中圖分類號(hào)：O383;TD235;O521.9 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

爆破作為一種高效、經(jīng)濟(jì)、環(huán)保的巖石破碎手段，在現(xiàn)代礦業(yè)生產(chǎn)中發(fā)揮著不可替代的作用。然而，在露天轉(zhuǎn)井下聯(lián)合開(kāi)采過(guò)程中，隨著露天礦的不斷剝離，露天臺(tái)階距離井下巷道越來(lái)越近，露天臺(tái)階爆破對(duì)井下巷道產(chǎn)生的不利影響也越來(lái)越大。在頻繁的爆破擾動(dòng)荷載下，井下鄰近巷道上部圍巖內(nèi)部微裂隙發(fā)育，結(jié)構(gòu)弱面延伸擴(kuò)展，巷道結(jié)構(gòu)的物理力學(xué)性能降低。隨著巷道圍巖損傷累積，容易誘發(fā)巷道結(jié)構(gòu)變形開(kāi)裂、失穩(wěn)垮塌等安全事故，從而影響礦山生產(chǎn)。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)爆破荷載對(duì)小凈距鄰近隧道結(jié)構(gòu)動(dòng)力的影響進(jìn)行了廣泛而深入的研究。在爆破振動(dòng)安全準(zhǔn)則和安全允許準(zhǔn)則研究方面，早在20世紀(jì)20年代，美國(guó)科研人員就開(kāi)始研究了爆破振動(dòng)控制準(zhǔn)則[1]。Jiang等2]以鐵路隧道頂部附近開(kāi)挖爆破為例，采用數(shù)值模擬分析了隧道襯砌和圍巖在爆破振動(dòng)下的振動(dòng)速度和有效應(yīng)力，根據(jù)最大抗拉強(qiáng)度理論和數(shù)值計(jì)算結(jié)果，確定了峰值振速的安全準(zhǔn)則。Xu等3基于Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則，利用響應(yīng)振動(dòng)速度的Fourier-Bessel展開(kāi)法，建立了圓形隧道圍巖爆破振動(dòng)安全判據(jù)，提出了確定安全判據(jù)的最大徑向振速。Li等[4通過(guò)擬合爆破振動(dòng)速度與最大主應(yīng)力的關(guān)系，得到了基于抗拉強(qiáng)度的安全振速判據(jù)，得出振速的安全閾值為 19.62cm/s， Xue等[5]根據(jù)爆破前后襯砌裂縫變化與峰值粒子速度（peak particle velocity，PPV）之間的統(tǒng)計(jì)關(guān)系，提出了隧道不同部位PPV的安全閾值。Hou等[6]對(duì)隧道振動(dòng)進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，利用瞬時(shí)最大輸入能量衡量隧道損傷，提出第一次隧道結(jié)構(gòu)破壞的能量閾值為200J、塑性累計(jì)損傷閾值為3000J的安全判據(jù)。凌同華基于小波時(shí)間-能量密度法建立了時(shí)間-能量密度積分（integral of the time-energy density，TEDI），以此作為爆破振動(dòng)損傷的統(tǒng)一安全準(zhǔn)則，并通過(guò)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)確定了TEDI大于15的損傷閾值。

近年來(lái)，關(guān)于單段藥量較小的隧道爆破對(duì)鄰近既有隧道動(dòng)力響應(yīng)影響的研究較多，而對(duì)單段藥量較大的露天深孔臺(tái)階爆破對(duì)井下鄰近既有巷道影響的研究較少，并且，很多研究?jī)H采用理論分析、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)或數(shù)值模擬中的單一方法。由于露天臺(tái)階爆破與隧道爆破在爆源特性方面存在差異，隧道結(jié)構(gòu)在爆破振動(dòng)作用下的能量響應(yīng)受爆破地震波特性和結(jié)構(gòu)本身固有特性的影響，僅基于爆破地震波特性或結(jié)構(gòu)固有性質(zhì)的安全準(zhǔn)則顯然不能完全描述工程結(jié)構(gòu)在爆破地震波作用下的真實(shí)危害。為此，本研究以拉拉銅礦露天轉(zhuǎn)井下過(guò)渡開(kāi)采階段為工程背景，采用現(xiàn)場(chǎng)爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)和數(shù)值模擬研究露天臺(tái)階爆破荷載作用下鄰近既有巷道的振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律，以期彌補(bǔ)以往爆破振動(dòng)危害效應(yīng)評(píng)價(jià)方法的不足，指導(dǎo)爆破參數(shù)調(diào)整，保證工程的順利進(jìn)行。

1工程概況

拉拉銅礦為露天 +; 地下聯(lián)合開(kāi)采礦山。目前，礦山已進(jìn)入露天轉(zhuǎn)地下的聯(lián)合開(kāi)采過(guò)渡階段，設(shè)計(jì)露天開(kāi)采最低平臺(tái)為 1890m，1890m 平臺(tái)以上采用露天開(kāi)采， 1890m 以下采用地下開(kāi)采，露天采場(chǎng)臺(tái)階高度為 12m 。露天孔深一般為 12～14m ，超深 0～2.5m ，使用現(xiàn)場(chǎng)混裝乳化炸藥車進(jìn)行耦合裝藥，單孔藥量為 240～400kg 。開(kāi)采境界下方 1880m 分段布置一條基建采準(zhǔn)巷道，全長(zhǎng) 1170m ，巷道位置如圖1中紅色標(biāo)注位置所示。自露天 1890～1902m 平臺(tái)開(kāi)溝爆破后，終了境界 1890m 下部 1880m 分段已建成的巷道工程出現(xiàn)頂板、邊幫開(kāi)裂，局部發(fā)生垮落，如圖2所示。由于落函井下充填管路主線布置在

1880m 巷道，該巷道工程還承擔(dān)著井下材料運(yùn)輸、通風(fēng)、水電和通訊等功能，因此，該巷道的穩(wěn)定對(duì)于落函井下生產(chǎn)有重要作用。

2 現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)監(jiān)測(cè)

2.1 監(jiān)測(cè)方案

為分析露天臺(tái)階爆破荷載作用下井下巷道工程的動(dòng)力響應(yīng)特性以及振動(dòng)衰減規(guī)律，根據(jù)《爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)技術(shù)規(guī)范》（T/CSEB0008—2019）6.1.4中的規(guī)定：當(dāng)需分析爆破振動(dòng)傳播規(guī)律時(shí)，應(yīng)先選擇代表性監(jiān)測(cè)斷面，并使每個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)至爆源的距離按近密遠(yuǎn)疏的對(duì)數(shù)規(guī)律布置，每次監(jiān)測(cè)取得的有效數(shù)據(jù)應(yīng)不少于5個(gè)；監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置范圍應(yīng)大于最近一個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)到爆心距離的1個(gè)數(shù)量級(jí)。根據(jù)拉拉銅礦井下工程巷道的重要性，在井下 1880，1840，1800m3 個(gè)分段布置5臺(tái)測(cè)振儀。 1880m 分段巷道作為充填管路主線，與露天開(kāi)采境界平臺(tái) 1890m 的距離最近，布置2臺(tái)測(cè)振儀，間隔 100m;1840 和 1800m 分段作為主要的探礦工程，且采區(qū)值班確室也布置在 1800m 分段，所以 1840m 分段布置1臺(tái)測(cè)振儀， 1800m 分段布置2臺(tái)測(cè)振儀。5個(gè)振動(dòng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位置如圖1中綠色圓圈所示，爆破區(qū)域?yàn)辄S色線以內(nèi)區(qū)域。

爆破振動(dòng)測(cè)試儀器選用L20-X網(wǎng)絡(luò)測(cè)振儀，量程為 5～500Hz ，精度為 0.001～35cm/s（±2%） ，符合國(guó)家監(jiān)管要求和爆破行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)。該測(cè)振儀與傳感器為一體式，可通過(guò)網(wǎng)絡(luò)連接實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)振動(dòng)數(shù)據(jù)并上傳至云平臺(tái)以便分析。在安裝過(guò)程中，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)情況，調(diào)整靈敏度、采樣頻率、采樣時(shí)長(zhǎng)、幅值范圍、觸發(fā)閾值等參數(shù)，并對(duì)測(cè)振儀進(jìn)行零點(diǎn)校準(zhǔn)。為了確保儀器不被路過(guò)的臺(tái)車、人車等碾壓或撞擊，保證監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)準(zhǔn)確有效，在巷道邊墻側(cè)壁上鉆鑿一個(gè)方形洞，如圖3所示，將傳感器放入洞中，并用水泥將其與基巖緊密粘接以形成剛性連接。

2.2 監(jiān)測(cè)結(jié)果

該工程中，巷道位于爆源下方，且測(cè)振儀傳感器的 x，y 方向指向是固定的，由于爆區(qū)位置隨時(shí)變化，傳感器指向爆源的水平方向可能是 x 向或 y 向，因此，根據(jù)每次測(cè)點(diǎn)與爆區(qū)位置的關(guān)系進(jìn)行調(diào)整，將傳感器 y 方向指向爆心水平方向的數(shù)據(jù)糾正為水平徑向數(shù)據(jù)。同理，將傳感器 x 方向指向爆心水平切向的數(shù)據(jù)糾正為水平切向數(shù)據(jù)。 z 方向始終豎直向上，不需要調(diào)整。共獲得42組有效監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，其中1880m 巷道共采集20組數(shù)據(jù)。監(jiān)測(cè)結(jié)果如表1所示，其中： u_p 為峰值振速， f 為主振頻率， L 為測(cè)點(diǎn)至爆源的水平距離， H 為測(cè)點(diǎn)與爆源的高程差， R 為測(cè)點(diǎn)至爆源的距離（爆心距）， m_m 為單孔最大藥量。由于數(shù)據(jù)較多，表1僅展示了 1880m 巷道測(cè)到的振動(dòng)數(shù)據(jù)。

2.3 監(jiān)測(cè)結(jié)果分析

2.3.1 峰值振速分析

俄羅斯科學(xué)家薩道夫斯基給出了最大單段裝藥量 與質(zhì)點(diǎn)峰值振速 u_p 及爆心距 R 之間的經(jīng)驗(yàn)公式

u_p=K（Q^1/3/R）^α

式中： K 為與爆破場(chǎng)地有關(guān)的系數(shù)， α 為與地質(zhì)條件有關(guān)的參數(shù)， Q^1/3/R 為比例藥量。

將式（1）兩邊同時(shí)取對(duì)數(shù)，得到

通過(guò)式（1）對(duì)表1中實(shí)測(cè)振動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，得到井下振動(dòng)衰減擬合結(jié)果，如圖4所示，其中：u_px?ν_py?ν_pz 分別為 方向的峰值振速。3個(gè)方向的峰值振速衰減擬合系數(shù) R² 均為0.80，擬合效果較好。

目前，常用爆破遠(yuǎn)區(qū)擬合的振動(dòng)規(guī)律來(lái)評(píng)估爆破振動(dòng)對(duì)近區(qū)的影響。然而，研究發(fā)現(xiàn)，利用爆破遠(yuǎn)區(qū)振動(dòng)規(guī)律預(yù)測(cè)爆破近區(qū)振動(dòng)的精度不高[8]，為此，采用移動(dòng)式測(cè)振儀對(duì) 15～48m 區(qū)域內(nèi)的振動(dòng)進(jìn)行監(jiān)測(cè)。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，對(duì)于本研究工況，采用擬合公式預(yù)測(cè) 15～48m 區(qū)域內(nèi)的誤差在 16.55%～33.45% 之

間，因此，確定巷道振動(dòng)安全閾值時(shí)，應(yīng)保留一定的安全余量。經(jīng)推導(dǎo)，得到3個(gè)方向質(zhì)點(diǎn)峰值振速（204號(hào) （ν_pr，ν_py，ν_pz） 衰減規(guī)律的經(jīng)驗(yàn)公式

根據(jù)式（1）可以反推出最大安全單段藥量的計(jì)算公式

Q=R³（ν_p/K）^3/α

根據(jù)《爆破安全規(guī)程》（GB6722—2014）規(guī)定的礦山巷道爆破振動(dòng)評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)（結(jié)構(gòu)物的固有頻率f₀?10Hz 時(shí)，安全振速為 15～18cm/s 10Hz0lt;50Hz 時(shí)，安全振速為 18～25cm/s;f₀≥50Hz 時(shí)，安全振速為 20～30cm/s， ，安全振速取 18cm/s 。對(duì)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到爆破振動(dòng)控制標(biāo)準(zhǔn)下最大單響藥量隨距離的變化規(guī)律，如表2所示。本研究中，巷道頂板與開(kāi)采境界平臺(tái)的最小距離為 10m ，取3個(gè)方向中的預(yù)測(cè)最小值作為最大單段藥量，根據(jù)計(jì)算確定當(dāng)裝藥中心與巷道輪廓邊界的最小距離為10m 時(shí)，露天臺(tái)階爆破允許的最大單段藥量為 64.37kg 。然而，隨著裝藥中心與巷道輪廓邊界之間距離的增大，巷道所能承受的爆破最大單段藥量也急劇增大，由于礦山現(xiàn)場(chǎng)采用逐孔起爆方式，且裝藥結(jié)構(gòu)為連續(xù)耦合裝藥，最大單段藥量即單個(gè)炮孔的最大裝藥量，因此，在確定各個(gè)炮孔的單孔裝藥量時(shí)，可根據(jù)炮孔裝藥中心與巷道結(jié)構(gòu)之間的距離來(lái)調(diào)整。為保證礦巖的爆破效果，可適當(dāng)調(diào)整距離巷道較近的幾個(gè)炮孔之間的間距，以降低大塊及根底對(duì)生產(chǎn)的影響。

2.3.2 主振頻率分析

當(dāng)爆破振動(dòng)主振頻率接近受保護(hù)結(jié)構(gòu)物的固有頻率時(shí)，可能誘發(fā)共振，從而引發(fā)破壞。因此，近些年來(lái)學(xué)者們都結(jié)合結(jié)構(gòu)物的固有頻率，將“振速-頻率\"作為結(jié)構(gòu)物的雙因素判據(jù)[9-10]。為直觀分析監(jiān)測(cè)振動(dòng)數(shù)據(jù)的主振頻率分布特征，對(duì)表1中20組數(shù)據(jù)的主振頻率分布進(jìn)行分析，如圖5所示。露天深孔臺(tái)階爆破致使 91.67% 的巷道振動(dòng)主振頻率大于 10Hz ，主要分布在 10～65Hz 范圍內(nèi)，因此，鄰近井下巷道爆破振速控制閾值范圍為 18～25cm/s 。

2.3.3爆破振動(dòng)波頻譜能量分析

基于希爾伯特黃變換，對(duì)爆破振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行能量分析。選取露天某次臺(tái)階爆破中的井下振動(dòng)

數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，在1880、1840和 1800m 分段各選取1個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)數(shù)據(jù)，對(duì)比發(fā)現(xiàn)：1880和 1840m 分段在 x 方向上的峰值振速最大， 1800m 分段在 z 方向上的峰值振速最大。選取3個(gè)分段測(cè)點(diǎn)峰值振速方向的振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行能量分析，振動(dòng)信號(hào)波形如圖6所示，三維能量分布如圖7所示。

從圖7可以看出：隨著井下監(jiān)測(cè)點(diǎn)所處深度的增加，露天爆破振動(dòng)頻率不斷衰減；在 1880m 分段，較大振動(dòng)能量對(duì)應(yīng)的頻率主要分布在 50～110Hz 區(qū)間，最大能量對(duì)應(yīng)的頻率為 80～100Hz ；在1840m 分段，縱向深度增加了 20m ，振動(dòng)能量較大的頻率區(qū)間集中在 50～80Hz ，多個(gè)頻帶能量相近；到1800m 分段時(shí)，振動(dòng)能量主要分布在 18～40Hz 區(qū)間，隨著縱向深度的增加，振動(dòng)主頻也朝低頻方向衰減。

3 數(shù)值建模及驗(yàn)證

為進(jìn)一步研究露天臺(tái)階爆破作用下不同空間位置鄰近既有巷道的動(dòng)力響應(yīng)特征，采用動(dòng)力有限元軟件ANSYS/LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值模擬。模型由巖體、鄰近巷道襯砌、炸藥和填塞組成，臺(tái)階高度為12m ，巷道頂部到最終開(kāi)采境界的垂直距離為 10m 。巖體采用Lagrange網(wǎng)格劃分，炸藥和填塞物均采用Euler網(wǎng)格劃分，采用多物質(zhì)任意拉格朗日-歐拉（arbitraryLagrangian-Eulerian，ALE）算法，計(jì)算單元采用3D-SOLID164實(shí)體單元，數(shù)值模型采用 cm-g-μs 單位制。在LS-PrePost后處理軟件中，通過(guò)NON_REFLECTED_BOUNDAY選項(xiàng)卡，對(duì)模型邊界設(shè)置無(wú)反射邊界條件。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，將臺(tái)階上部表面、臺(tái)階坡面以及巷道壁面設(shè)置為自由邊界，其余面均設(shè)置為無(wú)反射邊界條件，以模擬無(wú)限域。圍巖與巷道襯砌采用共節(jié)點(diǎn)接觸方式[11-12]。根據(jù)炮孔與巷道右邊界的水平距離 S_?0（3，5，10，15，20 和25m ），建立了6個(gè)三維模型。計(jì)算模型如圖8所示。

3.1材料參數(shù)及本構(gòu)模型

3.1.1 巖體材料

巖體材料本構(gòu)模型采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型，該材料模型考慮了巖石材料的彈塑性，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為

式中： σ_Y 為屈服應(yīng)力， 為應(yīng)變率， C，P 為應(yīng)變率參數(shù)， σ₀ 為初始屈服應(yīng)力， β 為硬化系數(shù)， E_p 為塑性硬化模量， ε_p^eff 為有效塑性應(yīng)變。

該材料模型能夠描述材料的強(qiáng)化效應(yīng)（隨動(dòng)強(qiáng)化和各向同性強(qiáng)化）和應(yīng)變率效應(yīng)，同時(shí)帶有失效應(yīng)變，但鑒于其未考慮巖石材料的抗拉強(qiáng)度，使用MAT_ADD_EROSION選項(xiàng)卡設(shè)置巖石的抗拉強(qiáng)度，使之強(qiáng)制性失效[13-14]。根據(jù)礦山地質(zhì)資料及巖石力學(xué)試驗(yàn)報(bào)告， 1880m 巷道上方的巖性較為單一，大部分為鈉長(zhǎng)巖，只有少部分片巖，巖石波速為 3800～4100m/s ，為此，巖石的物理力學(xué)參數(shù)選用鈉長(zhǎng)巖的物理力學(xué)參數(shù)，如表3所示，其中： ρ₀ 為巖石材料的密度， E 為彈性模量， u 為泊松比， σ_c 為屈服強(qiáng)度，E_t 為切線模量。

3.1.2 襯砌材料

巷道襯砌采用MAT_JOHSON_HOLMQUIST_CONCRETE材料模型。該模型適用于混凝土、巖石及其他脆性材料在高應(yīng)變率下的行為模擬，可反映強(qiáng)度、應(yīng)變率與損傷之間的關(guān)系[15，表達(dá)式為

式中： σ^* 為等效應(yīng)力與靜態(tài)屈服強(qiáng)度之比； 為無(wú)量綱應(yīng)變率， 為參考應(yīng)變率； A，B，n，c 為材料常數(shù); p^* 為無(wú)量綱壓力； D 為損傷因子， 0?D?1 。材料參數(shù)如表4所示，其中： ρ₁ 為襯砌材料密度，G 為材料模量， S_max 為歸一化最大強(qiáng)度， μ₁ 為壓實(shí)體積應(yīng)變， μ_c 為壓碎體積應(yīng)變， p₁ 為壓實(shí)體積壓力，p_c 為壓碎體積壓力， f_c 為抗壓強(qiáng)度， T 為最大拉伸靜壓力， ε_fmin 為最小失效應(yīng)變， K₁，K₂，K₃ 為壓力常數(shù)，D₁ 和 D₂ 為損傷因子。

3.1.3 炸藥材料

炸藥采用Jones-Wilkens-Lee（JWL）高能炸藥模型，其爆轟壓力狀態(tài)方程為

式中： p_e 為爆炸產(chǎn)生的壓力， V 為爆炸產(chǎn)物的相對(duì)體積， E₀ 為炸藥的初始內(nèi)能， A_e?B_e?R₁?R₂ 和 ω 為JWL狀態(tài)方程參數(shù)。

3.1.4 填塞材料

選用MAT_SOIL_AND_FOAM材料進(jìn)行填塞，填塞材料的相關(guān)參數(shù)來(lái)自文獻(xiàn)[16]，具體取值如表5和表6所示，其中： γ_sat 為飽和容重， G_s 為土的剪切模量， K_s 為土的體積模量， A₀，A₁，A₂ 為屈服函數(shù)常數(shù)， p_tc 為拉伸斷裂的壓力閾值。

3.1.5 空氣材料

采用MAT_NULL模型定義空氣材料，用EOS_LINEAR_POLYNOMIAL關(guān)鍵字描述空氣的狀態(tài)方程[17]，其線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程為

式中： μ 為比體積， μ=ρ/ρ₀-1，ρ，ρ₀ 分別為空氣的當(dāng)前密度和參考密度; C₀～C₆ 為狀態(tài)方程參數(shù); E_a 為空氣的單位體積內(nèi)能。如果 μlt;0 ，則設(shè) C₂μ² 和 C₆μ² 為零。對(duì)于空氣，可用 γ 定律狀態(tài)方程模擬。設(shè)置

C₀=C₁=C₂=C₃=C₆=0

C₄=C₅=γ-1

式中：y為理想氣體等熵絕熱指數(shù)。理想氣體壓力為

3.2 數(shù)值模擬驗(yàn)證

通過(guò)對(duì)比測(cè)點(diǎn)振速的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果，驗(yàn)證數(shù)值模擬的合理性。選取現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試與數(shù)值模擬中爆心距（藥柱中心與巷道邊界的距離）相近的一次振動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，實(shí)測(cè)波形與模擬波形如圖9所示。表7給出了監(jiān)測(cè)點(diǎn)的峰值振速?？梢?jiàn)，數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的 x，y，z 方向的峰值振速之間的最大相對(duì)誤差為 8.3% 。因此，基于數(shù)值計(jì)算模型研究鄰近井下巷道在露天臺(tái)階爆破荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)是可靠的。

3.3 模擬結(jié)果分析

3.3.1 爆破地震波傳播規(guī)律

圖10給出了不同時(shí)刻爆破地震波在巖石介質(zhì)中的傳播。柱狀炸藥的能量釋放沿其軸向分布，可能引發(fā)非對(duì)稱的能量分布。與點(diǎn)源爆炸不同，地震波的傳播可能并非球形，而是更接近柱形或橢球形，如圖10（a）所示。表面波的面積隨著爆破地震波的傳播而增加； t=2.6ms 時(shí)，爆破地震波傳播到巷道頂部邊界； t=3.6ms 時(shí)，爆破地震波傳播到巷道底部;在巷道頂部附近，地震波被反射和傳輸，其中一部分被反射回巖層并在巖石中傳播，另一部分則穿過(guò)巷道輪廓界面向巷道底部巖層傳輸。

不同時(shí)刻襯砌的有效應(yīng)力變化如圖11所示。 1.9ms 時(shí)，應(yīng)力波傳到既有巷道拱腰處，有效應(yīng)力為0.1MPa;2.4ms 時(shí)，應(yīng)力波傳播到既有巷道拱頂處，最大有效應(yīng)力為 0.63MPa ；2.8ms時(shí)，應(yīng)力波從拱腰處向四周擴(kuò)散傳播，最大有效應(yīng)力為 0.76MPa 4.8ms 時(shí)，應(yīng)力波遍布巷道襯砌的各個(gè)部位，最大值為1.72MPa ，出現(xiàn)在左拱腰位置。

3.3.2 巷道動(dòng)態(tài)響應(yīng)

地下結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng)主要通過(guò)結(jié)構(gòu)的峰值振速和拉應(yīng)力來(lái)分析[18]。選取離炮孔最近的巷道截面的不同位置分析巷道結(jié)構(gòu)的峰值振速和峰值拉應(yīng)力變化規(guī)律，對(duì)炮孔距巷道截面 S₀ 為3、5、10、15、20，25m 的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行研究，對(duì)巷道截面不同部位共8個(gè)測(cè)點(diǎn)的峰值振速及峰值應(yīng)力進(jìn)行分析，選取的測(cè)點(diǎn)如圖12所示，模擬結(jié)果如圖13所示。

從圖13可以看出，在 S₀ 不同的情況下，由于爆炸應(yīng)力波傳播到巷道結(jié)構(gòu)各個(gè)部位的時(shí)間差異以及在巷道結(jié)構(gòu)周圍反射和透射等原因，巷道結(jié)構(gòu)在不同方向和不同部位的振速有較大的差別。隨著 S₀ 的增大，巷道各個(gè)部位的振速不斷變化，以 S₀=15m 為界限，在 S₀lt;15m 的工況下豎直方向的峰值振速相比于水平徑向和切向更大， S₀gt;15m 后水平方向的峰值振速更大，并且處于迎爆側(cè)的巷道結(jié)構(gòu)峰值振速比背爆側(cè)峰值振速大，但隨著 S₀ 的增大，巷道兩側(cè)的振速差距逐漸縮小，峰值振速基本都出現(xiàn)在拱頂。

圖14顯示了不同 S₀ 下巷道各個(gè)部位3個(gè)方向的峰值振速變化。在拱頂、右拱腰和右邊墻處， x 方向的峰值振速隨 S₀ 的增大呈振蕩變化，而其他部位則整體呈下降趨勢(shì)；除了拱頂、右拱腰和左拱腰在S₀=5m 時(shí) y 方向的峰值振速出現(xiàn)激增外，其他部位的 y 方向峰值振速整體隨著 S₀ 的增大而逐漸衰減;巷道各個(gè)部位的 z 方向峰值振速隨著 S₀ 的增大而不斷衰減，衰減幅度相比 y 方向更加劇烈。

動(dòng)態(tài)應(yīng)力是研究巷道動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的一個(gè)重要控制參數(shù)。當(dāng)巷道結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力達(dá)到其極限抗拉強(qiáng)度時(shí)，巷道結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞。圖15顯示了不同S₀ 下巷道結(jié)構(gòu)各個(gè)部位的峰值有效應(yīng)力（ σ_max） 變化情況。從圖15中可以看出：隨著 S₀ 的增大，巷道結(jié)構(gòu)所承受的 σ_max 整體呈減小趨勢(shì)；當(dāng) 較小時(shí)，峰值應(yīng)力較大的位置主要出現(xiàn)在左右邊墻腳、拱腰和迎爆側(cè)邊墻等位置。

3.3.3 巷道振動(dòng)安全閾值

巷道的主要結(jié)構(gòu)是頂板、兩幫、底板，三者是獨(dú)立的，但又相互依存。巷道的整體穩(wěn)定性取決于三者聯(lián)合作用形成的穩(wěn)定體系，其中任何一部分出現(xiàn)破壞都會(huì)影響巷道整體的穩(wěn)定性[19]。結(jié)合圖13和圖15可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng) S₀ 較小時(shí)，巷道結(jié)構(gòu)各

個(gè)部位的 z 方向峰值振速相比其他2個(gè)方向的峰值振速更大，峰值振速較大的位置主要出現(xiàn)在拱頂、左右拱腰、右邊墻腳4個(gè)位置，且 σ_max 也較大，因此，對(duì)這4個(gè)位置的 σ_max 與 z 向峰值振速建立關(guān)系，從而最大程度地降低后續(xù)工程對(duì)巷道的影響。如圖16所示，巷道結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位的 σ_max 與峰值振速 u_p 之間存在明顯的線性關(guān)系，擬合得到的線性方程如表8所示。

研究發(fā)現(xiàn)，巖石在高應(yīng)變率下的動(dòng)力強(qiáng)度會(huì)有所增大[20]。在爆破振動(dòng)作用下巷道混凝土襯砌的極限抗拉強(qiáng)度得到一定程度的提高，這是因?yàn)楸普駝?dòng)會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的動(dòng)載荷和振動(dòng)效應(yīng)，對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)產(chǎn)生強(qiáng)烈的沖擊力，從而促進(jìn)混凝土內(nèi)部顆粒之間的摩擦減小，使混凝土更加密實(shí)，提高其力學(xué)性能[21]。具體來(lái)說(shuō)，在爆破振動(dòng)的作用下，混凝土中的顆粒會(huì)產(chǎn)生相對(duì)位移，顆粒之間的摩擦力減小，從而減小內(nèi)部的摩擦阻力。因此，在外荷載作用下，混凝土更容易產(chǎn)生位移和變形，使內(nèi)部應(yīng)力分布更加均勻。由于混凝土的抗拉強(qiáng)度與其內(nèi)部應(yīng)力分布有關(guān)，當(dāng)應(yīng)力分布更加均勻時(shí)，混凝土的極限抗拉強(qiáng)度可能提高，即

式中： σ_t 為巖石的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度； σ_t0 為巖石的靜態(tài)抗拉強(qiáng)度； 為巖石的強(qiáng)度增大系數(shù)，通常取1.24～1.48 ，考慮到巷道前期頻繁受露天爆破荷載的影響，本研究取 1.32 。

C20 混凝土的單軸抗拉強(qiáng)度為 1.54MPa ，代入式（14），可得巷道襯砌的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度為 2.03MPa 1將動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度代入表8中的擬合方程，可得巷道襯砌拱頂、右拱腰、右邊墻腳、左拱腰部位的振速閾值分別為 41.74，34.06，21.79，26.52cm/s ，取其中最小值 21.79cm/s 作為巷道襯砌的安全振速閾值，考慮到工程的重要程度和既有襯砌在運(yùn)營(yíng)期間的安全性損減，以及2.3.1節(jié)中用中遠(yuǎn)區(qū)振動(dòng)規(guī)律預(yù)測(cè)15～48m 區(qū)域的振速時(shí)存在一定的誤差，需預(yù)留一定的安全余量，因此，本研究取安全振動(dòng)速度為19cm/s 。

4現(xiàn)場(chǎng)爆破參數(shù)優(yōu)化

通過(guò)上述現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析得到爆區(qū)場(chǎng)地相關(guān)系數(shù)和地震波衰減指數(shù)，通過(guò)數(shù)值模擬得出該礦山井下巷道的安全振速為 19cm/s 。依據(jù)薩道夫斯基公式，可以得到露天臺(tái)階爆破炮孔的安全最大單段藥量。以下以某次現(xiàn)場(chǎng)爆破過(guò)程中爆區(qū)離巷道較近的情況進(jìn)行爆破參數(shù)調(diào)整，爆區(qū)與巷道位置的平面關(guān)系如圖17所示。

爆區(qū)處在 1902m 平臺(tái)，巷道處在 1880m 分段，距離巷道較近的炮孔取消超深，并適當(dāng)縮小炮孔間距，炮孔底端距巷道的垂向距離為 10m;1880m 巷道距離爆區(qū)最近孔的水平距離為 6.14m ，計(jì)算可得最近炮孔的爆心距為 15.29m 。經(jīng)計(jì)算，3個(gè)方向允許的最大單段藥量的最小值為 251.55kg 。由于現(xiàn)場(chǎng)只有 Δ200mm 的鉆頭，孔徑均為 200mm ，采用混裝乳化炸藥進(jìn)行徑向耦合裝藥，因此，在保證炸藥單耗的前提下：對(duì)于離巷道較近的炮孔（12、13、14、33和34），采取間隔裝藥方式，以降低單孔裝藥量，實(shí)際單孔裝藥量為 250kg ；對(duì)于其余炮孔，預(yù)測(cè)峰值振速均在安全振速閾值以內(nèi)，孔網(wǎng)參數(shù)和裝藥量不變。調(diào)整前后的參數(shù)如表9所示。

爆破后2個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)測(cè)得的振速時(shí)程曲線如圖18所示?？梢钥闯觯畲蠓逯嫡袼贋?11cm/s ，均在安全閾值以內(nèi)。

5結(jié)論

綜合露天臺(tái)階開(kāi)挖爆破現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)速度監(jiān)測(cè)及數(shù)值計(jì)算，分析了井下鄰近巷道爆破振動(dòng)響應(yīng)特性，得到以下結(jié)論。

（1）通過(guò)對(duì)露天臺(tái)階爆破荷載作用下鄰近井下巷道圍巖質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)進(jìn)行跟蹤監(jiān)測(cè)，全面分析了測(cè)點(diǎn)的峰值振速、主振頻率、能量，通過(guò)回歸分析，得到了地震波井下衰減規(guī)律，獲得了爆區(qū)的振動(dòng)衰減系數(shù) K，α ，為優(yōu)化爆破參數(shù)提供了參考依據(jù)。（2）通過(guò)數(shù)值模擬得到了不同空間位置的爆源爆炸荷載下鄰近既有巷道結(jié)構(gòu)不同部位的峰值振速和有效應(yīng)力的響應(yīng)情況，得出了巷道結(jié)構(gòu)的峰值有效應(yīng)力與峰值振速之間的關(guān)系，計(jì)算得出巷道振動(dòng)的安全閾值為 19cm/s 。（3）結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)擬合的衰減系數(shù)與數(shù)值模擬得出的安全閾值計(jì)算安全最大單段藥量。對(duì)于鄰近巷道炮孔，通過(guò)間隔裝藥方式降低單孔裝藥量、縮小孔網(wǎng)參數(shù)等措施，既保證了該區(qū)域礦巖的破碎需求，又降低了爆破荷載對(duì)鄰近既有巷道的破壞。

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Effect of Bench Blasting on Vibration in Underground Roadways during Open Pit-Underground Combined Mining

XU Jie ?^1，2 ，LI Xianglong ^1，2 ，WANG Jianguo ^1，2 ，HUTao ^1，2 ， ZHANG Biao2，LIU Jinbao ^1，2 （1.FacultydoeeingnUiteeogg 2.Advanced Blasting Technology Engineering Research Center of Yunnan Province Education Department， Kunming650093，Yunnan，China; 3.Liangshan Mining Co.，Ltd.，Huili 615146，Sichuan， China）

Abstract： In order to control the lining damage of underground roadways induced by the vibration effect of bench blasting in an open-pit quarry， the dynamic response of the existing adjacent roadway at the transition mining stage from open pit to underground in Lara Copper Mine were studied by means of field vibration monitoring，theoretical calculation and numerical simulation. Through regression analysis of the monitoring data， the vibration atenuation law was obtained，and the dominant frequency and instantaneous energy of the vibration were analyzed. Six models with diferent relative spatial positions between the open-pit bench and underground roadway were established using the LS-DYNA software. Subsequently， double-hole delayed blasting models were developed to investigate the dynamic response of adjacent existing roadways under blasting loads. The results show that for the existing roadway located below the explosion source of the open pit bench， its maximum vibration velocity mainly appears in the arch and the side wall on the explosionfacing side.The direction and position of the peak vibration velocity change with the different relative spatial position of the roadway and the explosion source. When the vertical distance between the roadway vault and thebottom oftheblastholeis fixed at 10m ，and the horizontal distance between the roadway sidewall and the blast hole is less than 15m ，the vibration velocity in the vertical direction of the tunnel structure is greater after explosion. Beyond this 15m horizontal distance， the vibration velocity in the horizontal and radial directions of the tunnel structure is larger.By fiting the relationship between peak effective stress and peak particle velocity and utilizing the ultimate dynamic tensile strength of the roadway，a vibration velocity threshold of 19cm/s was derived. After adjusting blasting parameters according to the safety threshold， the safety of adjacent existing roadway can be ensured.

Keywords： open-underground combined mining; open-pit bench blasting;adjacent existing underground roadway; vibration response; security threshold