趙興東 宋景儀 周 鑫

東北大學(xué)深部金屬礦采動安全實驗室（遼寧沈陽，110816）

0 引言

切割槽主要作用是為礦房回采爆破提供初始自由面和補(bǔ)償空間，拉槽質(zhì)量的好壞直接影響到整個礦房的回采工作[1-5]。 中深孔拉槽爆破技術(shù)具有效率高、安全性好、一次起爆量大等優(yōu)點，但中深孔拉槽爆破參數(shù)對切割槽形成質(zhì)量影響較大，參數(shù)不合理極易導(dǎo)致切割槽形成失敗[6-8]。 因此，設(shè)計合理的拉槽爆破參數(shù)、準(zhǔn)確控制爆破能量分布、減少拉槽爆破超挖或欠挖程度和大塊率、改善切割槽形成質(zhì)量是中深孔拉槽爆破成功的關(guān)鍵。

以三山島金礦-645 m 水平無人采礦項目為工程依托，開展中深孔拉槽爆破參數(shù)的優(yōu)化研究。 通過經(jīng)驗公式，初步確定中深孔拉槽爆破的孔網(wǎng)參數(shù)；運(yùn)用LS-DYNA 軟件模擬中深孔拉槽爆破過程中巖體的損傷演化規(guī)律，分析不同孔網(wǎng)參數(shù)對拉槽爆破超挖或欠挖、大塊率、自由面質(zhì)點峰值速度以及測點環(huán)向應(yīng)力的影響；進(jìn)而確定了最優(yōu)中深孔拉槽爆破參數(shù)，并進(jìn)行了現(xiàn)場拉槽爆破試驗驗證。

1 工程概況

三山島金礦無人采礦試驗區(qū)-645 m 中段1＃采場位于1 440 線與1 460 線之間。 礦體平均厚度為15 m，走向長度為80 m，傾角為38°～45°。 礦體巖性主要為黃鐵絹英巖。 試驗區(qū)三維模型見圖1。

圖1 礦區(qū)三維模型Fig.1 Three-dimensional model of the test area

試驗區(qū)采用下向扇形中深孔落礦嗣后充填連續(xù)采礦法（圖2）開采，采場尺寸為15 m ×8 m ×15 m[9-10]。 切割槽垂直礦體走向布置于礦房端部，采用上向平行中深孔進(jìn)行爆破，拉槽寬度5 m。 試驗區(qū)切割井已經(jīng)施工完成，拉槽時的初始自由面和補(bǔ)償空間是切割井?dāng)U井后形成的，尺寸為2 m ×5 m，高度15 m。

圖2 下向扇形中深孔落礦嗣后充填連續(xù)采礦法Fig.2 Downward fan-shaped medium-deep hole caving and subsequent filling continuous mining method

根據(jù)礦山所做的地應(yīng)力現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，可得最大水平主應(yīng)力、最小水平主應(yīng)力隨深度的回歸方程:

式中:σh，max與σh，min分別為最大水平主應(yīng)力、最小水平主應(yīng)力；H為開采深度。

2 中深孔拉槽爆破參數(shù)初設(shè)

抵抗線B主要受炮孔直徑、巖體質(zhì)量、炸藥威力等因素影響。 抵抗線計算采用文獻(xiàn)[11]中提出的炮孔直徑d與最小抵抗線B的經(jīng)驗關(guān)系式:

由于切割槽爆破存在較大的夾制作用，宜減小炮孔孔網(wǎng)參數(shù)，以達(dá)到良好的爆破破巖效果。 根據(jù)現(xiàn)場實際爆破工程經(jīng)驗，夾制作用下的中深孔抵抗線為正常抵抗線的0.5～0.8 倍[12]。 經(jīng)計算，當(dāng)炮孔直徑為60 mm 時，炮孔抵抗線范圍為0.8～1.2 m?？组g距a與抵抗線、礦體幾何形態(tài)有關(guān)，為保證巖體爆破指向自由面方向，而不是排內(nèi)相鄰炮孔先聯(lián)通，一般情況下，孔間距應(yīng)大于抵抗線[12]。 孔間距a與抵抗線B的關(guān)系式為

考慮到切割槽寬度為5 m，設(shè)計炮孔間距a的范圍為1.2～1.6 m。

3 數(shù)值模型

3.1 中深孔拉槽爆破數(shù)值模型

假定炸藥爆速無限大，柱狀炮孔內(nèi)的炸藥同時起爆。 這樣，由于設(shè)計炮孔的長度遠(yuǎn)大于炮孔直徑，可以將問題簡化為平面應(yīng)變模型進(jìn)行研究。

建立如圖3 所示的準(zhǔn)二維（厚度為1 cm）中深孔拉槽爆破參數(shù)優(yōu)化計算模型，模型尺寸9 m ×8 m。 炮孔直徑60 mm，采用耦合裝藥結(jié)構(gòu)。 模型四周設(shè)置無反射邊界條件，以消除邊界處應(yīng)力波反射對數(shù)值計算結(jié)果的影響；添加法向約束，以模擬平面應(yīng)變情況。 由于炮孔周圍的巖體賦存于地應(yīng)力環(huán)境之中，故結(jié)合現(xiàn)場地應(yīng)力方向，設(shè)定水平向地應(yīng)力σx ＝28 MPa、豎直向地應(yīng)力σy＝17 MPa。 地應(yīng)力采用Dynain 文件法進(jìn)行施加，通過關(guān)鍵字*Interface_Springback_LSDYNA 輸出預(yù)應(yīng)力巖體模型；而后使用關(guān)鍵字*Include，將預(yù)應(yīng)力巖體模型導(dǎo)入包含炸藥和空氣的流體域模型中，更新邊界條件，完成爆炸動態(tài)計算。

圖3 中深孔拉槽爆破參數(shù)優(yōu)化計算模型（單位:m）Fig.3 Optimization calculation model for parameters of medium-deep hole slot blasting （Unit: m）

中深孔拉槽爆破數(shù)值計算模型采用三維實體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分。 由于采用二維模型進(jìn)行研究，計算量較小，故為了保證計算精度，將單元尺寸控制在1 cm 以內(nèi)，模型一共劃分720 080 個單元。 巖體采用拉格朗日單元建模，而炸藥、空氣采用任意拉格朗日歐拉單元（ALE）建模，采用流固耦合方法進(jìn)行計算。通過試算，當(dāng)t ＝2.3 ms后，巖石損傷分布基本不發(fā)生變化，故確定模擬計算時長為3.0 ms。

3.2 數(shù)值模型材料參數(shù)

3.2.1 空氣和炸藥材料參數(shù)

空氣采用*Mat_Null 材料結(jié)合Linear_Polynomial 狀態(tài)方程進(jìn)行模擬，參數(shù)見表1。

表1 空氣材料模型參數(shù)Tab.1 Meterial parameters of air

炸藥采用*Mat_High_Explosive_Burn 材料模型模擬，炸藥爆轟產(chǎn)物壓力、體積和能量之間的關(guān)系采用JWL 狀態(tài)方程來描述:

式中:p為壓力；V為相對體積；E0為初始比內(nèi)能；A、B、R1、R2、ω為試驗確定的常數(shù)。

采用的2＃巖石乳化炸藥的參數(shù)見表2。

表2 2＃巖石乳化炸藥參數(shù)Tab.2 Parameters of 2＃ rock emulsion explosive

3.2.2 巖石RHT 模型參數(shù)

在爆破作用中，裂隙區(qū)裂紋的擴(kuò)展主要以拉應(yīng)力破壞為主。因此，當(dāng)選用HJC模型時，會存在明顯的缺陷。 RHT 模型引入了偏應(yīng)力張量第三不變量，用來定性判定材料的應(yīng)變類型和應(yīng)力狀態(tài)，進(jìn)而克服了HJC 模型表征拉伸損傷不足的缺點。 因此，選用RHT 模型進(jìn)行研究[13-14]。 該模型中的損傷

式中:△εp為累積塑性應(yīng)變；εf為材料破壞時的塑性應(yīng)變。

根據(jù)礦山巖石的力學(xué)試驗結(jié)果，得出巖石RHT模型參數(shù)，如表3 所示。

表3 巖石RHT 模型參數(shù)Tab.3 RHT model parameters of rock

4 中深孔拉槽爆破參數(shù)優(yōu)化

4.1 炮孔間距優(yōu)化

初設(shè)中深孔拉槽爆破參數(shù)為:炮孔直徑60 mm，最小抵抗線0.8～1.2 m，炮孔間距1.2～1.6 m。 為了實現(xiàn)中深孔拉槽爆破孔網(wǎng)參數(shù)的優(yōu)化，先設(shè)定最小抵抗線為1.0 m，再建立炮孔間距分別為1. 2、1.4、1.6 m 的3 個數(shù)值模型，并分別記為方案1＃、方案2＃、方案3＃。 通過對切割槽兩幫爆破超挖或欠挖程度進(jìn)行分析，確定最優(yōu)炮孔間距。

使用上述3 個模型進(jìn)行數(shù)值模擬。 圖4 為不同方案時巖石的爆破損傷演化過程。 圖4（a）為方案1＃的巖石爆破損傷演化過程。 在t ＝0.2 ms 內(nèi)，4 個炮孔造成的巖石爆破損傷區(qū)呈同心圓分布，此時巖石主要受到?jīng)_擊波的壓縮破壞作用；t ＝0.5 ms 時，由于受到地應(yīng)力的影響，兩個邊孔造成的損傷呈橢圓形分布；在t ＝0.6 ms 時，壓縮應(yīng)力波到達(dá)自由面，發(fā)生反射，變成拉伸應(yīng)力波，進(jìn)而造成自由面附近巖石的拉伸損傷；此后，應(yīng)力波在炮孔與自由面之間往復(fù)循環(huán)，拉壓振蕩，造成巖石的進(jìn)一步損傷。 由圖4（b）、圖4（c）可知，方案2＃、方案3＃的巖石爆破損傷演化過程和方案1?；鞠嗨啤?/p>

圖4 不同方案巖石的爆破損傷演化過程Fig.4 Evolution process of rock blasting damage in different schemes

由圖4（a）可知，方案1＃由于炮孔距離切割槽兩幫較遠(yuǎn)，導(dǎo)致出現(xiàn)欠挖現(xiàn)象（紅色三角形區(qū)域）；由圖4（c）可知，由于炮孔距離切割槽兩幫過近，方案3＃中出現(xiàn)超挖現(xiàn)象（紅色矩形區(qū)域）；由圖4（b）可知，方案2?；静怀霈F(xiàn)超挖、欠挖現(xiàn)象。 通過上述分析可知，最優(yōu)炮孔間距為1.4 m，此時切割槽兩幫爆破超挖、欠挖面積最小。

4.2 最小抵抗線優(yōu)化

中深孔拉槽爆破最小抵抗線范圍為0.8～1.2 m。 故建立炮孔間距1.4 m、最小抵抗線分別為0.8 m 和1.2 m 的兩個數(shù)值模型，分別記為方案4＃和方案5＃。 通過對方案2＃、方案4＃和方案5＃的爆破塊度、應(yīng)力測點的環(huán)向應(yīng)力時程曲線、自由面質(zhì)點峰值速度3 個指標(biāo)進(jìn)行分析，進(jìn)而確定最優(yōu)中深孔拉槽爆破的孔網(wǎng)參數(shù)。 自由面質(zhì)點及應(yīng)力測點布置如圖5 所示。

圖5 自由面質(zhì)點及應(yīng)力測點的布置示意圖（單位:m）Fig.5 Layout diagram of free surface particles and stress measuring points （Unit: m）

爆破塊度是評價爆破效果的重要指標(biāo)。 采用RHT 模型進(jìn)行巖石爆破數(shù)值模擬研究時，當(dāng)巖石損傷D高于0.5 時，即可認(rèn)為該處巖石被完全破碎，在巖石中形成爆破裂紋[15]。 基于此，設(shè)定巖石損傷閾值D＝0.5。 計算結(jié)束后，剔除損傷大于0.5 的巖石，得到方案2＃、方案4＃和方案5＃的巖石破碎模式和最終損傷云圖，如圖6 所示。

圖6 不同方案巖石的破碎模式及最終損傷云圖（t ＝3.0 ms）Fig.6 Rock fragmentation mode and final damage nephogram in different schemes （t ＝3.0 ms）

由圖6 可知，隨著抵抗線的增大，爆破塊度逐漸變大。測量得到，方案2＃較大碎塊的尺寸為15 cm×162 cm、14 cm ×170 cm、26 cm ×36 cm、35 cm×52 cm；方案4＃較大碎塊的尺寸為29 cm ×45 cm；方案5＃較大碎塊的尺寸為48 cm ×145 cm、32 cm×79 cm、18 cm×286 cm。

自由面質(zhì)點速度是不同爆破參數(shù)條件下自由面處的爆破能量傳播特征[12]。 圖7 為方案2＃、方案4＃、方案5＃時自由面質(zhì)點峰值速度曲線。 由圖7 可知，隨著最小抵抗線的增加，自由面質(zhì)點峰值速度逐漸下降。 方案4＃的自由面質(zhì)點峰值速度波動最小，說明爆破能量分布最均勻；方案5＃的自由面質(zhì)點峰值速度波動最大，爆破能量分布最不均勻。

圖7 不同方案自由面質(zhì)點的峰值速度曲線Fig.7 Peak velocity curves of free surface particles in different schemes

圖8 給出了方案2＃、方案4＃、方案5＃在3 個應(yīng)力測點處環(huán)向應(yīng)力的時程曲線。 圖8 中，應(yīng)力以受拉為正，受壓為負(fù)。 由圖8 可知，由于地應(yīng)力的存在，各測點在t ＝0 時刻的環(huán)向應(yīng)力均不為0；由于爆炸載荷的沖擊特性，圍巖環(huán)向應(yīng)力在爆炸載荷作用的初始階段為壓應(yīng)力，隨之由于巖體的徑向位移轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，在應(yīng)力測點J、K、L中，僅有方案4＃產(chǎn)生了環(huán)向拉應(yīng)力，且高于巖體抗拉強(qiáng)度3.76 MPa，巖體發(fā)生張拉破壞；而方案2＃、方案5＃則由于地應(yīng)力的夾制作用，沒有產(chǎn)生環(huán)向拉應(yīng)力，說明在應(yīng)力測點J、K、L上，僅有方案4＃能夠產(chǎn)生垂直于自由面的裂紋。 方案2＃、方案5＃在測點均不能產(chǎn)生徑向裂紋，極有可能產(chǎn)生大量平行于自由面的細(xì)長大塊，這和塊度分析得到的結(jié)果一致。

圖8 不同方案測點的環(huán)向應(yīng)力時程曲線Fig.8 Time history curves of circumferential stress of measuring points in different schemes

綜上所述，根據(jù)爆破超挖、欠挖分析得出，最優(yōu)炮孔間距為1.4 m；根據(jù)爆破塊度、應(yīng)力測點的環(huán)向應(yīng)力時程曲線、自由面質(zhì)點峰值速度3 個指標(biāo)的分析結(jié)果，確定最優(yōu)最小抵抗線為0.8 m。

5 現(xiàn)場試驗

為驗證優(yōu)化孔網(wǎng)參數(shù)后的中深孔拉槽爆破的效果，依托三山島金礦無人采礦工程示范區(qū)開展現(xiàn)場爆破試驗。 試驗地點選在-645 m 中段1＃采場。 事先已完成切割井及擴(kuò)井等施工工作，可為中深孔拉槽爆破提供初始自由面和足夠的補(bǔ)償空間。 如圖9所示，切割拉槽爆破共布置10 排40 個垂直炮孔，分兩次爆破拉槽。 第一次爆破前3 排，炮孔直徑為60 mm，炮孔施工深度為10.5 m；采用裝藥車灌裝乳化炸藥，填塞長度1.2 m，最小抵抗線為0.8 m，孔間距為1.4 m；采用非電導(dǎo)爆管雷管起爆，毫秒微差爆破，微差間隔時間為25 ms；同排炮孔采用相同段別的導(dǎo)爆管雷管同時起爆，排間炮孔為延時起爆。

圖9 試驗采場切割槽炮孔布置示意圖Fig.9 Schematic diagram of blast hole layout for cutting groove in experimental mining site

利用優(yōu)化的孔網(wǎng)參數(shù)爆破后，最大大塊尺寸為53 cm×39 cm，與數(shù)值模擬結(jié)果較為接近，無超級大塊產(chǎn)生。 爆破對切割槽兩幫巖體損傷較小，沒有明顯的超挖或欠挖現(xiàn)象，邊界面基本完整，空區(qū)形態(tài)與設(shè)計切割槽形態(tài)基本吻合（圖10）。

圖10 現(xiàn)場爆破效果Fig.10 Blasting outcomes on site

6 結(jié)論

采用數(shù)值模擬的方法研究了不同孔網(wǎng)參數(shù)下的巖石爆破過程，進(jìn)而實現(xiàn)了爆破孔網(wǎng)參數(shù)的優(yōu)化，并使用優(yōu)化后的爆破參數(shù)進(jìn)行了現(xiàn)場爆破驗證，得到了以下結(jié)論:

1）結(jié)合三山島具體開采條件，采用經(jīng)驗方法初步確定了中深孔拉槽爆破參數(shù)，即炮孔直徑60 mm、抵抗線0.8～1.2 m、孔間距1.2～1.6 m。

2）綜合爆破超挖或欠挖面積、爆破塊度、自由面質(zhì)點峰值速度、測點環(huán)向應(yīng)力4 個指標(biāo)，確定最優(yōu)爆破參數(shù)為最小抵抗線0.8 m、孔間距1.4 m，并在三山島金礦無人采礦示范區(qū)-645 m 中段1＃采場開展現(xiàn)場爆破試驗。 爆破試驗結(jié)果表明，爆破后的礦巖塊度分布均勻，無大塊產(chǎn)出，爆破空區(qū)形態(tài)與設(shè)計切割槽形態(tài)相吻合，成槽質(zhì)量較好。

3）地應(yīng)力對爆破裂紋擴(kuò)展具有一定的阻礙作用，爆破設(shè)計應(yīng)當(dāng)充分考慮地應(yīng)力的影響。