金属介质在切割爆破中的定向作用

师强强， 刘为洲， 杨海涛

(1. 中钢集团马鞍山矿山研究院有限公司 马鞍山矿山研究院爆破工程有限责任公司， 安徽马鞍山 243000;2. 中钢集团马鞍山矿山研究院有限公司 金属矿山安全与健康国家重点实验室， 安徽马鞍山 243000)



金属介质在切割爆破中的定向作用

师强强1,2， 刘为洲1,2， 杨海涛1,2

(1. 中钢集团马鞍山矿山研究院有限公司 马鞍山矿山研究院爆破工程有限责任公司， 安徽马鞍山 243000;2. 中钢集团马鞍山矿山研究院有限公司 金属矿山安全与健康国家重点实验室， 安徽马鞍山 243000)

为了研究定向切割中金属介质对爆炸能量传播的控制作用，采用理论计算和LS-DYNA数值模拟软件分析了孔壁初始裂缝的形成和裂缝贯穿的机理。结果表明：由于金属介质的冲击阻抗远大于水介质，沿金属介质方向传播的爆炸压力和速度都远大于其他方向，导致金属介质接触的孔壁处首先产生初始裂缝，随后在爆轰压力和“水楔”作用下裂缝失稳贯穿。有机玻璃模型实验结果表明：受金属介质的控制，模型能按照预定方向断裂出平整光滑裂缝，炮孔周围仅有少数短裂隙,证明了该技术的优势。

定向切割爆破； 冲击波； 数值模拟； 有机玻璃； 金属介质

1　引言

在预裂爆破、石材切割等领域中，为了获得预定的光滑断裂面，减小围岩受损伤的程度，传统的爆破方法很难满足工程的要求，定向控制爆破已经成为工程爆破领域中研究的热门方向。

刘为洲等〔1-2〕结合水介质爆破的特点，提出了以水作为介质，由药包和金属介质构成的定向切割装置(图1)，并通过爆破实验证明了该装置具有良好的定向切割效果。基于以上研究，本文采用理论分析和数值模拟的方法进一步研究了金属装置对爆炸能量的导向作用机理，并通过有机玻璃模型实验证明该技术的优势。

图1　实验装置示意图Fig.1　Schematic diagram of experimental device

2　定向切割爆破作用机理

2.1初始裂缝的形成

炸药爆炸后，当冲击波到达爆轰产物与水介质分界面时，发生透射和反射。炸药在不同介质表面爆炸时的初始冲击波参数有很大差别，这与介质的冲击阻抗有关。有实验表明〔3〕：黑索金在水中爆炸时，水中冲击波初始压力约为18GPa；在铁表面爆炸时，铁中冲击波的初始压力约为45GPa。另一方面，冲击波在传播过程中要经过衰减、反射和透射等一系列过程，因此，最终传播到孔壁上的压力与整个传播过程密切相关。定向装置中炸药爆炸后产生的冲击波传播过程分析如下。

2.1.1冲击波传播过程中的衰减〔4〕

(1)冲击波在水中的衰减

冲击波在炮孔中径向传播时压缩水介质，能量衰减峰值压力降低，当冲击波传播至炮孔孔壁时，其峰值压力P为：

(1)

式中：B为常数，取72MPa；Kd为炮孔不耦合系数；α为衰减指数，取0.72；ρe为炸药密度，kg/m3；QVS为炸药爆热，kJ/kg；QVT为TNT炸药爆热，取4 200kJ/kg。

当冲击波传播至炮孔孔壁时，速度D为：

(2)

式中：A、β为实验得出的常数，A=394MPa，β=8；ρ0为水介质密度。

(2)冲击波在金属介质中的衰减

实验表明，钝化黑索金在钢表面爆破时冲击波的衰减可按下式近似估算：

P=35.30+2.32e-0.431x

(3)

D=5.226+0.082e-0.428x

(4)

式中：x为冲击波传播位置与爆点的距离，mm。

2.1.2孔壁初始冲击波参数

假设冲击波与岩石孔壁的碰撞是弹性的，可以通过弹性理论近似求解出孔壁上的初始冲击压力：

(5)

式中：ρmCP为岩石波阻抗；ρ0D1为水介质波阻抗。

取QVS=5 330kJ/kg，ρe=1.2g/cm3，Kd=4。岩石密度ρm=2.6g/cm3，纵波速度CP=4 500m/s，则ρmCP=1.3×104g·m/(cm3·s)。代入式(1)、(2)和(3)，可得水介质耦合爆破时孔壁的透射压力Pr1=950MPa。

当x在较小范围内变化时，与金属介质接触的孔壁透射压力近似为Pr2=1.7×104MPa。

由以上分析可知，与金属定向装置接触的孔壁透射压力远大于其他方向的孔壁压力。为了实现定向切割的目的，可以增大装药的不耦合系数，确保通过水介质透射到孔壁的压力小于岩石的抗压强度。与水介质接触的孔壁受到的压力较小，不被压坏，而与定向装置接触的孔壁由于受到比其余部分更大的压力而迅速破坏，产生初始裂缝。

2.2初始裂缝形成的数值模拟

(1)数值模型〔5〕

为了方便计算，采用单层实体网格进行“准三维”的计算，考虑到模型具有对称性，只建立1/4模型，如图2所示。

图2　数值模型示意图Fig.2　Schematic diagram of numerical model

模型尺寸100mm×100mm×2mm。采用六面体网格划分模型，为了消除人为边界处反射波对结构动力响应的影响，计算时,两个坐标对称面施加法向位移约束，另外两个侧面施加无反射边界条件。数值模型由炸药、水、铜片和岩石组成，其中炸药和水网格共节点，采用欧拉网格建模，单元使用多物质ALE算法，铜片和岩石采用拉格朗日网格建模，流体与固体之间采用耦合算法。

(2)材料力学参数

数值计算中炸药采用JWL状态方程模拟：

(6)

式中：P为爆轰压力；V是相对体积；E是单位体积内能；ω，A，B，R1，R2为材料常数。

炸药参数及JWL状态方程参数见表1。

表1　炸药参数

数值模拟中岩石选取花岗岩，金属介质选取铜，力学参数见表2。

表2　力学参数

(3)模拟结果分析

由于采用“准三维”建模，所得结果和实际有一定差距，对数值模拟结果仅进行定性分析。取与定向方向夹角为0°，30°，60°和90°的孔壁压力进行比较，如图3所示。

图3　不同孔壁位置压力曲线Fig.3　The pressure curves of different blasthole wall positions

由图3可知，冲击波首先沿铜片迅速传播到孔壁。随后冲击波几乎同时到达其他部分孔壁；与铜片接触的孔壁初始压力最大，其他方向上的压力差别不大，且远小于与铜片接触的孔壁处的压力。

根据初始裂缝形成过程(图4)和图3可以看出，爆炸发生后，与铜片接触的孔壁首先产生应力集中，随后孔壁遭到破坏，形成初始裂缝，在此过程中其他部分孔壁均完好。

图4　初始裂缝形成过程Fig.4　Formation progress of initial fracture

2.3裂缝的定向扩展

初始裂缝产生后，可以用切槽爆破机理来分析裂缝的进一步发展。根据断裂力学理论〔6〕，初始定向裂隙的形成使钻孔力学结构发生了很大的变化，初始裂纹犹如导向沟槽，炸药爆炸瞬间极高的应力波和爆生气体被导向预定方向，在爆炸应力和爆轰气体的作用下裂隙处形成明显的高应力集中，迫使岩体沿预定方向开裂。当应力大到岩体的抗拉强度时，相邻炮孔裂缝将发生失稳贯穿，同时降低了应力对其他方向孔壁的作用， 抑制了爆生裂隙的产生。

初始裂缝形成后，由于孔壁与定向装置“脱离”，压力会突然衰减。裂缝主要在爆轰压力和“水楔”的作用下失稳扩展〔7〕：炮孔被定向装置分割成两个对称的半圆，爆炸后爆轰波向两半圆孔壁传播，形成的合力垂直于定向装置，在初始裂缝处产生拉应力，促使裂缝扩展；初始裂缝犹如导向的“沟道”，在爆轰压力作用下，水流会形成强有力的“水楔”被导入裂隙，在高速水射流的强力冲击下，当裂缝尖端区域内的应力强度大于岩石的动态断裂韧性时，岩体沿预定方向劈裂贯通，这一过程和高压水射流破岩有着相似之处。水射流压力可按下式计算〔8〕：

PH=ρ水a·U水

(7)

式中：ρ水为水的密度，kg/m3；a为水中的声速,m/s；U水为水的射流速度，m/s。

其中，水的射流速度可按下式计算：

(8)

式中：r0为药卷半径，取2mm；rx为孔径，取8mm；D为炸药爆速，取6 700m/s。

代入式(6)和式(7)，得出：U水=484m/s，PH=750MPa。

水射流产生的压力已经超过了大多数岩石的抗压强度，在如此高的水压的劈裂作用下岩石沿预定方向开裂。

3　定向切割爆破实验

3.1实验材料

(1)实验模型

ROSSMANITHHP等认为有机玻璃和岩石在动载荷作用下的断裂行为在本质上是相似的〔9〕，而用有机玻璃模型进行实验可以清晰地观察爆生裂隙分布。因此，选用预先加工好的有机玻璃模型代替岩石，模型内部无空隙，介质较均匀。单孔模型尺寸为100mm×100mm×70mm(长×宽×高)，双孔模型尺寸为120mm×100mm×70mm。模型孔直径均为18mm，孔深70mm，单孔模型炮孔在模型中心，双孔模型孔距为50mm。

3.2起爆方案

实验采用的炸药为黑索金，药包采用直径为4.0mm的塑料管，药包绑在提前加工好的铜片上。单孔模型装药量为0.35g，双孔模型装药量为每孔0.2g，导爆管雷管孔外引爆。模型底部堵胶泥并用胶带粘牢。模型上部用厚纸板隔开，避免雷管爆炸时损伤有机玻璃。

3.3实验结果分析

单孔爆破效果如图5所示。

图5　单孔爆破实验结果Fig.5　Single blasthole blasting test results

由图5可以看出，普通水压爆破时，模型也被切开，但是裂缝凹凸不平，径向裂隙发育，已经破坏了模型的完整性；而采用金属片控制定向切割爆破时，模型基本沿预定的方向断开，断开后的模型完整性较好，裂面光滑平整，炮孔周围爆生裂隙极少。双孔爆破效果如图6所示。

图6　双孔爆破实验结果Fig.6　Double blastholes blasting test results

由图6可以看出，普通水压爆破时，模型可以沿孔心连线断开。但是，裂开的模型破坏严重，炮孔周围爆生裂隙发育，远达不到控制爆破期望的效果；采用金属片控制的定向切割爆破时，裂缝沿孔心连线断开，裂面光滑平整，模型完整性良好，孔壁周围仅有少数短裂隙，断裂开的模型整个裂面上附有明显水迹，也说明了“水楔”的作用。

4　结论

(1)通过理论计算和数值模拟得出：金属片定向切割爆破中，由于金属介质具有较大的冲击波阻抗，冲击波能量主要集中于定向装置放置方向，并迅速传递至两端，金属片放置方向的孔壁受到的压力远大于其他方向，导致此处孔壁首先遭到破坏形成初始裂缝。

(2)初始裂缝产生后，裂缝主要在爆轰压力和“水楔”的作用下失稳扩展贯通，可计算得出实验模型中的水射流压力。

(3)有机玻璃实验结果表明：采用普通水压爆破方法爆生裂隙发育，模型破坏严重，而采用金属介质

的定向切割爆破方法能使模型按照预定的方向断裂成缝，断裂面平整光滑，炮孔周围仅有少数短裂隙，达到了定向切割的爆破效果。

〔1〕 刘为洲,杨海涛,张西良,等. 水介质定向切割爆破技术的试验研究[J]. 金属矿山,2015(S1):40-42.

LIUWei-zhou,YANGHai-tao,ZHANGXi-liang,etal.Experimentalresearchontheaqueousmediumdirectionalcuttingblastingtechnology[J].MetalMine,2015(S1):40-42.

〔2〕 刘为洲,袁英杰,张西良,等. 水力增压爆破试验[J]. 工程爆破，2014,20(2):10-13.

LIUWei-zhou,YUANYing-jie,ZHANGXi-liang,etal.Hydraulicboostingblastingtest[J].EngineeringBlasting,2014,20(2):10-13.

〔3〕 张守中. 爆炸基本原理[M]. 北京：国防工业出版社,1988:366-374.

ZHANGShou-zhong.Explosionfundamentals[M].Beijing：NationalDefenceIndustryPress,1988:366-374.

〔4〕 宗琦,李永池,徐颖. 炮孔水耦合装药爆破孔壁冲击压力研究[J]. 水动力学研究与进展,2004,19(5):610-615.

ZONGQi,LIYong-chi,XUYing.Preliminarydiscussiononshockpressureonholewallwhenwater-couplechargeblastinginthehole[J].JournalofHydrodynamics,2004,19(5):610-615.

〔5〕 时党勇,李裕春,张胜民. 基于ANSYS/LS-DYNA8.1进行显式动力分析[M]. 北京：清华大学出版社,2005:184-216.

SHIDang-yong,LIYu-chun,ZHANGSheng-min.DynamicsanalysisbasedonANSYS/LS-DYNA8.1[M].Beijing:TsinghuaUniversityPress,2005:184-216.

〔6〕 杨仁树,宋俊生,杨永琦. 切槽孔爆破机理模型试验研究[J]. 煤炭学报,1995,20(2):197-200.

YANGRen-shu,SONGJun-sheng,YANGYong-qi.Studyonthemechanismofnotched-holesblastingbymodelexperiment[J].JournalofChinaCoalSociety,1995,20(2):197-200.

〔7〕 刘为洲. 水介质定向切割爆破技术[R]. 马鞍山:马鞍山矿山研究院，1986.

LIUWei-zhou.Aqueousmediumdirectionalcuttingblastingtechnology[R]．Maanshan:MaanshanInstituteofMiningResearch，1986.

〔8〕 刘永胜,傅洪贤,王梦恕,等. 水耦合定向断裂装药结构试验及机理分析[J]. 北京交通大学学报,2009,33(1):109-112.

LIUYong-sheng,FUHong-xian,WANGMeng-shu,etal.Experimentalresearchandanalysisofmechanicsonwater-couplingdirectionalfracturalcharge[J].JournalofBeijingJiaotongUniversity,2009,33(1):109-112.

〔9〕ROSSMANITHHP,DAEHNKEA,NASMILLNERREK,etal.Fracturemechanicsapplicationstodrillingandblasting[J].FatigueandFractureofEngineeringMaterialsandStructures,1997,20(11):1617-1636.

Directionaleffectofmetalmediuminjointcuttingblasting

SHIQiang-qiang1,2，LIUWei-zhou1,2，YANGHai-tao1,2

(1.MaanshanInstituteofMiningResearchBlastingEngineeringCo.,Ltd.，SinosteelMaanshanInstituteofMiningResearchCo.,Ltd.，Maanshan243000，Anhui，China;2.StateKeyLaboratoryofSafetyandHealthforMetalMine，SinosteelMaanshanInstituteofMiningResearchCo.,Ltd.，Maanshan243000，Anhui，China)

Tostudythecontrolfunctionofmetalmediumontheexplosionenergytransmissionindirectionalcuttingblasting,theoreticalcalculationandnumericalsoftwareofLS-DYNAwereusedtoanalyzethemechanismofinitialcrackformationandcrackpenetrationintheblastholewall.Theresultsindicatedthattheexplosionpressureandvelocityspreadinthedirectionalongmetalmediumwashigherthanotherdirectionsbecauseshockwaveimpedanceofmetalmediumwaslargerthanimpedanceofwatermedium.Theinitialcrackfirstlyappearedintheblastholewallcontactedwiththemetalmedium.Then,thecrackswereunstableandpenetratedundertheactionofdetonationpressureandwaterwedge.ThePMMAmodeltestresultsindicatedthatthemodelcouldbecuttoformseamsaccordingtothepredetermineddirectionundertheeffectofthemetalmedium.Therewereonlyafewshortcracksaroundtheblasthole.Theadvantageofthetechnologywasdemonstrated.

Directionaljointcuttingblasting；Shockwave；Numericalsimulation；PMMA；Metalmedium

1006-7051(2016)04-0043-04

2016-01-27

师强强(1989-)，男，硕士，主要从事爆破工程方面的研究。E-mail：shiqiang_308@163.com

TD235.1

Adoi： 10.3969/j.issn.1006-7051.2016.04.009