(yīng)的前提下，為了減少數(shù)值模擬的計(jì)算量，可以采用二維有限元模型[23]。如圖5所示，運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA顯式動(dòng)力有限元軟件建立尺寸為2 000 mm×2 000 mm的二維掏槽爆破模型。根據(jù)1.2節(jié)中的爆破方案設(shè)計(jì)，該掏槽爆破模型共包含有9個(gè)預(yù)裂孔和4個(gè)掏槽孔，兩種類型炮孔的直徑均為42 mm。預(yù)裂孔的水平和豎直炮孔間距分別為600 mm和500 mm，預(yù)裂孔中采用直徑29 mm的藥卷，藥卷外側(cè)有壁厚4 mm的PVC切縫管，切縫管上設(shè)有寬度4 mm的軸向切縫，各預(yù)裂孔中切縫裝藥的切縫數(shù)量和切縫方向按照?qǐng)D2所示進(jìn)行建模。掏槽孔的水平和豎直炮孔間距也分別為600 mm和500 mm，各掏槽孔均位于每4個(gè)預(yù)裂孔連線矩形的中心，掏槽孔中采用直徑35 mm藥卷。預(yù)裂孔和掏槽孔的炸藥分別在0和500 μs時(shí)刻起爆，起爆點(diǎn)均位于各炮孔藥卷正中心，采用*INITIAL_DETONATION關(guān)鍵字定義起爆時(shí)間和起爆點(diǎn)。

(a)

在本次模擬中，炸藥和空氣被視為流體介質(zhì)使用ALE(arbitrary Lagrangian Eulerian)網(wǎng)格，切縫管與巖體作為固體介質(zhì)采用Lagrange網(wǎng)格，兩種類型介質(zhì)之間的力學(xué)信息傳輸通過定義流固耦合算法來實(shí)現(xiàn)[24]，切縫管與巖體之間則需要設(shè)置自動(dòng)面面接觸。此外，模型周圍需要施加人工黏滯無反射邊界條件，能夠吸收剪切波和膨脹波以消除邊界應(yīng)力波反射對(duì)模擬結(jié)果的影響[25]。

3.2 材料模型與參數(shù)

炸藥采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_DURN高能燃燒材料模型，同時(shí)使用JWL(Jones-Wilkins-Lee)狀態(tài)方程描述爆轟產(chǎn)物的壓力、體積與能量之間的相互關(guān)系[26]

(9)

式中:PJ為狀態(tài)方程決定的爆轟壓力，Pa；A,B為炸藥材料常數(shù)，GPa；R1,R2,ω為炸藥材料常數(shù)，無量綱；E0為爆轟產(chǎn)物初始內(nèi)能，GPa；V為爆轟產(chǎn)物相對(duì)體積，無量綱。炸藥材料參數(shù)如表2所示。

表2 炸藥材料參數(shù)

空氣采用*MAT_NULL空材料本構(gòu)，同時(shí)采用線性多項(xiàng)式作為狀態(tài)方程[27]

p0=C0+C1γ+C2γ2+C3γ3+

(C4+C5γ+C6γ2)E1

(10)

ξ=1/V0-1

(11)

式中:p0為壓強(qiáng)；C0～C6為狀態(tài)方程參數(shù)；γ為黏滯系數(shù)；E1為單位體積內(nèi)能；V0為初始相對(duì)體積?？諝獠牧蠀?shù)如表3所示。

表3 空氣材料參數(shù)

巖體和切縫管選用各向同性隨動(dòng)塑性硬化材料模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC。該模型考慮了動(dòng)載作用下材料所具有的應(yīng)變率效應(yīng)[28]，因此常用于求解各類材料的爆炸沖擊問題。本次模擬所采用的巖體材料參數(shù)見1.1節(jié)所述，切縫管材料參數(shù)如表4所示。

表4 切縫管材料參數(shù)

對(duì)于巖體模型而言，還需要在求解文件中添加單元失效關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION，將巖體的拉壓強(qiáng)度參數(shù)定義為巖體單元的失效判據(jù)，可以模擬槽腔內(nèi)部巖體的損傷破壞[29]。具體的失效判據(jù)為：當(dāng)單元承受的有效應(yīng)力超過巖石動(dòng)抗壓強(qiáng)度時(shí)，單元會(huì)自動(dòng)從模型中刪除，該判據(jù)可以用于模擬炮孔近區(qū)粉碎圈的形成；而當(dāng)單元承受的有效應(yīng)力超過巖石動(dòng)抗拉強(qiáng)度時(shí)單元也會(huì)自動(dòng)被刪除，該判據(jù)則用于模擬炮孔中遠(yuǎn)區(qū)爆生裂紋的動(dòng)態(tài)擴(kuò)展演化[30]。

3.3 模擬結(jié)果與分析

將包含3.1節(jié)和3.2節(jié)所述數(shù)值模型、材料本構(gòu)以及巖體單元失效判據(jù)的求解文件提交至求解器，求解結(jié)束后采用后處理程序LS-PREPOST4.5輸出不同時(shí)刻巖體損傷演化情況，如圖6所示。由圖6可知，當(dāng)預(yù)裂孔中的切縫裝藥爆炸以后，爆炸載荷透過切縫管作用于炮孔壁，炮孔周圍較小范圍內(nèi)巖體受壓破碎形成粉碎區(qū)，由于切縫管結(jié)構(gòu)對(duì)炸藥爆破能量的導(dǎo)向作用，切縫方向初始裂隙發(fā)育程度顯著高于非切縫方向，然后在爆炸應(yīng)力波和爆生氣體的協(xié)同作用下[31]，切縫方向爆破裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展延伸，直到裂紋沿著相鄰預(yù)裂孔連線相互貫穿形成定向預(yù)裂面。

(a) 50 μs

緊接著500 μs時(shí)刻掏槽孔中的炸藥起爆，爆炸載荷可以直接作用于炮孔壁，掏槽孔周圍較大范圍內(nèi)的巖體受壓破碎形成粉碎區(qū)，并在粉碎區(qū)四周邊緣分布有初始裂隙，在爆炸應(yīng)力波和爆生氣體的協(xié)同作用下初始裂隙進(jìn)一步擴(kuò)展延伸。由于預(yù)裂孔中切縫裝藥先行爆破使得相鄰預(yù)裂孔之間形成了定向預(yù)裂面，當(dāng)掏槽孔爆炸應(yīng)力波傳播到定向預(yù)裂面會(huì)形成反射拉伸應(yīng)力波，導(dǎo)致定向預(yù)裂面附近巖體產(chǎn)生層裂破壞。且由于切縫裝藥定向預(yù)裂使得巖體不再是連續(xù)的整體，掏槽孔爆破裂紋前端到達(dá)定向預(yù)裂面，與定向預(yù)裂面相互貫通后不再繼續(xù)向前擴(kuò)展延伸。

為了進(jìn)一步探究定向預(yù)裂面對(duì)掏槽孔爆炸應(yīng)力波傳播的影響，取左上方水平方向的兩個(gè)預(yù)裂孔，然后在水平兩預(yù)裂孔連線中點(diǎn)處槽腔輪廓內(nèi)外兩側(cè)距離連線20 mm處設(shè)置測(cè)點(diǎn)，然后輸出測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力時(shí)程曲線，如圖7所示。由圖7可知，槽腔輪廓內(nèi)側(cè)的測(cè)點(diǎn)在預(yù)裂孔和掏槽孔爆炸應(yīng)力波的作用下會(huì)依次產(chǎn)生兩個(gè)應(yīng)力峰值，而槽腔輪廓外側(cè)的測(cè)點(diǎn)僅會(huì)在預(yù)裂孔爆炸應(yīng)力波作用下產(chǎn)生一個(gè)應(yīng)力峰值。這主要是由于預(yù)裂孔中切縫裝藥爆破后沿著槽腔輪廓形成了定向預(yù)裂面，對(duì)掏槽孔爆炸應(yīng)力波的傳播形成阻隔作用。因此槽腔輪廓外部巖體不再承受掏槽孔爆炸應(yīng)力波的作用，而掏槽孔爆破能量則可以全部用于破壞槽腔內(nèi)部巖體，使之形成易于拋擲的破碎巖塊。

(a) 槽腔輪廓內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)

由于有限元算法存在一定局限性，本次模擬未能充分展示槽腔巖體的拋擲過程。但根據(jù)圖6中預(yù)裂孔爆破后的巖體損傷演化情況可以看出，利用切縫管結(jié)構(gòu)對(duì)炸藥爆破能量的導(dǎo)向作用，預(yù)裂孔爆破以后沿著預(yù)裂孔連線和槽腔輪廓形成了定向預(yù)裂面，定向預(yù)裂面將槽腔巖體與圍巖分離開來。結(jié)合2.2節(jié)的理論分析可知，由于預(yù)裂孔裝藥長度范圍內(nèi)的槽腔巖體已經(jīng)與圍巖發(fā)生脫離，那么當(dāng)掏槽孔爆破以后爆生氣體開始推動(dòng)槽腔巖體向外運(yùn)動(dòng)拋擲時(shí)，預(yù)裂孔底部裝藥長度范圍內(nèi)的槽腔表面與圍巖之間不存在剪切阻力，僅靠近預(yù)裂孔孔口端的未裝藥長度范圍內(nèi)的槽腔表面與圍巖之間存在剪切阻力?？梢娗锌p裝藥定向預(yù)裂能夠顯著降低槽腔四周各面的成腔剪切阻力，成腔阻力的下降將使得槽腔巖體能夠被輕易地拋擲出去，從而得到符合設(shè)計(jì)要求的槽腔。

4 現(xiàn)場試驗(yàn)

為了探究基于軸向切縫裝藥定向預(yù)裂的掏槽爆破技術(shù)在巖巷中深孔爆破中的應(yīng)用效果，按照?qǐng)D1和表2所示的爆破方案和爆破參數(shù)實(shí)施巖巷中深孔全斷面爆破。由于測(cè)量手段的限制，在不影響整個(gè)工程進(jìn)度的前提下，很難在爆破現(xiàn)場對(duì)掏槽效果進(jìn)行單獨(dú)的測(cè)試和評(píng)價(jià)。因此，掏槽爆破效果通常采用全斷面爆破以后的循環(huán)進(jìn)尺、炮孔利用率、炸藥單耗以及雷管單耗等爆破指標(biāo)來間接衡量，爆破效果統(tǒng)計(jì)見表5。

表5 爆破效果統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)

由表5可知，采用優(yōu)化掏槽爆破方案進(jìn)行全斷面爆破試驗(yàn)，平均循環(huán)進(jìn)尺為2.34 m，平均炮孔利用率為93.6%，平均炸藥單耗為1.68 kg/m3，平均雷管單耗為2.05 發(fā)/m3。與采用楔形掏槽的普通中深孔爆破方案相比，平均循環(huán)進(jìn)尺增加了0.29 m，平均炮孔利用率提高了11.6%，平均炸藥單耗降低了0.19 kg/m3，平均雷管單耗降低了0.13 發(fā)/m3。試驗(yàn)結(jié)果表明，采用基于軸向切縫裝藥定向預(yù)裂的掏槽爆破技術(shù)，能夠改善中深孔掏槽爆破效果，進(jìn)而提高全斷面爆破開挖效率和降低爆破成本。

5 結(jié) 論

針對(duì)巖巷中深孔掏槽爆破效果差的問題，設(shè)計(jì)了基于切縫裝藥定向預(yù)裂的中深孔掏槽爆破方案，并以此作為研究對(duì)象開展相關(guān)研究，得出如下結(jié)論：

(1) 預(yù)裂孔中的切縫裝藥爆破后形成的定向預(yù)裂面具有自由面效應(yīng)和應(yīng)力波阻隔效應(yīng)，定向預(yù)裂面作為自由面會(huì)將掏槽孔爆炸應(yīng)力波反射為拉伸應(yīng)力波促使槽腔巖體發(fā)生拉伸破壞，并會(huì)阻隔掏槽孔爆炸應(yīng)力波向槽腔外部傳播促使掏槽孔炸藥能量全部用于破壞槽腔巖體，因此槽腔巖體可以被充分破壞以形成易于拋擲出腔的破碎巖塊；而且，沿槽腔輪廓所形成的定向預(yù)裂面，具有降低槽腔四周各面所受的剪切阻力的作用，進(jìn)而有利于掏槽孔爆破成腔。

(2) 數(shù)值模擬能夠?qū)崿F(xiàn)槽腔巖體損傷演化歷程的可視化，預(yù)裂孔中切縫裝藥先行爆破使得相鄰預(yù)裂孔之間形成了定向預(yù)裂面，掏槽孔應(yīng)力波到達(dá)定向斷裂面后，定向斷裂面的反射拉伸作用導(dǎo)致預(yù)裂面附近產(chǎn)生拉伸層裂破壞，且槽腔輪廓外側(cè)測(cè)點(diǎn)僅在預(yù)裂孔爆炸應(yīng)力波作用下產(chǎn)生一個(gè)應(yīng)力波峰值，而槽腔輪廓內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)在預(yù)裂孔和掏槽孔爆炸應(yīng)力波的作用下產(chǎn)生兩個(gè)峰值，證明了定向預(yù)裂面的應(yīng)力波阻隔作用。

(3) 在巖巷中深孔爆破中采用基于軸向切縫裝藥定向預(yù)裂的掏槽爆破技術(shù)，爆后平均循環(huán)進(jìn)尺增加了0.29 m，平均炮孔利用率提高了11.6%，平均炸藥單耗降低了0.19 kg/m3，平均雷管單耗降低了0.13 發(fā)/m3，爆破效果明顯優(yōu)于現(xiàn)有普通中深孔掏槽爆破技術(shù)。