起爆方式對巖石柱狀裝藥爆破作用的影響

李洪偉,雷 戰(zhàn),劉 偉,江向陽,王 貴

(1.安徽理工大學化學工程學院,安徽 淮南232001;2.內(nèi)蒙古康寧爆破有限責任公司,內(nèi)蒙古 鄂爾多斯017000)

鉆孔裝藥是現(xiàn)代爆破技術常用的技術手段,尤其是礦山深孔爆破,目前已經(jīng)形成了毫秒延時爆破、預裂爆破、光面爆破、擠壓爆破等技術。但這些爆破技術均涉及到起爆方式的選擇問題,尤其在采用柱狀裝藥方式時,起爆點的位置不僅決定著炸藥起爆后爆轟波的傳播方向,同時也決定著爆炸應力波的傳播方向以及爆生氣體的作用時間[1-3]。因此研究起爆點的位置對巖石爆破效果影響的意義重大。

目前,國內(nèi)外學者對于不同起爆方式下巖石鉆孔裝藥爆破的特性做了大量研究。劉殿書等[4]采用損傷模型理論和數(shù)值模擬相結合的方法,研究了起爆方式對巖石爆破破碎過程的影響,研究結果表明:起爆方式不僅影響爆破效果,而且對爆破漏斗的發(fā)展過程和巖石介質的破壞形式也有一定的影響。顧文彬等[5]采用非線性有限元法,研究了不同起爆方式下圓柱形裝藥爆炸時殼體的動力學響應問題。M.F.Drukovanyi等[6]基于準靜態(tài)理論建立了柱形裝藥的爆腔預測模型,該模型給出了均勻、不可壓縮的無限彈性介質下柱形裝藥爆炸形成粉碎區(qū)、裂隙區(qū)半徑的解析表達式。向文飛等[7]采用Starfield迭加法與動力有限元法,研究了起爆方式對條形藥包爆炸應力場的影響,研究結果表明,起爆點數(shù)量與位置對條形藥包爆炸應力場的分布有重要影響。劉明濤等[1]利用ANSYS/LS-DYNA模擬軟件研究了不同起爆方式下,內(nèi)部炸藥對金屬柱殼膨脹斷裂的加載歷程差別。

上述研究在理論分析和數(shù)值模擬分析方面,為巖石在不同起爆方式下的破壞過程提供了重要參考價值,但缺乏理論與實驗以及數(shù)值模擬的綜合驗證與分析。本文介紹了通過單炮孔混凝土爆破模擬實驗,利用高速攝影對不同起爆方式下的混凝土試塊裂紋擴展情況以及試塊的爆腔和破碎效果進行了研究,并闡述了基于大型動力學分析軟件ANSYS/LS-DYNA對混凝土爆破損傷過程的數(shù)值模擬,為充分分析、研究不同起爆方式下巖石的爆破過程提供了參考,對工程實踐具有一定的理論指導意義。

1 實驗方案

1.1 模型建立

實驗所需混凝土模型是以水泥、河砂和水按照1∶2∶0.7的質量配比制作而成。考慮到炮孔裝藥直徑、裝藥深度、填塞高度以及模型制作的難易程度,在本實驗中,取試件長(a)50 cm,寬(b)50 cm,高(h)36 cm,孔徑(d)6 mm,裝藥高度(L2)10 cm,填塞高度(L1)6 cm(見圖1)。實驗采用的炸藥為1.0 g鈍化黑索金(RDX)和0.3 g二硝基重氮酚(DDNP),目的是用DDNP起爆鈍化的RDX。

圖1 實驗模型Fig.1 Test model

1.2 實驗參數(shù)

1)混凝土試樣參數(shù)。單炮孔混凝土爆破實驗中,研究不同起爆方式對巖石柱狀裝藥爆破作用影響的混凝土試樣參數(shù)如表1所示。

表1 混凝土試樣相關參數(shù)Table 1 Parameters of concrete sample

2)炸藥參數(shù)。RDX炸藥的相關參數(shù)如表2所示。

表2 RDX炸藥參數(shù)Table 1 Parameters of RDX explosive

1.3 巖石柱狀裝藥爆破實驗

2 實驗結果與分析

2.1 不同起爆方式下巖石裂紋擴展分析

為了更加清晰直觀的觀察混凝土在炸藥爆炸作用下裂紋的擴展情況,采用日本生產(chǎn)的Decametre HX-3型高速攝像機進行拍攝(見圖2),實驗選用拍攝幀率為10 000幅/s;分辨率640 PPI×640 PPI;拍攝時間3.3 s。

圖2 Memrecam HX-3型高速攝像機Fig.2 Memrecam HX-3 high speed camera

1)工況1。正向起爆方式下混凝土試塊的裂紋擴展情況如圖3所示。

圖3 正向起爆混凝土試塊裂紋擴展Fig.3 Crack growth of positive detonation concrete test block

由于炸藥爆炸后產(chǎn)生的爆轟壓力遠大于混凝土介質的抗壓強度,從圖3可以看出,在孔口附近先產(chǎn)生微小細長的裂紋[8]。產(chǎn)生上述現(xiàn)象是由于裂紋尖端的有限塑性,以及隨著炮孔間距的增大,拉應力在巖石中占主導地位,從而導致裂紋進一步延伸擴展。最后在爆生氣體的氣楔作用下裂紋擴展成為明顯的裂縫,這與巖石爆破理論基本一致[9-10]。

2)工況2。反向起爆方式下混凝土的裂紋擴展情況如圖4所示。

圖4 反向起爆混凝土試塊裂紋擴展Fig.4 Crack growth of reverse detonation concrete test block

由圖4可知,反向起爆混凝土試塊破碎更加充分,裂紋條數(shù)更多,混凝土試塊碎塊度更小,這說明在巖石性質和炸藥相同的情況下,反向起爆的效果優(yōu)于正向起爆。

3)工況3。炮孔中部起爆方式下混凝土試塊的裂紋擴展情況如圖5所示。

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圖5 中部起爆混凝土試塊裂紋擴展Fig.5 Crack growth of middle detonation concrete test block

通過對比可知,炮孔中部起爆混凝土試塊產(chǎn)生的裂紋條數(shù)以及破碎塊度介于正向起爆和反向起爆之間,破碎效果優(yōu)于正向起爆而低于反向起爆。

經(jīng)測試,巖石的縱波速度為2 551 m/s,混凝土試塊裂隙平均擴展速度v如表3所示。

表3 混凝土試塊裂隙擴展平均速度Table 3 Average crack expansion velocity of concrete test block

由表3可知,3種工況下混凝土試塊裂隙擴展平均速度v分別為巖石縱波速度Cp的0.41倍、0.48倍和0.38倍,根據(jù)杜良奈(Dulaneg)的研究,裂隙傳播的速度vα的計算公式[11]如下:

式中:k為比例系數(shù);E為彈性模數(shù);ρ為巖石密度;α0、α1為原有的和新生的裂隙長度的一半。

在裂隙傳播的過程中,裂隙傳播速度隨著α1(新生裂隙長度的一半)的增大而增大,當α1?α0時,可得到裂隙傳播擴展的極限速度vT:

式中:k為比例系數(shù);E/ρ為巖石的縱波速度。

與杜良奈(Dulaneg)研究認為的vT=0.38 Cp基本一致。

2.2 不同起爆方式下巖石爆腔擴展分析

炸藥爆轟過程是一個瞬間過程,由于各種能量耗散機制的作用,能量在傳遞過程中不斷衰減。在此過程中,由于爆炸產(chǎn)物膨脹形成的極高爆炸壓力要沖擊、壓縮其周圍介質,從而使炮孔壁面質點產(chǎn)生位移,就會形成高速運動擴展的爆炸空腔[12-14]。

基于文獻[6]給出的炸藥裝藥爆腔形成的準靜態(tài)模型理論,爆壓pm在最大的爆腔內(nèi)為

根據(jù)絕熱定律,爆腔上的壓力關系為

式中:?為內(nèi)摩擦因數(shù);k為內(nèi)聚力;α0為裝藥半徑;p0為初始爆炸瞬間壓力;γ為炸藥膨脹指數(shù);σ0為巖石抗拉強度;σ*為巖石抗壓強度;μ為拉梅系數(shù)。

3種起爆方式下混凝土試塊爆腔擴展情況如圖6所示,爆腔最大擴展半徑的測量結果如表4所示,其中實測爆腔最大半徑與裝藥半徑的比值范圍在3.0～3.3之間。通過對比分析可知,反向起爆方式下巖石爆腔擴展半徑最大,爆腔擴展形狀呈“錐”形;正向起爆方式和炮孔中部起爆方式下混凝土試塊爆腔擴展半徑基本一致,爆腔擴展形狀呈“圓臺”形。這是由于反向起爆方式下,炸藥起爆后,由于周圍介質壓力較大,炸藥能量未能及時釋放,在向炮孔頂部傳播的過程中,集聚的能量在受到較小的介質壓力時會突然釋放,從而致使混凝土試塊爆腔形狀不同于正向起爆和炮孔中部起爆。

圖6 不同起爆方式下混凝土試塊爆腔擴展情況Fig.6 Blasting cavity expansion of concrete test block under different detonation modes

表4 混凝土試塊爆腔半徑Table 4 Blasting cavity radius of concrete test block(mm)

2.3 不同起爆方式下巖石爆破的數(shù)值模擬

2.3.1 模型的建立

炸藥在巖石中爆炸會引起巖體發(fā)生大變形甚至斷裂破壞,根據(jù)此特性選用多物質Euler材料和Lagraner結構相耦合的算法[15-16],炸藥為歐拉算法,巖石為拉格朗日算法,同時鑒于模型的對稱性,建立1/2計算模型。

1)炸藥材料模型。在ANSYS/LS-DYNA中選用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料定義炸藥爆轟模型,同時選用JWL狀態(tài)方程,具體表述為

式中:p為爆轟產(chǎn)物內(nèi)部壓力;V為爆轟產(chǎn)物相對體積;E0為初始比內(nèi)能;A、B、R1、R2、ω為與炸藥有關的常數(shù)。

炸藥相關參數(shù):炸藥密度ρ=1 800 kg/m3,爆速D=8 728 m/s,爆轟壓力pCJ=33.85 GPa,A=214,B=0.093,R1=4.15,R2=0.95,ω=0.3。

2)巖石材料模型。在靠近爆炸中心的區(qū)域,巖石中激起的應力波強度遠大于巖石的動態(tài)抗壓強度,從而使得炮孔周圍的巖石處于塑性狀態(tài),并且工程實踐中巖石的加載應變率ε·在100～105s-1之間,應變率效應明顯,塑性硬化模型本構簡單,巖石參數(shù)易于獲取,故采用含應變率效應的塑性硬化模型比較合適[17-18]。

因此巖石選用ANSYS/LS-DYNA自帶的*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型,該模型中應變率用Cowper-Symonds模型來表示,用與應變率有關的函數(shù)表示屈服應力:

式中:σ0為巖石初始屈服應力;為應變率;C和p為應變率參數(shù)為巖石有效塑性應變;β為硬化參數(shù),0≤β≤1;Ep為巖石塑性硬化模量,Ep的表達式如下:

式中:Etan為切線模量;E0為楊氏模量。

2.3.2 模擬結果與分析

1)工況1。正向起爆方式下混凝土試塊損傷過程如圖7所示。

圖7正向起爆方式下混凝土試塊損傷過程Fig.7 Damage process of concrete test block under positive detonation

由圖7(a～b)看出,爆轟波由孔口沿著炮孔軸線方向傳播,且在垂直于炮孔軸線方向上的應力波在巖石中衰減迅速。當炸藥爆轟結束后,應力波作用于與炸藥藥卷接觸的底部巖石上,由爆炸應力波疊加形成的高壓應力波開始向兩側傳播并逐漸衰減,最終在巖石內(nèi)部形成一個類似橢圓形的損傷范圍和圓臺形的爆腔區(qū)(見圖7(c～d))。

2)工況2。反向起爆方式下巖石損傷過程如圖8所示。

圖8 反向起爆方式下混凝土試塊損傷過程Fig.8 Damage process of concrete test block under reverse detonation

由圖8(a～b)可以看出,爆轟波由炮孔底部沿著炮孔軸線方向傳播,和工況1相比,在孔底起爆方式下,爆炸應力波疊加形成的高壓應力波會首先在炮孔底部產(chǎn)生較大的損傷區(qū),且隨著在垂直于炮孔軸線方向上的應力波在巖石中衰減迅速,最終會在巖石中形成一個類似橢圓形的損傷范圍和錐形的爆腔區(qū)(見圖8(c～d))。

3)工況3。中部起爆方式下巖石損傷過程如圖9所示,和工況1、2相比,爆炸應力波明顯的沿著炮孔軸線向孔口和孔底傳播(見圖9(a～b))。當爆轟波傳播至炮孔底部后,由爆炸應力波疊加形成的高壓應力波開始向兩側傳播并逐漸衰減,最終在巖石內(nèi)部形成一個類似橢圓形的損傷范圍和圓臺形的爆腔區(qū)(見圖9(c～d)),此過程和工況1的損傷破壞過程類似。

圖9 中部起爆方式下混凝土試塊損傷過程Fig.9 Damage process of concrete test block under middle detonation mode

3 結語

1)使用高速攝影技術對巖石在3種不同起爆方式下破碎過程的拍攝結果發(fā)現(xiàn),反向起爆相對于正向起爆和炮孔中部起爆,裂紋擴展速度分別提高了17.1%和26.3%,且反向起爆巖石破碎程度更充分。

2)炮孔正向起爆、反向起爆和中部起爆爆腔形狀分別為圓臺形、錐形、圓臺形,3種起爆方式下巖石爆腔實測半徑(rmax)與裝藥半徑(r)的比值范圍在3.0～3.33之間。

3)通過使用ANSYS/LS-DYNA軟件模擬表明,數(shù)值模擬結果與實驗結果具有較好的一致性,對工程實踐具有一定的指導意義。