侧向荷载下组合孔爆破参数优化取值试验研究

2020-08-15谢亮波李二宝张西良杨海涛仪海豹

金属矿山 2020年7期

谢亮波李二宝张西良杨海涛仪海豹

（1.中钢集团马鞍山矿山研究总院股份有限公司，安徽马鞍山243000；2.金属矿山安全与健康国家重点实验室，安徽马鞍山243000；3.马鞍山矿山研究院爆破工程有限责任公司，安徽马鞍山243000；4.中国科学技术大学，安徽合肥230026）

随着我国浅部资源逐渐开采殆尽，目前国内50余座千米深金属矿山在未来10～20 a内开采深度将达到1 500 m［1-2］。研究深部矿岩爆破开采理论，探究高地应力下矿岩爆破作用规律，对于深部矿山爆破开采具有重要的指导意义［3-4］。近年来，针对高地应力与爆破荷载的耦合作用关系，谢理想等［5］将Cowper-Symonds硬化模型与拉压损伤模型耦合后进行数值模拟，结果表明：地应力对爆破作用具有抑制效果；陈明等［6］以隧洞掘进爆破为例研究了爆炸荷载对岩体的扰动作用，研究表明：爆炸荷载对围岩损伤区范围具有增大效果；白羽等［7-8］基于损伤力学理论，对不同埋深下的岩石爆破裂纹扩展半径和裂纹区面积进行了研究，结果表明：地应力对爆破作用的抑制明显；张西良等［9］通过三维数值模拟，认为围压对爆破损伤范围起到抑制作用；崔正荣等［10］通过对不同围压下X、Y方向的损伤半径进行研究，认为地应力的增加对岩体爆破致裂起促进作用。

上述学者从不同角度阐述了地应力对爆破作用效果的影响，但在深部金属矿山回采过程中，矿块垂直于矿体走向布置，矿房（矿块）两侧均为矿体，矿块后退式推进方向以及上下方向因受采切工程布置影响，地应力已发生转移；矿块仅在长度走向两侧受到较大的地应力，矿石由双向应力状态转为单侧应力状态。为此，本研究在分析初始地应力下爆生裂纹扩展规律的基础上，开展不同单向荷载下的组合孔模型试验，并通过不同组合孔参数的数值模拟分析，为深部矿山爆破开采提供参考。

1 初始地应力下岩体爆生裂纹扩展规律

在深部高地应力岩体中进行爆破落矿作业时，炸药爆破作用不可避免地受到高地应力影响。在爆破近区，爆炸动载荷所产生的应力远大于岩体地应力的作用［11-13］，围岩的高地应力作用不明显。随着爆炸能量分配给周围岩石，爆炸能量大幅衰减并在介质体内继续传播过程中，初始地应力对爆破裂纹扩展的影响逐渐加强。

根据Mises原则［14-15］，在深部岩石中任一点的应力强度为

式中，σr、σθ、σz分别为岩石中的径向应力、切向应力、垂直应力，MPa；P为透射入岩石中的初始冲击波压力，MPa；P0为炸药的爆轰压力，MPa；ρ为岩石密度，kg/m3；ρ0为炸药密度，kg/m3；D为炸药爆速，m/s；，r为计算点到装药中心的距离，m；rb为炮孔半径，m；α为载荷传播衰减指数，；μd为岩石的动泊松比；b为侧向应力系数，；γ为爆轰产物的绝热膨胀指数，一般取3。

炸药爆炸应力与初始地应力叠加后，径向方向的应力为［16］

式中，σV、σH分别为最小主应力和最大主应力，MPa；φ为岩体中某点与水平方向的夹角，（°）。

根据Mises岩石破坏准则［14-15］，经推导得到爆破压碎圈扩展半径R1的计算公式为

爆破裂隙圈扩展半径R2的计算公式为

式中，σcd、σtd分别为岩石的动态抗压强度和动态抗拉强度，MPa；σR为压碎圈与裂隙圈边界上的临界应力，MPa；A4～A6可进行如下计算：

式中，b为侧向应力系数，b=μd/(1-μd)；μd为岩石动态泊松比。

考虑到计算公式的复杂性，为直观呈现初始地应力对爆破压碎圈和裂隙圈扩展半径的影响规律，采用谦比希铜矿岩石力学及炸药性能参数计算出了围压在5～15 MPa范围内的爆破压碎圈及裂隙圈的扩展半径，两者变化特征如图1所示。

由图1可知：5～15 MPa外部荷载范围内，随着围压增大，压碎圈扩展半径与裂隙圈扩展半径均逐渐减小，表明初始应力对炸药爆破呈抑制作用。其中，在压碎区范围内，由于初始地应力相对于爆破应力波较小，随着围压增大，压碎圈半径减小较慢；随着爆破冲击波继续向外传播，冲击波衰减为应力波，爆炸能量不断衰减，初始地应力对爆破作用的影响增强，裂隙圈半径衰减较快。

2 单侧围压下组合孔爆破模型试验

根据前文公式推导计算和理论分析可知，在不考虑自由面情况下，初始地应力对爆破压碎圈及裂隙圈扩展半径具有抑制作用。考虑到深井采场回采时，通常是存在自由面条件下的单侧受压爆破作业活动，故而本研究开展了不同单侧加载情况下的混凝土模型试验，探究单向围压对组合孔爆破的影响规律，以论证单向荷载下理论分析结果的可靠性。

2.1 试块模型及加载装置

试验采用混凝土模型试块，模型外形为长方体，尺寸为40 cm×40 cm×20 cm（长度×宽度×高度）（图2）；模型采用硅酸盐水泥、铁钢砂、河沙按照1∶1∶0.3的质量比例配制，在固定长方形模具中制作而成。经过28 d人工养护，试验测得的试块密度为2.41 g/cm3，抗压强度为36.82 MPa。试验在自制的围压加载装置（图3）中进行。

2.2 试验结果分析

通过对混凝土模型试块施加不同的初始荷载，研究单向围压对组合孔爆破规律的影响，为高围压下爆破参数选取提供依据。本研究组合孔炮孔间距为6 cm，抵抗线W=5 cm。设定的3种围压分别为0、5、10 MPa，试验结果如图4所示。

使用电子天平对不同围压下的爆破破碎试块进行称重，并计算相应的爆破漏斗体积，结果见表1。

根据表1绘制的爆破漏斗体积及炸药单耗随围压强度的变化曲线如图5和图6所示。

由图5和图6可知：随着单侧围压增加，侧向爆破漏斗体积逐渐减小，炸药单耗逐渐增加，说明在试验荷载范围内，单侧围压的增加对于组合孔爆破效果具有抑制作用。

3 单侧围压下组合孔爆破数值模拟

3.1 模型建立

根据赞比亚谦比希铜矿采场参数，并顾及计算机运算能力，利用ANSYS/LS-DYNA软件分别建立了井下采场组合孔爆破模型，并将模型划分生成六面体网格单元，模型尺寸为40 m×20 m×20 m（长×宽×高），累计280 908个节点。本研究选取两个特征点研究模型应力变化情况，组合孔爆破计算模型见图7。

3.2 模拟方案

为获得谦比希铜矿井下采场适宜的组合孔参数，选用采场矿岩及炸药性能参数进行数值模拟。结合爆破漏斗理论，考虑到相邻炮孔对抵抗线影响的有限性，首先假设孔距1.8 m不变，分别设计了抵抗线1.2、1.5、1.8、2.1、2.4 m 共5种方案进行模拟；然后根据确定的合理抵抗线，采用不同的孔距参数，模拟分析确定合适的孔距。根据采场条件，本研究数值模拟单侧加载围压为15 MPa，炮孔直径φ=76 mm。

3.3 合理抵抗线模拟分析

根据利文斯顿爆破漏斗理论可知［17］，炸药爆炸后，随着炸药埋深的变化，炸药能量传递给周围岩石及空气的比例会发生改变。当炸药埋深为临界埋深时，炸药爆炸由内部作用开始出现对地表的“片落”破坏；当埋深减小到最佳埋深时，爆破漏斗体积达到最大值；当埋深进一步减小时，爆破漏斗体积出现减小的转折现象。不同抵抗线W下，组合孔侧向爆破漏斗效果见图8。

由图8可知：药包爆炸后，首先在炮孔周围形成爆破压碎区，随着爆破应力波传播衰减，外侧形成裂隙区；随着抵抗线W逐渐增大，侧向爆破漏斗的侧向张开角表现出减小趋势，爆破外部作用逐渐削弱而内部破岩作用逐渐显现。

为进一步分析不同抵抗线对应的爆破破岩效果，统计了爆破失效单元数量。根据失效单元的体积计算得出相应的爆破漏斗体积，并绘制了爆破漏斗体积和炸药单耗与组合孔抵抗线的关系曲线，见图9。特征点A、B处的应力时程曲线如图10所示。

由图9可知：爆破漏斗体积呈现先增大后减小的抛物线趋势，在抵抗线为1.8 m时漏斗体积达到最大值100.4 m3。当抵抗线为1.2～1.8 m时，侧向爆破漏斗破坏范围呈增大趋势；当抵抗线为1.8～2.4 m时，侧向爆破漏斗破坏范围呈减小趋势。

由图10可知：炸药起爆后，爆炸荷载迅速达到峰值强度，随后随着爆炸应力波的扩展而迅速衰减。特征点的峰值强度变化规律与爆破体积变化趋势相同。随着抵抗线逐渐增加，特征点处的峰值强度表现出先增大后减小的趋势，其中在抵抗线为1.8 m时达到最大值，此时抵抗线W为炮孔直径φ的23.68倍，即W=23.68φ。说明由于爆破应力波的叠加，爆炸荷载峰值强度越大，越有利于破岩。

3.4 合理孔距模拟分析

在保持抵抗线1.8 m不变的基础上，设计了组合孔孔距a分别为2.1、2.4、2.7、3.0 m 4种方案，分析确定合适的组合孔爆破孔距，模拟爆破漏斗效果见图11。

由图11可知：当孔距较小时，相邻两个炮孔孔底可以贯穿成平整面；随着组合孔孔距逐渐增大，孔底逐渐形成一个明显的“根坎”，导致炮孔底部难以形成平整的轮廓面，爆破漏斗呈现不能完全贯通的状态。

本研究根据爆破失效单元数量，计算得到了不同孔距下的爆破漏斗体积和炸药单耗，见图12；提取的特征点A、B处的应力时程曲线见图13。

由图12和图13可知：从爆破漏斗体积来看，随着孔距增加，侧向爆破漏斗体积表现出先增大后减小的趋势；相同炸药质量条件下，爆破炸药单耗呈现先减小后增大现象。当组合孔孔距a=2.4 m时，即a=31.58φ（φ为炮孔直径）时，爆破体积达最大值110.2 m3，炸药单耗为最小值0.519 kg/m3，此时炸药的能量利用率最大，有利于深井采场实现高效破岩。