胶结充填体动力试验及其爆破响应模拟研究

2020-08-15吴振坤金爱兵陈帅军

金属矿山 2020年7期

吴振坤金爱兵陈帅军

（1.山东金鼎矿业有限责任公司，山东淄博255000；2.北京科技大学土木与资源工程学院，北京100083；3.北京科技大学金属矿山高效开采与安全教育部重点实验室，北京100083）

金属、非金属矿床地下开采会产生大量采空区，采空区的存在会引起地表沉降、建（构）物变形以及地下采场失稳，严重时甚至会引起矿山生产停滞甚至人员、设备损害［1-2］。为了降低地下采空区带来的不利影响，空场嗣后充填采矿方法被广泛应用到金属矿床开采中。目前采用该方法的矿山普遍应用较大的阶段高度以提高采矿效率，二步采过程中胶结充填体不仅受到上覆矿岩静载荷作用，还会受到相邻矿房开采时的爆破振动影响［3-5］，二步采矿房两侧充填体稳定与否对于采场稳定以及采矿效率都具有重要影响。因此，针对胶结充填体静、动力学特性及爆破响应进行研究，提出合理的二步采充填体保护层厚度，对于保证矿山安全生产及提高资源回收率具有重要意义。

目前，针对胶结充填体力学特性的研究方法主要有试验、理论分析、数值模拟、物理模拟等［2-6］。在胶结充填体配比试验及静力学特性研究方面，付自国等［7］利用Design-Expert软件研究了料浆质量分数、水泥用量和骨料配比对不同龄期充填体无侧限抗压强度的影响规律，并建立了相应的模型。杨志强等［8］以金川水淬镍渣尾砂为主要材料，通过掺入不同量的脱硫石膏、电石渣、硫酸钠和水泥熟料，配制了新型充填材料，并进行了强度试验，分析了该新型充填材料的强度特性。魏晓明等［9］通过强度检测、扫描电镜（SEM）以及现场测试等手段，对李楼铁矿井下与地表条件下胶结充填体的强度差异进行了分析，获得了采场充填体强度增值的变化规律，同时揭示了自重应力以及充填挡墙对胶结充填体固结强度的作用机理。徐淼斐等［10］利用单轴抗压强度以及超声波测试对3种形状的充填体试件进行了强度和波速测试，建立了充填体强度与波速的指数函数预测模型和BP神经网络预测模型，为胶结充填体强度预测提供了新方法。曹帅等［11］对不同充填间歇以及不同浓度条件下的充填体强度进行了研究，并建立了相应的函数关系。王瑞鹏等［12］根据胶结充填体、围岩和非胶结充填体三者之间的力学作用关系，利用理论分析手段，研究了嗣后充填采矿中单侧揭露状态下胶结充填体的稳定性，建立了胶结充填体受压状态下的三维力学模型。为了研究胶结充填体在荷载作用下的破裂演化规律，程爱平等［13］通过单轴压缩和声发射监测，对胶结充填试样在单轴压缩过程中的应力、应变和声发射活动进行了研究，并以此为基础构建了胶结充填体破裂预测模型，为胶结充填体矿柱稳定监测和破裂预测提供了依据。

对于胶结充填体动力特性研究，主要集中在室内试验和模拟方面，霍普金森压杆试验（SHPB）成为应用较多且比较有效的研究手段。Cao等［14］通过SHPB对尾砂胶结充填体的动力学规律进行了研究。朱鹏瑞等［15］利用SHPB试验，对高应变率下的分级尾砂胶结充填体进行了单轴冲击试验，得到胶结充填体在不同应变率下的应力—应变曲线，并分析了破坏过程及破坏机理。杨伟等［16］通过单轴抗压强度（UCS）和SHPB对直径×长度为50 mm×25 mm的试件进行了试验，比较了试件在动静荷载下的力学性质，研究了试件动抗压强度、动应变、强度增强因子、比能量吸收与平均应变率之间的关系。谭玉叶等［17］采用SHPB对胶结充填体进行了循环冲击试验，研究了充填体在循环冲击荷载作用下的应力—应变关系、动载强度以及变形破坏特征。

关于爆破对胶结充填体影响的研究，主要集中在利用数值模拟和现场监测方法研究爆破对充填体强度及稳定性的影响。朱鹏瑞等［18］通过理论分析和数值模拟方法研究了嗣后充填采场爆破振动下的胶结充填体张拉力学响应机制。Muhammad等［19］通过现场测试方法，对爆破振动作用下的胶结充填体动力响应模式进行了研究。何文等［20］利用FLAC3D软件，分析了爆破振动下采场充填体的动力响应规律及其稳定性。

上述分析表明，现阶段众多学者针对胶结充填体进行了广泛研究，其中，胶结充填体配比及静力学特性研究比较充分，动力学特性研究近年来也被广泛关注，主要集中在SHPB试验方面，而爆破对胶结充填体影响的研究，尤其是保护层厚度和起爆方式对充填体影响的研究较为薄弱。本研究以山东金鼎铁矿胶结充填体为例，通过单轴压缩试验及SHPB试验，研究胶结充填体的单轴抗压强度和在动载荷作用下的力学特性，并以此为基础，利用LS-DYNA软件模拟嗣后充填二步回采过程中，胶结充填体爆破响应特征以及不同保护层厚度、起爆方式对充填体的影响，提出二步采过程中不同起爆方式下的充填体合理保护层厚度。研究成果对于二步采过程中的采场稳定分析以及矿石充分回收具有一定的参考价值，也可为该类矿山二步回采充填体设计以及稳定性分析提供借鉴。

1 金鼎铁矿工程概况

金鼎铁矿主矿体赋存于-340～-530 m标高，地面标高约+29 m，矿体埋藏深度为370～550 m，上覆130～200 m厚的第四系土层。该矿山采用分段凿岩阶段矿房法（嗣后充填）进行回采，矿房长60 m、宽20 m、段高60 m，分一步房、二步房间隔开采。一步矿房回采完成后，对一步回采形成的采空区进行全尾砂胶结充填，充填完成并具有足够强度后再回采其余矿房，即在充填体中间回采矿石，回采顺序如图1所示。现阶段矿山一步回采正在逐步进行，部分矿块已经进入二步回采阶段，二步采矿房两侧60 m高的充填体稳定性对于矿山安全和高效生产具有重要影响。因此，有必要对二步回采过程中胶结充填体在爆破振动下的稳定性进行研究。

2 胶结充填体试验

本研究通过单轴压缩试验和SHPB试验研究金鼎铁矿胶结充填体的强度特性，并为后续数值模拟分析提供力学参数。单轴抗压强度及SHPB试件材料组成为胶固料、全尾砂和水，其中胶固料产自莱芜，全尾砂来自金岭矿业公司，胶固料和全尾砂具体参数取值见表1和表2，胶固料∶全尾砂＝1∶4（质量比），浓度分别为54%、52%和50%。

2.1 单轴抗压强度试验

本研究试样在恒温恒湿条件下养护28 d后，开展不同龄期的单轴压缩试验，试验设备为YES-300型数显液压式压力试验机，试验结果如表3所示。

根据设计要求，充填体强度应达到3 MPa，才能够满足采矿设计中关于充填体强度的要求。试验结果表明：料砂比为1∶4、浓度为54%的充填体能够满足要求，且当浓度为54%时，料浆制作正常，输送通畅，因此该料砂比和浓度取值较为合适。

2.2 SHPB试验

爆炸载荷作用下，充填体应变率较高，传统的准静态试验已经不能满足其测试需要。为了研究胶结充填体的爆破响应特征，应进行高应变率试验，获得充填体的动力学参数。分离式霍普金森压杆（SHPB）试验技术是研究中高应变率（102～104s-1）下材料力学性能最主要的试验方法，通过该方法可以测试高应变率下试样的单轴拉伸、压缩、剪切加载。SHPB装置如图2所示，其试验原理主要是通过使用应变片对入射杆中的入射波、反射波以及透射杆中的透射脉冲进行测量，而后根据应力波理论推导试样的应力—应变关系。

本研究充填体动力学试验采用ALT-1500型霍普金森拉压杆一体测试系统。该系统一般采用钢杆作为入射杆和透射杆，由于钢材与充填体的波阻抗差别过大，为了尽量降低波阻抗差带来的测试误差，将钢杆替换为铝合金杆。

假设入射波速为C，则应变率(t)、应变ε(t)以及应力σ(t)可进行如下计算［21］：

式中，A为压杆横截面积，m2；E为压杆弹性模量，MPa；C为入射波速，m/s；A0为试样横截面面积，m2；L为试样高度，m；εi，εr和εt分别为入射信号、反射信号及透射信号。

试样料砂比为1∶4，浓度为54%，恒温恒湿养护28 d，共进行了36组试验，结果如表4所示。由表4可知：试验应变率为118.14～175.19 s-1，均超过100 s-1，动抗压强度均值为6.19 MPa。

图3为SHPB试验中充填试件动态抗压强度随应变率的变化散点图。从图3可以看出，试样动抗压强度与应变率的关系虽然比较分散，但经过回归分析后总体呈线性关系。

由单轴压缩及SHPB试验得到了胶结充填体静动荷载下的强度特性，动载荷下的抗压强度明显大于静载荷下的抗压强度，且高应变率条件下应变率和单轴强度基本呈线性关系。强度数据可为后续数值模拟分析提供参考。

3 爆破响应数值模拟

本研究应用LS-DYNA软件建立数值模型，对金鼎铁矿二步采过程中两侧胶结充填体的爆破响应特征进行模拟分析，并在进行爆破影响下充填体稳定性研究的基础上，提出合理的充填体保护层厚度。

3.1 模型构建及参数取值

模型中炸药单元和被爆单元具有相同的单元节点，通过共用这些单元节点来建立炸药和矿体的联系，矿体和充填体之间的接触面定义为接触面关系。考虑到爆炸过程中炸药和空气单元的大变形，爆破过程采用流固耦合算法，炸药和空气单元采用中心单点积分，矿岩和充填体采用SOLID164三维实体单元。模型的上、下表面设置无反射边界，在模型的左边、后边设置对称条件，单位为cm-g-μs。爆破模拟过程中矿岩和充填体等实体材料均采用弹塑性材料，主要参数取值如表5所示，表中参数值为压杆试验中接近平均应变率147.2 s-1条件下测得的动载荷参数。

本研究直接采用LS-DYNA软件中的JWL状态方程和爆轰过程模拟功能进行爆破模拟分析。炸药被引爆后，爆炸压力和爆轰波向四周传递，模型中任意时刻和位置的压力可进行如下计算［22-25］：

式中，P为爆轰压力，Pa；V为体积变量；A，B为炸药的性质常数，GPa；ω，R1，R2，E0是非线性无量纲系数，根据金鼎公司所使用的炸药类型，该类参数取值如表6所示。

3.2 孔口起爆保护层厚度对爆破响应的影响

金鼎铁矿二步骤采矿采用分段凿岩阶段矿房法回采，嗣后胶结充填，每阶段矿房分为3个分段，分段高度为20 m，凿岩巷是3 m×3 m的正方形巷道，布置在矿体底部，下分段炮孔会超出分段高度约1.5 m，矿房分段布置如图4所示。二步采炮孔为上向扇形孔，孔径100 mm，排距2.0 m，孔底距3.0～3.5 m，单排起爆，8段毫秒延时，孔口起爆。以金鼎公司矿房结构参数为依据建立了数值模型，模型整体高度为23 m，较矿房实际顶部的炮孔高1.5 m。模型厚度根据炮孔排距选择2 m，由于矿房在宽度和走向方向是对称的，因此本研究建模采用1/4模型，模型顶部、底部、左部、背部都采用无反射边界，右部和前部采用对称边界。为了防止二步采爆破造成充填体垮塌，在二步采爆破时扇形孔孔底与充填体边界留有一定厚度的保护层，分别对0.5 m、0.7 m、1.0 m、1.2 m和1.5 m 5种保护层厚度下充填体的爆破响应特征进行模拟，并在充填体与矿体接触部位设置监测点，对爆破冲击作用下测点振动速度以及有效应力进行监测，分析不同保护层厚度对充填体爆破响应的影响。本研究构建的爆破模型如图5所示。

图6为保护层厚度为0.5 m时，二步采爆破过程中炮孔周围的有效应力分布状态，最大应力为158 MPa。图7和图8分别为0.5 m保护层时，监测点爆破振动速度和有效应力，最大振动速度达到63 cm/s，最大有效应力为4.05 MPa。

图9为0.5～1.5 m 5种保护层厚度下胶结充填体的爆破响应特征。由图9可知：随着保护层厚度增加，质点振动速度以及充填体内的有效应力都明显降低。当保护层厚度达到1.5 m以上时，质点最大振动速度为11.85 cm/s，小于《爆破安全规程》（GB 6722—2014）规定值12 cm/s，有效应力也小于静抗压强度规定值3.4 MPa。可见，孔口起爆时，保护层厚度达到1.5 m，可以保证充填体稳定。

3.3 孔底起爆保护层厚度对爆破响应的影响

上述试验分析了孔口起爆条件下不同保护层厚度对充填体爆破响应的影响，当保护层厚度大于1.5 m时，二步采爆破充填体的质点振动速度以及有效应力均可满足安全要求。由于在实际生产中，孔底起爆的矿石爆破效果优于孔口起爆而被矿山广泛采用，两种起爆方式可能会对充填体稳定性产生不同影响，因此有必要讨论二步采中，孔底起爆方式对充填体的影响。

保护层厚度为0.5 m时，孔口起爆时监测点的振动速度为63.10 cm/s，有效应力为4.05 MPa；孔底起爆时监测点的振动速度为118.42 cm/s，有效应力为5.33 MPa。可见，采用孔底起爆方式时质点振动速度和有效应力均比采用孔口起爆方式要大。由于本研究已对孔口起爆保护层厚度为0.5 m、0.7 m、1.0 m、1.2 m、1.5 m时5种工况下的有效应力、振动速度进行了分析，故采用孔底起爆方式时，不再赘述保护层厚度为0.7 m、1.0 m、1.2 m时的结果。保护层厚度为1.5 m时，胶结充填体监测点的质点最大振动速度为15.06 cm/s，最大有效应力为1.32 MPa，不满足安全要求。继续增大保护层厚度至1.8 m，胶结充填体监测点的质点最大振动速度为10.11 cm/s，小于安全标准12 cm/s，最大有效应力为1.29 MPa，低于静态和动态抗压强度，满足安全要求。因此，孔底起爆的安全保护层厚度为1.8 m。

3.4 起爆方式对爆破响应的影响

图10为孔口起爆与孔底起爆条件下，不同保护层厚度的充填体爆破响应特征。孔底起爆相对于孔口起爆而言，其对充填体的影响更大。保护层厚度为1.5 m时，孔口起爆充填体振动速度和有效应力满足安全要求；采用孔底起爆时，则达不到安全要求，需要进一步加大保护层厚度到1.8 m才能满足要求，但保护层厚度增加可能会导致二步回采矿石回收率降低。

综上所述：随着保护层厚度的增加，充填体的安全性增大，但矿石回收率有所降低。孔口起爆保护层厚度1.5 m时和孔底起爆保护层厚度1.8 m时，充填体监测点的爆破振动速度均小于《爆破安全规程》（GB 6722—2014）规定的12 cm/s，有效应力也小于充填体单轴抗压强度规定值3.4 MPa和动态抗压强度规定值6.19 MPa，充填体整体上处于安全状态。