楊海濤,李二寶,儀海豹,戴 勇

(1.中鋼集團(tuán) 馬鞍山礦山研究總院股份有限公司，馬鞍山 243000；2.金屬礦山安全與健康國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，馬鞍山 243000；3.馬鞍山礦山研究院爆破工程有限責(zé)任公司，馬鞍山 243000；4.中南大學(xué) 資源與安全工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410083)

隨著深部礦山資源的開(kāi)采，地應(yīng)力環(huán)境發(fā)生改變，礦巖爆破開(kāi)采規(guī)律也發(fā)生巨大變化，因此，研究高應(yīng)力環(huán)境下采場(chǎng)爆破破巖作用規(guī)律具有重要意義[1-4]。針對(duì)初始應(yīng)力與爆炸應(yīng)力耦合作用方面，諸多科研人員開(kāi)展了大量的研究工作：岳萬(wàn)有等采用數(shù)值模擬手段對(duì)高地應(yīng)力區(qū)含裂隙巖體進(jìn)爆破開(kāi)挖進(jìn)行研究，研究結(jié)果表明：在各向等壓地應(yīng)力場(chǎng)開(kāi)采環(huán)境下，隨著圍壓增加單元的拉應(yīng)力逐漸降低而單元的壓應(yīng)力并未得到顯著提升[5]，同時(shí)靠近裂隙右側(cè)部分單元的壓應(yīng)力達(dá)到該測(cè)線壓應(yīng)力的峰值，并且壓應(yīng)力隨圍壓增大而增大；張鳳鵬等通過(guò)開(kāi)展不同單向壓應(yīng)力條件下砂巖漏斗爆破試驗(yàn)，將爆破漏斗破壞范圍分為塊狀破壞區(qū)、過(guò)渡區(qū)、片狀剝落區(qū)，進(jìn)一步研究表明：靜應(yīng)力促進(jìn)平行其自身方向裂紋的形成[6]；曾慶田等通過(guò)開(kāi)展礦山現(xiàn)場(chǎng)爆破漏斗試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究，得出爆破漏斗體積、半徑等參數(shù)受地應(yīng)力影響較大的結(jié)論[7]，并給出了爆破漏斗最佳埋深、臨界埋深、最佳埋深比；楊海濤等研究了單向初始應(yīng)力對(duì)爆破漏斗破壞的影響規(guī)律，結(jié)果表明：外加初始應(yīng)力對(duì)爆破裂隙范圍的影響程度取決于爆炸荷載大小和巖石力學(xué)參數(shù)[8]，距離炮孔中心越近，外加荷載對(duì)裂隙的影響越小。上述學(xué)者或者采用的應(yīng)力范圍較小，或者僅針對(duì)單炮孔爆破荷載作用規(guī)律，未見(jiàn)針對(duì)具體礦山采場(chǎng)孔網(wǎng)參數(shù)環(huán)境下初始地應(yīng)力與爆破荷載耦合作用破壞效應(yīng)規(guī)律研究。

為此，在理論分析的基礎(chǔ)上，本文開(kāi)展初始地應(yīng)力作用下組合孔爆破破巖規(guī)律研究，探究初始地應(yīng)力與組合孔爆破荷載耦合作用下巖體破壞規(guī)律，為深井開(kāi)采爆破參數(shù)優(yōu)化控制提供理論依據(jù)。

1 組合孔爆破破巖機(jī)理

根據(jù)已有研究結(jié)果[9-15]，雙向等壓作用下圓孔周邊應(yīng)力分布的基本規(guī)律如圖1，由于礦山實(shí)際地應(yīng)力為三向不等壓狀態(tài)，勢(shì)必引起應(yīng)力分布狀態(tài)的改變[12]，導(dǎo)致增壓區(qū)、減壓區(qū)的分布寬度發(fā)生變化。

P—原始應(yīng)力；σt—切向應(yīng)力；σr—徑向應(yīng)力；pi—支護(hù)阻力；a—圓孔半徑；R—塑性區(qū)半徑；A—破裂區(qū)；B—塑性區(qū)；C—彈性區(qū)；D—原始應(yīng)力區(qū)圖 1 塑性條件下圓孔應(yīng)力分布圖Fig. 1 Stress distribution diagram of a circular hole under plastic conditions

根據(jù)圓孔周邊應(yīng)力分布規(guī)律，設(shè)計(jì)地下礦山采場(chǎng)上向中深孔組合孔布孔方案，見(jiàn)圖2，該方案布置5個(gè)炮孔，按照排數(shù)分類(lèi)分別為前排孔、超前致裂孔、后排孔。起爆順序?yàn)槌爸铝芽自? ms時(shí)刻起爆，前排孔在30 ms時(shí)刻起爆，后排孔在35 ms時(shí)刻起爆。在距離前排孔右側(cè)孔5 m處設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

圖 2 組合孔布置方案示意圖(單位：m)Fig. 2 Schematic diagram of combined hole layout(unit:m)

組合孔短延時(shí)超前致裂的原理主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面。一方面，超前致裂孔起爆后，形成一定的致裂空間，該空間周邊形成破裂區(qū)(A)、塑性區(qū)(B)、彈性區(qū)(C)和原始應(yīng)力區(qū)(D)四個(gè)區(qū)域，包含減壓區(qū)、增壓區(qū)和穩(wěn)壓區(qū)三部分。超前致裂孔爆破后，深部巖體內(nèi)積聚的高應(yīng)力儲(chǔ)能瞬間釋放，巖體由三向受力轉(zhuǎn)為兩向或單向受力狀態(tài)，并顯著降低了附近區(qū)域的巖體強(qiáng)度，同時(shí)超前致裂孔既一定程度解除側(cè)向圍壓的約束，又在致裂空間壁面上形成較強(qiáng)的拉應(yīng)力，由此產(chǎn)生的瞬態(tài)卸荷效應(yīng)有效增大了巖體破壞范圍；此外，超前致裂范圍為后起爆創(chuàng)造了有利自由面空間，可以改善爆破效果。另一方面，超前致裂爆破誘導(dǎo)地應(yīng)力發(fā)生轉(zhuǎn)移，形成了一定范圍的增壓區(qū)，改變了后起爆炮孔周邊的應(yīng)力和能量分布狀態(tài)；當(dāng)后起爆炮孔位于超前致裂爆破形成的增壓區(qū)范圍內(nèi)時(shí)，在爆炸應(yīng)力與地應(yīng)力耦合作用下，可以進(jìn)一步增大爆破破巖量。另外，根據(jù)初始地應(yīng)力對(duì)爆破破巖的影響規(guī)律，當(dāng)炮孔徑向方向沿著最大地應(yīng)力方向布置時(shí)，充分利用地應(yīng)力的導(dǎo)向作用，可以取得更好的破巖效果。

2 應(yīng)力條件對(duì)組合孔爆破影響數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值計(jì)算模型的建立

考慮到數(shù)值模擬軟件計(jì)算特性及組合孔模型的復(fù)雜性，使用ANSYS/LS-DYNA顯示動(dòng)力分析有限元軟件建立組合孔二維計(jì)算模型[16-19]。其中巖體PART為長(zhǎng)20 m，寬12 m的長(zhǎng)方形，按照孔距2 m，排距2.6 m在靠近自由邊界一側(cè)布置組合孔，前排孔距離自由邊界1.6 m，其中模型三個(gè)方向設(shè)置無(wú)反射邊界，一個(gè)方向設(shè)置自由邊界。

2.2 計(jì)算力學(xué)參數(shù)選擇

巖石力學(xué)參數(shù)及炸藥參數(shù)根據(jù)礦山實(shí)際巖體參數(shù)選取，各項(xiàng)材料參數(shù)見(jiàn)表1和表2。

表1 巖石物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanic parameters of rock

表2 炸藥各主要材料參數(shù)Table 2 The main material parameters of explosives

2.3 高應(yīng)力加載方案

根據(jù)巖石力學(xué)參數(shù)可知，巖石的峰值強(qiáng)度為90.58 MPa，結(jié)合典型巖石應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)^(guò)程曲線，選取20 MPa、25 MPa、30 MPa、35 MPa、40 MPa、45 MPa、50 MPa 7種初始應(yīng)力加載方案，見(jiàn)表3。

表3 初始應(yīng)力加載方案Table 3 Initial load loading scheme

2.4 計(jì)算結(jié)果及分析

選取加載應(yīng)力值20 MPa方案，分別在超前致裂孔、前排孔、后排孔爆破后截取不同時(shí)刻的應(yīng)力云圖，見(jiàn)圖3。

由圖3可知，超前致裂孔起爆后，爆炸應(yīng)力波主要向兩側(cè)和自由面方向傳播[20]，可以有效提高在自由面方向的破巖范圍。徑向裂紋產(chǎn)生并逐漸延伸至前、后排炮孔周?chē)?，為其爆破破巖創(chuàng)造了有利自由面空間；前排孔起爆后，爆破破巖范圍進(jìn)一步擴(kuò)大，自由面空間分布進(jìn)一步改善，為后排孔起爆創(chuàng)造了爆破條件；后排孔起爆后，受前述炮孔破壞范圍的影響，爆炸應(yīng)力波主要向深部和兩側(cè)傳播，而在自由面方向受到一定制約，有效提高了深部巖體的破巖效果，降低了炸藥單耗和爆破成本。

采用失效計(jì)算關(guān)鍵字MAT_ADD_ERRORSION模擬巖體PART單元破壞，統(tǒng)計(jì)不同應(yīng)力載荷加載方案下計(jì)算模型失效單元數(shù)量，得出高應(yīng)力對(duì)組合孔爆破漏斗體積的影響規(guī)律，見(jiàn)圖4～圖6。

圖 3 組合孔爆破典型時(shí)刻應(yīng)力云圖Fig. 3 Stress cloud diagram at typical moments of combined hole blasting

圖 4 組合孔爆破失效單元數(shù)隨時(shí)間變化曲線Fig. 4 Curve of the number of failed units in combined hole blasting with time

圖 5 組合孔爆破失效單元數(shù)隨初始應(yīng)力變化曲線Fig. 5 The change curve of the number of failure units in combined hole blasting with initial stress

圖 6 組合孔裂隙擴(kuò)展長(zhǎng)度隨初始應(yīng)力變化規(guī)律Fig. 6 Variation of crack propagation length of combined hole with initial stress

結(jié)果顯示：隨著沖擊波的傳播，組合孔爆破體積逐漸增大、裂隙擴(kuò)展長(zhǎng)度(沿初始應(yīng)力方向)逐漸增加。巖體失效單元曲線存在三個(gè)明顯躍升階段，分別為超前致裂孔、前排孔、后排孔分別在0 ms、30 ms、35 ms起爆后造成的巖體單元失效破壞；隨著初始應(yīng)力逐漸增大，組合孔破壞失效單元個(gè)數(shù)、裂隙擴(kuò)展長(zhǎng)度均符合“先減小后增大”的趨勢(shì)，且拐點(diǎn)處應(yīng)力值為25 MPa，為巖石峰值應(yīng)力的27.6%，與巖石應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)^(guò)程曲線彈性階段彈性極限應(yīng)力值一致。分析認(rèn)為：在初始應(yīng)力小于巖體的彈性極限時(shí)，由于巖體的不均勻性，巖體內(nèi)部微裂隙被逐漸壓密，巖體密實(shí)度增強(qiáng)，一定程度上抑制了爆破作用下裂紋的擴(kuò)展，當(dāng)初始應(yīng)力超過(guò)巖體的彈性極限時(shí)，巖體在初始應(yīng)力作用下內(nèi)部微裂隙開(kāi)始逐漸擴(kuò)張，并與爆炸應(yīng)力共同作用，對(duì)裂隙擴(kuò)展具有導(dǎo)向作用，爆破失效單元格數(shù)增加，對(duì)爆破破巖起到了促進(jìn)作用。

為進(jìn)一步研究不同初始應(yīng)力對(duì)爆破振動(dòng)速度及應(yīng)力的影響，按照?qǐng)D2選取測(cè)點(diǎn)進(jìn)行分析，分別繪制測(cè)點(diǎn)應(yīng)力隨時(shí)間、初始應(yīng)力變化曲線，見(jiàn)圖7～圖8。

測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力是初始應(yīng)力與爆炸應(yīng)力耦合的結(jié)果，由圖7、8可知，隨著組合炮孔依次起爆，測(cè)點(diǎn)處出現(xiàn)不同程度的應(yīng)力耦合作用，隨著初始應(yīng)力的增強(qiáng)(20～50 MPa)，測(cè)點(diǎn)處耦合應(yīng)力呈線性增大趨勢(shì)，表明初始應(yīng)力與爆炸應(yīng)力耦合作用下，初始應(yīng)力占主導(dǎo)作用。

圖 7 測(cè)點(diǎn)應(yīng)力隨時(shí)間變化圖Fig. 7 The stress of the measuring point changes with time

提取測(cè)點(diǎn)處振動(dòng)合速度曲線，分別繪制測(cè)點(diǎn)振動(dòng)合速度隨時(shí)間作用曲線及三段振動(dòng)速度波峰變化曲線，見(jiàn)圖9，三種孔位振動(dòng)速度波峰值見(jiàn)表4。

圖 8 測(cè)點(diǎn)應(yīng)力隨初始應(yīng)力變化圖Fig. 8 The graph of the change of the measured point stress with the initial stress

圖 9 測(cè)點(diǎn)振動(dòng)速度隨時(shí)間變化圖Fig. 9 Blasting effect diagram

表4 各孔位振動(dòng)速度波峰值表Table 4 Vibration velocity wave peak table for each hole position

由圖9可知，曲線出現(xiàn)3個(gè)明顯的波峰，分別對(duì)應(yīng)超前致裂孔、前排孔、后排孔爆破后產(chǎn)生的振動(dòng)速度。提取不同應(yīng)力下組合孔各孔位產(chǎn)生的振動(dòng)速度波峰值，見(jiàn)表4，其中超前致裂孔裝藥量為前排孔的一半，而測(cè)點(diǎn)處振動(dòng)速度值為前排孔的1.11～3.03倍；后排孔與前排孔裝藥量相同，而測(cè)點(diǎn)處振動(dòng)速度值為前排孔的4.19～10.03倍。分析認(rèn)為，超前致裂孔爆破后，為前排孔創(chuàng)造新的自由面，爆破能量大部分朝著自由面方向釋放，所以其在測(cè)點(diǎn)處產(chǎn)生的爆破振動(dòng)速度減小，分析表明組合孔爆破方案具有很好的減震作用。

3 結(jié)論

(1)初始應(yīng)力對(duì)爆破作用的抑制或者促進(jìn)取決于其與巖石的彈性極限的對(duì)比關(guān)系，當(dāng)初始應(yīng)力小于巖石的彈性極限時(shí)，表現(xiàn)為抑制作用，當(dāng)初始應(yīng)力大于巖石的彈性極限時(shí)，表現(xiàn)為促進(jìn)作用。

(2)數(shù)值模擬結(jié)果表明，采用本組合孔爆破方案一方面可形成超前致裂區(qū)，將超前致裂孔周邊積聚的高儲(chǔ)能提前釋放，另一方面超前致裂爆破誘導(dǎo)地應(yīng)力發(fā)生轉(zhuǎn)移，形成了一定范圍的增壓區(qū)，改變了后起爆炮孔周邊的應(yīng)力和能量分布狀態(tài)，可取得良好的爆破效果。

(3)加載不同的初始應(yīng)力時(shí)，組合孔破壞失效單元個(gè)數(shù)、裂隙擴(kuò)展長(zhǎng)度均符合“先減小后增大”的趨勢(shì)，且拐點(diǎn)處應(yīng)力值為25 MPa，為巖石峰值應(yīng)力的27.6%，與巖石應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)^(guò)程曲線彈性階段彈性極限應(yīng)力值一致；提取分析測(cè)點(diǎn)處的有效應(yīng)力及振動(dòng)速度，結(jié)果表明：隨著初始應(yīng)力的增強(qiáng)(20～50 MPa)，測(cè)點(diǎn)處耦合應(yīng)力呈線性增大趨勢(shì)，表明初始應(yīng)力與爆炸應(yīng)力耦合作用下，初始應(yīng)力占主導(dǎo)作用；組合孔方案中超前致裂孔爆破后，為前排孔創(chuàng)造新的自由面，爆破能量大部分朝著自由面方向釋放，所以其在測(cè)點(diǎn)處產(chǎn)生的爆破振動(dòng)速度減小，表明組合孔爆破方案具有很好的減震作用。

(4)下一步將繼續(xù)研究孔網(wǎng)參數(shù)對(duì)其初始應(yīng)力條件下組合孔破巖機(jī)制，并開(kāi)展礦山采場(chǎng)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。