单向初始荷载下爆破漏斗破坏效应试验研究

2021-04-07杨海涛仪海豹王广成张西良李二宝

金属矿山 2021年3期

杨海涛仪海豹王广成张西良周健李二宝 1

（1.金属矿山安全与健康国家重点实验室，安徽马鞍山243000；2.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；3.华唯金属矿产资源高效循环利用国家工程研究中心有限公司，安徽马鞍山243000；4.安徽马钢矿业资源集团有限公司，安徽马鞍山243000；5.中南大学资源与安全工程学院，湖南长沙410083）

随着浅部矿产资源开采殆尽，国内外众多金属矿山逐渐转入深部开采阶段。有别于露天矿山爆破开采，深井矿山开采通常面临着高地压、高地温的复杂环境，高地应力条件作用于爆破破岩过程，不仅增大了爆破开采难度，也易于诱发岩爆、冒顶等采动灾害。近年来，不少学者针对爆破开采作业中地应力对爆破效果的影响规律进行了研究。魏晨慧等［1］采用数值模拟方法分析发现，初始应力场对爆生裂纹的扩展具有一定的导向作用；陈明等［2］研究指出，在压剪破坏模式下，爆生裂隙区比例半径随着地应力的增大而减小；杨立云等［3］研究表明，在垂直于裂纹扩展方向的压应力阻碍了裂纹扩展；张宇菲［4］指出围压约束可以增加爆生裂纹在最大主应力方向上的扩展长度；杨栋等［5］研究表明，随着侧压力系数增大，爆破损伤区形态呈现出明显的方向性；岳中文等［6］研究指出，初始围压静加载能够在环向形成压缩和拉伸预应力，有助于降低和提高爆炸冲击在环向的拉伸作用。上述研究主要从数值模拟和模型试验角度分析无限空间或正向爆破漏斗状态下初始应力对裂隙的影响规律，有关初始荷载对侧向爆破漏斗效果影响的研究涉及较少。

本研究在理论分析的基础上，开展了单向荷载下侧向爆破漏斗模型试验，分析初始荷载对爆破效果的影响机制，在此基础上采用数值模拟手段揭示爆破漏斗形成过程，并与模型试验结果进行对比，为深井开采爆破参数优化控制提供理论依据。

1 初始荷载对爆生裂隙影响机制

根据爆破破岩理论，岩石破碎是爆炸冲击波和爆生气体膨胀压力综合作用的结果［7-8］；从产生时间上，爆炸冲击波（应力波）在前，使岩石产生裂隙并扩展；爆生气体在后，使这些裂隙贯通、扩大并形成块体脱离。当存在外部荷载时，则由爆炸动载荷、爆生气体和外部荷载共同作用。炸药在无限均质岩石中爆炸时，沿着炮孔中心向外形成粉碎区、裂隙区和弹性振动区；随着冲击波向外传播，应力波迅速衰减［9-11］，当切向、径向拉伸应力小于岩石的动态抗拉强度时，径向裂缝和环向裂缝停止发展，形成径向和环向裂缝相互交错的裂隙区，如图1和图2所示。

针对爆破裂隙区的范围，诸多学者从理论分析角度并结合工程实践开展了相关研究工作。高金石等［12］提出岩体在爆破作用下形成的裂隙圈半径在150倍装药半径以内；宗琦［13］提出了径向裂隙的扩展半径计算公式［13］

式中，RT为径向裂隙半径，cm；R0为粉碎区半径，cm；λ为系数；ρm为原岩密度，kg/cm3；Cp为弹性纵波波速，m/s；ST为岩石抗拉强度，MPa；α为应力波衰减指数；a、b为由试验确定的常数。

外加荷载或者初始地应力对爆生裂隙扩展的影响受多个因素制约。在粉碎区，爆炸荷载远远大于岩石的破裂强度，因此爆炸应力场对其破裂起主要作用，而外加荷载的影响基本忽略不计；随着爆炸应力波进一步衰减，当其与外加荷载的数值接近时，外加荷载的作用将逐渐显现。

岩石的动态、静态抗拉强度较接近［14］，但分别远小于对应的动态、静态抗压强度；而岩石裂隙区主要受控于抗拉强度。从裂隙形成的角度而言，当爆炸应力波和外加初始荷载叠加应力等于岩石的动态抗拉强度时，即为裂隙区和弹性振动区的分界面。因此，外加初始荷载对爆破裂隙范围的影响程度主要取决于爆炸荷载大小和岩石力学参数；在裂隙区范围内，外加初始荷载与爆炸应力波同向作用时将有助于裂纹扩展，且距离炮孔中心越近，爆炸荷载越大，初始荷载对裂隙的影响越小；反之，将对裂纹存在抑制作用。同时受岩石自身强度参数限制，对于分析受控于拉伸应力与抗拉强度关系的岩石裂隙区而言，外加初始荷载一般应控制在岩石抗压强度范围内，否则，岩石会发生受压破坏。

2 单向荷载下爆破模型试验

2.1 试验材料

（1）混凝土试块。硅酸盐水泥、铁钢砂、河沙按照1∶1∶0.3的比例制作爆破模型试块，长度×宽度×高度=40 cm×40 cm×20 cm；室内试验测得的试块密度为2.41 g/cm3，养护28 d龄期、边长为7.07 cm的立方体试块单轴抗压强度为36.82 MPa。

（2）其他材料。自制的压力加载装置、高精度导爆管雷管、起爆器、网孔筛、钢卷尺、电子天平（误差为0.01 g）等。

2.2 试验方案

在靠近模型的一侧钻凿孔径8 mm的3个炮孔，孔深10 cm。采用长度15 cm的薄壁管装入起爆炸药，每孔炸药量0.42 g；外接高精度导爆管雷管，3个炮孔同时起爆。

采用自制的压力加载装置，在模型两端分别加载0、5、10 MPa的单向初始荷载，研究初始荷载作用对侧向爆破漏斗试验的影响规律（图3）。爆破后采用0.5、1、3、5 cm 4种规格的网孔筛子进行爆破块度筛分（图4）。

2.3 爆破块度分析

爆破后试块破坏情况如图5所示，不同荷载下爆破块度筛分结果见表1，筛下累计块度质量和块度分布情况分别如图6和图7所示。

综合分析表1、图6和图7可知：随着单向载荷增大，爆破块度总质量和各尺寸块度都呈减小趋势，说明初始荷载对爆破的抑制效果明显；相对于无荷载状态，荷载5 MPa、10 MPa下的爆破块度总质量分别降低了26.92%和47.73%。前期试验测量的模型试块密度为2.41 g/cm3，计算可得0、5、10 MPa荷载下模型的炸药单耗分别为0.81、1.10、1.54 kg/m3；相对于无荷载状态，两种荷载下的炸药单耗分别增大了35.80%和90.12%，即增大初始荷载降低了炸药的能量利用率，不利于高效破岩。需要说明的是，模型试验的炸药单耗明显高于常规露天爆破，主要是由于模型试验采用炮孔全长装药、无堵塞段所致。爆破块度呈现明显的偏态分布规律，爆破块度质量主要集中于5～10 cm区间，块度尺寸在5 cm以下的占比不足35%。以爆破块度为自变量x，以筛下累计质量百分比为因变量y，回归分析得到了二者的函数关系（图8），在此基础上反算出衡量爆破块度质量的K50、K80值（K50、K80分别表示总质量为50%和80%的块度可以通过筛目的块度尺寸）。

由图8可知：同等筛下质量条件下，10 MPa荷载下的爆破块度略小于无荷载状态；外加荷载增大到10 MPa时，K50、K80对应的爆破块度分别从无荷载时的7.29 cm和9.11 cm降低到7.17 cm和9.07 cm，降低幅度分别为1.65%和0.44%，说明增加荷载在一定程度上可以降低爆破大块率，有利于改善爆破块度分布。

2.4 单向荷载抑制爆破原因分析

2.4.1 混凝土变形曲线特性

混凝土应力变形试验是研究混凝土在荷载作用下变形特性的重要手段［15］。清华大学过镇海教授通过研究，将混凝土应力—应变曲线分为上升段曲线和下降段曲线两部分。

HOGNESTAD E［16］认为曲线的上升段为二次抛物线，下降段为斜直线，函数模型为

式中，fc为峰值应力，MPa；ε0为峰值应力对应的应变，取2×10-3；εu为极限压应变，取3.8×10-3；σ为应力，MPa；ε为应变。

已有研究［16］表明，与岩石应力—应变过程相似，混凝土单轴受压时的应力—应变曲线可以进一步细分为5个阶段，如图9所示。

对图9可进行如下分析：

（1）OC上升阶段：①OA弹性阶段，A点为比例极限，应力σA取值一般为峰值应力fc的30%，即σA=0.3fc；②AB弹塑性阶段，裂纹稳定发展阶段应力σ=(0 .3～0.8)fc；③BC裂隙不稳定发展阶段，该阶段应力σ=(0 .8～1.0)fc。

（2）CE下降阶段。混凝土达到峰值强度后裂缝继续扩展、贯通，内部结构的整体性受到严重破坏，超过拐点D后，结构受力性质发生本质的变化，最后达到残余应力E点。

2.4.2 外加荷载抑制爆破原因分析

《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）规定，立方体抗压强度标准值是指按标准方法制作、养护的边长150 mm的立方体试块，在28 d或设计规定龄期以标准试验方法测得的具有95%保证率的抗压强度值。室内试验测得的边长7.07 cm立方体试块的抗压强度为36.82 MPa，考虑到爆破模型混凝土的实体强度与立方体试块强度之间的差异，参考有关规定及工程经验，对试块混凝土强度的修正系数取0.88，则爆破模型混凝土的抗压强度为32.40 MPa，即对应于混凝土应力—应变曲线的C点。据此计算，A点对应的比例极限σA=9.72MPa，B点对应的应力值为25.92 MPa。

本研究爆破模型试验加载至5 MPa时，初始荷载值还位于混凝土模型的比例极限范围内；当加载至10 MPa时，基本等于混凝土模型的比例极限，属于混凝土应力—应变曲线的弹性变形阶段。由于混凝土模型的不均匀性，内部不可避免地存在诸多的原生微观裂隙；在试验加载压力条件下，爆破模型试块内的原生微裂隙逐渐压密，试块内部的应变能随荷载增大逐渐积累，尚未形成塑性变形。混凝土试块的原有微裂隙闭合后，有效提高了混凝土的密实度，增大了混凝土试块裂纹扩展的阻力，在一定程度上可以提高混凝土强度，同时受模型边界约束限制，因此反映出单向荷载对爆破效果的抑制作用。试验中外加荷载在混凝土试块上形成了初始应力环境，这与陈明等［2］研究得到的“随着初始地应力的增大爆生裂隙区比例半径减小”的结论相一致。

爆破破岩效果是外加荷载和炸药爆炸共同作用的结果。爆破体积与外加荷载和混凝土强度参数有关；本研究推测认为，继续增加外加荷载达到混凝土弹塑性阶段（AB段），甚至达到裂隙不稳定发展阶段（BC段），初始荷载增大了试块内部裂纹的扩展，将对混凝土爆破破岩发挥促进作用。受模型试验时间等因素限制，尚未开展相关试验工作，有待于今后进一步试验验证。

3 不同荷载下侧向爆破数值模拟

考虑爆破模型试验爆炸过程的瞬时性，难以揭示整个爆破漏斗形成规律，为此，本研究采用LSDYNA数值模拟软件建立了相同尺寸的数值分析模型［17-20］，选取5、7.5、10 MPa 3种单向加载方案开展了不同荷载下的爆破数值模拟研究，结果如图10所示。

炸药起爆后，沿着炮孔中心位置，爆炸应力波向外传播，在炮孔周围形成粉碎区、裂隙区，炮孔之间裂隙相互贯通，随后在高压爆生气体的作用下，破碎岩体从模型上崩落下来，形成侧向爆破漏斗，如图11所示。

本研究提取了不同荷载下的爆破失效单元数量，来反映爆破体积大小，如图12所示。分析该图可知：随着爆破时间增长，爆破失效单元数量逐渐增大，呈现了整个爆破破岩过程，即爆破漏斗的形成过程；同一时间下，随着单向荷载增加，爆破失效单元表现出减小趋势，即荷载对于爆破破岩具有一定的抑制作用，有效约束或限制了爆破裂纹扩展。爆破模拟结果与模型试验结论具有较好的一致性。