胡 剛，費(fèi)鴻祿，國(guó)志雨

(1.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 爆破技術(shù)研究院，遼寧 阜新 123000；2.中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán)黑龍江省電力設(shè)計(jì)院有限公司，黑龍江 哈爾濱 150078)

0 引言

掏槽爆破技術(shù)影響著巖巷工程的掘進(jìn)速度和開挖質(zhì)量[1]，直眼掏槽方式的發(fā)展不僅提高了爆破效率而且改善了破碎效果[2]，但是仍然難以解決硬巖巷道掏槽爆破循環(huán)進(jìn)尺小、采掘比例失調(diào)[3-5]等問題。

針對(duì)上述問題，陽雨平等[6]提出了復(fù)式筒形直眼掏槽爆破方式并在螢石礦山進(jìn)行深孔爆破試驗(yàn)；汪海波等[7]為解決立井堅(jiān)硬巖石段的爆破效率研究了大空孔直眼掏槽爆破技術(shù)；LANGEFORS等[8]研究了空孔直眼掏槽的爆破理論，構(gòu)建空孔外徑對(duì)爆破作用效果的半理論半經(jīng)驗(yàn)公式；李啟月等[9]建立了直眼掏槽區(qū)域巖體的應(yīng)力狀態(tài)方程，并對(duì)不同地應(yīng)力條件下的直眼掏槽方式進(jìn)行了數(shù)值模擬；林大能等[10]建立了空腔形成的物理力學(xué)模型，得出了空腔尺寸的理論計(jì)算方法；鄭祥濱等[11]對(duì)單螺旋空孔直眼掏槽成腔過程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者的研究[12-16]豐富了掏槽技術(shù)，但對(duì)大空孔復(fù)式筒形直眼掏槽爆破技術(shù)卻鮮有報(bào)道。

本文結(jié)合空孔效應(yīng)和掏槽理論，分析大空孔復(fù)式筒形直眼掏槽腔體成形力學(xué)機(jī)制和有效應(yīng)力傳播規(guī)律，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)工況實(shí)踐應(yīng)用。

1 掏槽腔體成形力學(xué)機(jī)制

雖然炸藥爆炸產(chǎn)生的爆炸應(yīng)力波和爆生氣體準(zhǔn)靜態(tài)膨脹聯(lián)合作用是造成掏槽區(qū)域巖體破壞和拋擲的主要原因，但掏槽區(qū)域巖體從原巖分離及腔體形成主要與爆生氣體的準(zhǔn)靜態(tài)膨脹作用有關(guān)[17]。因此，對(duì)復(fù)式筒形直眼掏槽腔體內(nèi)巖體的準(zhǔn)靜態(tài)受力情況進(jìn)行分析，并作如下假定：

①炮孔堵塞質(zhì)量良好；

②炮孔炸藥分布均勻；

③不考慮分段爆破形式。

其中，復(fù)式筒形直眼掏槽力學(xué)機(jī)制如圖1所示。在圖1中，A1A3，B1B3，C1C3，D1D3，E1E3，F(xiàn)1F3為炮孔；A2A3，B2B3，C2C3，D2D3，E2E3，F(xiàn)2F3為炮孔裝藥段；A1A2，B1B2，C1C2，D1D2，E1E2，F(xiàn)1F2為炮孔堵塞段；d為每對(duì)炮孔的水平距離，lz為裝藥段長(zhǎng)度，ld為堵塞段長(zhǎng)度，L0為掏槽深度，b為排拒。

圖1 復(fù)式筒形直眼掏槽力學(xué)機(jī)制Fig.1 Mechanical mechanism of compound barrel parallel cut blasting

在圖1(a)中，腔體頂面A1F1F3A3和底面C1D1D3C3僅受到剪切阻力的作用，根據(jù)Mohr-Coulomb理論，面A1F1F3A3和C1D1D3C3受到的剪切阻力可表示為：

QA1F1F3A3=QC1D1D3C3=(c+σ1tanφ)dL0

(1)

式中：c為粘聚力，N；φ為內(nèi)摩擦角，°；σ1為面A1F1F3A3和C1D1D3C3上的正應(yīng)力，Pa，一般σ1=γz，γ為容重，N/m3；z為距地表距離，m。

腔體左側(cè)面A1C1C2A2和右側(cè)面F1D1D2F2分別受到剪切阻力及爆生氣體壓力的聯(lián)合作用，其中，所受到的剪切阻力可表示為：

QA1C1C2A2=QF1D1D2F2=(c+σ2tanφ)2bld

(2)

式中：σ2為面A1C1C2A2和F1D1D2F2上的正應(yīng)力，Pa，一般σ2=σ1μ/(1-μ)；μ為泊松比。

所受到的爆生氣體壓力為：

(3)

式中：DCJ為爆速，m/s；ρ0為炸藥初始密度，kg/m3；γ為絕熱指數(shù)；r0為裝藥半徑，m；rb為炮孔半徑，m；λ為爆炸絕熱膨脹常數(shù)。

腔體底面A3C3D3F3僅受拉力作用，所受到的拉力可表示為：

TA3C3D3F3=2bσtd

(4)

式中：σt為單軸極限抗拉強(qiáng)度，Pa。

當(dāng)掏槽方式中存在大空孔[18]時(shí)，大空孔周圍的應(yīng)力分布發(fā)生改變，根據(jù)彈性力學(xué)理論，大空孔附近的峰值應(yīng)力狀態(tài)為：

(5)

(6)

大空孔底部裝藥，使面A3C3D3F3再次受到拉應(yīng)力Tk，如圖1(b)所示。

2 大空孔復(fù)式筒形直眼掏槽仿真分析

2.1 數(shù)值模型

采用LS-DYNA仿真軟件，建立大空孔復(fù)式筒形直眼掏槽數(shù)值模型[19]，如圖2所示，其中黑色為炮孔，白色為大空孔。

圖2 炮孔布置Fig.2 Holes arrangement

模型尺寸2 m×2 m×4 m；炮孔直徑為40 mm，長(zhǎng)度3 m，裝藥段長(zhǎng)度2.2 m，堵塞段長(zhǎng)度0.8 m；依據(jù)文獻(xiàn)[20]炮孔布置如圖2所示，且根據(jù)巖石性質(zhì)，確定大空孔直徑為100 mm，長(zhǎng)度3.2 m，裝藥段長(zhǎng)度0.4 m(位于孔底)，堵塞段長(zhǎng)度0.4 m(位于孔頂)；大空孔設(shè)置的目的是為掏槽爆破提供自由面，由于其底部裝藥，為滿足《爆破安全規(guī)程》(GB6722-2014)中禁止裝藥孔不堵塞的要求，因此在大空孔頂部進(jìn)行部分填塞。

為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，建立1/4模型，Z=0面為自由面，X=0面和Y=0面施加對(duì)稱約束，其余3面施加固定約束及無反射邊界條件，如圖3所示。

圖3 數(shù)值模型Fig.3 numerical model

模型起爆方式為分段起爆，炮孔1～4一段起爆，炮孔5～8二段起爆，大空孔9三段起爆，每段間隔時(shí)間3 ms。

2.2 材料參數(shù)

數(shù)值模型建立了4種材料[21]，巖石材料采用JOHNSON-HOLMOUIST-CONCETE模型，材料參數(shù)具體見表1；炸藥材料采用HIGH-EXPLOSIVE-BURN模型，并用JWL狀態(tài)方程描述，方程參數(shù)具體見表2；空氣采用NULL模型，并用LINEAR-POLYNOMIAL狀態(tài)方程描述，模型參數(shù)具體見表3，表3中未列出方程參數(shù)均設(shè)置為0；炮泥材料采用SOIL-AND-FORM模型；具體參數(shù)見表4。

表1 巖石材料模型參數(shù)Table 1 Material parameters of rock

表2 炸藥材料模型參數(shù)Table 2 Material parameters of explosive

表3 空氣材料模型參數(shù)Table 3 Material parameters of air

表4 炮泥材料模型參數(shù)Table 4 Material parameters of stemming

2.3 有效應(yīng)力分析

大空孔復(fù)式筒形掏槽一段起爆腔體有效應(yīng)力云圖如圖4所示。在0.05 ms時(shí)，首段炮孔應(yīng)力波呈圓形向四周傳播；在0.75 ms時(shí)，應(yīng)力波疊加在一起形成統(tǒng)一的波陣面，波陣面初始時(shí)成菱形，隨著向外傳播逐漸變?yōu)閳A形；在1.40 ms時(shí)應(yīng)力波傳播至模型邊界，隨后產(chǎn)生反射、疊加，有效應(yīng)力充滿整個(gè)腔體區(qū)域。

二段起爆腔體有效應(yīng)力云圖如圖5所示。二段炮孔在一段的基礎(chǔ)上起爆，擴(kuò)大槽腔；在3.05 ms時(shí)，起爆炮孔有效應(yīng)力充滿孔壁；在3.70 ms時(shí)，應(yīng)力波貫穿炮孔相互疊加，在外圈形成圓形波陣面，高應(yīng)力區(qū)隨之?dāng)U展；之后，應(yīng)力波傳播至模型邊界，反射拉伸相互疊加，整個(gè)槽腔出現(xiàn)高應(yīng)力區(qū)。

三段起爆腔體有效應(yīng)力云圖如圖6所示。中間大空孔起爆后，產(chǎn)生的應(yīng)力波先通過巖石裂隙侵入周圍炮孔，隨后逐漸貫通形成菱形波陣面，最后擴(kuò)展成為帶圓角的矩形波陣面，高應(yīng)力區(qū)也隨之?dāng)U展；中間大空孔孔底藥包在前兩段破巖完成的基礎(chǔ)上起爆，對(duì)掏槽底部巖石再次沖擊破壞，并將破碎巖體拋出。

3 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐應(yīng)用

查干敖包鐵鋅礦隸屬于內(nèi)蒙古興業(yè)集團(tuán)，礦區(qū)位于內(nèi)蒙古自治區(qū)東烏珠穆沁旗烏里雅斯太鎮(zhèn)北東180 km，2000年開始探礦，目前已形成1 800 t/d的采選能力。

現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研查干敖包礦山西采區(qū)1058和1048中段巷道掘進(jìn)的爆破效果，由于篇幅有限，炮孔布置及爆破參數(shù)見文獻(xiàn)[19]。

圖4 一段起爆有效應(yīng)力Fig.4 Effective stress nephogram of first detonation

圖5 二段起爆有效應(yīng)力Fig.5 Effective stress nephogram of second detonation

圖6 三段起爆有效應(yīng)力Fig.6 Effective stress nephogram of third detonation

1058中段巷道掘進(jìn)爆破中使用乳化炸藥80 kg和半秒雷管44發(fā)；爆破效果為：掏槽眼殘孔深度0.5 m，炮眼利用率80%；崩落眼殘孔深度1.6 m，利用率不到36%；周邊眼殘孔深度1.8 m，利用率28%；炮眼平均利用率為49.8%。

1048中段巷道掘進(jìn)爆破中使用乳化炸藥150 kg和半秒雷管75發(fā)；爆破效果為：掏槽眼殘孔深度0.76 m，炮眼利用率76.3%；崩落眼殘孔深度1.2 m，利用率62.5%；周邊眼殘孔深度1.4 m，利用率56.5%；炮眼平均利用率66.6%。

在查干敖包礦山西采區(qū)1068中段一號(hào)井左巷道掘進(jìn)中采用大空孔復(fù)式筒形直眼掏槽方式。其中，斷面尺寸為4.2 m×4.2 m，共布置炮孔66個(gè)，使用炸藥155 kg，采用分段起爆，具體布置如圖7～8所示。

復(fù)測(cè)炮孔和大空孔長(zhǎng)度，記錄單孔裝藥量，并在爆破施工結(jié)束后，測(cè)量殘孔長(zhǎng)度，具體參數(shù)及效果數(shù)據(jù)見表5。

表5 爆破參數(shù)與效果統(tǒng)計(jì)Table 5 Blasting parameters and results

圖7 炮孔設(shè)計(jì)Fig.7 Blasting holes design

圖8 現(xiàn)場(chǎng)炮孔Fig.8 Field blasting holes

此次巷道掘進(jìn)爆破施工平均炮眼利用率為89.0%，掘進(jìn)深度達(dá)到2.80 m，實(shí)際炸藥單耗為3.16 kg/m3，塊度均勻。

4 結(jié)論

1)分析了大空孔復(fù)式筒形掏槽方式腔體成形的力學(xué)機(jī)制，發(fā)現(xiàn)大空孔周圍產(chǎn)生了明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，充分表明了大空孔對(duì)復(fù)式筒形掏槽方式的促進(jìn)作用。

2)通過數(shù)值模擬分析可知，大空孔底部少量裝藥，起爆后腔體底部再次受到強(qiáng)烈的沖擊作用，可以將未破碎的巖體進(jìn)行二次破碎，并加強(qiáng)拋擲作用。

3)硬巖巷道掘進(jìn)中應(yīng)用大空孔復(fù)式筒形掏槽方式，可以提高炮眼利用率、增加掘進(jìn)深度，降低炸藥單耗。