基于土体裂隙迹线方程和土体扰动模型的气爆松土参数优化

奚小波，张瑞宏，单　翔，叶伟伟，史扬杰，马国梁，陶德清

（1. 扬州大学机械工程学院，扬州 225127；　2. 扬州大学水利与能源动力工程学院，扬州 225127；3. 江苏农牧科技职业学院，泰州225300）

0　引　言

土壤深松是一种不翻转土层并保持原土层不乱的耕作方式，属保护性耕作，也是目前应用最广的疏松土层的方法[1]。深松可打破坚硬的土壤底层实现土层松散，可有效调节土壤固、液、气三相比，提高土壤的透气透水能力，且不破坏耕层植被与土壤结构，有利于保持耕层土壤层次，减轻土壤侵蚀，提高土壤蓄水抗旱能力[2-5]。同时，深松作业也可减少机具的耕作量和动土量，降低作业能耗，是一种节能型耕作方式[6-7]。目前，土壤深松作业主要以铲式深松为主，但普遍存在着深松效果差、土体扰动不均匀、能耗大等问题[8-10]。

针对铲式深松的不足，国内外已有研究利用气爆深松技术，在土壤内注入高压气体使土壤产生裂隙，从而打破犁底层，实现耕地的深松。Araya等[11]采用有限元法建立了气流注射压力下的深松模型，研究了深松铲安置角度对破土效果的影响。Zhang等[12-14]开发了一种用于改善草坪土壤的气爆深松方法，研究了气爆作业对土壤及土壤容积率等参数变化。左胜甲[15]开展了气爆深松特性研究，对气爆后的土壤孔隙度、土壤孔隙度提升率和土面抬升量做了研究。李霞等[16]研制了一种气动深松施肥机，在深松铲柄及铲尖处设置通气孔，气流直通犁底层，达到疏松土壤的效果。

目前，国内外关于气爆松土的研究不多，且现有研究不全面，特别是气爆作用如何影响土壤深松的研究尚未开展。因此，本文通过试验研究揭示气爆土体裂隙的扩展趋势，探究气爆对土体的扰动特性，揭示气爆参数对松土的作用机制，以期为气爆松土参数优化提供理论依据。

1　气爆松土机理

1.1　气爆松土裂隙扩展模型

气爆松土过程即为土体的气力劈裂过程[17]，高压气体通过深松孔向土内发射并形成冲击波，受冲击波作用的土体间相互作用形成拉伸应力，当拉伸应力大于土体抗拉强度时，土体破坏并产生裂隙。一般将土体劈裂简化为圆孔扩张，其受力关系如图1a所示。土体在圆孔内压力Pt的作用下向外扩张，当Pt增加时，圆孔周边区域土体将由弹性状态变为塑性状态，随着 Pt的增大，塑性状态区的面积不断扩大，同时土体径向应力 σr增大，土体切向应力σθ减小。

气爆作用形成土体裂隙，高压气流沿裂隙向土内渗透，并沿某一方向扩展，同时土体的不连续性使得扩散后的气流易从土表渗漏，导致气压衰减，致使裂隙宽度逐渐减小。因此气爆松土可视为土体变形、气压衰减、气体渗漏 3个过程的耦合[17]，可用三个模型揭示其作用过程，一是土体位移模型，二是气压衰减分布模型，三是气体渗漏模型，气爆松土裂隙扩展模型如图1b所示。

图1　土体在圆孔内压力下的扩张力学示意图及气爆松土裂隙扩展模型Fig.1　Expansion mechanical sketch of soil under internal pressure in circular hole and soil fissure extension model

1.1.1土体位移模型

土体位移模型用于描述裂隙宽度随劈裂扩展半径的变化，根据Murdoch等的研究结果有[18]

式中R为裂隙径宽，mm。对于气爆中心处的裂隙位移b，Murdoch L C也给出了方程

式中P为气爆压力，MPa；H为气爆深度，mm；E为土体硬度，MPa。

1.1.2气压衰减分布模型

由于流体摩擦作用，气压会沿裂隙扩展方向衰减，且当气压衰减至起劈压力时，裂隙将停止扩展，Nautiyal给出了压力衰减模型[19]

式中Pn+1为距爆气孔rn+1处的气压，MPa；Pn为距爆气孔

rn处的气压，MPa；Q为rn+1与rn之间的爆气流量，m3/s；

μgas为气体黏滞系数，Pa·s。

1.1.3气体泄漏模型

气爆后的气流在土内沿裂隙扩展方向衰减，导致气体渗漏速率也沿裂隙扩展方向衰减，假设裂隙上下两侧气体渗漏速率vleak一致，则有[19]

式中Kgas为气体渗漏系数。气体总渗漏量Qleak采用离散化方法计算，以气爆中心孔为中心，将裂隙区分成若干圆环，气体总渗漏量即为所有圆环渗漏量之和，则有[20]

1.2　气爆土体破坏方式

气力劈裂土体破坏方式主要有 2种[21]，一种是张拉破坏，表现为土体较原地表面的抬升；另一种是剪切破坏，表现为土体在深土层中的挤压。上述 2种形式的土体破坏一般会同时发生，或张拉破坏主导，或剪切破坏主导。

1.2.1土体张拉破坏

土体张拉破坏时，其有效小主应力为负，且在数值大于土体抗拉强度，其判别准则为[22]

式中σ3'为土体有效最小主应力，MPa；σt为土体抗拉强度，MPa。根据圆孔扩张力学关系，土体单元最大径向应力 σrmax和最小切向应力σθmin为

根据朗金土压力理论[23]，土体单元所受主应力大小与其所在深度成正比，因此当满足小气爆深度时，土体发生张拉破坏。气爆后的土体发生抬升，并与未受作用的下层土体形成裂隙，如图2所示。

图2　张拉破坏土体裂隙扩展示意图Fig.2　Soil fissure expansion schematic by pulling damage

1.2.2土体剪切破坏

根据Mohr-Coulomb土体强度理论[23]，当土体中任意一点剪应力达到土体抗剪强度时，土体发生剪切破坏，且该点处于极限平衡状态。根据土体抗剪强度库伦定律，土体抗剪强度τf为

式中σ为剪切滑动面上的法向应力，kPa；φ为土壤内摩擦角，(°)；c为土壤黏聚力，kPa。且有

土体处于极限平衡时，土体发生剪切破坏所处平面为弹性状态与塑性状态的交界面，因此仍符合式（7）、（8）的力学关系，则有

当气爆位置较深时，土体单元所受的主应力较大，此时土体破坏以剪切破坏为主，气爆后的土体沿圆孔中心处向上下两侧挤压，并在水平方向上延伸扩张形成裂隙，如图3所示。

图3　剪切破坏土体裂隙扩展示意图Fig.3　Soil fissure expansion schematic by shear damage

2　气爆松土试验

2.1　标准土体制作

采用不锈钢钢板绕圈制成 Φ100 cm×50 cm 土槽挡圈，通过填土压实制取标准土体，如图 4所示。土壤采用粘砂土，其物理特性如表 1所示[24-27]。将土体制作成与实际耕作层相近的土壤，制成后的土体硬度4.1 MPa，含水量20.1%。

图4　气爆试验用标准土体Fig.4　Standard soil block for gas explosion test

表1　试验用土壤的基本物理特性Table 1　Basic physical properties of soil for testing

2.2　试验方案

由于气爆压力P、气爆深度H及通气量V为气爆松土仅有的3个技术参数，因此选取该3个因素进行正交试验设计。通过试验发现，P低于0.4 MPa时，土体扰动程度较低，因此P的取值从0.4 MPa递增；一般松土深度30 cm为宜，且考虑到气爆松土会作用到气爆中心以下的土体，因此H最大取值30 cm；由于气流在土内会从土表面向外渗露，气爆通气量过大会造成储气装置快速降压，不利于长时作业，因此V最大取0.15 m3。采用L9(34)正交表进行正交试验，设计的因素水平如表 2所示。选取气爆土体裂隙作为正交试验的评价指标，主要考察土体裂隙长度L及裂隙扩展域面积S。

表2　气爆松土正交试验因素水平Table 2　Orthogonal factor level of gas explosion subsoiling

2.3　试验装置

试验装置如图5所示，气爆设备为W-1.0/8型空压机，满载气压0.8 MPa，排气量1 m3/min。气爆时，空压机处于储气工作状态，以保证松土时有持续稳定的气压。装置通过气铲及液压机构实现钻杆入土。

图5　气爆松土试验装置实物图Fig.5　Picture of gas explosion subsoiling experimental equipment

2.4　测试方法

为直接观测气爆土体裂隙，对气爆后的土体进行剖面观测，由于剖面后的土体裂隙会因剖土铲的挤压而密实，因此在气爆中心处沿径向往外偏移5 cm进行剖面，如图6所示。剖面完成后，继续通入少量低压（0.1 MPa）气流，以去除裂隙中的填土，完成上述操作后便可观测到土体截面的裂隙形貌。在定性研究气爆参数对裂隙的影响时，裂隙长度 L为土体截面最外围裂隙长度，裂隙扩展域面积 S为最外围隙与土体上表面所围成的面积。另外，在试验结束后可轻微将气爆钻杆沿剖面倾斜使松土翻倒，便可观测气爆后土体的内部特征。

图6　土体剖面位置示意图Fig.6　Section position schematic of soil block

3　结果与分析

3.1　气爆参数对土体裂隙的影响

图7为0.4 MPa气爆压力、10 cm气爆深度、0.05 m3通气量下的气爆后的土体内部形貌，可以发现，土体裂隙由气爆中心斜向上扩展，并与土表面交叉，因此可将裂隙扩展域视为三角形（土表面为底边，气爆深度为高），则三角形斜边即为裂隙长度L、三角形面积即为裂隙扩展域面积 S，测算的气爆参数下的 L为 29.61 cm、S为296.07 cm2。根据这一原则测量并计算得各裂隙长度及裂隙扩展域面积，对试验结果进行极差处理，结果见表3，其中A代表气爆压力、B代表气爆深度、C代表通气量。气压劈裂作用引起土体裂隙，所以裂隙越长、裂隙扩展域越大，土体扰动越强，松土效果越好，因此在极差分析时优选k值大的气爆参数值。对裂隙长度及裂隙扩展域而言，其较优水平均为 A3B3C3，说明在一定范围内，气爆压力越大、气爆深度越深、通气量越大，土体的深松效果越好。

图7　气爆松土后的土体内部形貌Fig.7　Internal morphology of soil block after gas explosion subsoiling

由表3可知，在气爆参数对裂隙长度L的影响方面，其主次因素顺序为通气量、气爆压力、气爆深度。在气爆压力、气爆深度不变的情况下，根据Nautiyal D压力衰减模型，当气压衰减至土体起劈力时裂隙停止扩展，然而本试验采用持续稳定的气压源，因此不考虑气压衰减，故裂隙将持续扩展，但由于气流具有向土面上升并泄露的趋势，所以持续通入的恒压气流最终会从土面溢出，使得裂隙与土面交叉。因此，通气量是影响裂隙长度的最主要因素，此处的通气特指恒压气流。

表3　气爆松土正交试验结果与极差分析Table 3　Orthogonal test results and range analysis of gas explosion subsoiling

根据Murdoch的土体位移模型方程可知，气爆压力的大小决定着裂隙初始宽度，且气压越大，裂隙初始宽度越大。与塑性力学的屈服极限相似，当材料承受的外力超过其弹性极限时，虽然应力不增加，但其将继续发生着塑性变形，换种说法，即材料继续在此外力作用下发生塑性变形的程度也将越大。所以在气爆压力大于土体起劈力时（超出弹性极限），气爆压力越大，越有利于裂隙的扩展（塑性变形发展），因此气爆压力是影响裂隙长度的第二因素。

在气爆试验过程中，土体表面亦会发生不同程度的抬升，说明此深度土体（30 cm以内）的自重应力与气爆压力相比较小，因而气爆深度对土体裂隙长度的影响相对较弱。

在气爆参数对裂隙扩展域面积S的影响方面，其主次因素顺序为气爆深度、通气量、气爆压力。气爆深度起主要作用与裂隙扩展域面积算法有关，因为深度越深，裂隙迹线与土表面围成的三角形的高越大，其所构成的截面域面积也越大。通过观测9组试验土体的截面形貌发现，气爆深度越浅的土体破坏程度越小，这主要是因为气爆深度较浅时，气流克服的土体自重应力越小，气流易从土表溢出，对土体的扰动程度较低，所以松土效果较差。

3.2　气爆土体截面裂隙

由于裂隙最终均会与土面交叉，且是由通气量决定，因此本文研究的裂隙扩展仅针对其与气爆压力 P及气爆深度H的关系。图8为不同气爆压力及深度下的土体截面裂隙分布情况，为准确定量描述各裂隙的扩展形势，对各土体截面进行了标尺，h代表土体裂隙距土体表面的垂直深度距离，r代表裂隙扩展距气爆中心的距离。

由图8可看出，当H为10 cm时，土体截面裂隙中心位于气爆中心处，浅土层的土体自重应力较小，高压气流克服的土体压应力较小，气流几乎不向深土层劈裂，更易于水平径向扩散及向上泄露，土体破坏以张拉破坏为主，土面抬升，所以裂隙呈现的扩展形势为类抛物线形。另外，在10 cm深处，随着P的增加，裂隙宽度增加明显，同时裂隙沿径向的扩展距离也得以增加，如图8a、8b、8c所示。

当H为20 cm时，裂隙中心仍为气爆中心，如图8d、8e、8f所示。由于20 cm深处需克服的土体压应力较大，所以该深处土体裂隙在径向范围内的扩展效果相比10 cm深的较差；但因为高压气流具有较大的势能，因此其可克服更大面积的土域，所以其比10 cm深扰动的土体量更大。

当H为30 cm时，裂隙中心开始下移，随着P的增大，裂隙中心下移量越大，当P为0.8 MPa时，裂隙中心处于约−40 cm处（“-”表示地表以下），如图8i所示。30 cm深土层内的气压承受的土体自应力较大，气体泄漏量较小，此时的土体破坏以剪切破坏为主。总体上，P越大，裂隙扩展迹线越宽，且呈现类抛物线形状。

上述分析表明，气爆松土时，要使土体裂隙向下扩展，需满足以下条件：1）满足高气爆压力条件（＞0.6 MPa），气体势能大，能克服较大土体自应力，避免土体张拉破坏；2）满足大气爆深度条件（＞20 cm），土体自应力大，土面不易抬升，气体泄漏量小，土体发生剪切破坏概率大。

图8　气爆松土后的土体截面裂隙形貌Fig.8　Fissure morphology on soil block section after gas explosion subsoiling

3.3　气爆土体裂隙迹线方程

以试验 1为例，对其裂隙取点形成量化坐标，并采用Origin软件进行Polynomial Fit多项式曲线拟合，生成土体裂隙迹线函数曲线，如图 9所示。拟合结果显示其曲线方程为h=ar2+br+c型，说明气爆土体裂隙迹线为抛物线。由于理想条件下的气流在土内扩散均匀，所以理论裂隙中心在h轴上，则方程中r的一次项为0，因此可将方程转化成h=ar2+c′形。结合气爆试验可知，裂隙迹线中心主要由 H决定，因此方程可进一步简化成h=ar2−H+c″ 型，则试验1的裂隙迹线方程为

同理，对其他各组试验进行处理，生成各裂隙迹线方程为

图9　试验1的土体截面裂隙迹线拟合函数曲线Fig.9　Fit function curve of fissure trace on test 1 soil block section after gas explosion subsoiling

式（18）－（26）对应图8a～8i的土体裂隙迹线方程，在二次多项式函数中，二次项系数 a可反映抛物线开口的平滑度，a值越大，抛物线开口越平滑，表面气爆土体裂隙在径向范围内扩展越广。依据上述分析，当土体以张拉破坏为主时，在H相同的情况下，a值随P增大而减小，即式（18）－（23）的 a值变化，该现象说明P越大，土体发生张拉破坏后的地表土扰动程度越大。当土体以剪切破坏为主时，在H相同的情况下，a值随P增大而增大，虽然这表明土体在径向上的扰动程度有所降低，但抛物线顶点下移，说明土体扰动已向下扩展。

3.3.1土体张拉破坏裂隙迹线方程

根据上文可知，H为10与20 cm时，土体破裂以张拉破坏为主，土面易抬升，裂隙扩展中心为气爆中心，因此式（18）－（23）的 c″项常数可忽略不计。首先，二次项系数a必与H、P相关，其随H增大而增大，随P增大而减少。另外，a必与土体物理性质相关，这里采用土壤硬度 E作为方程中描述土壤性质的变量，由于土壤硬度 E是一个综合描述土壤物理性质的参数，它与土壤的密度、容重、孔隙度、含水量等参数有关[28-30]，因此方程中表达土壤参数的仅需E即可。根据量纲分析法，a的量纲为L-1，遵循齐次性原则，则符合上述变量关系的a可表达成

式（27）中n取值须为正，否则a值将随P增大而增大。求解方程（27）的过程即为求解非线性回归的曲线拟合问题，采用Auto2Fit软件进行参数c1、c2、c3、n的优化，通过全局优化算法进行迭代运算。经求解，土体发生张拉破坏时的中心截面裂隙扩展迹线方程为

由于张拉破坏的土体裂隙中心几乎不下移，所以方程（28）中第一项定为正，则可推断：当 H＜25 cm，土体以张拉破坏为主；换言之，当H≥25 cm时，土体以剪切破坏为主。另外，土体张拉破坏的P不得低于0.17 MPa，即张拉破坏的气爆土体劈裂的起劈压力为0.17 MPa。

令方程（28）中的h为0，可求得气爆裂隙在r轴上的截距R1，R1的大小可直接反映气爆对土体在径向范围内的扰动程度，R1的表达式为

图10为张拉破坏土体裂隙横截距R1与P、H的关系曲面，可以看出，R1随着 H增大先增后减，且当 H为12.5 cm时，R1有最大值。当H在（12.5，25）cm内增加时，R1反而减小，说明在此深度范围内的气爆土体破坏方式不仅为张拉破坏，同时存在剪切破坏，且张拉破坏的影响程度随H增大而减少，剪切破坏的影响程度随H增大而增大，2种破坏方式的并存且相互作用致使 R1减小。

图10　张拉破坏土体裂隙横截距R1与P、H的关系曲面Fig.10　Relation surface of soil fissure horizontal intercept R1 with gas explosion pressure P and depth H by pulling damage

然而，R1值下降至0并不表示气爆土体裂隙扩展效果差；相反，说明气爆在土内产生的裂隙将不与土面交叉，其将在土体内部扩展，理论上将会沿水平方向无限扩展，直至气压衰减至起劈力。图11为25 cm深、0.8 MPa压力下的土体裂隙，可以发现，裂隙未与土体上表面交叉，裂隙迹线发生在土体侧面上，假若土体足够大，裂隙将可持续向外扩展。上述结果表明，在25 cm深度下的土体破坏将是张拉与剪切的共同作用，且作用程度相当，并有利于裂隙沿径向水平扩展。

当H恒定时，裂隙横截距R1与P的关系曲线（H取12.5 cm）如图12所示，可以发现，P在（0.17, 1）MPa内增大时，R1曲线斜率较大，R1呈陡势提高；当P超过1 MPa并增大时，R1曲线斜率开始降低，曲线增幅平缓。这一现象说明，P并非越大越好，高气压源对储气增压装置的技术要求较高，且需要的集气时间较长，系统维持高气压的稳定性要求高，不利于长时作业，因此系统设置气爆压力应在1 MPa左右为宜。

图12　张拉破坏裂隙横截距与的关系曲线Fig.12　Relation curve of soil fissure horizontal intercept and gas explosion pressure by pulling damage

3.3.2土体剪切破坏裂隙迹线方程

根据土体张拉破坏裂隙迹线方程推算方法，并结合式（24）－（26）中二次项系数与 P的关系，同时参照土体张拉破坏的裂隙迹线方程模型，张拉破坏与剪切破坏的临界气爆深度为25 cm，因此设此处的迹线方程二次项系数a为

式中d1与d2为方程参数，m取值须为正，否则a值将随P增大而减小。求解后的a可表达成

令式（24）－（26）中末尾项的气爆裂隙中心下移量为ΔH，由于数据量较少，为此对H为35、40 cm的方案进行试验，结合30 cm深度情况，最终ΔH的结果如表4所示。

表4　裂隙中心下移量试验结果Table 4　Test results of fissure centre dropping distancecm

对表4数据进行处理，ΔH可表达成

根据方程（33）的成立条件可推断，土体剪切破坏的气爆压力P不得低于0.39 MPa，则剪切破坏的气爆土体劈裂的起劈压力为0.39 MPa。

令式（33）的h为0，则有气爆裂隙在r轴上的截距R2的表达式

图13a为剪切破坏土体裂隙横截距R2与P、H的关系曲面，因为R2∝H且R2∝P0.44，所以曲面中R2随着H、P的增大而增大，这也说明在土体发生剪切破坏时，深度越深、气压越大，越有利于裂隙扩展。由于一般松土深度30 cm为宜，本文对H为30 cm时的裂隙横截距R2与P的关系作进一步讨论，其曲线关系如图13b所示。

图13　剪切破坏土体裂隙横截距R2与气爆参数的关系Fig.13　Relationship between soil fissure horizontal intercept R2 and gas explosion parameters

上文研究土体张拉破坏的裂隙横截距后得出 P在1 MPa左右为宜，为显示曲线总体分布情况，此处P最大取值1.6 MPa。可以发现，P在（0.39, 0.6）MPa内增大时，R2呈减小趋势；当P超过0.6 MPa持续增大，R2又开始增大。从曲线变幅大小来看，R2约在（40, 45）cm内变化，变幅较小，说明裂隙在水平径向上的扩展受 P的影响较小。其实从公式（32）也可看出，土体发生剪切破坏时，P对气爆中心下移量ΔH的影响较为显著，H为30 cm、P为1 MPa时的ΔH将达19 cm，即裂隙中心处于−49 cm处。

上述结果提供了一种研究气爆松土土体裂隙迹线方程的模式与方法，裂隙迹线方程中的土壤硬度 E为可作为土壤类型的变量，因此该裂隙迹线方程可适用于绝大多数类型土壤。

3.4　气爆土体扰动系数

由于气爆松土后的土体截面裂隙扩展域迹线方程均为抛物线，且高压气流从气爆中心均匀地向整个圆周喷射，因此气爆对土体的扰动作用区的是以裂隙迹线为边界围绕钻杆 360°旋转与土表面构成的抛物体，其结构示意图如图14a所示。根据抛物体几何学，抛物体体积Vp的方程为

式中Rp为抛物体底面圆半径，即裂隙迹线在r轴上的截距，cm；Hp为抛物体体高，即裂隙迹线在h轴上的截距，cm。采用土壤扰动系数评价气爆松土扰动程度量，土壤扰动系数y表示为

式中 V1为深松前地表线与实际深松地底线间的土方，即抛物体体积Vp，cm3；V2为深松前地表线与理论深松地底线间的土方，cm3。关于理论深松的土方V2，此处应该为以裂隙迹线在 r轴上的截距为半径（即为 Rp）与以气爆深度 H为高度的圆柱体体积，所以式（36）可进一步写成

针对气爆深度不同，土壤扰动系数具体情况如下：1）对于土体破坏以张拉破坏为主的气爆松土，气爆深度H＜25 cm，则有Hp=H，其对应的土壤扰动系数为50%；2）对于土体以剪切破坏为主的气爆松土，气爆深度H＞25 cm，则有Hp=H+ΔH，其对应的土壤扰动系数为

图14b为剪切破坏土体扰动系数y与P、H的关系曲面，总体上y在 50%以上，说明剪切破坏对土体的扰动程度优于张拉破坏，松土效果显著。另外，从曲面走势来看，P越大、H越小，土体的扰动系数越大，最大扰动系数发生在H逼近25 cm、P为1.0 MPa时，y可达到87.4%。当深度为松土适宜的30 cm时，P取1 MPa时，y可达到79.5%，比张拉破坏提高近30%，因此在气爆松土工艺参数设计中，应尽量使土体发生剪切破坏，这对促进土体裂隙的扩展及提高松土程度等方面起到显著的效果。

图14　气爆土体扰动示意图及剪切破坏土体扰动系数y与P、H的关系曲面Fig.14　Soil disturbance schematic after gas explosion and relation surface of soil disturbance coefficient y with gas explosion pressure P and depth H by shear damage

4　结论与讨论

1）本文提出了气爆松土作业方式，研究了气爆工艺参数对土体裂隙的影响，建立了气爆土体裂隙迹线方程及土体扰动模型，分析了土体张拉破坏及剪切破坏对裂隙扩展的影响。

2）气爆深度小于25 cm时，土体以张拉破坏为主，气爆起劈力为0.17 MPa，土面易抬升，土体裂隙中心为气爆中心，裂隙扩展程度随气压增大而增大，土体扰动系数为50%。

3）气爆深度大于25 cm时，土体以剪切破坏为主，气爆起劈力为0.39 MPa，土面抬升不明显，土体裂隙中心下移，且下移量随气压增大而增大，土体扰动系数大于50%，松土效果优于张拉破坏。

4）气爆深度为30 cm、气爆压力为1 MPa左右较适宜，气爆劈裂深至49 cm，土体扰动系数达79.5%，松土效果显著。

本文研究结论对气爆松土装备的设计研发具有指导意义，但试验仅分析了一种土壤类型及土壤含水量对气爆松土效果的影响，在后续的研究中应该就多种类型土壤及含水情况对气爆松土效果的影响作进一步研究。

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