礦房回采爆破時中深孔拉槽爆破的參數優化研究?

趙興東 宋景儀 周 鑫

東北大學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償空間，拉槽質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具有效率高、安全性好、一次起爆量大等優點，但中深孔拉槽爆破參數對切割槽形成質量影響較大，參數不合理極易導致切割槽形成失敗[6-8]。 因此，設計合理的拉槽爆破參數、準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、改善切割槽形成質量是中深孔拉槽爆破成功的關鍵。

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的優化研究。 通過經驗公式，初步確定中深孔拉槽爆破的孔網參數；運用LS-DYNA 軟件模擬中深孔拉槽爆破過程中巖體的損傷演化規律，分析不同孔網參數對拉槽爆破超挖或欠挖、大塊率、自由面質點峰值速度以及測點環向應力的影響；進而確定了最優中深孔拉槽爆破參數，并進行了現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-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。 試驗區三維模型見圖1。

圖1 礦區三維模型Fig.1 Three-dimensional model of the test area

試驗區采用下向扇形中深孔落礦嗣后充填連續采礦法（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行爆破，拉槽寬度5 m。 試驗區切割井已經施工完成，拉槽時的初始自由面和補償空間是切割井擴井后形成的，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采礦法Fig.2 Downward fan-shaped medium-deep hole caving and subsequent filling continuous mining method

根據礦山所做的地應力現場實測數據，可得最大水平主應力、最小水平主應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力、最小水平主應力；H為開采深度。

2 中深孔拉槽爆破參數初設

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

由于切割槽爆破存在較大的夾制作用，宜減小炮孔孔網參數，以達到良好的爆破破巖效果。 根據現場實際爆破工程經驗，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]。 經計算，當炮孔直徑為60 mm 時，炮孔抵抗線范圍為0.8～1.2 m?？组g距a與抵抗線、礦體幾何形態有關，為保證巖體爆破指向自由面方向，而不是排內相鄰炮孔先聯通，一般情況下，孔間距應大于抵抗線[12]。 孔間距a與抵抗線B的關系式為

考慮到切割槽寬度為5 m，設計炮孔間距a的范圍為1.2～1.6 m。

3 數值模型

3.1 中深孔拉槽爆破數值模型

假定炸藥爆速無限大，柱狀炮孔內的炸藥同時起爆。 這樣，由于設計炮孔的長度遠大于炮孔直徑，可以將問題簡化為平面應變模型進行研究。

建立如圖3 所示的準二維（厚度為1 cm）中深孔拉槽爆破參數優化計算模型，模型尺寸9 m ×8 m。 炮孔直徑60 mm，采用耦合裝藥結構。 模型四周設置無反射邊界條件，以消除邊界處應力波反射對數值計算結果的影響；添加法向約束，以模擬平面應變情況。 由于炮孔周圍的巖體賦存于地應力環境之中，故結合現場地應力方向，設定水平向地應力σx ＝28 MPa、豎直向地應力σy＝17 MPa。 地應力采用Dynain 文件法進行施加，通過關鍵字*Interface_Springback_LSDYNA 輸出預應力巖體模型；而后使用關鍵字*Include，將預應力巖體模型導入包含炸藥和空氣的流體域模型中，更新邊界條件，完成爆炸動態計算。

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

中深孔拉槽爆破數值計算模型采用三維實體單元進行網格劃分。 由于采用二維模型進行研究，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，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行計算。通過試算，當t ＝2.3 ms后，巖石損傷分布基本不發生變化，故確定模擬計算時長為3.0 ms。

3.2 數值模型材料參數

3.2.1 空氣和炸藥材料參數

空氣采用*Mat_Null 材料結合Linear_Polynomial 狀態方程進行模擬，參數見表1。

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

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

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

采用的2＃巖石乳化炸藥的參數見表2。

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

3.2.2 巖石RHT 模型參數

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

式中:△εp為累積塑性應變；εf為材料破壞時的塑性應變。

根據礦山巖石的力學試驗結果，得出巖石RHT模型參數，如表3 所示。

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

4 中深孔拉槽爆破參數優化

4.1 炮孔間距優化

初設中深孔拉槽爆破參數為: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。 為了實現中深孔拉槽爆破孔網參數的優化，先設定最小抵抗線為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行分析，確定最優炮孔間距。

使用上述3 個模型進行數值模擬。 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，4 個炮孔造成的巖石爆破損傷區呈同心圓分布，此時巖石主要受到沖擊波的壓縮破壞作用；t ＝0.5 ms 時，由于受到地應力的影響，兩個邊孔造成的損傷呈橢圓形分布；在t ＝0.6 ms 時，壓縮應力波到達自由面，發生反射，變成拉伸應力波，進而造成自由面附近巖石的拉伸損傷；此后，應力波在炮孔與自由面之間往復循環，拉壓振蕩，造成巖石的進一步損傷。 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?。

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，導致出現欠挖現象（紅色三角形區域）；由圖4（c）可知，由于炮孔距離切割槽兩幫過近，方案3＃中出現超挖現象（紅色矩形區域）；由圖4（b）可知，方案2＃基本不出現超挖、欠挖現象。 通過上述分析可知，最優炮孔間距為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、應力測點的環向應力時程曲線、自由面質點峰值速度3 個指標進行分析，進而確定最優中深孔拉槽爆破的孔網參數。 自由面質點及應力測點布置如圖5 所示。

圖5 自由面質點及應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。 采用RHT 模型進行巖石爆破數值模擬研究時，當巖石損傷D高于0.5 時，即可認為該處巖石被完全破碎，在巖石中形成爆破裂紋[15]。 基于此，設定巖石損傷閾值D＝0.5。 計算結束后，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。

自由面質點速度是不同爆破參數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，自由面質點峰值速度逐漸下降。 方案4＃的自由面質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 個應力測點處環向應力的時程曲線。 圖8 中，應力以受拉為正，受壓為負。 由圖8 可知，由于地應力的存在，各測點在t ＝0 時刻的環向應力均不為0；由于爆炸載荷的沖擊特性，圍巖環向應力在爆炸載荷作用的初始階段為壓應力，隨之由于巖體的徑向位移轉變為拉應力，在應力測點J、K、L中，僅有方案4＃產生了環向拉應力，且高于巖體抗拉強度3.76 MPa，巖體發生張拉破壞；而方案2＃、方案5＃則由于地應力的夾制作用，沒有產生環向拉應力，說明在應力測點J、K、L上，僅有方案4＃能夠產生垂直于自由面的裂紋。 方案2＃、方案5＃在測點均不能產生徑向裂紋，極有可能產生大量平行于自由面的細長大塊，這和塊度分析得到的結果一致。

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

綜上所述，根據爆破超挖、欠挖分析得出，最優炮孔間距為1.4 m；根據爆破塊度、應力測點的環向應力時程曲線、自由面質點峰值速度3 個指標的分析結果，確定最優最小抵抗線為0.8 m。

5 現場試驗

為驗證優化孔網參數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開展現場爆破試驗。 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

利用優化的孔網參數爆破后，最大大塊尺寸為53 cm×39 cm，與數值模擬結果較為接近，無超級大塊產生。 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象，邊界面基本完整，空區形態與設計切割槽形態基本吻合（圖10）。

圖10 現場爆破效果Fig.10 Blasting outcomes on site

6 結論

采用數值模擬的方法研究了不同孔網參數下的巖石爆破過程，進而實現了爆破孔網參數的優化，并使用優化后的爆破參數進行了現場爆破驗證，得到了以下結論:

1）結合三山島具體開采條件，采用經驗方法初步確定了中深孔拉槽爆破參數，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、自由面質點峰值速度、測點環向應力4 個指標，確定最優爆破參數為最小抵抗線0.8 m、孔間距1.4 m，并在三山島金礦無人采礦示范區-645 m 中段1＃采場開展現場爆破試驗。 爆破試驗結果表明，爆破后的礦巖塊度分布均勻，無大塊產出，爆破空區形態與設計切割槽形態相吻合，成槽質量較好。

3）地應力對爆破裂紋擴展具有一定的阻礙作用，爆破設計應當充分考慮地應力的影響。