復合掏槽在巖巷快速掘進中的研究與應用

王 越，翟柏洋，康一強，左 勝，肖 博，趙 勇

(1.中國礦業(yè)大學(北京)力學與建筑工程學院，北京 100083；2. 北京科技大學土木與資源工程學院城市地下空間工程北京市重點實驗室，北京 100083；3. 陽泉煤業(yè)(集團)有限公司，山西 陽泉 045000)

隨著我國礦山機械設備水平的提升，綜采綜放技術日趨完善，各型礦井生產(chǎn)能力大幅提升，掘進慢就極易造成采掘接替緊張，巖巷掘進速度很大程度上制約著礦山生產(chǎn)能力。在煤巷、半煤巖巷中綜掘技術逐步完善，但在全巖巷，特別是硬巖(普氏系數(shù)f>7)時采用以懸臂式掘進機為主要設備的綜掘法效果并不理想[1]。鉆爆法方便靈活，適應性強，有著豐富的實踐經(jīng)驗，是目前硬巖巷道掘進的主要方法，因此制定合理的爆破方案，對提高進尺意義重大。

爆破掘進的關鍵在于掏槽[1]。常用的掏槽方法有直孔掏槽、斜孔掏槽、復式掏槽。近年來，眾多學者對掏槽技術進行了研究，并取得豐富成果[2-6]。單仁亮等[7]和黃寶龍[8]通過靜力學分析方式提出了準直孔掏槽，并進行現(xiàn)場試驗與模型試驗研究了其效果；宗琦等[9]認為在掏槽部分中間打一個大直徑空孔，既為掏槽孔起爆提供碎脹空間，又能改變附近巖石的應力分布，在空孔邊緣形成反射拉伸波，優(yōu)化掏槽效果；張召冉等[10]對兩階兩段掏槽方式的成腔進行了理論分析，并在現(xiàn)場取得成功實踐。

為解決陽煤五礦南翼五采區(qū)集中高抽進風巷炮孔利用率低、大矸率高、整體掘進效率低的難題，運用LS-DYNA軟件模擬對比楔形掏槽與復合掏槽方案，基于復合掏槽提出爆破方案，在現(xiàn)場使用后，掘進效率明顯提高，大矸率大幅下降。

1 工程背景及施工現(xiàn)狀

陽煤五礦目前主采15#煤層，埋深約350 m，上覆巖層以砂巖、砂質(zhì)泥巖、泥巖和石灰?guī)r為主。 巷道位于15#煤層上覆頂板中，巖性為全斷面砂巖，為Ⅰ類巖石。 設計長度960 m，斷面為直墻半圓拱形，毛寬3.7 m，毛高3.4 m，毛斷面面積11.1 m2，并處于10°下坡段。 鑿巖設備采用YT-29A型氣腿式鑿巖機(2臺使用1臺備用)，三八制作業(yè)，兩班掘進，一班噴漿。

從圖1中可以看出，采用楔形掏槽方式，掏槽角度63°，由于掏槽形成的槽腔有限，增加裝藥量并不能改變進尺，還會增大拋擲距離，容易砸到設備。爆破時大塊率高，塊度不僅大，容易撒矸，還易造成機械故障。在硬巖巷道中楔形掏槽經(jīng)常會造成掏槽出來的巖石沒有破碎，甚至還是規(guī)整的一整塊，需要進行二次破碎后才能裝運，費時費力，嚴重影響掘進速度。 采用該方案爆破后，平均單循環(huán)進尺為1.39 m，炮孔利用率為69.5%，有大塊矸石，巷道成型差，局部欠挖現(xiàn)象突出。造成這種現(xiàn)象的主要原因是掏槽范圍小，輔助孔與周邊孔孔距較大，導致爆破效果差。

2 應對技術措施

將原方案的楔形掏槽改為復合掏槽，擴大掏槽范圍。復合掏槽主要是在楔形掏槽孔的中間增加了中心孔，充分結合直孔掏槽和楔形掏槽各自的優(yōu)點，所有炮孔采用同等深度，主掏槽孔傾斜，次掏槽孔垂直于自由面。采用不同段位延期雷管進行分層分次掏槽，中心孔滯后起爆(圖2)。特別是底部未能完全破碎或成功拋擲的巖石，可以進一步破碎，在爆生氣體的推動下拋擲出來，從而形成較大槽腔，為輔助孔爆破提供空間補償和新的自由面。

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

圖2 成腔過程示意圖Fig.2 Diagram of the cavity formation process

3 數(shù)值模擬分析

3.1 模型建立及參數(shù)選取

建立兩組三維立體模型進行計算。模型尺寸大小均為4 m×3 m×2.4 m。楔形掏槽炮孔與工作面呈現(xiàn)75°夾角，孔距設置為400 mm，炮孔深度為2.2 m，掏槽孔直徑設置為42 mm，炸藥直徑設置為35 mm，炸藥長度設置為1.2 m，堵塞物直徑設置為1.0 m，起爆方式為反向起爆。對四分之一模型的兩個對稱面施加對稱約束，為了模擬出無限巖體，除工作面外的三個面均施加無反射邊界，這兩組模型不同之處在于方案1為楔形掏槽孔，方案2為復合掏槽，在被爆巖體中部布置中心直孔，炮孔深度為2.2 m，炸藥長度設置為1.2 m，堵塞物設置為1.0 m；在實際施工中，1段雷管和2段雷管之間的爆破間隔是25 ms，但是由于計算機的計算能力制約，而且數(shù)值模擬過程中達到1 000 μs后疊加應力值已經(jīng)趨于穩(wěn)定且應力值較小，所以中心直孔在楔形掏槽孔爆破1 000 μs后起爆。具體模型如圖3所示。

圖3 數(shù)值模型圖Fig.3 Numerical model diagram

在數(shù)值計算中，巖石采用JOHNSON_HOLMQUIST模型，該模型適合在高應變、高壓力條件下使用，巖石材料物理力學參數(shù)見表1。

炸藥采用HIGH_EXPLOSIVE高能炸藥材料模型，使用JWL狀態(tài)方程模擬爆炸過程中壓力和比容的關系，精確地描述了高能炸藥爆炸產(chǎn)物在爆炸能的驅(qū)動下壓力、體積和能量特征，JWL狀態(tài)方程表達式見式(1)。

(1)

式中：A1、B1、R1、R2、ω為試驗擬合參數(shù)；E、V分別為爆轟產(chǎn)物單位體積的內(nèi)能和比容。炸藥材料物理力學參數(shù)見表2。

表1 巖石材料物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of rock materials

表2 炸藥材料物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of explosive materials

3.2 應力波傳播規(guī)律分析

為了便于分析被爆巖體內(nèi)部疊加應力，對所建四分之一模型進行計算，單楔形掏槽爆破中方案1的疊加應力傳播過程如圖4所示。在爆炸初期，掏槽爆破后的爆炸應力波呈現(xiàn)“圓弧狀”沿炮孔方向向自由面擴展，隨后在t=60 μs時2個炮孔的應力波開始疊加，疊加后的波陣面在對稱面上以弧形狀繼續(xù)傳播;在t=360 μs時炮轟過程結束，應力波繼續(xù)向被爆巖體的自由面繼續(xù)延伸，影響范圍越來越大，可以看到在應力波疊加的過程中疊加應力最大值主要分布在兩對稱面沿巖體幾何中心處;在t=640 μs時爆炸產(chǎn)生的應力波到達自由面，同時在自由面處發(fā)生反射形成拉伸波，隨后與正向傳播的壓縮波進行疊加， 繼續(xù)作用于巖體; 在t=900 μs后， 被爆巖體中已經(jīng)沒有了應力集中，炸藥產(chǎn)生的應力已經(jīng)充分作用于巖體中。

圖4 楔形掏槽爆破疊加應力云圖Fig.4 Effective stress nephogram of wedge cut blasting

復合掏槽模型在兩側(cè)各布置3個孔模擬掏槽炮孔，它們作為主掏槽孔，首先起爆，而位于中心的兩孔模擬直孔掏槽炮孔作為輔助掏槽孔，當達到1 000 μs時,疊加應力值已經(jīng)趨于穩(wěn)定且應力值較小，中心孔的起爆時間設置為1 000 μs。復合掏槽爆破過程的疊加應力傳播過程如圖5所示。

圖5 復合掏槽疊加應力云圖Fig.5 Overlapping stress nephogram of composite cutting

模型中心處的疊加應力傳播過程分為兩個階段：第一階段，主要受六個楔形掏槽孔爆破的影響，六個主掏槽孔先于輔助掏槽孔起爆，主掏槽孔爆破產(chǎn)生的應力80 μs時在中心孔處產(chǎn)生應力疊加，疊加應力的傳播過程同單楔形掏槽爆破的傳播過程基本相同；第二階段，是在1 000 μs后，隨著中心孔起爆，中心孔產(chǎn)生的應力與掏槽孔殘留應力發(fā)生疊加，中心巖體附近應力迅速受其影響，這種疊加作用有利于巖體的二次破碎。

3.3 應力波大小及隨時間作用規(guī)律

以模型底部中心位置的A點，距A點左側(cè)0.2 m處的B點，0.4 m處的C點，A點位置處垂直上方0.15 m處的D點，0.3 m處的E點作為爆破作用過程中的監(jiān)測點，監(jiān)測點布置如圖6所示。

圖6 監(jiān)測點布置圖Fig.6 Layout of monitoring points

從圖7中可以看出，楔形掏槽中掏槽孔起爆后，測點B處疊加應力值迅速達到峰值225 MPa，測點C處疊加應力值達到125 MPa，測點A、測點D、測點E處疊加應力值達到70 MPa左右?？梢钥吹?，測點B由于距離掏槽孔較近，受爆破產(chǎn)生的應力波作用應力值最大，測點A、測點D、測點E由于楔形掏槽孔爆破產(chǎn)生的應力波在巖體的傳播過程中發(fā)生衰減，疊加應力值相對較小。

圖7 楔形掏槽測點應力圖Fig.7 Stress map of measuring point of wedge cutting

圖8 復合掏槽測點應力圖Fig.8 Stress map of measuring point for composite cutting

復合掏槽在掏槽孔爆破后至中心孔爆破前這一階段，測點B疊加應力值可以達到245 MPa，其余各測點疊加應力值主要分布在70～110 MPa之間，測點A、測點D、測點E，方案2的疊加應力平均值是方案1疊加應力值的1.1倍，從圖8中可以看出，疊加應力由上至下呈現(xiàn)下降趨勢，在爆破初期對于掏槽區(qū)域中心的巖體具有較強作用，更有利于破碎巖石。

隨著中心孔起爆，可以明顯看到受中心孔爆破影響，測點D疊加應力值迅速達到230 MPa，較上一階段提高了200%，測點A疊加應力值達到163 MPa，測點E疊加應力值達到110 MPa，中心孔的起爆對楔形掏槽孔爆破后未充分破碎的巖石起到了二次破碎的效果，更易形成掏槽槽腔，為后續(xù)巖體的破碎提供了更大的自由面，掏槽效果顯著，巖石破碎更加充分。

中心孔起爆后，附近的巖體受二次爆破產(chǎn)生的應力波影響，測點B由于距離楔形掏槽孔底部較近的原因，爆破產(chǎn)生的峰值主要受一次起爆所產(chǎn)生的應力波影響，測點C由于距離中心孔較遠的原因，受二次起爆作用較弱，這2個測點的疊加應力在第一階段(即1 000 μs內(nèi))發(fā)揮作用。再由測點A、測點D、測點E可以看出，這3個測點的應力峰值主要集中在中心孔二次起爆后，方案2在這3個測點的疊加應力峰值分別是方案1的2.37倍、3.10倍、1.41倍，增加中心孔后，可以很好地實現(xiàn)對掏槽部分巖體的二次爆破，增強碎石拋矸效果，為后續(xù)的爆破提供較大自由面，有效提高炮孔利用率。復合掏槽爆破中各監(jiān)測點處的疊加應力峰值均較大，更適合進行掏槽爆破。

4 方案及效果對比

將原來的三對掏槽孔增加到四對，擴大了掏槽范圍。同時增加了兩個中心孔，將楔形掏槽改為復合掏槽(圖9和表3)。新方案較原方案增加了少量炮孔數(shù)和裝藥量，單循進尺比原方案提高0.46 m，單循環(huán)炮孔利用率92.5%，提高了23%。總體上在不增加設備、人員，不改變工序，不打破循環(huán)的條件下連續(xù)一月內(nèi)平均單循環(huán)進尺1.85 m，月進尺達到104 m，大塊率明顯降低。爆破效果對比情況見表4。

圖9 新方案爆破作業(yè)圖Fig.9 Chart of blasting operation for new scheme

表3 新方案爆破作業(yè)表Table 3 Chart of blasting operation for new scheme

5 結 論

1) 數(shù)值計算表明爆破第一階段復合掏槽的測點A、測點D、測點E，方案2的疊加應力平均值是方案1疊加應力值的1.1倍，這3個測點的應力峰值集中。 在中心孔起爆后，方案2在這3個測點的疊加應力峰值分別是方案1的2.37倍、3.1倍、1.41倍，更有利于破碎巖石，可以有效改善掏槽效果。

表4 爆破效果對比情況表Table 4 Contrast of blasting effect

2) 采用復合掏槽方式的爆破方案后，單循環(huán)進尺提高0.46 m，炮孔利用率提高23%，月進尺達到104 m，大塊率明顯降低，取得效果明顯。

3) 為煤礦類似巖性和斷面的巖巷爆破提供了方案參考，數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗結果相吻合表明模擬可以給試驗或生產(chǎn)提供指導和預測。