工程爆破理论

2. 工程爆破基本理论

爆破理论就是研究炸药爆炸与爆破对象（目标）相互作用规律的有关理论。对于内部爆破（装药置于爆破对象内部），例如岩土爆破，就是研究炸药在岩土介质中爆炸后的能量利用及其分配，也就是研究炸药爆炸产生的冲击波、应力波、地震波在岩土中的传播和由此引起的介质破坏规律，以及在高温高压爆生气体作用下介质的进一步破坏及其运动规律；对于外部爆破（装药与爆破对象之间有一定距离），例如军事上采用的接触或非接触构件爆破，就是研究炸药爆炸后产生的冲击波在传播过程中与目标的相互作用以及由此引起的爆破目标的破坏及其运动规律。它是一个复杂而特殊的研究系统。要阐明爆炸的历程、机理和规律，应包括以下研究内容：

⑴、 爆破的介质在什么作用力下破坏的；破坏的规律及其影响因素；

⑵、 爆破介质的特性，包括目标（岩土）的结构、构造特征、动态力学性质及其对 爆破效果的影响；

⑶、 爆炸能量在介质中传递速率； ⑷、 介质的动态断裂特性与破坏规律；

⑸、 介质破碎的块度及碎块分布、抛掷和堆积规律；

⑹、 空气冲击波与爆破地震波的传播规律、个别爆破碎块的飞散距离；以及由冲击 波、地震波、个别飞石、爆体的落地震动等引起的爆破危害效应及其控制技术。

以岩石爆破为例，目前大量实验室和现场试验证明，岩体的爆破破碎有以下规律：（1）、应力波不仅使岩石的自由面产生片落，而且通过岩体原生裂隙激发出新的裂隙，或者促使原生裂隙进一步扩大，在应力波传播过程中，岩体破碎的特点是：原生裂隙的触发、裂隙生长、裂隙贯通、岩体破裂或破碎；（2）、加载速率对裂隙的成长有很大作用：作用缓慢的荷载有利于裂隙的贯通和形成较长的裂隙，而高速率的载荷容易产生较多裂隙，但却拟制了裂隙的贯通，只产生短裂隙；（3）、爆破高压气体对裂隙岩体的破碎作用很小，但它有应力波不可 替代的作用：可以使由应力波破裂了的岩体进一步破碎和分离；（4）、岩体的结构面（岩体弱面的统称，包括节理、裂隙、层理等各种界面）控制着岩体的破碎，它们远大于爆破作用力直接对岩体的破坏。

同其它学科对事物的认识规律一样，对爆破理论的研究也是由浅入深的。不同学者先后提出了各种各样的假说或理论，例如，最初提出了克服岩石重力和摩擦力的破坏假说，以后又相继提出了自由面与最小抵抗线原理，爆破流体力学理论，最大压应力、剪应力、拉应力强度理论，冲击波、应力波作用理论，反射波拉伸作用理论，爆生气体膨胀推力作用理论，爆生气体准静楔压作用理论，应力波与爆生气体共同作用理论，能量强度理论，功能平衡理论，利文斯顿（Livingston）爆破漏斗理论和爆破断裂力学等等理论。这些理论观点各异，有些相互矛盾，有些互相渗透，有些不够全面，存在片面性，而且大部分视爆体为连续均匀的介质，与实际情况尚有一定差距。

目前，在爆破界比较倾向一致的是“爆炸冲击波、应力波与爆生气体共同作用”理论，

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而且开始以爆体为非连续性非均匀性介质进行研究，从而能提高理论研究的深度，使理论结果比较接近实际。

本章主要介绍工程爆破的基本理论，且侧重于岩土爆破理论。对于结构物爆破，与工程爆破基本理论有共性的部分可参考本章，其特殊之处将在有关章节中分别给予阐述。

2.1 装药在固体介质中爆炸的破坏现象

2.1.1 装药在无限介质中爆炸的破坏现象

装药中心距固体介质自由表面的最短距离称为最小抵抗线，通过常用W来表示。对一定量的装药来说，若其W超过某一临界值WC，即W＞WC，则当装药爆炸后，在自由表面上不会看到爆破的迹象，也就是说装药的破坏作用仅限于固体介质内部，未能到达自由面。此种情况可视为装药在无限介质中爆炸。

大量爆破实践和试验表明，当装药在无限介质中爆炸时，除装药近处形成扩大的空腔（亦即压缩区，在土介质和软岩中最为明显）外，还从装药中心向外依次形成压碎区、裂隙区（亦称破坏区）和震动区（见图2-1-1）。

在压碎区内，岩石被强烈粉碎并产生较大的塑性变形，形成一系列与径向方向成45°的滑移面。

在裂隙区内，岩石本身结构没有发生变化，但形成辐射状的径向裂隙，有时在径向裂隙之间还形成有环状的切向裂隙。

震动动区内的岩石没有任何破坏，只发生震动，其强度随距爆炸中心的距离增大而逐渐减弱，以致完全消失。 在工程中，利用爆炸空腔（压缩区）

RK——空腔半径；RC——压碎区半径；RP——裂隙区关径 1——扩大空腔（压缩区）；2——压碎区；3——裂隙区；4——震动区

1 2 3 4 2RK 2RC 2RP 图2-1-1 装药在无限介质中爆炸作用

和压碎区，可以开设药壶药洞、构筑压缩爆破工事、构筑建筑物的爆扩桩基础以及埋设电杆的基坑等；利用破坏区，可以松散岩石、硬土和冻土，在石井中爆破扩大涌水量等；利用震动区，可以勘查地层结构、监测预报爆破震动对周围环境的影响程度等。

2.1.2 装药在半无限介质中爆炸的破坏现象

如果W＜WC，此种情况视为装药在半无限介质中爆炸。装药爆炸后，除在装药下方固体介质内形成压碎区、裂隙区和震动区外（假定介质自由表面在装药上方且为水平的），装药上方一部分岩石将被破碎，脱离原介质，形成爆破漏斗（见图2-1-2）。单位质量（1kg）炸药爆破形成的漏斗体积Vu与装药的埋置深度系数Δ有关（Δ=W/WC）。当Δ=1即W=WC时，

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Vu=0；在这种情况下，爆破作用只限于岩体内部，不能到达自由表面。当Δ＜1时，形成爆破漏斗，其锥顶角和体积随Δ减小而不断增大。当Δ值减小到一定值时，Vu 达最大，这时的最小抵抗线W0称为最优抵抗线，Δ0=W0/WC称为最优埋置系数。若继续减小Δ值，漏斗锥顶角虽能继续增大（不可能无限增大，只能增大到一定限度），Vu 值却反而减小（图2-1-3）。当Δ=0即W=0时，虽仍可以形成爆破漏斗，但其体积很小，这种置于岩石表面的装药称为裸露装药，俗称糊炮。

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 图2-1-3 Vu与Δ之关系 W Vu(m3/kg) 图2-1-2 装药上方形成的爆破漏斗

当形成爆破漏斗的锥顶角较小时，漏斗内破碎的岩石只发生隆起，没有大量岩石的抛掷现象。发生这种作用的装药称为松动装药，其形成的爆破漏斗称为破碎漏斗或松动漏斗（图2-1-4）。只形成松动漏斗的爆破称为松动爆破。

当爆破漏斗的锥顶角大于一定限度后，破碎的岩石将被抛出漏斗。发生这种作用的装药称为抛掷装药，其形成的爆破漏斗称为抛掷漏斗。在抛掷漏斗周围，通常还保留有部分已破碎、但未能被抛出的岩石，这部分岩石称为松动锥，它属于松动漏斗内保留下来的部分。抛掷过程结束后，一部分岩石回落到抛掷漏斗内。此外，堆积在漏斗周围的一部分岩石也会滑落到漏斗内。在自由面上能看到的爆破漏斗称为可见漏斗，其深度称为可见深度P（图2-1-5）。

图2-1-4 松动漏斗 A MAN—松动漏斗；MmA—松动锥；mAn—抛掷漏斗； man—可见漏斗； w—最小抵抗线；P—可见深度 m a M n P N W 图2-1-5 抛掷漏斗

在工程中，利用爆破漏斗或抛掷作用，可以松动岩土、开挖坑、壕或一定形状尺寸的掩体工事、构筑道路或堆积石坝等。

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在压碎区、裂隙区及漏斗形成过程中，冲击波（应力波）的强度已经大大减弱，在破裂区以外已不能再使介质破裂，只能引起介质质点的弹性震动，质点的震动范围即是震动区。震动区的范围很大。在这个范围内，离装药中心近的地方，震动强度大；离装药中心远的地方，震动强度小。

关于爆破震动问题将在第16章中讨论。

2.1.3 爆破漏斗的几何要素

当装药量不变，改变最小抵抗线；或最小抵抗线不变，改变装药量，可以形成不同几何要素的爆破漏斗，包括松动漏斗和抛掷漏斗。爆破漏斗的主要几何要素见图（2-1-6）。

（1）、抛掷作用半径R和松动作用半径RL；抛 掷漏斗半径r和松动漏斗半径rL。

（2）、抛掷爆破作用指数和松动爆破作用指数。抛掷漏斗半径与最小抵抗线的比值n=r/W 称为抛掷爆破作用指数。

n=1的抛掷漏斗称为标准抛掷漏斗，形成标准抛掷漏斗的装药称为标准抛掷装药。 n＞1的抛掷漏斗称为加强抛掷漏斗，形成加强抛掷漏斗的装药称为加强抛掷装药。 0.75＜n＜1的抛掷漏斗称为减弱抛掷漏斗，形成减弱抛掷漏斗的装药称为减弱抛掷装药。 n＜0.75时，实际上不再能形成抛掷漏斗，在自由面上只能看到岩石的松动和突起。因此，n＜0.75的装药称为松动装药。

按照类似的定义，将松动漏斗半径与最小抵抗线的比值nL=rL/W称为松动爆破作用指数。nL=1的松动漏斗称为标准松动漏斗。减弱抛掷时（即0.75＜n ＜1），松动爆破作用指数nL＞1，所以减弱抛掷又称为加强松动。

抛掷和松动作用半径主要决定于炸药性质、岩石性质和装药量。此外，抛掷作用半径还与最小抵抗线有关，而松动作用半径则与最小抵抗线无关，并等于装药的临界抵抗线WC。

在爆破岩石时，通常采用装药直径较小、装药长度较大的柱状装药。而且只需要将岩石从原岩体上破碎下来，不要求产生大量抛掷。此外，除某些形式的布孔方式（掏槽孔）外，其它炮孔均存在有与它平行或大致平行的自由面。平行自由面的柱状装药形成松动漏斗的体积近似为：

VL=rLWLb （2-1-1）

式中 ，Lb—炮孔长度。

最小抵抗线与松动作用半径或临界抵抗线WC在几何上有下列关系：

W=WCcosβL=WC/（1+tg2βL）1/2= WC/（1+nL2）1/2 （2-1-2） 将式（2-1-2）代入式（2-1-1），得：

VL= WC2Lb nL/（1+nL2） （2-1-3） 该式表明，当WC和Lb固定不变时，柱状状药形成松动漏斗的体积为松动爆破作用指数nL的函数，并存在有使漏斗体积达最大的nL值。按求极值方法，令： d VL/d nL= WC2Lb（1+nL2-2 nL2）/（1+nL2）=0

图2-1-6 爆破漏斗的几何要素 βL β 2rL 2r R RL W 53

得：nL=1。

由此可见，对柱状装药的松动爆破来说，标准松动漏斗的体积最大，单位耗药量最小。 将nL=1代入（2-1-2）式，得最优抵抗线：

WW0C0.71WC

2W 或装药最优埋置系数为：000.71

WC 上述内容仅说明了装药爆炸时，由于其内部或外部作用，在岩体内及其表面上所造成的结果或现象。药了解产生这种现象的物理实质、计算装药爆破作用的有关参数，必须进一步研究固体介质爆破的破坏机理和抛掷原理。

2.2 爆炸冲击波、应力波在固体介质内部及在自由面影响下的破

坏作用原理

装药在固体介质中爆炸，由于介质的非均质性、爆炸反应的特殊性（高温、高压、高速）等多方面因素的影响，爆破的破坏过程是非常复杂的。

爆破的破坏过程是在极短时间内炸药能量的释放、传递和作功的过程。在这个过程中，荷载与介质相互作用。通过反复的爆破实践和大量的试验研究，对爆破的破坏过程的认识亦不断深入。但是，由于问题复杂性，爆破机理仍然是需要进一步研究的重要课题。

2.2.1 空腔和压碎区的形成 2.2.1.1 破坏机理

球形装药在岩土等无限固体介质中爆炸后，瞬间爆炸气体压力的量级可达104~105MPa，而一般土的强度不超过102MPa，最坚硬的岩抗压强度的量级也只有102MPa。紧挨装药的土石受到这种超高压冲击（温度可超过3000℃），立即被压碎，成为熔融状塑性流态，由此产生一个强烈变形区，在均匀土石介质中形成滑动面系，其切线与装线中心引出的半径交角成45°（三向受压状态必然在斜对角线方向出现剪切裂隙）。这个区域内土石被强烈压缩，并朝着离开装药的方向运动，并产生冲击波。

在冲击波作用下，介质结构遭到严重破坏，装药附近的岩土或被挤压、或被击碎成细微颗粒，形成空腔和压碎区。

2.2.1.2 空腔半径和压碎区范围计算

（1）、土壤

装药在土中爆炸时，形成空腔的过程是爆炸气体克服土的阻力扩胀体积的过程，可分为两个阶段：第一阶段是爆炸气体由初始压力P0、初始体积V0在高压状态下扩胀至P1、V1；第二阶段是爆炸气体由P1、V1在绝热状态下继续扩胀至最终压力P2、最终体积V2。以上过程可用下式表示：

P0V01= P0V0 ， （P1≥2000MPa） （2-2-1）

γ

γ1

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P1V12= P2V2 ， （P1≤2000MPa） （2-2-2） 式中，γ1—高压状态指数，取为3； γ2—绝热状态指数，取为4/3。

以P0=1×104MPa，P1=2×102MPa代入（2-2-1）式，得 R1/R0=[（1×104）/（2×102）]1/9=1.55； 以P1=2×102MPa、P2=0.1MPa代入（2-2-2）式，得 R2/R1=（2×102/0.1）1/4=6.70。则

R2/R0=10.4。

说明一般土中爆炸时，球形空腔半径RC（RC=R2）约为其装药半径R0的10.4倍。 在普通土中爆破试验得出，空腔半径

γγ2

R20.453C8.5R0

计算与试验差别在于，最终压力实际大于正常大气压（0.1MPa），爆炸能量在传递过程中也还有无效损耗。土中空腔半径一般约为装药半径的5～10倍。 （2）、岩石

实验资料表明，球形装药在岩石中爆炸时，由初始体积V0扩胀至最终体积V2，其扩胀程度主要取决于岩石的抗压强度，可用下式表示：

VR1000 23/4(2)3 （2-2-3）

V0CR0式中，c—岩石的单轴抗压强度（105Pa）。

例如，一般大理岩c≈700×105Pa，代入（2-2-3）式得：

R2/R0=1.94。

此值与实验值十分接近。岩石的压碎区半径一般为装药半径的1～3倍。

压碎区半径也可以按下式公式来估算： 21mcP)2Rk （2-2-4） RC(5SC式中，SC—岩石单轴抗压强度；

RK—空腔半径的极限值，RK=（P1/P0）1/4rb； P1—炸药平均爆轰压，P10D12/8；

P0—多向应力条件下的岩石强度，P0SC(mCP2/sc)1/4； ρm—岩石初始密度； CP—岩石的弹性波波速； rb—炮孔半径。

虽然压碎区半径不大，但由于岩石遭到强烈粉碎，消耗能量却很大。因此，爆破岩石时，应尽量避免形成压碎区。

2.2.2 裂隙区（破坏区）的形成

压碎区是由塑性变形或剪切破坏造形成的，而裂隙区则是由拉伸破坏造成的。冲击波向四周传播，超压下降很快，当超压下降到低于岩土的动强度极限时，不再出现压碎区和滑动

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面。此时，冲击波衰减为压缩应力波，继续在介质内自爆源向四周传播。

当冲击波衰减为压缩应力波或岩石直接受它的作用时，径向方向产生压应力和压缩变形（质点产生较大的径向位移），从而使切向（环向）产生拉应力和拉伸变形。由于岩石抗拉能力很差（岩石的动态抗拉强度约为抗压强度的1/10），故当拉伸应变超过动态破坏应变时，就会在径向方向产生裂缝。对大多数岩石，通常认为应力波造成的破坏主要决定于应力值，以第一强度理论作破坏准则。

此外，计算裂隙区时可忽略冲击波和压碎圈，按声学近似公式计算应力波初始径向峰值应力（即作用在孔壁上的最大冲击压力）：

2D2偶合装药： P20 0D41mCPr(c)6n （2-2-5） 8rbP 已知，应力波应力随距离衰减的关系为：r2 （2-2-6）

ra 在比例距离r处，切向方向产生的拉应力，近似按下式计算：

bP br2 （2-2-7）

r若以岩石抗拉强度ST代替σθ，由（2-2-7）式解出r即裂隙区半径为：

11bP2bP2 r() 或rRP()rb （2-2-8）

STST 不偶合装药： P2 式中，b—切向应力和径向应力的比例系数，b=υ/（1-υ）； v—岩石的泊松比；

α—应力波衰减指数，α=2-b； ρ0—炸药密度； D—炸药爆速； r—比例距离，r=r/rb

rc—药柱半径；

n—爆轰产物撞击孔壁时压力增大的倍数，n=8～11。 rb、ρm、Cp含义同前。

裂隙区内的径向裂隙数目，随距装药中心的距离增大而减小。两条相邻裂隙间的夹角βj与比例距离存在有下列关系：jAr2（度）

式中，A—决定于炸药类型、岩石性质和装药爆炸条件的系数，对TNT炸药和坚硬岩石A≈1。

此外，当应力波压强下降到一事实上程度时，原先在装药周围的岩石被压缩过程中积蓄的弹性变形能释放出来，应力波并转变为卸载波，形成朝向爆炸中心的径向拉应力，当此拉应力大于岩石的动态抗拉强度极限时，岩石便被拉断，在已形成的径向裂隙间将产生环状裂隙。但此种情况在实际中遇到的较少。

在径向裂缝与环向裂缝出现同时，由于径向应力与切向应力共同作用的结果，又形成剪

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0D2

切裂缝。

在应力波作用下形成裂缝的同时，高压的爆炸产物气体的膨胀尖劈作用助长了裂缝的扩张。于是，纵横交错的裂缝，将岩石切割破碎，构成了破裂区，它是岩石被爆破破坏的主要区域。该区域范围一般为（3～15）r0。

2.2.3 在自由面影响下的破坏作用原理

当装药埋置深度小于临界深度时，换还必须考虑自由面对应力场的影响。此时，入射到自由面上的应力波和从自由面反射回的反射应力波（包括反射纵波和反射横波）进行叠加，就会在靠自由面一侧的岩体内构成非常复杂的动态应力场。该应力场对破碎漏斗的形成起着决定性的作用。

我们已经知道，入射波遇自由面时将发生反射，并产生两种新波：反射纵波和反射横波，从自由面向岩体内部传播。由于纵波波速大于横波，故随时间推移，反射纵波将超前于反射横波传播。反射波可看作是位于自由面空气一侧的虚拟波源所发出的波（图2-2-1）。

反射横波虚拟波源 0 X P波 S波 反射纵波虚拟波源 CS反射横波 反射纵波 CP α α β 入射纵波 Z 拉应力 压应力

图2-2-2 反射波波阵面上主应力 α—入射角和纵波反射角；β—横波反射角 a—

图2-2-1 装药爆炸产生应力波遇自由面的反射 的大小和方向（花岗岩）

因反射波的应力与入射角有关，所以波面上各点的应力值不同。对反射纵波来说，最小抵抗线方向上的应力值最大，偏离最小抵抗线即随入射角（反射波传播方向与最小抵抗线的夹角）增大时，应力值减小，而且在大多数岩石中，无论入射角多大，反射纵波的径向应力和切向应力均为拉应力，但当岩石泊松比较小且入射角较大时，反射纵波的径向应力将变为压应力。对反射横波来说，最小抵抗线上的剪应力值为零，即在正入射（入射角α=0）情况下，没有反射横波产生，但随入射角增加剪应力增大，增大到一定程度后，将随入射角的继续增大而减小。

反射纵波和反射横波的主应力大小和方向沿波阵面变化的情况如图（2-2-2）所示。

实际装药 剪应力 57

岩体内的应力状态是由入射压缩波，反射拉伸波和反射横波的相互作用所确定的。但在最小抵抗线上，发生相互作用的仅有两种波：入射压缩波和反射拉伸波。以沿最小抵抗线分割出的杆件为例，并假设入射应力波波形为三角形，应力峰值为σr0，不考虑波的衰减，则当入射压缩波遇自由端发生反射时，入射波与反射拉伸波的叠加情况如图（2-2-3）所示。当入射压缩波尚未反射部分与反射拉伸波叠加后出现的拉应力等于岩石的动抗拉强度ST时，将形成第一道平行自由面的裂缝（图2-2-3a）,使第一层岩石发生片落，造成一个新的自由面（即所谓的“Hopkison Effect”）。在新自由面上，压缩波的应力峰值为σr0—ST（图2-2-3b）。从新自由面上反射回的拉伸波与入射波叠加后产生的拉应力再度等于岩石的动抗拉强度时，将形成第二道平行自由面的裂缝，使第二层岩石发生片落，造成另一个新自由面，在该自由面

图2-2-4 拉伸主应力σ2达最高值时，主应力σ1、σ2的方向

上，压缩波的应力峰值减为σr0—2ST。 由此可见，形成的裂缝或新自由面对反 射波的传播起着屏蔽作用，而且每片落 一层岩石，在新自由面上，压缩波的应 力峰值减小一个ST值。因此，片落层数 最多为： N=σr0/ST （2-2-9） 图2-2-3 入射压缩波和反射拉伸波叠加 每一片落层的厚度δ为： 使岩石发生片落的机理 δ=（λ/2）/N=λST /（2σr0）,（2-2-10） Z 式中，λ—应力波波长，λ/2为片落下岩石的总厚度。

实际的应力波形不同于三角形，虽然上述关系同样适 用，但片落层的厚度不等，按（2-2-10）式计算的厚度应为 平均厚度。由于应力波的衰减，实际片落层数和总片落厚度 均小于计算值。

爆破时，岩石由自由面向岩体深部一层层片落下来形成 的爆破漏斗称为片落漏斗。在片落漏斗形成过程中，反射拉 伸波起着重要的作用。爆破漏斗形成的这种机理多发生在高 阻抗岩石中。在中等阻抗岩石中，对形成爆破漏斗起重要作

0 φ Y 图（2-2-5）球面座标系

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W/2 W/4 σ1 σ2 σ1 σ2 σ2 σ1 σ1 Z 自由面 σ1 σ2 （a） X σ1 σ2 λσr0 ST σ2 σ1 W σ2 σ1 σ2 爆源 （b） σr0- ST ST （c） σr0- 2ST r θ X

用的不是反射拉伸波形成的环状裂隙而是入射压缩形成的径 向裂隙，但由于自由面或反射波的影响，可以进一步扩大它的发展。

图（2-2-4）是在球面座标系（r、θ、φ，见图2-2-5）中、按三种应力波叠加、利用解析方法得出的岩体内各点拉伸主应力达最高值时的主应力方向（另一主应力σ3与图面垂直）。拉伸主应力σ2是产生裂隙的根源，故其作用方向对推断岩体中爆破产生裂隙方向和爆破漏斗的形成具有重要意义。从图中看出，在最小抵抗线上，σ1主应力作用方向与r，θ方向一致。但在最小抵抗线以外的点上，主应力作用方向随距最小抵抗线距离X值的增大而逐渐偏离r，θ方向，其中拉伸主应力σ2由θ方向偏转到垂直于自由面的方向。由此可以推断，在爆源附近，裂隙取径向方向，但随X值增大，裂隙方向逐渐发生偏转，最后平行于自由面。因此，裂隙群的排列类似喇叭花状。若裂隙群能得到充分发展并延伸至自由面，就将形成爆破漏斗。

此外，分析结果表明，在距爆源水平距离W/2的范围内，自由面或反射波对应力最高值的影响可忽略不计，但在自由面附近（距自由面W/2的范围内），由于自由面或反射波的影响，压缩主应力σ1的最高值比不存在自由面时的σr峰值低，但拉伸主应力σ2最高值却比

不存在自由面时的σθ峰值高，其比值越靠近自由面越大。这意味着自由面附近岩体处于有利于破裂的应力状态，或说明了自由面对爆破漏斗的形成和爆破效果有着重要的影响，能使入射波产生的裂隙进一步向自由面方向扩展。

已知，当平行自由面的炮孔内的每米装药量一定时，标准松动漏斗（或破碎漏斗）的体积最大，单位耗药量最小。为形成这样的漏斗，装药的最小抵抗线应等于最优抵抗线。若忽略反射横波的作用，形成标准破碎漏斗的条件是：漏斗边缘处入射波产生的切向拉应力和反射拉伸波产生的径向拉应力之和等于岩石的抗拉强度，即

σθi+ σrR=σT （2-2-11） 若装药的最优抵抗线为W0，则入射波到达漏斗边缘所经距离应为2W0。因此：

σθi=bP2/（2W0/rb） （2-2-12）

σrR=RP2/（2W0/rb） （2-2-13）

αα

tgtg22tg式中，R—反射系数，R；

tgtg22tg α—纵波入射角；

12v1 β—横波反射角，sin[()2sin]。

2(1v)1 其它参数含义同前。

反射拉伸波的反射系数为负值，计算时取其绝对值（因这里只考虑拉应力大小，不计其符号）。

将（2-2-12）和（2-2-13）式代入（2-2-11）式，得最优抵抗线：

1r(Rb)P2]b （2-2-14） W0[ST2 每米炮孔形成标准松动漏斗的体积V0W02，以q1表示每米炮孔装药量，则形成标准破

qq碎漏斗的单位耗药量为：qLL2 （2-2-15）

V0W0

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装药的临界抵抗线为：WC=21/2W0=[（R+b）P2/ST]1/rb （2-2-16） 实际工程中通常不是采用一个装药，而是采用成组装药或装药群来爆破岩石。此时，为使相邻装药间岩石充分破碎，必须合理确定装药间距与最小抵抗线的比值。通常将该比值称作装药密集系数或邻近系数，用m来表示，即：m=a/W。

若最小抵抗线采用单个装药的最优抵抗线，并取m=2，则每个装药将形成各自的爆破漏斗（图2-2-6）。从理论上来说，两个爆破漏斗间的三角体岩石MNP不会被粉碎。实际上，由于装药的相互作用，该三角体岩石也可能部分或全部被破碎，这主要决定于岩石特性，尤其是岩石的节理状况或裂隙性。

M a=2W0 图2-2-6 装药间距为单个装药最优抵抗线两倍时岩石的破碎状况

若炮孔间距等于单个装药的最优抵抗线（图2-2-7），相邻两个爆破漏斗在P处相交，虽

N 900 900 W0 自由面 α

P 在漏斗间留有三角体岩石MNP，但由于装药间的相互作用，该三角体岩石一般能较好地破碎，实际破碎区为LMNO，MN面破碎的也较整齐，甚至在软岩、节理发育或裂隙性发育的岩石中，还可能造成超挖。只是在这种情况下，相邻两漏斗有一部分PEF发生重叠，炸药能量未能充分利用。

M a=W0 N L E 900 自由面 F 900 O WO

P 图2-2-7 装药间距等于单个装药的最优抵抗线时岩石的破碎状况

为避免漏斗重叠，在临界抵抗线固定的条件下，可根据几何关系调整最小抵抗线和装药密集系数。漏斗不发生重叠时，应有下列几何关系：

Wc(mW2)W22W0 2由上式可求得此装药条件下的最小抵抗线：

12 W[]2W0 （2-2-17）

m()212 若取m=1，W=1.26W0，即m=1时，装药群的最小抵抗线可比单个装药的最优抵抗线大

60

26%。当m=2时，装药群的最小抵抗等于单个装药的最优抵抗线，即W=W0。

最小抵抗线和密集系数是影响爆破效果的重要参数，选择不当会发生超挖、欠挖、增加大块率或岩石抛掷过远等不良现象。通常m值在0.8～2范围内变化。在保证达到所要求的爆破效果前提条件下，从经济上考虑，为提高每米炮孔爆破量，应尽可能扩大炮孔间距，而不要加大装药的最小抵抗线。

采用装药群爆破时，每米炮孔爆破下的岩石体积和单位耗药量相应为：

VawmW2 （2-2-18） q

qLqL2 （2-2-19） VmW2.3 爆炸气体静压及其与爆炸应力波的综合破坏作用原理

2.3.1 爆炸气体静压作用

爆破岩石时，岩体初期受到装药爆炸所激起的应力波的作用，但由它形成的应力状态或动态应力场将很快消失；后期受到爆炸气体的静压作用，作用时间较长。

在高阻抗岩石、高猛度炸药、偶合装药或装药不偶合系数较小的条件下，应力波的破坏作用是主要的；但在低阻抗岩石、低猛度炸药、装药不偶合系数较大的条件下，爆炸气体静压的破坏作用则是主要的。

为分析在气体静压作用下形成的应力场，假设气体封闭在炮孔内且容积不变，即假设应力波在炮孔周围岩体内不产生破坏作用。在这种条件下形成的应力场，由于是稳态应力场，不随时间而变化，可以利用静弹性力学的方法来分析。

若装药的最小抵抗线大于临界抵抗线，即破坏只限于岩体内部，则可认为气体静压产生的应力场不受自由面的影响。这时的应力场与无限体内圆孔壁上受均匀压力产生的应力场相同，故可应用厚壁管理论并令外半径为无限大导出的公式来计算岩体内的应力场。 已知计算厚壁管内任一点的应力公式为：

σr（θ）=PPrb（1±rr/r）/（rr-rb） （2-3-1）

式中，PP—作用在管壁（相当于炮孔壁）上的静压，PPP(rc2/rb2)n ，P为炸药爆压； rb—厚壁管内半径，相当于炮孔半径； rc—装药半径； rr—厚壁管外半径；

r—任意一点距管中心（或炮孔中心）的距离。

22

令rr，上式简化为：σr（θ）=±PPrb/r） （2-3-2） 该式表明，径向应力与切向应力的绝对值相同，但符号相反，切向应力为拉应力。在切向拉应力作用下，岩体内产生径向裂隙，形成裂隙圈，其半径为：

RP=rb（PP/ ST）1/2 （2-3-3）

式中 ，ST—岩石的抗拉强度。

若装药最小抵抗线小于临界抵抗线，则必须考虑自由面的影响。当计算自由面一侧岩体内的各点应力时，可将厚壁管外半径视为θ的函数（θ为外半径与装药最小抵抗线之间的夹

61

2

2

2

2

2

角），即当0 以rr2或3W。 2时,rr2cosW代入（2-3-1）式，将该式改写为： cos22222222

σr（θ）=PPrb cosθ（1±W/r cosθ）/（W-rb cosθ） （2-3-4） 为形成标准松动漏斗，漏斗边缘处的切向拉应力应等于岩石的抗拉强度。以σ（θ）= ST、r

0

r=21/2W、θ=45代入上式并解出W，即装药的最优抵抗。解得的结果为：

WW0rb2PPST （2-3-5）

2STST与PP比较，ST可忽略不计，故最优抵抗线近似等于： W0rbPP （2-3-6） ST比较（2-3-3）和（2-3-6）式可以看出，最优抵抗线与裂隙圈的半径相同，但将自由面上任何一点看作是自装药中心至该点距离为外半径的厚壁管表面上的一点，不符合实际情况。因此，（2-3-6）式只能用于定性分析，定量计算尚须乘以修正系数K，即： W0krbPP （2-3-7） ST 式中，系数k与岩石的构造特征有关，其变化范围为1.4～2.0，整体岩石取下限，裂隙性岩石取上限。

装药群的最小抵抗线为：W[2m()212]W0 （2-3-8）

12式中，m为装药密集系数。

2.3.2 气体静压与应力波综合作用

一般来说，岩体内最初形成的裂缝是由应力波造成的，随后爆炸气体渗入裂隙并在静压作用下，使应力波的形成裂隙进一步扩展。但在某一特定条件下，可以侧重某一方面的作用（应力波的作用或气体静压作用）来分析岩石的破碎机理、破碎过程和计算爆破作用。 岩石的爆破破碎过程及其机理与炸药性质、装药结构、岩石性质等许多因素有关。在通常的爆破条件下，根据岩石性质对爆破作用的影响，可将岩石分为三类。

第一类：高阻抗岩石，其波阻抗为15×106～25×106kg/m3·m/s。此类岩石的破坏，主要决定于应力波，包括入射波和反射波。

第二类：低阻抗岩石，其波阻抗小于5×106kg/m3·m/s。此类岩石中由气体压力形成的破坏是主要的。

第三类：中等阻抗的岩石，其波阻抗为5×106～10×106kg/m3·m/s。该类岩石的破坏，是应力波（主要是入射波）和爆炸气体综合作用的结果。 下面简要阐述应力波和爆炸气体综合破坏作用的基本原理： （1）、在应力波作用下，岩体内形成径向裂隙。

62

（2）、应力波遇自由面反射，在反射拉伸波的作用下，自由面附近岩石可能发生片落， 但这种可能性一般不大。

（3）、气体渗入到应力波形成的径向裂隙 内，起着气楔作用，增大了裂隙前端岩体内的拉应力。图（2-3-1）为裂隙长度等于球形空洞半径的12.7倍，空洞内气体压力为P0，当气体渗入长度为裂隙长度的1/3时，裂隙前端岩体内的拉应力和没有裂缝时，于相同位置处产生的拉应力的比较。尽管气体渗入裂隙使空洞内压力有所下降，但由于裂隙前端体内的拉应力增大，裂隙仍能继续扩展，其扩展情况由气体压力及气体冲入裂隙的深度所控制，冲入越深，裂隙越长。

σθ/P0 0.5

0.2 0.1 0.05 0 .020.01 0.005 0.02 0.05 0.1 0.2 0.5 1 2 5 10 20 距裂隙前端的距离（mm）

图2-3-1 裂隙前端岩体内的拉应力

目前，综合破坏作用仅处于定性分析阶段，尚未建立起系统、完善的计算方法。

2.4 固体介质破坏的能量原理

为将一定体积岩石自岩体上爆破下来，并达到所要求的破碎度，必须满足两个条件： （1）、该体积内产生的应力，必须超过岩石的强度极限，为裂隙的发生、发展和爆破漏斗的形成创造条件；

（2）、能量密度（单位体积内的能容量，又称作比能）应超过某一最小极限，以保证达到所要求的破碎度。

破碎岩石时，岩石获得的能量（动能除外）消耗于变形，形成新表面积并以热能形式散失在周围空间内（后两部分能量都是由部分变形能转化而来的）。

若将热能损失包括在变形功（剩余变形能）和形成新表面积所作的功内，则总破碎能等于该两部分功之和，即： EW=kV1+eS （2-4-1）

式中，k—比例系数，即消耗在单位体积岩石上的剩余变形能量； V1—破碎前的体积；

e—形成单位新表面积的能量； S—形成的新表面积。

（2-4-1）式即列宾捷尔给出的破碎能量方程，或邦德提出的破碎定理。

当破碎大块岩石，而且破碎的块度很大（或破碎度很小）时，由于形成的新表面积较小，它所消耗的功可忽略不计，故破碎能量方程简化为：

EW=kV1 （2-4-2）

该式称为基尔皮切弗—基克破碎定理，即：破碎功与被破碎物体的体积成正比。

若破碎块度很小，形成的新表面积很大，变形功可忽略不计时，破碎能量方程将简化为：

EW=eS （2-4-3）

该式称为黎金格尔破碎定理，即：破碎功与形成的新表面积成比例。

63

与自由面相比较，爆破岩石形成的新表面积很大，因此，可根据黎金格尔破碎定理来确定破碎功。

若假设某一单元体积岩石（将爆破漏斗内岩石自装药中心用径向平面和柱面划分为单元破碎后的块度相同，形状为立方体，则其平均尺寸为：

6V1 （2-4-4） S 将（2-4-3）式代入，并考虑原有裂隙表面得：

6V1 dm （2-4-5）

EWSKV1e式中，SK——单位体积内的自然裂隙表面积。

e值同强度一样取决于破碎形式。已知弹性变形能与应力平方成正比，因此，可以假设e值正比于强度极限的平方，即：

eceseT （2-4-6） 2SCST2Ss2 dm其中ec、eT、es分别代表压缩、拉伸和剪切破坏的e值。在复杂应力状态下，若围绕一点的单元体，体积减小时取ec，增大时取eT，不变时取es。

若已知某一破碎形式的e值和强度极限，根据（2-4-6）式就能确定出其它破碎形式的e值。

按黎金格尔破碎定理，若应力参数超过强度极限，单元体内的破碎能全部消耗在形成新表面积上（忽略热能损失），并等于变形能。因此，应用弹性力学中计算变形能的公式，得：

h2R22221R1[rZ2v(rZZr)]RddR （2-4-7） 2E式中，h—平行炮孔轴线方向选定的 y 单元体尺寸；

β1，β2—在柱面坐标系中限

ΔR 定单元体的矢经与X轴间的夹角（图2-4-1）；

R1，R2—限定单元体的柱面半β2 径。 β1 因此，为计算单元体的破碎能，必须先确定应力场。在静态应力场中，应x R1 力参数只取决于空间坐标，但在动态应

R2 力场中，应力参数是空间坐标和时间的

函数。计算时，若得出的dm值小于单元

图2-4-1 用径向平面和柱面划分单元体的参数

体的径向尺寸ΔR（ΔR=R2-R1）且相差较大时，应缩小ΔR重新计算，否则计算出的块度尺寸与实际尺寸相差较大。当dm＞ΔR时，则应增大ΔR重新计算；若增大体积后仍保持不等式，说明能量密度已不能保证岩石破碎，岩体内只能发展个别的裂隙。

EW

根据计算结果，可以预测爆破块度大小的分布，和不同级别块度在总爆破量中所占的比例。但这种计算是相当复杂的，只有借助于电子计算机才能完成。

影响岩石破碎度的一个重要参数是单位耗药量，在实际工作中一般通过试验先确定出破碎度与单度耗药量之间的关系，然后按要求达到的破碎度确定单位耗药量，作为计算其它爆破参数的依据；单位耗药量通常根据经验资料和有关手册选取，并根据试验进行修正。 经验表明，在一定范围内提高单位耗药量，可以减小加权平均的爆破块度（或增大破碎度），但存在有使平均爆破块度达最小的单位耗药量，超过该值后，块度反而增大，多余的药量只能用来增大岩块的抛掷速度。

当要求的爆破块度一定时，随着自由面个数的增多，单位耗药量将减少（见表2-4-1）。

表2-4-1 单位耗药量与自由面个数的关系 自由面个数 单位耗药量（kg/m3） 1 1 2 0.8～0.7 3 0.6～0.5 4 0.5～0.4 5 0.4～0.3 6 0.3～0.2

qL=πrc2ψρ0 （2-4-8） 式中，rc—装药半径；

ψ—每米炮孔的装药长度系数，简称装药系数，即炮孔内装药长度与炮眼长度的比 值；

ρ0—炸药密度。

若装药间距为a，邻近系数为m，则每米炮孔承担爆破的岩石体积为：

V=aW=mW2 （2-4-9） 按单位耗药量计算，每米炮孔装药量应为：

qL=qV=qmW2 （2-4-10） 由（2-4-8）和（2-4-10）式解出最小抵抗线：

W=rc（πψρ0/mq） （2-4-11）

1/2

给出单位耗药量后，可按下述方法计算装药的最小抵抗线。设每米炮孔装药量为qL：

2.5 岩土爆破抛掷作用原理

2.5.1 爆破抛掷现象

为研究爆破抛掷规律，曾用高速摄影机（约300幅/sec左右）记录大量爆破工程实爆现象。综合分析许多影片资料后得出：装药在土石中起爆后，爆破作用的发展过程大致分为五个阶段（见图2-5-1）。

2.5.1.1 未动段

由装药起爆（时间为0）到t0，影片画面未出现鼓包。这段时间实际上是破碎漏斗的形成过程。由于应力波的作用，在土石中形成压缩圈、径向裂隙、环向裂隙等，导致漏斗内介质破碎，介质间的内聚力、粘着力均下降。这段时间间隔t0只和最小抵抗线W有关，大体上可用t0≈2W(ms-m)来计算。

65

2.5.1.2 加速段

压缩圈形成之后，高压气体要继续膨胀，漏斗内已碎裂的介质在高压气体作用下加速运动。加速度的大小取决于压缩圈空腔内部高温高压气体的物理状态和介质间的“联系力”（包括介质残余的内聚力、粘着力、内摩擦阻力等）、重力。此时影片画面上出现鼓包，并不断向外膨张升起，随着鼓包的向外运动，空腔扩大，气体压力减少。与此同时，漏斗内的介质间联系力由于岩体在上升过程中进一步受到破坏，联系力也随之减小，故可出现“等加速”过程。即图中t0～t1时间间隔。 2.5.1.3 等速段

随着鼓包的上升，空腔形状发生变化，漏斗内的岩体受力情况也发生变化，最小抵抗线方向的岩体被拉薄，气体沿径向裂隙像“气刃”似的进一步破坏岩体，造成大的充气裂缝并可相互贯通，使部分岩体和气体混成一体。此时气球压力与阻力相等。气球向最小抵抗线方向等速膨胀，直至鼓包破裂，介质获得抛掷速度。即图中t1～t2时间间隔。 2.5.1.4 减速段

鼓包在减速阶段轮廓开始模糊，数据往往不太准确。但由某些工程资料仍可看出减速段的运动不同于在自由重力场中的弹道运动，其减速度小于g。在减速段由于“气刃”发展到表面，首先是在最小抵抗线方向形成“贯通”的气石流，鼓包破裂，很快形成一个喇叭口，将大量土石碎块卷入气石流中一起抛出，故抛体的运动就是这种气石流的运动。在气石流运动过程中，气体静压不会立刻降到1个大气压，气体动压继续推动并卷入土石，故气石流中的土石运动形态是紊乱的，在加强抛掷爆破中肉眼即可看到许多“飞石”。但从总体看，大部分土石还是朝着W方向运动的。在减速段t2～t3时间间隔内，土石上升速度渐减，直至停止上升（速度为0）。 2.5.1.5 回落段

表2-5-1 高速摄影资料记录 参数 序号 m Kg/m3 最小 抵抗 线 （W） 单位耗药 量（q） 加 速 度 g 加速段 时 间 t1 ms 高 度 H1 m 速 度 u m/s 等速段 时 间 t2 ms 高 度 H2 m 减 加 速度 g 减 速 段 时 间 t3 s 高 度 H3 m 最大高度时总和 速 度 u m/s 时 间 t S 高 度 H m V（m/s） t（sec） H 0 t0 t1 t2 t3 未 等速段 减速段 加（m） H3 动段 速段 H2 H1 0 t0 t1 t2 t3 图2-5-1 土石爆破抛掷发展过程

t（sec）

66

I II III 17.0 12.5 25.0 2#岩石炸药1.0 铵油炸药0.9 铵油炸药1.2 40 12 7 100 200 300 1.1 3.5 4.5 22 15 18 430 400 1000 7.3 5.5 15.0 1 1 1 2.2 1.5 1.8 19.6 120 21.0 0 0 0 2.8 2.1 3.1 28 20 40 表2-5-1注： （1）、试验I：流层状辉长岩中进行，装药起爆至地动40ms（t0）。 （2）、试验II：强风化辉长岩中进行，装药起爆至地动30ms（t0）。 （3）、试验III：流层状辉长岩中进行，装药起爆至地动50ms（t0）。

这时土石开始回落。先是漏斗边缘的土石由于被卷入气石流较晚，抛的较近，回落最早。抛体的其余部分由于气石流和未动介质间存在着作用力，故其运动状态也是紊乱的，将根据其各自情况先后回落，最终形成爆破可见漏斗，即图中t3以后的时间所产生的情况。 表（2-5-1）列出某次土石爆破高速摄影资料记录。

2.5.2 抛掷作用分析

爆破漏斗内的岩石破碎后，依靠爆炸气体剩余能量膨胀作功，使破碎的岩块获得动能，并自爆破地点抛出一定距离，其运动轨迹（图2-5-2），可用如下弹道方程描述：

gx22 II （2-5-1） yxtg(1Kvx) ， y 00222vCOS0式中，y，x——弹道曲线的流动纵坐标和横坐标； v0——破碎岩块运动的初速度；

α——初速V0与水平轴0x的夹角或抛射角； K0——考虑弹道系数和空气中岩块运动的其 它条件的经验系数。

破碎岩块沿弹道曲线运动的平均速度为： VmV02gtV0singt （2-5-3） 222III I x 0 式中，t—飞行时间。

岩块沿弹道曲线运动的动能为：

MVm2 （2-5-4） 图2-5-2 破碎岩块沿弹道曲线抛出 EK2

其中M为运动部分的质量： 破碎能、动能及其总和（10Nm/m3） VMlnK （2-5-5） g1 式中，V—破碎岩石的体积； γ—岩石容重； K—岩石的膨胀系数。

在飞行过程中，岩块克服空气

3 2 阻力所消耗的能量为：EC=FL， （2-5-6） 4 式中，F—在空气冲运动的阻力：

2.36106iHyFVVm2 （2-5-7） 单位体积岩石消耗炸药能量（10Nm/m3）

di1—破碎能与动能总和；2—破碎能；

67

3—动能；4—破碎度达最大时的炸药能量

图2-5-3 单位体积岩石消耗炸药能量的分配

i—考虑岩块形状的系数，一般为1～1.22； Hy—空气密度的函数，一般为0.98～1.0； di—加权平均的爆破块度的线性尺寸； L—弹道曲线的长度：

y22X22X22X22X2 L2[(12)ln(12)]

Xy2yy2y y—岩块沿水平方向的飞出半径； x—岩块升起高度。

消耗在抛掷上的总能量Et为：

EtEKEC

应用以上各关系式，得：

62lnK2.3610iHyyEtV[22gdXi2X22X22X22X2(12)ln(12y2yy2y2)](V02gtV0sing2t2)（2-5-8）

显然，用于破碎上的能量越少，消耗在抛掷上的能量就越多（图2-5-3）。当岩块在抛掷过程中发生相互碰撞，或碰撞到固定障碍物（例如巷道壁面）时，部分动能可以转化为破碎功，使岩块再次破碎。在通常爆破条件下，这种破碎形式不明显，确定爆破块度时可不予考虑，但在特殊爆破条件下，例如微差爆破，则须考虑抛掷过程中的动力破碎作用。

2.6 利文斯顿（Livingston C.W.）爆破漏斗理论

2.6.1 利文斯顿理论要点

利文斯顿爆破漏斗理论是以能量平衡为准则，以爆破漏斗试验为依据，阐述岩石在不同装药量、不同埋置深度等条件下的爆炸能量分配、爆破漏斗规律及其相互关系的一种爆破理论。该理论由利文斯顿于1956年所提出。他认为炸药在岩体内爆破时，传给岩石能量的多少和速度的快慢，取决于岩石性质、炸药性能、药包重量、炸药埋放位置的深度和起爆方式等因素。在岩石性质一定条件下，爆破能量的多少取决于炸药重量的多少，爆炸能量的释放速度与炸药起爆的速度密切相关。假设有一定重量的炸药埋于地表下某一深处爆炸，它所释放的绝大部分能量被岩石所吸收。当岩石所吸收的能理达到饱和状态时，岩体表面开始产生位移、隆起、破坏，以至抛掷出去。如果没达到饱和状态，岩石只呈弹性变形，不被破坏。也就是说，在炸药量一定的条件下，如果将药包逐渐向地表移动并靠近地表爆炸时，传给岩石的能量比率将逐渐降低，而传给空气的能量比率则逐渐增高。 2.6.1.1 四种破坏形态的划分

利文斯顿根据爆破能量作用效果的不同，将岩石爆破时的变形和破坏形态分为以下四种类型：

（1）、弹性变形 地表下埋置很深的药包的爆破，是爆破的内部作用，爆破时地表岩石不会遭受破坏，爆炸能量完全消耗于药包附近药室壁的压缩（粉碎）和震动区的弹性变形。

68

如令药量不变，则当药包埋置深度减小到某一临界值时，地表岩石开始发生明显破坏。脆性岩石将片落，塑性岩石将“隆起”。这个药包埋置深度的临界值称为“临界深度”，并以下式表示： HLEb3Q,m （2-6-1）

式中，HL—药包为Q时的临界深度，即爆破破坏刚好由内部爆破作用转为松动爆破作用的最大埋置深度，它表征为岩石表面开始破坏的临界值，亦即岩石不破坏而只呈弹性变形的上限值；

Q—炸药量，kg；

Eb—岩石变形能系数，m/kg1/3。

利文斯顿认为，Eb的意义为在一定的装药量Q条件下，岩石表面开始破裂时岩石可能吸收的最大爆破能量。爆破能量低于此值时，岩石表面只产生弹性变形而无明显破坏；超过此能量限度，则岩石表面将由弹性变形转化为破裂。很明显，Eb的大小也是衡量岩石爆破性难易程度的一个指标。

如果岩石和炸药的性质固定不变，则Q值大时HL值也大，Q值小时HL值也小。HL值同Q1/3值之比保持一个固定不变的常数，这个常数就是应变能系数Eb。相反，当岩石性质不同时，Eb也有不同的值。加拿大工业有限公司（CIL）在一个铁矿的实测值表明，几种不同岩石（矿石）的应变能系数值从4.875到10.875m/kg1/3。如换用不同的炸药，则应变能系数也随之改变。

（2）、冲击破坏（破碎） 如果药包重量不变，埋置深度从临界深度值再进一步减小，则因抵抗线减小，地表岩石的“片落”现象更加显著，爆破漏斗体积增大。当药包埋置深度减小到某一界限值时，爆破漏斗体积达到最大值。这时的埋置深度就是冲击破坏状态的上限，称为最佳深度H0，此时，爆破能量有效利用率为最大。

药包埋置深度与临界深度之比称为“深度比”，并以Δ表示，即Δ=H/HL，药包埋置深度H则可写为： HEb3Q,m （2-6-2）

利文斯顿称此公式（式2-6-2）为一般方程。

当药包埋置深度为最佳深度H0（m）时，Δ0=H0/HL称为最佳深度比，则最佳深度为： H00Eb3Q,m （2-6-3） 通过爆破漏斗试验求出Eb值及Δ0的值，则当现场所用药量Q值为已知时，可以利用上式求出最适宜深度H0，以此作为最小抵抗线进行爆破即可获得最佳爆破效果。

Δ0值随岩石性质的不同而差异很大。一致在脆性岩石中Δ0值较小，约为0.5～0.55；在塑性岩石中Δ0值较大，约为0.9～0.95。

（3）、碎化破坏（抛掷） 如果药包重量继续保持不变，药包埋置深度从最适宜深度继续减小，则地表岩石中生成的爆破漏斗体积也减小而岩石碎块的块度更细碎，岩块抛掷距离、空气冲击波和响声更大。当药包埋置深度继续减小到某一定值时，传播给大气的爆炸能开始超过岩石吸收的爆炸能。这个埋置深度称为转折深度（Hg）。

岩石呈碎化破坏状态的下限为最佳深度，上限为转折深度。在此范围内的爆破都会有或大或小的漏斗生成。

（4）、空气中爆炸 如药包重量继续保持不变，而药包埋置深度从转折深度值继续减小，则岩石破碎加剧，岩块抛移更远，声响更大，爆炸能量传给大气的比率更高，而被岩石吸收

69

部分的比率更低。其下限为转折深度，上限为深度等于零，即药包完全裸露在大气中爆炸。因此可以说，空爆的上限是地表，则炸药埋深H=0。从上述四种情况可以看出： 空爆的下限即碎化破坏的上限，此时炸药埋深为转折深度，即H=Hg。 碎化破坏的下限即冲击破坏的上限，此时炸药埋深为最佳深度，即H=H0。 冲击破坏的下限即弹性变形的上限，此时炸药埋深为临界深度，即H=HL。 弹性变形的下限是地下深处，则H＞HL。

除弹性变形外，其它三种爆炸能量作功的形态都包含爆破漏斗的形成。当药包重量Q值固定不变时，爆破生成漏斗的体积依埋置深度而变化。漏斗体积的大小对爆破效果有重要意义。为了弄清漏斗的特性，必须进行漏斗爆破试验，对不同埋置深度下漏斗体积进行精确测量。漏斗体积同埋置深度的关系是：埋置深度由大变小时，漏斗体积由小变大。埋置深度为最适宜深度时，漏斗体积达到最大。此后，埋置深度进一步减小，则漏斗体积又逐渐减小。 从上述四种形态来看，炸药爆炸能量消耗在以下四个方面：岩石的弹性变形，岩石的破碎，岩块的抛散，以及声响、地震和空气冲击波。随药包量和埋置深度的不同，能量消耗的分配情况也不同。一般消耗在岩石弹性变形上的能量是不可避免的，消耗在岩块抛移和飞散以及产生空气冲击波、噪音和地震的能量应尽可能避免或减小。因此，根据生产爆破的要求和岩石特性，合理地确定炸药埋深（最小抵抗线）和炸药量，对于工程爆破中为获得爆破漏斗体积最大值，以提高爆破方量，有着重大的意义。 2.6.1.2 破碎过程方程

从爆破漏斗过程中可以得知，爆破漏斗体积V是药包埋置深度H的幂函数，即

333)HL3 （2-6-4） Vf(H3)f(HL令Δ=ABC，则 VABCHLABCEbQ （2-6-5） 或

3

33V3ABCEb （2-6-6） Q式中，A—能量利用系数，无量纲，主要由药包实际埋置深度决定；当H=H0时A=1， 为最大值；

B—岩石、炸药性质指数，无量纲，与岩石性质和炸药性质有关；当岩石和炸药

不变时，B值随药包重量Q而变；如果Q值也不变，则进行不同埋置深度的漏斗爆破试验的B值等于1；

C—应力分布系数，无量纲，取决于药包形状、炮眼布置方式、装药结构、地质

构造条件等因素；药包形状为球状药包时C=1为最大值。

利文斯顿称公式（2-6-6）为破碎过程方程。 2.6.1.3 爆破漏斗特性曲线

爆破漏斗特性曲线是指漏斗体积与装药埋置深度的关系曲线，它是通过一系列的爆破漏斗试验绘制的。

利文斯顿提出了以能量平衡为准则的爆破漏斗理论之后，鲍尔、艾奇逊、杜瓦尔等人都做了大量工作。从实验室到生产现场的试验和应用，对不同炸药、不同药量、不同装药形状、不同岩石和不同埋深等各种条件进行了对比试验，用爆破漏斗特征曲线进一步确定了爆破漏斗理论的科学性和实用性。例如，在岩石种类上，从最难爆破的铁燧岩、花岗岩、玄武岩、

70

石灰岩到易爆的页岩等十几种岩石；在炸药品种上，从爆炸性能高的MS-80-2S炸药、各种类型的浆状炸药到爆炸性能较低的铵油炸药；在炸药量上，从几公斤到几千吨；在炸药埋置深度上，从几米到几十米；在药包形状上有球状药包、线状（柱状）药包、平板药包等等，这一切都证明了爆破漏斗特性比较一致的爆破规律。 （1）、V～H曲线

最基本的爆破漏斗特性是V-H曲线，它是炸药一定时，随着炸药埋深H的变化，爆破漏斗半径r（r-H）、爆破漏斗深度P（P-H）和爆破漏斗体积V（V-H）的变化规律。

为了探讨爆破漏斗特性与岩石物理力学性能之间的关系，美国格尼尔克（Gnirk F.F.）和菲莱德（Pfleider E.F.）在露天矿的同一种铁燧岩的五个不同分层中进行爆破漏斗试验。 试验结果证明，上述岩石的爆破漏斗都有一个最优药包埋深（最小抵抗线），与其相应的爆破漏斗半径、深度、体积为最大值。

（2）、V/Q-Δ曲线

为确切表征爆破漏斗特性，排除由于炸药量变化对爆破效果的影响，可用单位药量爆出的爆破漏斗体积（V/Q，m3/kg）作纵坐标，用炸药任意埋深H与临界深度HL的比值（Δ=H/HL）作横坐标作图，从而能明显地找到最佳深度H0与临界深度HL的比值（Δ0=H0/HL）。利文斯顿在铁燧岩中做爆破漏斗试验所得特性曲线如图（2-6-1）。

加拿大的鲍尔（Bauer A.）对利文斯顿

0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 深度比Δ

2.4 2.0 1.3 0.7 V/Q（m3/kg） Δ0 图2-6-1 铁燧石的V/Q-Δ曲线图

的爆破漏斗特性曲线做了进一步研究，他通过一系列爆破漏斗试验作出了爆破漏斗半径r、爆破漏斗深度P、爆破漏斗体积V、飞石抛起高度B、空爆响声d与不同深度比Δ的关系曲线，并把利文斯顿所划分的四个形态加以发展，将碎化破坏细分为原生破坏和次生破坏；对塑性岩石,将冲击破坏改为隆起破坏，并细分为鼓起破坏和断裂破坏。 （3）、V/Q1/3-H/Q1/3曲线

在实际爆破试验中，由于岩石条件的复杂性，很难准确测定出临界深度HL，加之每次测定也非常麻烦，所以可以用比值深度（即任意深度H与炸药量三分之一次幂之比值H/Q1/3）来代替深度比Δ作横从标，并以比值漏斗半径（r/Q1/3）、比值漏斗深度（P/Q1/3）、比值漏斗体积（V/Q1/3）分别作纵坐标，这样的关系曲线更能全面地、方便地表征爆破漏斗特性。 美国矿业局根据利文斯顿爆破漏斗理论，研究了各种岩石和材料的爆破漏斗特性，在爆破现场和实验室做了大量试验。如杜瓦尔和艾奇逊（Duvall W.I.,Atchison T.C）在矿山现场对花岗岩、砂岩、泥土岩和岩盐进行了爆破漏斗试验；艾奇逊又在实验室内对花岗岩、石灰岩、混凝土试块和塑料试块进行了模拟爆破漏斗试验。 （4）、V/Q0.3-H/Q0.3 曲线

近年来，美国为了工程和军事试验的需要，进行了大药量爆破试验，药量从1t至20～30t。由于爆破漏斗体积很大，回落碎石太多，清理碎石测定真实漏斗体积很困难，且由于药量很大，对爆破漏斗尺寸变化的影响也很大，所以，采用可见爆破漏斗的尺寸代替真实漏斗

71

尺寸。显然，可见漏斗的半径、深度和体积都比真实漏斗的小。

根据多次爆破试验记录的结果比较认为，计算比值漏斗半径、比值深度、比值体积、比值炸药埋深的分母时，不应采用炸药量的1/3次方，而应采用炸药量的1/3.3次方，近似地为0.3次方（即Q0.3）更为方便。

（5）、爆破漏斗特性曲线带（区域）

由于岩石的各向异性和不均质性，特别是生产现场岩体结构原生裂隙与多次爆破次生裂隙的影响，以及对爆破岩块块度大小的标准不同等因素的影响，虽然炸药埋深条件相同，但爆破漏斗半径、可见深度等数据不可能为某一定值，而是有一个波动范围。美国密苏里大学克拉克教授（Clark C.B.）、加拿大皇后大学鲍尔教授（Bauer A.）将利文斯顿的爆破漏斗特性曲线发展为特性曲线带（成为一定宽度的区域）。图（2-6-2）即鲍尔绘制的露天矿花岗岩爆破漏斗特性带图。

鲍尔认为，当比值最小抵抗线（W/Q1/3,m/kg1/3）等于1.5～2.5时，比值漏斗半径（r/Q1/3,m/kg1/3）最大，此时的爆破效果最好，岩体完全破坏，块度小而均匀；如果增大比值最小抵抗线，则大块增多、岩体的破坏不完全，留有根底。而且，为了便于对比各种岩石的爆破特性，在计算参数分母Q1/3中的

Q值时，最好采用以铵油炸药的有

效药量为标准。

2.6.2 利文斯顿爆破理论的实际应用 程中得到一定程度的应用。

爆破漏斗试验是利文斯顿爆破理论的基础。首先，根据爆破漏斗试验的有关数据可以合理选择爆破参数，提高爆破效率；其次，对不同成分的炸药进行爆破漏斗试验，对比分析，可以改进炸药的品种和性能，可以研制出威力高、成本低的新型炸药；再者，因为利文斯顿的变形能系数可以作为岩石爆破性分级的参考判据，有利于建立岩石特性数据库，为爆破优化打下良好基础。

2.6.2.1 对比、改进炸药性能，研制新型炸药

用爆破漏斗试验代替习惯沿用的铅铸测定爆力法。根据式（2-6-1）：HL=Eb·Q1/3，在同一种岩石中，炸药量Q一定，但炸药种类不同，进行爆破漏斗试验。炸药威力大，传给岩石的能量高，则其临界深度HL值比较大；反之，炸药威力小，其临界深度也小。由于HL值之不同，Eb值也不一样，因此可以对比各种不同成分炸药的爆炸性能。

美国道氏炸药公司为改进炸药成分进行试验时，将利文斯顿公式的同一炸药重量改为同一炸药体积，在相等体积基础上对比各种炸药的性能。于是，对比炸药性能可用下列公式计

1/3算：HLEbQ1/3Eb(Ve)1/3kVe （2-6-7）

式中，Ve—炸药体积，m3；

72

3 2 1 0 r/Q1/3 C D A B W/Q1/3 1 2 3 4 5

A— 完全破坏；B—不完全破坏，留根底；

C—小块爆堆；D—大块爆堆。

图2-6-2 花岗岩爆破漏斗特性带

利文斯顿爆破漏斗理论是建立在一系列实验基础之上的，比较接近于实际，故在爆破工

ρ—炸药密度，kg/m3； Q—炸药量，Q=ρVe；

k—等体积的漏斗常数，或称为爆破漏斗体积系数，k=Ebρ。

例如，用两种炸药—半胶质炸药和含铝粉的铵油炸药做爆破漏斗试验，绘制利文斯顿漏斗特性曲线，爆破漏斗体积V随炸药埋深H的不同而变化，它有一个最佳值（最佳深度），该处的爆破漏斗体积最大（曲线顶点），亦即单位炸药消耗量最低。通常，可以用它作为直接对比各种炸药的标准。

为了更清楚地比较两种炸药的特性曲线，将横坐标用深度比Δ代替炸药埋深H，纵坐标用k（Δ）=V/HL代替爆破漏斗体积V，在最佳深度比Δ0处的爆破效果最好，若小于Δ0，则比值体积小；当深度比值Δ超过Δ0时，两种炸药的比值体积均迅速减少。

美国道氏炸药公司对比各种炸药爆炸性能时，在相同爆破实验深度比Δ的条件下对比各种炸药的V/HL值，互成比例，即

V1/HL1= V2/HL2 或 V1/V2= HL1/HL2 （2-6-8）

式中，V1，V2—两种炸药的爆破漏斗体积； HL1，HL2—两种炸药的漏斗临界深度。

（2-6-8）式表明两种炸药的爆破漏斗临界深度三次方之比等于爆破漏斗体积之比，故可用HL值对比不同炸药的爆炸性能。因为

HL=kVe 或 Ve=HL/k 当两种炸药体积Ve相同时，则

33 Ve1Ve2HL1/k13HL2/k23

即 HL1/HL2k13/k23 （2-6-9） 它表示直接用k3来对比各种炸药的爆炸性能，k3值（或HL值）越大，则炸药威力越大；反之，k3值越小，则炸药威力越小。

但是鲍尔认为，用HL3值作为对比的判据，往往结果偏大。因为岩石从弹性变形起要吸收较大的能量才能达到破坏，所以用最佳深度H0的立方之比来作判据比较确切，可由下式求得： H00kV1/3 （2-6-10） 式中，k—等体积的漏斗常数，用它来代表一般试验的弹性变形能系数Eb。

美国道氏公司在花岗岩中分别用几种炸药做了爆破漏斗试验，取得大量有用的对比数据，在数据对比的基础上，研制出了成本低、威力高的新型炸药。 2.6.2.2 用弹性变形能系数Eb评价岩石的爆破性

按照利文期顿的基本公式：HL=EbQ1/3在选定炸药品种、炸药量为常数时，根据炸药的临界埋深可求出不同岩石种类内该种岩石的变形能系数，即：Eb=HL/Q1/3 (2-6-11) 当Q=1时，可以认为单位质量炸药（如1kg）的弹性变形能系数Eb在数值上等于临界深度HL之值。对于韧性岩石，1kg炸药爆破的HL值必然较小、弹性变形能系数Eb值也较小，说明消耗能量大，故岩石难爆；对非坚韧性的岩石，单位炸药量的临界深度ＨＬ值必然较大，弹性变形能系数Ｅb值也较大，表明吸收的能量小，故非坚韧性岩石易爆。所以，可以用弹性变形能系数Ｅb作为对比岩石爆破性的判据。

例如，加拿大铁矿公司用浆状炸药（Ｈydromex）进行爆破漏斗试验，花岗岩Ｅb=5，铁

73

331/3

3

3

3333

3

1/333

矿层Ｅb=4.26，冻表土Ｅb=1.97。如上所述，这说明冻表土最难爆，铁矿层又比花岗岩难爆。 另一方面，可以将H=EbQ1/3与常用计算炸药量公式Q=qV=qw3对比，最小抵抗线w相当于炸药埋深H，则： Eb=1/q1/3 (2-6-12) 即岩石弹性变形能系数Eb与炸药单耗q成反比关系。它表明：Eb大q小，该岩石易爆；反之，Eb小q大则该岩石难爆。

因此，可以利用岩石弹性变形能系数来表示岩石爆破难易的程度。经过进一步研究之后，有可能用其作为岩石爆破性分级的标准。在生产上可以进一步试验，以求得最佳深度（最小抵抗线）和其它凿岩爆破参数。

2.6.2.3 利文斯顿爆破漏斗理论在工程爆破中的应用 （1）、露天台阶深孔爆破

在露天台阶爆破设计中，如果岩石性质、炸药品种和炸药量等因素中有一个变化时，可以根据其变化函数关系，求得其余相应的爆破参数。因为，按利文斯顿的计算公式有：

临界深度： HL=EbQ1/3 最佳深度比： Δ0=H0/HL

最佳深度： H0=Δ0 EbQ1/3=EjQ1/3

即两种药量Q1、Q2 的关系为： H010EbQ11/3EjQ11/31/3H020EbQ21/3EjQ2

式中，Eb，Ej——岩石变形能系数及爆破常数。这里，Ej=Δ0Eb （2-6-13） 对同一种岩石，Eb、Ej均为常数。当已知某一岩石用药量Q1，其最佳深度为H01，当药

1/3量增加或减少为Q2时，则可按上述关系式求得： H02H01(Q2/Q11/3) （2-6-14） 据此即可求算出相应的孔距等爆破参数。

例如，有人认为，把H0作为露天爆破台阶边坡上的抵抗线（即最小抵抗线或近似底盘抵抗线）W，则： 孔距： a=（1.0～1.4）W 超深： h=(0.15～0.35)W 上部抵抗线：W*=（1.2~1.4）｛｝W. （2）、露天开沟药室爆破

美国一些公司曾将该理论应用在大型土建工程爆破、修筑运河河道或在山区、丘陵地带修筑公路、开挖铁路路堑等方面。

例如，在泥质页岩中爆破开挖一段运河河床的过程：

第一步，在群药包设置施工之前，先进行单药包爆破漏斗试验，求出单漏斗的爆破特性曲线和最佳埋深，按爆破相似定律求出装药量、装药深度（最小抵抗线）和药包间距；

第二步，爆破一排5个药室，其中3个20t，两个40t，同时起爆后炸出一条长147m的槽沟；

第三步，爆破一排7个30t的药包，平均炸药埋深15m，药包间距26m。群药包齐发爆破后炸出一条长183m、宽57m、深14m的槽沟。

于是，两次爆破的槽沟连贯一起，完成了全长330m运河河床的爆破开挖工作。 （3）、深孔爆破掘进天井

深孔爆破掘进天井中用球形药包漏斗爆破法比空孔掏槽、预裂抛碴掏槽和分段拉槽等方

74

法有很大的优越性，它与相类似，爆破效果显著。VCR法即垂直大直径深孔球形药包爆破漏斗后退式采矿方法，是美国利文斯顿爆破理论和Lang L.C.实践应用的结果，它改变了一般炮孔内长条装药爆破的破碎过程，提供了控制爆破作用的有利条件，是常规爆破技术的一个新发展。

例如：湖南某矿通过爆破漏斗试验，绘制出合理的爆破漏斗的特性曲线（即单位炸药破碎体积V/Q与深度比Δ=H/HL的关系曲线，见图（2-6-3），试验药包质量4.5kg，求得： 最佳深度： H0=1.38m；

临界深度 ：HL=3.27m； 最佳深度比Δ0=1.38/3.27=0.42； 岩石变形能系数 Eb=3.27/4.51/3=1.96。 根据所求的Δ0和Δb值，计算出实际爆破药包质量时的实际最佳埋深及其它爆破参数。

该矿采用KY-120型地下牙轮钻打深孔，孔径120mm；采用CLH-2型乳化炸药，密度1.42g/cm3，爆速4729m/s；每个药包长0.75m，重12kg，其最佳深度为：H00EbQ1/30.421.96121/31.9(m) 该掘进天井断面为正方形。共布置5个深孔，即中心孔1个，四个角孔（如图2-6-4）。中心孔至角孔的距离：

a=（0.55~0.7）H0=(0.55~0.7)×1.9 =1.1~1.33(m)。 天井断面的边长：

b2a1.56~1.88(m)

每次爆破分层高度：

HH0l/21.90.75/22.3(m)。

深孔爆破天井的掏槽孔和角孔均用球形药包，其能量利用率高，分层高度合理，向下爆落，大块减少，块度均匀。漏斗掏槽，不用大直径中孔，可节省大量凿岩费用和时间。

2.6.3 利文斯顿爆破理论的发展

利文斯顿爆破理论是按球状集中药包（长径比小于6）作为试验的基础，但在生产上常用长柱状条形药包（长径比大于6）进行爆破。

美国雷德帕思提出，将球状集中药包看成点药包，把单孔柱状长条药包视为线药包，把成排炮孔柱状装药视为平面药包，从几何相似和量纲原理找出点、线、面药包之间的相关关

0.3 0.2 0.1 V/Q 0 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

图2-6-3 爆破漏斗特性曲线

（湖南某矿爆破天井试验）

Δ 4 H0 1 2 H a 3 4 a 1 5 a b a 2 图2-6-4 球状药包漏斗爆破

掘进天井的药包布置

75

系：

（1）、点药包：

EdHd/Q1/3HdKdQ1/3 （2-6-15）

式中，Kd—点药包的比值深度，m/kg1/3； Hd—点药包埋置深度，m；

Q—集中药包装药量，kg。

用量纲表示： [Hd][Kd]•[Q1/3][Hd/Q1/3][Q1/3] （2-6-16）

即： [Hd]= [Hd3/Q]1/3 [Q1/3] 而 Kd=[ Hd3/Q]1/3 （2）、线药包（其轴线与地面平行）

根据点药包的相应量纲，方程应为：

[Hx][H3/Q]m•[Q/H]n （2-6-17）

式中，Hx—线药包埋置深度，m； Q/H—线药包单位长度质量，kg/m。

按照量纲原理，指数m，n均等于1/2，所以

[Hx][H3/Q]1/2•[Q/H]1/2 （2-6-18） 而线药包的比值深度： [Kx][H3/Q]1/2 （2-6-19） （3）、面药包（最大面与地面平行）

根据点药包、线药包的相应量纲，方程应为：

[Hm][H3/Q][Q/H2] （2-6-20） [Km]=[H3/Q] （2-6-21）

式中，Hm—面药包的埋置深度，m；

Q/H2—面药包的单位面积药量，kg/m2； Km—面药包的比值深度。

面药包的比值深度的倒数为Q/H3，相当于单位炸药消耗量q=Q/V。又根据点药包、线药包、面药包的比值深度都与H3/Q密切相关，那么就必须满足下列条件：

[Kd]3[Kx]2[Km] （2-6-22） 综上所述，雷德帕思理论的实质是：

①、如果点、线、面药包能满足（2-6-22）式的要求，则其装药量是等效的。 ②、如果点、线、面药包具有相同的H3/Q值，即单位耗药量可取点药包的最优单位耗药量，而且各种类型的药包比值深度也能满足（2-6-22）式要求，则其爆破效果相同，炸药单耗： [q][Kd]3 （2-6-23） 为了把利文斯顿爆破漏斗理论应用于炮孔柱状药包爆破，有人认为，应当将炮孔装药的药量Q1换算成等效的球状集中装药的药量Q2，即

Q2=KQ1 （2-6-24）

式中，K—“等值药量系数”，可由理论计算或实验求得。当柱状药卷长径比为10时，K=0.7，药卷长径比越大，K值相应越小。

确定等效球状集中装药Q2之后，利用相似定律计算爆破现场的最佳深度HP，即

76

H0/HpQ1/3/Q2式中，Q—试验爆破所用的药量；

H0—装药量为Q条件下的最佳深度；

1/3 （2-6-25）

1/3或 HPH0Q2/Q1/3 （2-6-26）

HP—爆破现场需要采用的最佳深度，即最佳最小抵抗线。为使爆破岩块不致过大，可将HP值乘以90%作为最终选用的最小抵抗线。

利文斯顿爆破理论是建立在能量平衡准则及实际爆破试验基础上的，经几十年来的试验研究和实际应用，现仍在不断改进与完善中。

2.7 聚能装药破坏作用原理

聚能装药爆破技术在战时可广泛用于战时破坏作业（如大型桥梁、建筑物的破坏）；在平时可用于快速切割金属（如打捞沉船等）、在硬土或冻土中快速穿孔、破碎孤石（悬石和危石）、在抢险救灾中快速清除障碍物（陆上或水中障碍物，如楼房、桥梁、树木等），利用线性无罩聚能装药对岩石实施控制爆破等。聚能爆破机理非常复杂，本节主要介绍聚能破坏现象、线性无罩聚能装药光面预裂爆破破岩机理及破坏作用原理。

2.7.1 聚能现象

在装药底部或一侧予留空穴，或再加药型罩并取适当炸高，就可使爆炸能量集中到一定方向上发挥作用。利用装药一端（侧）的空穴以提高局部破坏作用的效应，称为聚能效应或空心效应。此种现象称为聚能现象。底部或一侧有空穴或药型罩的装药，就称为聚能装药或空心装药。

聚能效应是爆炸外部装药直接作用的一种特殊情况（非接触爆破），其作用在于使爆炸能在一定的方向集中起来，从而使爆炸的局部破坏效应增强。其主要特点是：装药底部（或一侧）有空穴；装药底面（或一侧）与目标间有一最有利距离；破甲能力很强。有空穴是基本的特点，也是形成聚能效应的基本条件。

2.7.2 聚能破坏原理

聚能装药爆炸后，具有高温、高压的爆轰产物沿装药表面法线方向迅速散射时，在空穴影响下，必然在空穴前方汇集于一点（线性装药汇集成一线），此点（线）处的爆轰产物密度可增大4～5倍，速度可达（1.2～1.5）×104m/s。若空穴外壳采用金属药型罩，则形成高速运动的金属射流，射流密度至少为金属药型罩原有密度，远大于产物密度，射流速度可达7000-8000m/s，温度可达900-1000℃，射流冲击目标时压力可达数MPa以上，在这种高温高压高速射流作用下，目标可视作流体，对目标具有很大的穿透能力，达到穿孔或切割的目的。

图（2-7-1）为不同装药形式的破坏效果示意图。图（2-7-1a）表示一个普通的无空穴的园柱体装药，爆炸后爆轰产物近似沿装药表面法线方向散射，其速度一般为数千m/s；压力数量级一般为1×104MPa；当装药一端制成锥形空穴（图2-7-1b）起爆后，爆轰产物质点以一定速度沿近似垂直于锥形空穴表面的方向向药柱轴线汇聚，使能量集中。此处聚能流速度

77

高达10000～15000m/s，密度比普通装药大4～5倍，高压的爆轰产物在沿轴线汇聚时，形成更高的压力区，比普通装药高10余倍，这种高压迫使爆轰产物向周围低压区膨胀，使能量分散。

（a）普通（无聚能）装药；（b）为无罩聚能装药；（c）金属罩聚能装药

（a） （b） （c） 图2-7-1 不同装药形式的破坏效果

由于上述两个因素的综合作用，气流不能无限地集中，而在离药柱端面某一距离F处达

到最大的集中，以后又迅速飞散开了。也就是气流在聚能过程中，动能（约占总能量的1/4）是能够集中的，而位能（约占3/4）不但不能集中，反而起飞散作用。如果设法把能量尽可能转化成动能形式，就能进一步提高能量的集中程度。提高的办法是在空穴内表面嵌装一个形状相同的药型罩（见图2-7-1c）。这种爆轰产物在推动罩壁向轴线运动过程串将能量传递给金属罩。由于金属罩的可压缩性很小，因此内能增加很少，能量的极大部分表现为动能形式，这样就可避免由于高压膨胀引起的能量分散而使能量更加集中，形成一股速度和动能比气体射流更高的金属射流。研究表明，由于金属流速度高，直径小，金属呈热塑状态，密度远比爆轰产物高，因此有药型罩聚能效应必然比无药型罩聚能效应明显增加，从穿透深度上看可增加15～20倍。

采用聚能爆破时，主要是利用它的强大聚能射流来破碎、切割像岩石、混凝土和金属这样一类的硬质材料，或者在其中进行穿凿炮孔，为了提高爆破效果，要求聚能装药应具有足够的聚能效应，而很多。关于聚能效应的影响因素及聚能装药的应用将在第14章介绍。

2.7.3 线性无罩聚能装药光面预裂爆破破岩机理

线性无罩聚能装药（柱装药在侧向开设聚能穴）在岩石控制爆破技术中的应用国内外尚属初步试验阶段。线性聚能装药的爆破作用具有强烈的方向性，适用于需要沿定向产生裂缝的爆破技术，并可减少钻孔工作量，提高破裂壁面的平整度。线性聚能装药目前还不能广泛应用的主要原因是，装药在炮孔中的方向不易控制，特别是井下和复杂作用环境下装药工艺比较繁杂；另一个原因是，低速炸药即使有金属聚能罩，爆炸时也不能形成金属射流，工业炸药一般属低速炸药，而且用于制造聚能罩的金属往往费用较高。

2.7.3.1 线性无罩聚能装药的爆破机理

图（2-7-1）中的三种情况是在空气中进行的实验结果，装药引爆以后，爆生气体迅速飞

78

散，因此对介质的破坏仅仅是聚能穴方向的冲击作用。与炮孔中采用线性无罩聚能装药的爆炸情况有所区别。线性无罩聚能装药在炮孔中引爆之后，聚能穴处产生高密度的气体射流，气体射流在炮孔孔壁上按一定方向造成弧形破坏边缘，即粉碎破坏区。由于炮孔孔壁和炮孔口堵塞的，非聚能穴附近的装药产生的爆生气体不能迅速溢散，爆生气体膨胀对孔壁产生准静压作用。

由于无罩线性聚能作用在孔壁上形成的不是刻槽（金属罩聚能装药对孔壁的破坏作用将产生刻槽），因此非聚能穴附近装药的准静压作用对裂缝扩展的贡献不能用断裂理论来解释。

在光面、预裂爆破时，如果采用不偶合线性无罩聚能装药，装药的爆炸作用可分为两部分：一是聚能穴附近装药在炮孔中按定向形成弧形粉碎区；二是非聚能穴附近装药的作用，它与一般不偶合装药的爆破作用是一致的。孔壁除一部分被聚能气流造成粉碎区以外 ，其它部分保持完整状态。因此爆生气体在炮孔中膨胀时，孔壁可分为粉碎塑性变形区和完整的弹性变形区。孔壁由原来圆形变为近似椭圆形的弹性边界（图2-7-2）。粉碎区内处于各向等压的应力状态。粉碎区的边缘，岩石处于弹性与塑性变形的临界状态，与椭圆边界垂直的压应力刚好等于岩石的三向动态抗压强度；而孔壁与非聚能穴相对的部分，按设计要求孔壁压力应等于岩石动态三向抗压强度。因此，爆生气体在孔内进行准静态膨胀时，相当于在椭圆孔

图2-7-2 线性无罩聚能装药的作用

σ 2a 图2-7-3 气体膨胀时均压作用于椭圆边界上 x x 2b P x y y

内均匀作用于孔壁的压力P，而孔壁压力刚好等于岩石动态三向抗压强度。椭圆边界的膨胀在岩体内产生准静态应力场（图2-7-3）。

2.7.3.2 线性无罩聚能装药光面预裂爆破作用原理

设椭圆弹性边界的长半轴为a，短半轴为b。线性无罩聚能装药起爆后，在炮孔周围产生柱面波，由于聚能穴的聚能作用，柱面波在各个方向上的强度是不同的，聚能穴对应的方向上波的压力比较高，波阵面达到弹性边界时才以岩石三向动态抗压强度为初值开始随距离衰减。在非聚能穴对应的方向上，则应力波一开始就以岩石三向动态抗压强度为初值随距离衰减。因此根据应力波在岩石内衰减规律的经验公式，在x方向上，应力波压力的衰减可以写成以下列形式：

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P(a/r) （2-7-1） 式中，σ—x方向上波阵面的压力；

a— 椭圆长半轴；

r—某点到炮孔中心的距离； α—应力波衰减指数。

如果在同样的炮孔中采用一般的非聚能不偶合装药，那么在x方向的应力波衰减应用下式表示： P(b/r) （2-7-2）

其中b为炮孔半径。

设在x方向上有相邻两孔，如果线性无 罩聚能装药的爆破方向是沿其连心线（图 2-7-4），那么B孔刚好在A孔爆炸应力波强 度最大的方向上。

在光面爆破和预裂爆破时，如果采用一 般瞬发电雷管起爆，由于雷管起爆存在着飘

A B σ1 σθ 图2-7-4 相邻孔的空孔作用

移时差，因此相邻孔往往可以起到空孔作用，为了不失一般性，设A孔发出爆炸波到达B孔，而B孔尚未起爆，那么在B孔周围将产生应力集中。在B孔的1点产生的应力集中为最大，如果按弹性静力学近似处理，其值为：

13r （2-7-3）

式中，σ1—1点的拉应力（与边心线垂直）；

σr、σθ—分别是A孔发出的应力波到达B孔处的径向应力峰值和环向应力峰值，

其中径向应力峰为压，环向应力峰为拉。式（2-7-3）中给出的是应力峰值的绝对值。 在光面爆破和预裂爆破中合理的炮孔间距应保证1点的拉应力大于或等于岩石的动态单向抗拉强度，即 r[s] （2-7-4） 式中，[σs]是岩石的动态单向抗拉强度，而环向应力峰值与径向应力峰值在数值上有如下近似的关系： [/(1)]r （2-7-5） 式中，μ是岩石的泊松比。将（2-7-5）式代入（2-7-3）式中，可以得到：

σ1=[（ 2μ+1）/（1-μ）]/ σr （2-7-6）

21aa再将（2-7-2）式代入（2-7-6）式，有：1 ()P （2-7-7）

1r 由（2-7-4）式和（2-7-7）式有：

21a()P[s] 或 1r1/21P• r

1[s]21P• 设S为炮孔间距的最佳值，则 S2b （2-7-8） 1[]s 如果采用一般的非聚能不偶合装药，炮孔周围不存在粉碎区，因此可类似上述推导过程

1/ 80

21P得到炮孔间距的最佳值： S1•b2b （2-7-9）

1[s] 由（2-7-8）、（2-7-9）两式可以得到：S/S1=(a/b)+1 (2-7-10) 因a＞b ，所以S＞S1。即线性无罩聚能装药用于光面爆破和预裂爆破，仍可提高炮孔间距，减小钻孔工作量。炮孔间距的增加取决于线性无罩聚能装药的聚能效果，取决于弹性椭圆边界长轴与炮孔孔径之比。

线性无罩聚能装药不仅能减少钻孔，而且能提高爆破效果，与一般不偶合装药相比更有利于保护围岩，改善围岩壁面的光滑程度。

一般不偶合装药爆炸后，准静应力场以炮孔为中心呈对称分布，应力分布与方向无关。而无罩线性聚能装药的准静应力场具有方向性，在X轴方向，与X轴垂直的拉应力大于其它方向的环向应力，其原因主要是爆生气体膨胀时，弹性边界为椭圆形，椭圆边界上作用着的均压在介质中的应力场是方向和距离的函数。根据静态弹性力学，椭圆边界上的最大拉应力发生在X轴与边界的交点（图2-7-3），其值为：

maxP[2(a/b)1] （2-7-11）

最小值发生在y轴与边界的交点，其值为：

σmin=P[2（b/a）-1] （2-7-12） 拉应力是产生裂缝的主要原因。因此线性无罩聚能装药在介质中产生的爆炸准静应力场最有利于沿连心线产生裂缝或使裂缝扩展。因为无论相邻两孔的准静应力场是否发生迭加，在炮孔连心线上总是作用着最大拉应力。而一般非聚能不耦合装药在介质中产生的准静应力场使各方向的初始裂缝扩展的可能性是相等的。由此可见，采用线性无罩聚能装药可以提高定向裂缝产生和扩展的可能性，从而改善爆破效果。由（2-7-11）和（2-7-12）

式可以看出，椭圆边界是准静拉伸应力非均匀性的基础，亦即取决于聚能效果的好坏，因此，聚能程度越高越有利于聚能爆破的效果及围岩壁面的光滑。

1/2.8 工程爆破理论研究的发展趋势

关于工程爆破理论的发展现状，本书绪论中已有所提及。本节主要介绍工程爆破理论研究中存在的主要问题及工程爆破理论研究的发展趋势。

2.8.1 传统爆破理论研究中存在的问题

从本章介绍的工程爆破理论研究内容和研究成果不难看出，对于爆破理论的研究，除需要爆炸力学、岩石力学、钢筋混凝土理论及数学等学科专业理论外，主要采用材料力学、理论力学、结构力学、流体力学、弹性力学、弹塑性力学、粘弹塑性力学和近年来发展起来的断裂力学和损伤力学的相关知识。也就是说，对爆破理论的研究，主要是力学对于“炸药爆炸与爆破对象相互作用”这样一个复杂而特殊研究系统的具体运用，首先研究爆体的力学特性，进而研究爆体在爆炸荷载作用下发生破坏的规律（以应力、应变、位移、冲量、能量等力学参数进行分析并作为破坏判据）。

如前所述，虽然国内外爆破学者利用传统力学知识对工程爆破理论进行了大量研究，提

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出了各中各样的理论和假说，但这些理论观点各异，有些相互矛盾，有些互相渗透，有些不够全面，存在片面性，而且大部分视爆体为连续均匀的介质，与实际情况尚有一定差距。而且由于研究系统的复杂性、模糊性、不确定性及介质的不均匀性，这样就必然带来一些误差，甚至不完全符合实际，而且用上述传统力学所建立的确定性计算模型（Deterministic Model）难以表征爆破中大量存在的不确定性复杂问题。

2.8.2 工程爆破理论研究的发展趋势

为了使理论更加符合实际，目前国内外在爆破理论的研究中已引入了一些新思想、新方法，使爆破理论的研究更趋科学化、实用化和计算机化，从而将减少宏观判断中的人为因素影响，使理论与实际相吻合。

目前，国内外对工程爆破理论的研究趋势主要体现在以下几个方面。 2.8.2.1 深入开展对裂隙岩体爆破破碎规律的研究

从1978年美国马里兰大学研究裂隙岩体的爆破作用理论为起点，通过大量实验室和现场试验研究，对裂隙岩体的爆破破碎进行了规律进行了深入研究。特别是进入80年代后，由于观测技术的进步，使人们逐渐认识到岩体的结构面控制着岩体的破碎，它们远大于爆破作用力直接对岩体的破坏。目前对结构体的破坏主要在以下两方面进行研究：

（1）、岩体结构控制理论； （2）、裂隙岩体中主结构面的作用。

2.8.2.2 工程爆破理论的研究进入一个崭新的阶段

自20世纪80年代以来，在工程爆破理论研究中引入一些新思想和新方法，例如把爆破过程视为一复杂的系统工程，在研究方法上利用60年代发展起来的系统工程、信息论、控制论；70年代发展起来的耗散结构论、突变论及非线性理论等；80年代发展起来的数值方法（Numerical Method（NMM）和中国留美学者石根华博士提出的非连续变形分析法（Discontinuous Deformation Analysis（DDA），同时引入概率论与数理统计、模糊数学、灰色系统、分形几何（Fractal Geometry）等不确定性模型（Vn- Deterministic Model）理论，用不确定模型解决复杂的工程爆破中的不确定性问题已有可能，使工程爆破理论的研究进入一个崭新的阶段。

（1）、用不确定理论解决研究系统的复杂性、模糊性、不确定性及介质的不均匀性 爆破系统的复杂性、模糊性、不确定性及介质的不均匀性主要表现在以下方面：（1）、爆体（如岩石、钢筋混凝土等）本身具有不均匀性，其力学性质非常复杂。对于复杂裂隙系统的分布问题，在理论上讲，只要采用足够多的测点其精度是可以解决的，但由于爆体出露条件的，使人们难以对其系统的几何参数进行系统的确定性描述；（2）、有限的试验数据难以覆盖分布极不均匀的整体过程特性；（3）、爆破工程的模糊性、随机性导致计算结果的不确定性。影响爆破效果的因素是多方面的，包括爆体结构、性质、炸药性能、爆破参数等等，由于爆体的复杂性、炸药参数的易变性和爆破参数的多样性就使赖以上述参数建立的计算模型产生极大的不确定性，导致测量、计算精确性与岩体性状等因素客观判断的模糊性、随机性之间的矛盾更加突出。

解决工程爆破中的不确定问题。若只靠提高单项试验精度和规模来完善确定性模型是远远不够的。以往的爆破力学数值分析均借用弹性力学、弹塑性力学、粘弹塑性力学和近年发展的断裂力学、损伤力学所建立的确定性计算模型（Deterministic Model），实践证明。由于

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工程爆破中大量不确定性问题的存在，确定性模型就难以表征复杂的爆破系统工程。因此，近年来不确定模型解（Vn-Deterministic Model）愈来愈引起人们的重视。在工程爆破中引入概率和数理统计，模糊数学，灰色系统，分形理论等不确定性理论，将大大减少宏观判断中的人为因素影响，对工程爆破理论的研究思想的改革将起到推动作用。 （2）、用分形理论预测爆破块度的分布

分形几何是描述和处理自然界不规则现象的数字工具。自然界有规则的现象是个别的，而不规则的现象则是大量的。岩石爆破块度则是不规则现象之一。因此有以下两点认识： ①、对岩石破碎块度进行统计分析表明，块度分布是个分形； ②、用分形几何可以计算岩块的分布函数。 2.8.2.3 对爆破的过程用计算机进行模拟

计算机模拟就是利用计算机这一工具，采用模拟的方法，描述爆破的全过程，并用图象显示出来。它所表达的目的有下述几项：（a）、裂缝的产生与扩展；（b）、预测爆破块度的组成和爆堆形状；（c）、爆破参数优化及爆破效果评价；（d）、模拟和再现爆破过程。 （1）、爆破块度模型

爆破块度模型种类繁多，可分为两大类：即理论模型和经验模型，表（2-8-1）和表（2-8-2）分别列出了几个有代表性的模型。

由表（2-8-1）和表（2-8-2），经验模型比理论模型的发展更快一些，与实际结果更接近一些。必须指出，模型的精确度与计算机显示的结果有直接的关系。

（2）、计算机程序

随着计算机技术的发展，计算机程序获得令人瞩目的进步。特别应该指出的是ANSYS/LS-DYNA的发展。

DYNA程序系列最初是1976年美国的Lawrence Livermore National Lab 由J.O.Hallqust主持开发的，后经1979、1981、1982、1986、1987、1988年版的功能扩充和改进，成为国际著名的非线性动力分析软件。

1996年LSTC将LS-DYNA2D、LS-DYNA3D、LS-TOPAZ2D、LS-TOPAZ3D合为一个软件包，变成一个求解器，推出LS-DYNA，并由ANSYS公司开发出口，称为ANSYS/LS-DYNA，在全世界（包括中国）获得很大的市场。

表2-8-1 理论模型 模 型 BCM (Bedded Crack Model)1981年 NAG-FRAG 1983年 研 究 者 马戈林 （Margolin） 麦克休 （Mchlugh） 亚当斯 目 的 研究破碎形成 岩石破裂的产生和扩展 方 法 破碎机理和动态应变 破裂产生和扩展的统计模型 用以说明破碎需要数据 爆轰的基本参数；动态应变模型 裂纹分布和弹性波传播特性 SHALE 1983～1985年 （Adams） 德穆思 （Demth） 岩石破碎的本质 机理的应力波和气体模型 爆轰学；破碎分布；弹性参数和韧性破碎 83

马戈林 （Margolin） KUSZ 1983年 库斯兹莫尔 （Kuszmaul） 模拟岩石断裂 损伤力学方法 除一般岩石性质外，尚需损伤变量值

表2-8-2 经验模型 模 型 Work Index 1959年 BLASPA 1963年以来 研究者 邦得 （Bond） 法夫罗 （Favreau） 库兹涅佐夫 KUZ——RAM 1973年 （Kuznezov） 坎宁安 （Cunningham） HARRIES 1973年以来 爆破设计准则 1978年 块状岩石模型 1977、1983、1990年 可爆性指数 1986年 哈里斯 （Harries） 兰格福斯 （Longefors） 破碎、隆起、破碎度和破坏的预测 岩体爆破设计准则 动态应变引起的炮孔周围破碎 经验型的爆破设计 爆破振动和岩石的动载特性 岩石破碎参数；爆破几何形状及炸药性能 构造体岩石的破碎度预测 多面体的块状描述，破碎作用理论和能量消耗 普通露天矿爆破设计指南 预计台阶爆破效果 破碎与岩石参数的相关式 计算机图解计算法，炸药与岩石相互作用解析法 岩体分类；爆破设计 岩石力学参数，爆破几何参数；炸药、爆破器材及钻孔的单位成本 破碎度预测，炸药选择和爆破设计 破碎理论应用到原岩矿体 现场矿块尺寸分布；能量分布和破碎特性 岩石结构；能量消耗；破碎作用特性 目 的 露天矿破碎预测（初步） 详细爆破设计及破碎预测 方 法 涉及到能量、体积的减小 由于爆炸气体和冲击波作用而产生破碎的动态模型 台阶爆破平均块度尺寸的预测 爆破参数与平均块度的经验公工 需要数据 平均块度尺寸；能量消耗 爆轰学；岩石的物理力学性质和爆破设计 能量因子；岩石分类和爆炸参数 盖玛 （Gama） 利 利 （Lilly） ICI炸药集团（包括澳大利亚、加拿大各分公司） 克莱因 SABREX 1987年 JKMRC 1988年 （Kleine） 勒安 （Leung） 综上所述，工程爆破理论研究的发展趋势主要表现在更加科学化、实用化和计算机化。

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