張召冉，張書銘*，許 鵬，李 甲，劉國(guó)慶

(1.北方工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，北京 100144;2.北京科技大學(xué)數(shù)理學(xué)院,北京 100083;3.陽(yáng)泉煤業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司,陽(yáng)泉 045000;4.北方爆破科技有限公司,北京 100089)

“采掘失衡”矛盾一直是中國(guó)煤炭企業(yè)生產(chǎn)面臨的主要問題[1-2]，其中，巖石巷道的掘進(jìn)速度是制約巷道掘進(jìn)整體水平的關(guān)鍵。針對(duì)巖巷掘進(jìn)的問題，學(xué)者們開展了大量的研究。楊仁樹等[3]在總結(jié)分析前人成果的基礎(chǔ)上，發(fā)現(xiàn)掏槽孔比其他炮孔普遍深200 mm，為此提出掏槽孔超深掏槽爆破技術(shù)，并通過試驗(yàn)得到隨著掏槽炮孔超深深度的增加，炮孔利用率能提高到95%以上。單仁亮等[4-5]提出了準(zhǔn)直眼掏槽技術(shù)，并在中國(guó)陽(yáng)泉等礦區(qū)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，炮孔利用率達(dá)到90%以上。張淵通等[6]通過分形技術(shù)分析了二階二段掏槽技術(shù)后的矸石塊度分布，應(yīng)用該技術(shù)后矸石塊度降低50 mm以上。戴俊等[7]利用AN-SYS/LS-DYNA軟件，數(shù)值模擬雙炮孔爆破裂紋擴(kuò)展過程，得到了孔間裂縫的合理間距為400～700 mm。王越等[8]利用LS-DYNA軟件對(duì)比分析了楔形掏槽與復(fù)合掏槽技術(shù)的優(yōu)劣。滿軻等[9]通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)比分析了直眼掏槽、楔形掏槽對(duì)周邊成型質(zhì)量等的影響，認(rèn)為直眼掏槽更有利于周邊成型，楔形掏槽更有利于巖石的破碎和拋擲。Yi等[10]探討了炮孔間微差起爆時(shí)應(yīng)力波之間的相互影響。范軍平等[11]采用數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)室實(shí)驗(yàn)對(duì)大直徑空孔掏槽技術(shù)的爆破效果進(jìn)行了分析，認(rèn)為大空孔有利于巖石的破碎。彌壯壯等[12-13]對(duì)巖石巷道爆破中周邊成型和矸石塊度提出相關(guān)的技術(shù)方案，大塊率和半眼痕率明顯提高。

綜上，中外學(xué)者對(duì)掏槽技術(shù)進(jìn)行了較多的研究，但對(duì)楔直復(fù)合掏槽破巖的優(yōu)勢(shì)還沒明晰，因此，現(xiàn)采用數(shù)值技術(shù)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)相結(jié)合的方法，對(duì)比分析單楔形掏槽和楔直復(fù)合掏槽技術(shù)的異同，以期為提高巖巷鉆爆法掘進(jìn)爆破效果提供參考。

1 工程背景

某高抽巷屬于陽(yáng)煤五礦瓦斯治理巷道，該巷道位于11 #煤下泥巖、粉砂巖中，巷道頂板為石灰?guī)r，高抽巷綜合表如表1所示。巷道設(shè)計(jì)長(zhǎng)度為1 080.38 m，矩形斷面，掘進(jìn)斷面7.56 m2，巷道具體斷面參數(shù)如表2所示。

1.1 原爆破施工方案

1.1.1 爆破參數(shù)

原爆破方案掏槽技術(shù)采用單楔形掏槽技術(shù)，3對(duì)掏槽眼孔長(zhǎng)2.2 m，單孔裝藥量0.8 kg，其余孔深均為2.0 m。槽間距1.0 m，掏槽眼角度80°，炮孔底部距離250 mm，總炮眼個(gè)數(shù)為35個(gè)，炮眼布置圖如圖1所示。

掏槽孔采用一段毫秒延期電雷管，輔助眼均采用2段毫秒延期電雷管(兩排輔助眼并段)，周邊眼和底眼均采用3段毫秒延期電雷管，炸藥采用煤礦許用三級(jí)乳化炸藥，規(guī)格為32 mm×200 mm(200 g/卷)，總裝藥量25.8 kg。

表2 某高抽巷斷面參數(shù)Table 2 Cross-section parameters of high-drainage roadway

圖1 原爆破方案炮孔布置圖Fig.1 Blasthole layout of the original blasting plan

表1 高抽巷綜合表Table 1 Comprehensive table of High-Drainage Roadway

1.1.2 爆破效果及分析

該爆破方案施行后，單循環(huán)進(jìn)尺1.75 m，炮眼利用率為87.5%，單耗1.95 kg/m，月進(jìn)尺130 m，低于計(jì)劃水平150 m/月。除進(jìn)尺問題外，還存在如下問題。

(1)周邊成型問題。爆破后周邊成型，如圖2所示，爆破后巷道周邊成型效果較差，超挖達(dá)到250 mm以上，欠挖100 mm左右，巷道局部輪廓呈現(xiàn)“S”字型。

(2)爆堆問題。爆后爆堆分散，爆堆高度不夠，蹬矸支護(hù)困難。矸石拋擲距離遠(yuǎn)，造成設(shè)備損壞，大塊較多(圖2)，增加后路人工處理矸石工作量。

(3)放炮次數(shù)多。當(dāng)采用全斷面一次起爆時(shí)，由于爆破參數(shù)不合理，拋渣距離較遠(yuǎn)，容易造成設(shè)備損壞，故采用全斷面2次放炮，導(dǎo)致輔助作業(yè)(通風(fēng)、降塵等)時(shí)間長(zhǎng)。

圖2 原方案爆破效果Fig.2 Effect of the original blasting plan

2 基于數(shù)值模擬的掏槽技術(shù)選擇分析

針對(duì)上述問題，經(jīng)過科學(xué)分析得到產(chǎn)生上述問題的關(guān)鍵原因在于掏槽技術(shù)。對(duì)于掏槽技術(shù)的選擇而言，數(shù)值模擬技術(shù)是既快速又可靠的手段，數(shù)值模擬結(jié)果是掏槽技術(shù)科學(xué)合理選擇的重要依據(jù)。

2.1 楔直復(fù)合掏槽技術(shù)及其原理

楔直復(fù)合掏槽技術(shù)的思想不同于單楔形掏槽(圖3)。楔直復(fù)合掏槽是充分利用掏槽區(qū)中心孔的空孔效應(yīng)，即碎脹空間和自由面效應(yīng)，同時(shí)中心孔中適當(dāng)裝藥，在掏槽孔起爆后爆破，充分利用掏槽孔-中心孔-輔助孔之間的爆破時(shí)差，中心孔中炸藥爆炸后對(duì)槽腔內(nèi)未破壞巖石進(jìn)行進(jìn)一步破壞并拋擲出槽腔，增加了掏槽槽腔爆后深度，為輔助孔充分利用新的自由面(槽腔)創(chuàng)造條件，炮眼利用率高。

圖3 楔直復(fù)合掏槽和楔形掏槽炮孔布置Fig.3 Layout of wedge-parallel cut blastholes

2.2 掏槽爆破方案數(shù)值模擬

采用ABAQUS數(shù)值軟件對(duì)單楔形掏槽、楔直復(fù)合掏槽進(jìn)行數(shù)值模擬，分析應(yīng)力波的傳播、疊加和反射規(guī)律，以此比較兩種掏槽爆破技術(shù)在破巖方面的優(yōu)劣。

2.2.1 巖石模型參數(shù)選取

為研究不同掏槽爆破形式對(duì)爆炸應(yīng)力場(chǎng)的影響，采用線彈性模型，其優(yōu)勢(shì)是能夠清晰地表征炮孔周圍的應(yīng)力場(chǎng)變化情況，將實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到的巖石基本物理力學(xué)參數(shù)帶入模型中，巖石的物理力學(xué)參數(shù)如表3所示。

表3 巖石物理力學(xué)參數(shù)Table 3 Rock physical and mechanical parameters

2.2.2 炸藥類型

Conwep模型是根據(jù)美國(guó)軍方實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到的爆炸荷載壓力曲線，現(xiàn)已被廣泛用于模擬自由空氣場(chǎng)中爆炸和近距離爆炸計(jì)算。在ABAQUS軟件中，對(duì)于給定的起爆點(diǎn)、爆破介質(zhì)、炸藥，Conwep模型在爆破介質(zhì)中的爆炸荷載時(shí)程曲線公式為

p(t)=

(1)

式(1)中：θ為爆炸應(yīng)力波的入射角，(°)；pi和pr分別為爆炸應(yīng)力波和反射爆炸應(yīng)力波的強(qiáng)度，MPa；p(t)為單孔爆破后介質(zhì)中任意一點(diǎn)的總壓力，MPa。

2.2.3 模型建立

為計(jì)算方便，采用二維平面模型考察掏槽技術(shù)的應(yīng)力分布及傳播規(guī)律。炮孔直徑為42 mm。網(wǎng)格尺寸為0.5 mm，單元類型為CPS4R(4節(jié)點(diǎn)四邊形線性縮減積分單元)。模擬中采用conwep方式模擬炸藥爆炸，各炮孔的炸藥采用等效三硝基甲苯(TNT)炸藥。單楔形掏槽爆破中，采用6個(gè)炮孔同時(shí)起爆；楔直復(fù)合掏槽中，6個(gè)掏槽孔先起爆，2個(gè)中心孔后起爆。

圖4 單楔形掏槽爆破Mises應(yīng)力云圖Fig.4 Mises stress of single wedge cutting blasting

2.2.4 單楔形掏槽數(shù)值模擬

如圖4所示，六孔楔形掏槽孔同時(shí)起爆后，大約50 μs后出現(xiàn)應(yīng)力迅速上升，兩個(gè)掏槽炮孔間的應(yīng)力場(chǎng)相互疊加，使炮孔間的應(yīng)力強(qiáng)度明顯增強(qiáng)。在63 μs時(shí)，左右兩側(cè)炮孔處產(chǎn)生的應(yīng)力場(chǎng)相互疊加，兩炮孔中垂線方向的應(yīng)力場(chǎng)強(qiáng)度達(dá)到最強(qiáng)。隨后，爆炸應(yīng)力波繼續(xù)向外傳播，在100 μs左右時(shí)，楔形掏槽左右兩排掏槽孔之間應(yīng)力場(chǎng)的疊加范圍達(dá)到最大，炮孔間的應(yīng)力場(chǎng)強(qiáng)度不斷增強(qiáng)，150 μs以后，爆炸應(yīng)力波持續(xù)向外傳播，掏槽區(qū)內(nèi)應(yīng)力波強(qiáng)度也逐漸減小。

在模型中設(shè)置5個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位置如圖5(a)所示。圖5(b)～圖5(h)為六孔楔形掏槽爆破中各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的Mises應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線。從圖5中可以看出，六孔楔形掏槽起爆后，同排炮孔連心線處巖體中的Mises應(yīng)力迅速上升到峰值應(yīng)力241.5 MPa，對(duì)同排相鄰炮眼間巖石形成壓碎。隨后，爆炸應(yīng)力波在兩排掏槽孔之間的區(qū)域內(nèi)疊加，峰值應(yīng)力達(dá)到近100 MPa，該區(qū)域巖石也會(huì)被破碎，而后巖石中的Mises應(yīng)力逐漸下降，并呈振蕩變化的特點(diǎn)，應(yīng)力平均45 MPa。

圖5 監(jiān)測(cè)點(diǎn)處Mises應(yīng)力變化Fig.5 Mises stress at each monitoring point in single wedge cutting blasting

2.2.5 楔直復(fù)合掏槽數(shù)值模擬

從圖6可以看出，楔形掏槽孔同時(shí)起爆后，大約50 μs后出現(xiàn)應(yīng)力迅速上升，兩個(gè)掏槽炮孔間的應(yīng)力場(chǎng)相互疊加，使炮孔間的應(yīng)力強(qiáng)度明顯增強(qiáng)。在75 μs時(shí)，左右兩側(cè)炮孔處產(chǎn)生的應(yīng)力場(chǎng)在空孔處相互疊加，此時(shí)與中心孔水平方向成45°和135°方向上應(yīng)力場(chǎng)強(qiáng)度達(dá)到最強(qiáng)，呈現(xiàn)斜“十”字狀分布。在100 μs左右時(shí)，楔形掏槽左右兩排掏槽孔之間應(yīng)力場(chǎng)的疊加范圍達(dá)到最大，炮孔間的應(yīng)力場(chǎng)強(qiáng)度不斷增強(qiáng)，125 μs時(shí)中心孔起爆，爆炸應(yīng)力波持續(xù)向外傳播，掏槽區(qū)內(nèi)應(yīng)力波強(qiáng)度又開始增強(qiáng)，150 μs時(shí)擴(kuò)展至掏槽孔附近，而后繞過掏槽孔后強(qiáng)度逐漸減低。

圖6 楔直復(fù)合掏槽爆破Mises應(yīng)力云圖Fig.6 Mises stress nephogram of cut blasting in collimating hole

圖7 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的Mises應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線Fig.7 Mises stress at each monitoring point of cut blasting in collimated hole

模型中設(shè)置6個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位置如圖7(a)所示。圖7(b)～圖7(h)為準(zhǔn)直眼掏槽爆破各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的Mises應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線。從圖7可以看出，楔形掏槽起爆后，50 μs后巖體中的Mises應(yīng)力迅速增大，其中，每對(duì)炮孔中間測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)最大值，應(yīng)力峰值強(qiáng)度達(dá)到238.7 MPa，但持續(xù)時(shí)間較小，在100 μs后基本減小到50 MPa以下。隨后位于楔形掏槽內(nèi)側(cè)的兩個(gè)中心孔起爆，150 μs時(shí)中心孔處產(chǎn)生的爆炸應(yīng)力波與楔形炮孔處產(chǎn)生的爆炸應(yīng)力波相互疊加，進(jìn)一步增強(qiáng)了爆炸應(yīng)力波的強(qiáng)度，使巖體內(nèi)部的Mises應(yīng)力迅速上升，應(yīng)力峰值達(dá)到235 MPa，平均應(yīng)力強(qiáng)度又上升至70 MPa左右，而后掏槽區(qū)應(yīng)力開始震蕩，應(yīng)力波峰值維持在50 MPa左右。

2.2.6 數(shù)值模擬結(jié)果分析

通過數(shù)值可以發(fā)現(xiàn)，單楔形掏槽和楔直復(fù)合掏槽在應(yīng)力波傳播及峰值應(yīng)力方面存在差別。如表4所示，對(duì)單楔形掏槽而言，峰值應(yīng)力只有1次，達(dá)到241.5 MPa，平均應(yīng)力達(dá)到50 MPa；而楔直復(fù)合掏槽存在2次峰值應(yīng)力，第一次達(dá)到238.7 MPa，第二次峰值應(yīng)力達(dá)到235 MPa，平均應(yīng)力達(dá)到50 MPa。從以上分析可以看出，楔直復(fù)合掏槽由于存在二次應(yīng)力峰值，對(duì)掏槽底部巖石具有更強(qiáng)的破壞效應(yīng)，平均峰值應(yīng)力要大于單楔形掏槽，掏槽效果要好于單楔形掏槽技術(shù)。

表4 不同掏槽應(yīng)力對(duì)比Table 4 Stress comparison of different cut

3 基于楔直復(fù)合掏槽技術(shù)的爆破方案及效果

基于數(shù)值模擬結(jié)論，采用楔直復(fù)合掏槽技術(shù)進(jìn)行掏槽設(shè)計(jì)，掏槽孔為3對(duì)(6個(gè))，根據(jù)楔直復(fù)合掏槽設(shè)計(jì)要求，槽口距為1.1 m，掏槽孔深度2.5 m，掏槽孔底部距離為300 mm，掏槽孔角度81°，則槽口距離為1.1 m，掏槽孔間距450 mm，裝藥量為1.0 kg/孔，中心孔(2個(gè))為0.4 kg/孔，掏槽區(qū)總藥量6.8 kg，輔助孔角度為87°，控制輔助炮孔底部抵抗距在450 mm左右，總炮眼數(shù)39個(gè)，總裝藥量29 kg。具體炮眼布置如圖8所示，裝藥量如表5所示。

經(jīng)過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在2.3 m爆破方案下，優(yōu)化后單循環(huán)進(jìn)尺為2.15 m，炮孔利用率達(dá)到93%以上，如表6所示。日進(jìn)尺6.4 m，矸石拋擲距離控制在20 m以內(nèi)，對(duì)設(shè)備保護(hù)良好，爆堆集中，周邊成型質(zhì)量良好，矸石塊度適中(圖9)，月進(jìn)尺達(dá)到160 m。

圖8 炮孔布置圖Fig.8 Blast-hole layout

表6 施工效果指標(biāo)對(duì)比Table 6 Comparison of blasting effects

圖9 爆破后周邊成型及矸石塊圖Fig.9 Surrounding formation after blasting and Gangue

表5 爆破參數(shù)表Table 5 Blasting parameters

4 結(jié)論

以陽(yáng)煤5礦某高抽巷為背景，進(jìn)行了巖巷快速掘進(jìn)掏槽技術(shù)選擇研究，并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，得到以下結(jié)論。

(1)鉆爆法巖巷掘進(jìn)中掏槽技術(shù)是關(guān)鍵，楔直復(fù)合掏槽技術(shù)在炮孔利用率、單耗、進(jìn)尺等方面具有較為明顯的優(yōu)勢(shì)。

(2)楔直復(fù)合掏槽具有兩次峰值應(yīng)力，而單楔形掏槽只有一次峰值應(yīng)力。楔直復(fù)合掏槽平均應(yīng)力大于單楔形掏槽，中心孔的存在加劇了掏槽區(qū)巖石的破碎效果，對(duì)掏槽巖石破壞更充分。

(3)對(duì)于巖巷快速掘進(jìn)，合理選擇掏槽爆破參數(shù)，并進(jìn)行爆破參數(shù)優(yōu)化，將大幅度提高巖巷掘進(jìn)速度。