王雁冰，李书萱，耿延杰，谢 平

1) 中国矿业大学（北京）力学与建筑工程学院，北京 100083 2) 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，北京 100083 3) 淮浙煤电有限责任公司顾北煤矿，淮南 232150

在进行边坡开挖，隧道掘进等爆破工程时，不仅需要将大块岩石爆破破碎成适应装运要求的较小块体，还要求爆破后的岩体破裂面光滑平整、无明显爆破损伤且符合工作断面成型的要求[1].为了满足上述要求，人们常常采用定向断裂控制爆破技术来实现爆破断面成型的要求，这对爆破药包提出了更高的要求.其中切缝药包具有良好的能量集中和定向爆破作用[2]，加以其施工方便、爆破效果和经济效果良好的特点，已在爆破工程中得到了广泛的应用.但是目前对切缝药包的应用多源于经验，而切缝药包定向断裂的机理以及切缝药包对爆破后围岩损伤的影响仍需进行系统的研究.

在基础理论方面，高金石等[3]根据炮孔壁的变形位移，结合动弹塑性理论，得到了半圆套管作用下孔壁压力的作用规律；唐中华等[4]通过切缝药包爆破的聚能作用、开裂条件与力学分析研究了切缝药包爆炸成缝的机理；罗勇等[5]对切缝药包在岩石定向断裂爆破中的切缝产生及裂纹起裂和扩展进行了研究，发现切缝管能使爆炸后的能量有方向性地集中，更有效的控制裂纹定向扩展.

在试验研究方面，岳中文等[6]采用动焦散线试验系统，对比分析了孔间爆生裂纹在使用切缝药包爆破时不同炮孔间距下的扩展规律，发现炮孔间距较小时，有利于裂纹的定向扩展；Yang 等[7]模拟了岩石定向分段爆破爆轰波在切缝药包中的传播过程，研究了非耦合系数和起爆位置对岩石损伤的影响，发现较小的非耦合系数和厚度对裂纹扩展有不利影响，同时起爆位置对XY平面应力分布也有很大影响；杨仁树等[8]对切缝药包爆炸波与爆生气体的传播机制进行试验研究，发现爆炸冲击波和爆生气体均优先沿切缝方向传播；Wang等[9]利用数字激光动态焦散线测试系统对定向爆破裂纹的超动态断裂力学进行了研究，利用不规则形状药筒揭示了定向断裂爆破的破岩机理；Yang 等[10]采用焦散动态爆炸加载系统，研究了不同开槽条件下两孔同时起爆穿孔裂纹扩展的动态行为；同时，杨仁树等[11]对不锈钢管、PVC 管、有机玻璃管材质的切缝药包爆炸冲击波与爆生气体的传播机制进行探讨研究，发现爆炸冲击波与爆生气体优先从切缝管中向外传播这一特性以及其扩展形态不受切缝管材质的影响；Kang 等[12]研究了不同切缝数量对裂纹形成机理和传播特性的影响，发现当切缝数量为2、3 和4 时，试样切缝方向上的爆生裂纹损伤值明显大于非切割方向；Ding等[13]通过比较双缝药包和三缝装药爆破在裂纹扩展、应力演化和爆破振动中的动力学行为，发现三缝药包爆破中定向裂纹扩展偏向受保护岩体一侧，可能导致岩体超挖；黄凯[14]通过研究切缝药包爆破时不同切缝宽度下的应变动态情况，发现切缝宽度为6 mm 时主裂纹发展最优，且未产生多余的次生裂纹，粉碎区范围相对较小，是最佳切缝宽度；丁晨曦等[15]通过模型试验探究了切缝药包爆破定向裂纹与张开节理的相互作用过程，发现张开节理对切缝药包爆破定向裂纹的扩展有阻滞作用.

在数值模拟方面，Wang[16]采用显式动力学分析程序LS-DYNA 对切缝药包爆破及初始裂纹的产生进行了数值模拟，研究了不耦合系数与爆破损伤的关系，发现当不耦合系数为1.67 时，切缝药包的断裂效果最佳；胡建华等[17]利用LS-DYNA 对切缝药包光面爆破裂纹扩展的规律进行了研究，发现爆后裂隙数量随着不耦合系数的增大而减少，且裂纹扩展长度也随之变短；Wang 等[18]利用LS-DYNA 模拟了5 个偏心不耦合系数下切缝药包的爆破效果，以及完全偏心条件下的裂纹扩展过程，发现切缝管的偏心布置决定了初始裂纹的形成和后续爆破效果，当切缝药包偏心布置且不耦合时，会造成炮孔连接方向欠挖，且对不耦合侧岩体扰动较小；魏晨慧等[19]基于损伤力学理论建立岩石爆破的力学模型，对不同地应力条件下切缝药包爆破的裂纹演化规律进行了研究，发现最大地应力方向与切缝方向平行时，有利于定向裂纹的扩展；程兵等[20]在AUTODYN 内运用光滑粒子流体动力学与有限单元耦合法构建了切缝药包爆破模型，分析了装药爆炸初期的爆轰产物膨胀过程、爆轰产物粒子运动速度及炮孔周围岩体损伤演化历程；申涛等[21]采用数值计算对比分析了传统爆破方法与切缝药包爆破方法在光面爆破中周边眼爆破成形效果和围岩爆破损伤情况，并对切缝药包结构进一步优化.

综上所述，目前对切缝药包作用机理的研究更多的来源于试验与数值模拟，所得的结果因试验材料与设备的不同而偏差较大，且欠缺切缝药包爆破定向断裂与围岩损伤特性方面的研究.本文在弹性波动理论的基础上，建立了切缝药包爆破时切缝方向与非切缝方向的孔壁峰值应力、粉碎区和裂隙区范围之间的比例关系，并结合数值模拟对切缝药包爆破时切缝方向与非切缝方向的应力、位移变化进行分析，探索了切缝药包产生定向断裂的原因.最后通过现场试验分析了切缝药包对爆后围岩损伤度的影响，揭示了使用切缝药包时与不同切缝药包设置间距对围岩损伤度的影响规律.

1 切缝药包爆破机制分析

1.1 基本假定

切缝药包爆炸时，由于切缝外壳具有一定的厚度和强度，在爆炸瞬间表现出明显的聚能效果.在非切缝处，爆轰产物直接冲击其外壳表面，并产生反射冲击波.同时，也产生少量透射波，透射波经切缝外壳和外壳与孔壁之间的环形空间衰减后，能量大大降低[1].在切缝方向，爆轰产物直接冲击耦合介质在其中产生冲击波，形成集中高速、高压射流定向作用于切缝方向的炮孔壁.使用切缝药包进行爆破的示意图见图1.

图1 使用切缝药包爆破示意图Fig.1 Schematic diagram of the slit tube blasting

为了对切缝药包的爆破机制进行分析，需对药包切缝方向与非切缝方向的孔壁压力峰值与粉碎区、裂隙区范围进行计算.切缝管内炸药爆炸产生的爆轰波传到炮孔壁上产生炮孔压力是一个极其复杂的过程，为了方便计算，（1）将切缝管壁假设为弹性壁，当爆轰波传播到该弹性壁处时产生反射冲击波和透射冲击波；（2）由于切缝方向与非切缝方向爆轰波、冲击波的传播路径的不同仅与切缝管壁有关，因此忽略它们在耦合介质中的衰减过程；（3）假设爆轰波、冲击波在切缝管壁、炮孔壁处的反射均为正反射，且流速和内能随时间的变化是连续的.

1.2 切缝与非切缝方向孔壁峰值压力

炸药爆炸后，高压爆炸产物向外急剧膨胀，爆轰波在非切缝方向上传播到达切缝管壁时发生反射，并产生透射冲击波进行传播；在切缝方向上爆轰波缓慢衰减为冲击波直至传播到孔壁.爆轰产物的参数计算使用Chapman-Jouguest 爆轰理论模型[22].

式中，pj为爆轰产物初始压力；uj为质点速度；De为炸药的爆速；ρe为炸药的初始密度；k为等熵指数.

图2 为爆轰波传播至切缝管壁发生反射并产生透射冲击波的示意图.p0、ρ0、u0为入射波波阵面前介质的参数，p1、ρ1、u1为入射波波阵面后和反射波波阵面前介质的参数，p2、ρ2、u2为反射波波阵面后介质的参数，p3、ρ3、u3为透射波波阵面后介质的参数，D1、D2、D3分别为入射波、反射波、透射波的波速，其中p1=pj，u1=uj.

图2 切缝管壁处的透反射示意图Fig.2 Reflection and transmission at the wall of the slit

反射前冲击波波阵面前后的参数间关系：

反射后冲击波波阵面前后的参数间关系：

透射冲击波的动量守恒方程：

式中，p0≈0，u0≈0，ρ0=ρe.由连续性假定可得，p1=pj，u1=uj，p2=p3，ρ2=ρ3，u2=u3，ρ30=ρe，u30≈0，将数据代入式（5）和式（9）可得：

式（11）所得结果即为非切缝方向的爆轰波经过切缝管壁透射所得冲击波的波后压力，由于忽略切缝方向与非切缝方向冲击波在耦合介质中的衰减过程，因此认为p1、p2分别为使用切缝药包爆破后切缝方向和非切缝方向冲击波在达到炮孔壁前的波后压力.图3 为非切缝冲击波在炮孔壁处的透反射示意图.p0、ρ0、u0为入射波波阵面前介质的参数，p2、ρ2、u2为入射波波阵面后和反射波波阵面前介质的参数，p4、ρ4、u4为反射波波阵面后介质的参数，p5、ρ5、u5为透射波波阵面后介质的参数，D3、D4、D5分别为入射波、反射波、透射波的波速，其中，p50≈0，u50≈0，D5可近似为孔壁介质中的纵波波速D50.根据连续性假定，结合反射后冲击波波阵面前后的参数间关系以及透射冲击波的动量守恒方程，可得非切缝方向的孔壁压力峰值公式：

图3 非切缝方向冲击波在炮孔壁处的透反射示意图Fig.3 Transmission and reflection of the shock wave in non-slit direction at the blasthole wall

式中，ρ50为孔壁介质的密度.同理，可得切缝方向的近似孔壁压力峰值公式：

爆破非切缝方向的孔壁峰值压力为PF，切缝方向的孔壁峰值压力为PQ，联列式（6）～（14）可得PF和PQ之间的关系.因其关系式特别复杂，为方便计算，将关系式中影响较弱项进行化简可得：

在实际工程中，为了避免切缝管强度过大而接近刚性时，切缝管和孔壁进行碰撞而导致岩石出现随机裂纹，切缝管的强度一般都较小.由于计算时将切缝管壁与炮孔壁均当作同一弹塑性材料对冲击波的衰减进行计算，而切缝管壁的强度相对于岩石材料较小，且厚度仅为2 mm 左右，对爆炸能量的消耗有限，因此计算所得的非切缝方向与切缝方向孔壁压力峰值的比值较实际值小很多.为贴合实际，应在计算公式中加入增大系数η，η的取值和切缝管所使用材料与孔壁介质材料有关.

式中，ρ0为切缝管材料的密度.

为对式（18）和（19）进行可靠性验证，将数值模拟中的炸药、岩石、切缝管参数代入，通过炸药的C-J 爆轰压力参数与式（1）可以计算出该次数值模拟中的等熵指数为0.76，最后可以得出：

通过图7（a）可知，非切缝方向与切缝方向孔壁压力峰值的比值为0.3 左右，该结果与公式计算结果误差仅为6.67%，可知该公式具有一定可靠性.

1.3 切缝与非切缝方向粉碎区、裂隙区范围计算

炮孔周围介质产生裂纹是爆破应力波和爆生气体共同作用的结果.由于切缝药包具有良好的能量集中和定向爆破作用，在使用切缝药包进行爆破后，会改变其切缝方向与非切缝方向上的裂纹扩展，产生不同的粉碎区和裂隙区范围，达到定向断裂的目的.目前，岩石爆破后的裂隙区半径（RT）一般用式（20）计算[23]：

式中，rb为炮孔半径；pd为孔壁峰值压力；ST为岩石抗拉强度；λ为系数；μ为岩石的泊松比；α为应力波衰减指数.

爆破非切缝方向的裂隙区半径为RF，切缝方向的裂隙区半径为RQ，式（20）中pd对应非切缝方向和切缝方向的孔壁峰值压力PF和PQ，可得：

岩石爆破后的粉碎区半径一般用式（24）计算[23]：

式中，a，b为与岩石自身性质相关的常数，可通过实验确定，Cp为岩石中的弹性纵波波速，ρm为岩石初始密度.

爆破非切缝方向的粉碎区半径为RF1，切缝方向的粉碎区半径为RQ1，式（24）中pd对应非切缝方向和切缝方向的孔壁峰值压力PF和PQ，Cp对应式（18）中的D50，ρm对应式（18）中的ρ50，可得：

2 数值模拟

2.1 模型建立及参数设置

采用非线性动力分析软件AUTODYN 对使用切缝药包爆破时切缝方向与非切缝方向的冲击动力学行为进行模拟.图4 为模型示意图，由内至外分别为炸药、切缝管、空气和岩石材料，数值模拟模型中炸药、空气等流体均采用Euler 网格，切缝管和岩石材料等固体均采用Lagrange 网格.数值模拟模型中炸药、切缝管、岩石材料、空气的主要参数分别见表1～4，A、B、R1、R2和W分别为与炸药有关的常数.

图4 模型示意图Fig.4 Model schematic

表1 炸药参数表Table 1 Explosive parameters

2.2 测点设置及爆破过程分析

分别在所建模型切缝方向与非切缝方向各设置5 个测点，测点从孔壁处开始设置，每两个测点之间的距离设置为5 mm，测点由内到外编号依次为1～5，测点布置图见图5.

表2 切缝管参数表Table 2 Parameters of the slit tube

表3 岩石材料参数表Table 3 Rock material parameters

表4 空气参数表Table 4 Air parameters

图5 数值模拟测点布置图（单位：mm）Fig.5 Layout of measuring points for the numerical simulation(unit: mm)

数值模拟计算所得切缝药包爆破应力随时间变化的云图可知在使用切缝药包爆破时，爆破前期在切缝方向近端产生应力集中，爆破后期在切缝方向远端产生应力集中，平均压力均大于非切缝方向，如图6 所示.切缝方向与非切缝方向测点处的应力峰值以及对应时间对比见图7.

图6 切缝药包爆破应力随时间变化图.（a）6 μs；（b）7 μs；（c）8 μs；（d）9 μs；（e）10 μs；（f）12 μsFig.6 Chart of blasting stress versus time in the slotted cartridge: (a) 6 μs;(b) 7 μs;(c) 8 μs;(d) 9 μs ;(e) 10 μs;(f) 12 μs

由图7 可得，使用切缝药包爆破时，切缝方向的孔壁峰值应力为5 GPa，非切缝方向的孔壁峰值应力为1.58 GPa，非切缝方向比切缝方向降低了68.4%.同时，切缝方向的孔壁峰值应力对应的时间为4.5 μs，而非切缝方向的孔壁峰值应力对应的时间为9.3 μs，切缝方向比非切缝方向早了51.6%.测点2、3、4 和5 处对应的非切缝方向的峰值应力比切缝方向分别低了80.9%、65.5%、77.5%和90.3%，切缝方向的峰值应力比非切缝方向分别早了56.7%、50.5%、51.0%和55.1%，说明使用切缝药包爆破时，切缝管壁会阻碍爆轰波的传播，使切缝方向更早的产生应力，且在应力传递过程中会在切缝方向产生应力集中，使非切缝方向的峰值应力至少比切缝方向降低65%以上.切缝药包爆破速度随时间变化的云图如图8，切缝方向与非切缝方向测点处的爆破速度峰值对比见图9.

图7 切缝方向与非切缝方向测点处的应力峰值以及对应时间对比图.（a）测点应力峰值；（b）测点应力峰值对应时间Fig.7 Comparison of the peak stress and corresponding time at the measuring points in the cutting and non-cutting directions: (a) peak stress of the measuring point;(b) corresponding time of the peak stress for measuring point

图8 切缝药包爆破震动速度随时间变化图.（a）2 μs；（b）3 μs；（c）5 μs；（d）6 μs；（e）8 μs；（f）12 μsFig.8 Chart of blasting vibration velocity versus time of the slotted cartridge: (a) 2 μs;(b) 3 μs;(c) 5 μs;(d) 6 μs ;(e) 8 μs;(f) 12 μs

由图9 可得，使用切缝药包爆破时，切缝方向的孔壁振动速度峰值为3500 m·s-1，非切缝方向的孔壁振动速度峰值为780 m·s-1，非切缝方向比切缝方向降低了77.7%.测点2、3、4 和5 处对应的非切缝方向的爆破振动速度峰值比切缝方向分别低了44.2%、51.4%、59.9%和75.2%，说明使用切缝药包爆破时，爆破前期会在切缝方向产生爆轰产物射流，爆破振动速度是非切缝方向的4.5 倍，之后切缝方向的爆破振动速度也均在非切缝方向的2 倍以上.

图9 切缝方向与非切缝方向测点处的爆破速度峰值对比图Fig.9 Comparison of peak blasting velocity at the measuring points in the slit and non-slit directions

综上所述，切缝药包可以降低非切缝方向的爆破振动速度以及应力峰值，同时在切缝方向产生爆轰产物射流和应力集中，从而达到定向断裂的效果.

3 切缝药包对爆后围岩损伤影响

为了定量研究切缝药包对爆后围岩损伤的影响，在淮南矿区顾北煤矿的北-1 煤顶板轨道上山内选取围岩情况较为稳定的巷道段进行了爆破试验，爆破前后均使用钻孔窥视对围岩损伤进行定量分析.

3.1 试验方案

为研究切缝药包对爆后围岩损伤的影响以及切缝管合理的间距设置，以周边孔间距为400 mm且未塞切缝管爆破试验为对照，对周边孔间距分别为400、500、600 和700 mm 时的切缝药包爆破后围岩损伤度进行对比分析.周边孔间距为400 mm且未塞切缝管的爆破方案见图10 和表5.使用切缝药包的爆破方案与未使用切缝药包的爆破方案主要爆破参数如表6 所示.

表5 周边孔间距400 mm（未塞切缝管）爆破作业表Table 5 Explosion of 400 mm (unplugged slotted pipe) hole spacing

表6 爆破方案主要参数Table 6 Parameters difference of blasting scheme

图10 周边孔间距400 mm（未塞切缝管）爆破方案图（单位：mm）Fig.10 Blasting scheme of 400 mm (unplugged slotted pipe) surrounding the hole spacing (unit: mm)

由表5 可知，每次爆破试验时除了切缝管的使用情况以及周边孔间距以外，掏槽孔超深系数、周边孔装药量等对爆破效果产生影响的主要参数均保持一致，减少除切缝药包及其间距以外的因素对爆后围岩损伤的影响.爆破试验所使用的切缝管材质为PVC 注塑管，同时在PVC 切缝管表面涂抹一层防静电的材质，用以保障井下的安全施工.由于水胶炸药的直径为27 mm，为方便装置水胶炸药，将切缝管内直径设置为31 mm，切缝管外直径为33 mm，切缝管厚度为1 mm.对于切缝管主体部分的长度，设置为45 cm，与炸药长度一致.

在5 组爆破试验断面左右两侧各打2 个测孔，测孔在垂直方向上向下倾斜，与水平线成15°，在水平方向上与巷道侧壁成5°，相邻测孔间距为500 mm，测孔孔口与巷道底部垂直距离分别为1000 和1500 mm，测孔长度为2000 mm，测孔布置见图11.

图11 测孔布置图.（a）正视图；（b）俯视图（单位：mm）Fig.11 Pore layout: (a) face map;(b) prone view (unit:mm)

3.2 基于分形理论的岩石损伤测试

3.2.1 分形维数与爆破损伤

分形理论作为一种新的概念和方法，最基本的特点是用分数维度的视角和数学方法描述和研究客观事物，也就是用分形分维的数学工具来描述研究客观事物，将不能定量描述或难以定量描述的复杂对象较为简洁明了地表述出来[24].结果表明，岩石在爆炸作用下形成的断裂面的粗糙程度、爆破破碎块度分布特征以及爆生裂纹的分布特征等都满足分形理论，可通过分形维数来对复杂的岩石爆破机理进行分析[25].其中，计盒维数能直观地反映研究对象在研究区域内所占的比例，从而能进行简单且直观的数学计算，在爆破损伤研究方面得到了广泛的应用.在岩石爆破过程中，随着爆炸应力波和爆生气体对岩石的作用，岩石内部存在的初始缺陷不断扩大，裂纹增多，相应的分形维数增大，岩石材料的损伤度增大.因此，爆破引起的岩石损伤度ω与岩石内部裂隙所对应的分形维数值Dt的关系可表示为[25]：

式中，Dt为爆炸后岩石内部损伤面积的分形维数；D0为爆炸前岩石内部初始损伤面积的分形维数；Dtmax为岩石达到最大损伤面积时的分形维数，对于平面问题，Dtmax=2，对于三维问题，Dtmax=3.

3.2.2 钻孔窥视及爆破损伤分析

基于现场试验方案，利用图11 中1 号（左帮）与3 号（右帮）测试孔，分别在各次爆破前后进行钻孔窥视，对爆破前后围岩的裂隙状态进行测试.钻孔窥视使用CXK（A）钻孔三维电视成像仪，运用JL-IDOI（A）软件将所得视频处理为二维平面图，之后根据计盒维数算法思想及数字图像存储原理，结合数字图像分析技术与Matlab 计算功能，将爆破前后围岩的裂纹图形导到自行编制的Matlab 计盒维数计算程序中进行运算[25].爆破前后围岩爆生裂纹计盒维数拟合结果如图12 所示.

图12 中y1、y2分别为爆前、爆后围岩爆生裂纹图像像素信息矩阵的线性拟合曲线，D1、D2分别为爆前、爆后围岩爆生裂纹的盒维数值，根据式（26）对围岩在爆破作用下的损伤度进行计算.在周边孔间距为400 mm 且不使用切缝管时，爆破作用下围岩左帮的损伤度为0.81，围岩右帮的损伤度为0.70，围岩平均损伤度为0.76；在周边孔间距为400 mm 且使用切缝管时，爆破作用下围岩左帮的损伤度为0.33，围岩右帮的损伤度为0.63，围岩平均损伤度为0.48；在周边孔间距为500 mm 且使用切缝管时，爆破作用下围岩左帮的损伤度为0.58，围岩右帮的损伤度为0.46，围岩平均损伤度为0.52；在周边孔间距为600 mm 且使用切缝管时，爆破作用下围岩左帮的损伤度为0.34，围岩右帮的损伤度为0.26，围岩平均损伤度为0.30；在周边孔间距为700 mm 且使用切缝管时，爆破作用下围岩左帮的损伤度为0.25，围岩右帮的损伤度为0.14，围岩平均损伤度为0.20.将不同周边孔间距以及不同切缝管情况下围岩受爆破作用的平均损伤度ω进行对比，如图13 所示.

图12 各方案爆破前后围岩爆生裂纹盒维数拟合结果.（a）周边孔间距400 mm（未塞管，左帮）；（b）间距400 mm（未塞管，右帮）；（c）间距400 mm（塞管，左帮）；（d）间距400 mm（塞管，右帮）；（e）间距500 mm（塞管，左帮）；（f）间距500 mm（塞管，右帮）；（g）间距600 mm（塞管，左帮）；（h）间距600 mm（塞管，右帮）；（i）间距700 mm（塞管，左帮）；（j）间距700 mm（塞管，右帮）Fig.12 Fitting results of the box dimension of rock burst cracks before and after blasting: (a) 400 mm perimeter hole spacing (unplugged,left side);(b) spacing 400 mm(unplugged,right side);(c) spacing 400 mm (plug,left side);(d) spacing 400 mm (plug,right side);(e) spacing 500 mm (plug,left side);(f) spacing 500 mm (plug,right side);(g) spacing 600 mm (plug,left side);(h) spacing 600 mm (plug,right side);(i) spacing 700 mm (plug,left side);(j) spacing 700 mm (plug,right side)

图13 不同方案围岩受爆破作用的平均损伤度对比Fig.13 Comparison of average damage degree of the surrounding rock subjected to blasting in different schemes

由图13 可得，使用切缝药包爆破后围岩的平均损伤度下降明显，且随着周边孔间距的增大，围

岩的平均损伤度呈下降趋势.对比周边孔间距为400 mm 的爆破方案，使用切缝药包爆破比不使用切缝药包时，围岩的平均损伤度降低了36.40%；当使用切缝药包爆破时，周边孔间距从400 mm 增大到700 mm 后，围岩的平均损伤度降低了28.50%；使用切缝药包爆破且周边孔间距为700 mm 时，比最初不使用切缝药包且周边孔间距为400 mm 时，围岩的平均损伤度降低了74%.

4 结论

本文通过理论分析、数值模拟和现场试验相结合，对切缝药包爆破的定向断裂作用以及对爆后围岩损伤度的影响进行了分析.

（1）依据弹性波动理论，结合冲击波在岩石或类岩石介质中的传播规律，忽略冲击波在耦合介质中的衰减，建立了切缝药包爆破时切缝方向与非切缝方向的孔壁峰值应力、粉碎区和裂隙区范围之间的关系.

（2）利用AUTODYN 软件建立了切缝药包爆破模型，对其切缝方向与非切缝方向测点处的应力峰值、爆破振动速度峰值以及峰值对应的时间进行了分析，发现非切缝方向的孔壁峰值应力比切缝方向降低了68.40%，同时非切缝方向的孔壁振动速度峰值比切缝方向降低了77.70%.切缝管会延缓非切缝方向的能量传播速度，减弱非切缝方向的能量传播大小，从而在切缝方向产生爆轰产物射流和应力集中，同时减弱非切缝方向的应力峰值和爆破振动速度，从而达到定向断裂的目的.

（3）基于淮南矿区顾北煤矿的巷道爆破试验，利用钻孔窥视测试仪器以及分形维数对各爆破方案的围岩损伤度进行分析，发现使用切缝药包爆破比使用普通药包时的围岩损伤度下降30%以上，且随着周边孔间距的增大，围岩损伤度呈下降趋势.