直立岩层边坡岩体的静态爆破参数试验研究

2020-07-14周云涛石胜伟谢忠胜王林峰

金属矿山 2020年6期

周云涛石胜伟谢忠胜张勇王林峰

（1.中国地质调查局地质灾害防治技术中心，四川成都611734；2.中国地质科学院探矿工艺研究所，四川成都611734；3.山区公路水运交通地质减灾重庆市高校市级重点实验室，重庆400074）

直立岩层岩体常发育于高陡边坡，形成危岩、孤石等灾害，目前常用的有效处理措施为锚固和爆破清除。对于高陡边坡，锚固工程机械设备重、技术要求高、施工难度大，通常难以实施。爆破清除又分为炸药爆破和静态爆破，炸药爆破产生粉尘、噪音污染环境，产生的飞石对下方的基础设施、人员等造成二次灾害，同时对母岩产生不可逆的损伤，因此，炸药爆破对直立岩层岩体的清除适宜性较差。静态爆破技术是近年来发展起来的一种新型破碎技术，具有无振动、无粉尘、无噪音、无有害气体等优点［1］，同时施工难度较小，对于直立岩层岩体的清除适应性较好。然而，直立岩层边坡具有独特的岩体结构，尚缺乏针对此特殊岩体结构的静态爆破参数设计研究。

静态爆破工程较为复杂，涉及静态膨胀压、抵抗线、药量、破裂时间、钻孔布设方式等多个参数，较为合理的静态爆破参数将取得更好的爆破效果。姜楠等试验得出孔径的增加能够提高膨胀压力，加快反应速度［2］；彭建宇等开展了全约束和预留一定自由膨胀空间2种条件下的圆筒试验，得出随体积膨胀率增大，圆筒内静态破碎剂轴向输出应力降低［3］；郑志涛等测试了钢管试件中的静态膨胀压，发现SCA产生的膨胀压力随着钻孔直径的增大而增大，但不同直径钻孔达到最大膨胀压力所需的时间基本相同［4］；谢益盛等分析了水灰配比、拌和温度、孔径对膨胀压力的影响，得出随着孔径的增大膨胀压力逐渐增大，且轴向与径向膨胀压力之间的差异因为破碎剂水化固结后泊松比的增大而逐渐减小［5］；葛进进等采用电测法得出静态破碎剂产生的最大膨胀压力随着水剂比的减小而增大［6］，以上研究为静态膨胀压参数提供了理论依据。郝兵元等研究了单轴应力状态下石灰岩体静态破碎裂纹演化规律，建立了静态破碎剂作用力与裂纹扩展半径的关系［7］；周云涛等提出了基于岩体破裂单元的静态爆破断力学模型，推导了钻孔裂纹尖端的应力强度因子表达式［8］；王建鹏由静态爆破试验发现，静态破碎剂释放的膨胀压力在微裂缝发生后仍能持续，裂缝的宽度随时间不断扩大［9］；唐烈先等再现了单孔方形混凝土模型裂纹的扩展和破坏现象，并提出了静态破碎主裂纹导向技术［10，11］；岳中文与杨仁树采用静态爆破模型试验得出裂纹扩展速度和加速度的变化基本是呈现先增加后降低再增加的变化趋势［12，13］；李忠辉等提出了利用静态爆破技术结合合适的钻孔布置来压裂煤层，增加煤体瓦斯运移通道，提高煤层透气性的技术方法［14］；翟成等模型试验得出，静态爆破的裂缝开裂方向是沿着最接近自由面的方向，合理的布孔可以显著提高静态爆破煤层致裂增透效果［15］。以上研究表明，多位学者在膨胀压方面开展了较为深入的研究，同时对完整岩体或混凝土进行了大量静态爆破试验，对爆破参数的获取具有指导意义，但是，学者们尚未涉及岩体结构层面的静态爆破相关内容。

本项目针对直立岩层边坡这一特殊地质体，开展静态爆破模型试验，探讨静态膨胀压、抵抗线、孔距、布设方式等对静态爆破效果的影响，研究成果对于同类型地质体的静态爆破工程设计具有指导意义。

1 静态爆破试验设计

1.1 膨胀压力测试试验

膨胀压力测试可采用薄壁圆筒理论开展，取一钢管，一端焊接密封，另一端开口，模拟钻孔，同时在钢管上、中、下3个位置布设应变片以测量环向应变，如图1所示。将破碎剂浆体填充在钢管中，使钢管正置中心，用小锤轻击钢管使其紧密。为了消除温度对测量结果的影响，将钢管放置在恒温（25±1）℃的水槽内。待破碎剂膨胀后采用静态电阻应变仪测量环向应变，则膨胀压［16］由下式计算：

式中，P为膨胀压，MPa；Es为钢管的弹性模量，MPa；K为钢管的外径与内径比值；εθ为钢管的圆周方向应变量；ν为钢管泊松比。

试验采用的静态膨胀剂为SCA-Ⅱ型，水灰比1∶3，初凝时间10 min，适用温度范围10～30℃；钢管为普通碳素钢A3型冷加工钢管，内径40 mm，壁厚4 mm，长500 mm，钢管一端用4 mm厚钢板焊接封闭；钢管放置于恒温水槽内，水槽尺寸500 mm×500 mm×620 mm，内灌满纯净淡水，恒温（25±1）℃；距钢管底部150 mm和250 mm分别贴附2张电阻应变片（图2），尺寸为3 mm×5 mm，电阻值（120±0.2）Ω，采用静态应变仪3816测试试验过程中的应变值。

1.2 抵抗线、孔距和布设方式参数试验

1.2.1 试验模型及相似比设计

本次模型试验的原型为等厚度岩层组成的无限长直立边坡，岩体为砂岩，岩层厚度为80 cm。采用相同性质的砂岩块模拟岩层岩体，砂岩岩块尺寸为a×b×c=60 cm×30 cm×10 cm，按照相似原理的几何、质量、荷载、介质物理性质以及边界相似条件，其原型和模型的力学参数及相似比设计见表1，试验模型如图3所示。

试验在反力架上进行，反力架尺寸为153 cm×40 cm×40 cm，在中心位置水平放置砂岩岩块，两侧采用千斤顶约束。千斤顶与岩块之间设置钢质隔板，并放置压力计。不同岩层之间的水平压力通过施加千斤顶压力模拟。试验装置与尺寸如图4所示。

1.2.2 试验工况

（1）抵抗线试验。如图5所示，试验考察不同抵抗线随膨胀压力、水平压力的变化规律。根据岩块尺寸、钻孔直径等参数，设计抵抗线W分别为40 mm和 60 mm，水平压力Ph分别为 0 kPa、250 kPa、1 000 kPa、1 500 kPa，共计16组试验。为了消除左右、后缘以及下部的边界效应，应满足在左右边界、两侧及后缘钻孔距边界的距离大于4D。设计的钻孔直径D为20 mm，深度h为100 mm。

（2）孔距试验。试验设计了2D、3D、4D和5D等4种钻孔间距，钻孔直径D为20 mm，如图6所示。试验在完整岩块中进行，分别考察其贯通时间和贯通裂缝轨迹，记录初始起裂以及完全贯通时的静态爆破膨胀压力。

（3）布设方式试验。静态爆破工程中，常用矩形布置方式与三角形布置方式对岩体进行爆破。为了考察矩形布置方式与三角形布置方式对横向坡直立岩层岩体的爆破效果，如图7所示，在保持钻孔直径、孔距以及水平压应力不变条件下，开展不同布置方式的静态爆破效果试验，探究其裂隙发育率、裂隙间距、完整性系数等爆破效果参数。

1.2.3 监测方案

在试验过程中，采用电阻应变片监测钻孔周边的径向压应变与切向应变，以预测岩块破坏前的膨胀压力变化，应变片布置如图8所示。采用高速摄像机记录不同时段岩体裂纹起裂、扩展以及破坏等现象。

2 试验结果分析

2.1 膨胀压力随时间变化规律

试验采用电阻应变片监测钢管表面环向应变，将监测得到的应变代入到薄壁圆筒理论式（1），得到如图9所示的膨胀压随时间变化曲线。由图9可知，在径向约束条件下，静态破碎剂产生的膨胀压力随时间成指数增长趋势，通过非线性拟合，膨胀压与时间的定量关系可表示为，

式中，p为作用于钢管侧壁的膨胀压，MPa；t为静态破碎剂作用时间，h。

由图9可知，静态破碎剂产生的膨胀压力（＞40 MPa）远大于一般岩体的抗拉强度（2～35 MPa），因此，采用静态破碎剂产生的膨胀压力开挖岩石是适宜的，对于直立岩层边坡的岩体开采同样适用。

2.2 破裂膨胀压力与水平压力关系

横向坡直立岩层或者具有大倾角的岩层，往往是遭受较大的残余水平构造应力，在水平应力作用下，岩层之间受挤压。当采用静态爆破技术破裂岩体时，岩体的侧向约束作用将改变静态爆破效果和爆破时间。

如图10所示，对于抵抗线W=40 mm和W=60 mm，随着水平压应力的增大，岩体产生破坏的膨胀压力近似线性增大，表明在侧向约束条件下，约束力越大，岩体开裂所需要的膨胀压越大；同时，设计抵抗线越大，在相同水平压应力作用下，岩体开裂所需要的膨胀压力愈大，而在抵抗线较大的情况下，膨胀压力随水平压应力具有加速增长的趋势。

由此可见，在静态爆破设计中，应优先测定水平构造应力，选择合适的抵抗线尺寸，进而设计钻孔、装药量等其他参数。

2.3 不同孔距下的静态爆破时间分析

孔距是静态爆破的关键参数，孔距过小，岩体挤压破碎严重，造成药量浪费，孔距过大，相临钻孔贯通时间增加，甚至出现不贯通的现象，影响爆破效果。试验测试了钻孔孔距3～7 cm条件下的裂纹贯通时间。由图11可知，孔距3～5 cm时，钻孔裂纹贯通时间近似线性增长，当孔距大于5 cm，钻孔裂纹贯通时间随孔距的增大非线性增大，有明显加速增长的趋势。因此，当钻孔直径为D时，建议静态爆破设计孔距为（2～2.5）D。

2.4 不同布设方式下的静态爆破效果分析

在保证钻孔间距、孔深等参数不变的条件下，本项目开展了矩形和三角形2种钻孔布设方式的静态爆破试验，采用岩体裂隙组数、裂隙间距、体积裂隙数JV以及完整性系数KV等参数［17］考察2种布设方式的静态爆破效果。

图12为试验获取的岩体裂隙数和间距随时间发育曲线，岩体裂隙数为单个岩块裂隙发育的平均值，间距同样为单个岩块裂隙间距发育的平均值。由图12可知，当t=0～7 h时，2种布设方式的裂隙发育数随时间非线性增加；当t＞7 h时，裂隙发育数随时间趋于稳定，矩形布设方式的裂隙最终发育数为11.2条/m，三角形布设方式的裂隙最终发育数为16.4条/m。同样，当t=0～7 h时，2种布设方式的裂隙间距随时间非线性降低；当t＞7 h时，裂隙间距随时间趋于稳定，矩形布设方式的裂隙最终间距为2.8 cm，三角形布设方式的裂隙最终间距为2.4 cm。

图13为试验得出的岩体完整性系数KV和体积裂隙数JV随时间发育曲线，体积裂隙数JV为单位体积统计的裂隙条数，系数KV表征岩体的完整程度。由图13可知，当t=0～7 h时，2种布设方式的体积裂隙数JV随时间非线性增加；当t＞7 h时，体积裂隙数JV随时间趋于稳定，矩形布设方式的最终体积裂隙数JV为56条/m3，三角形布设方式的最终体积裂隙数JV为82条/m3。同样，当t=0～7 h时，2种布设方式的岩体完整性系数KV随时间非线性降低；当t＞7 h时，岩体完整性系数KV随时间趋于稳定，矩形布设方式的最终岩体完整性系数KV为0.20，最终岩体完整性系数KV为0.089。

由上述分析可知，三角形布设方式的裂隙数和体积裂隙数均大于矩形布设方式的裂隙组数和体积裂隙数，且三角形布设方式的裂隙间距和岩体完整性系数均小于矩形布设方式的裂隙间距和岩体完整性系数，由此表明，三角形布设方式的爆破效果明显优于矩形布设方式。

3 静态爆破过程讨论

针对矩形布设钻孔方式和三角形布设钻孔方式的静态爆破试验，通过现象观测与数据统计分析得出静态爆破过程可分为岩体微裂、孔边裂纹扩展、裂纹密集发育和岩体碎裂4个阶段，分别叙述如下：

（1）岩体微裂阶段。钻孔周围岩体在静态膨胀压力作用下，当切向应力超过岩石的抗拉强度时，岩体开始开裂，由图14（a）和图15（a）可知，2种钻孔布设方式时，裂纹初始扩展沿着钻孔连线方向发展，孔边未伴生其他方向裂纹。

（2）孔边裂纹扩展阶段。如图14（b）和图15（b）所示，对矩形布设方式，在此阶段，靠近临空面一侧的钻孔由于受临空面约束力小，沿钻孔周边发展裂纹，而靠近最内侧的钻孔由于距临空面较远，受约束作用大，膨胀力增长较快，致使岩体开裂，裂纹不断发展，而相应于中间的钻孔，其孔边裂纹较少发育。对于三角形布设方式，沿钻孔连线方向裂纹贯通，同时伴随着内外两侧的钻孔裂纹发育，而中间钻孔的孔边偶有发育。