聚能錐角對線性聚能爆破致裂巖體效果的影響

趙建平，盧 偉，程貝貝，李建武

(中南大學(xué)資源與安全工程學(xué)院, 長沙 410083)

線性聚能爆破是通過凹槽(圓形拋物面、圓錐面等)裝藥，使炸藥爆轟能量在聚能槽方向顯著集中從而破壞目標的一種爆破技術(shù)[1]。線性聚能爆破具有方向性強、能量利用率高、經(jīng)濟效益好、不受環(huán)境限制等特點，在礦山開采、隧道掘進、石油勘探等方面應(yīng)用廣泛。

眾多學(xué)者在線性聚能爆破的機理分析、數(shù)值模擬、裝藥結(jié)構(gòu)和工程應(yīng)用等方面做了大量卓有成效的工作。針對理論研究，陳壽峰等[2]基于模型試驗分析了聚能爆破破巖機理，得到了不同炸高、不同裝藥形式和不同聚能管材質(zhì)下的巖體破碎體積和破碎深度。徐振洋等[3]進行了線性聚能射流侵徹混凝土構(gòu)件試驗，運用3D DIC技術(shù)分析了混凝土應(yīng)力應(yīng)變場分布特征和裂紋擴展形態(tài)。郭德勇等[4-5]以實際工程為背景，提出了煤層深孔聚能爆破致裂方法，對煤體力學(xué)行為及裂隙發(fā)育機制進了分析。在數(shù)值模擬方面，劉燕燕等[6]基于有限元軟件，動態(tài)顯示了45°、60°和90°聚能錐角下巖石內(nèi)部和外部裂紋擴展過程。齊慶杰等[7]以裝藥位置為切入點，對炮孔里端、中端和外端裝藥進行了數(shù)值計算，結(jié)果表明中端裝藥時聚能爆破效果最好，里端次之，外端最差。針對裝藥結(jié)構(gòu)，王克波等[8]對裝藥結(jié)構(gòu)進行了4因素3水平的正交設(shè)計優(yōu)化，得到了50 mm開口的聚能管最佳裝藥結(jié)構(gòu)參數(shù)。楊仁樹等[9]通過多次現(xiàn)場試驗驗證了簡易切縫藥包在硬巖掘進中的合理性，得到了優(yōu)化參數(shù)。薛憲彬[10]設(shè)計了雙線型聚能槽裝藥結(jié)構(gòu)，結(jié)果顯示爆壓較普通炸藥提高150%，爆轟速度增加35.7%。在工程應(yīng)用方面，羅勇等[11]、史秀志等[12]在巖體切割、金屬材料切割等方面運用聚能爆破技術(shù)，均取得了預(yù)期效果。然而，關(guān)于不同聚能錐角下的線性聚能爆破致裂巖體效果及巖體損傷的研究還不夠充分。

本文基于巷道巖壁現(xiàn)場試驗，以巖體損傷增量為評價標準，分析40°、50°、60°、70°和80°聚能錐角時線性聚能爆破致裂巖體效果，運用有限元軟件模擬各聚能錐角下的聚能射流，對聚能壓力、射流長度和射流頭尾速度等參數(shù)進行對比。

1 巖體損傷判定標準

巖體中總是存在著標識其應(yīng)力歷史及效應(yīng)的大量隨機分布的裂隙、細小孔洞等宏觀或微觀的初始損傷(微缺陷)，在爆炸波作用下，這些微缺陷成核、擴展、匯合，致使巖體開裂或破壞。微裂縫和宏觀斷裂延長了聲波傳播路徑，降低了聲波速度，且聲速及幅值降低程度與裂縫數(shù)量、寬度有密切關(guān)系。因此，聲波波速是評價巖石中微裂紋發(fā)育程度簡單有效的方法。T.J.Ahrens等[13]等測量了輝長巖從受壓到破壞過程中的縱向彈性波速度變化。朱傳云等[14]基于物探方法推導(dǎo)了巖體損傷度D、巖體完整性系數(shù)K和聲波波降率η之間的關(guān)系：

D=1-(v/v′)2=1-K=1- (1-η)2

(1)

式中：v為試驗測得巖體波速；v′為完整巖石波速。

為準確分析由線性聚能爆破造成的巖體損傷，消除巖體初始損傷的影響，將損傷增量ΔD作為巖體損傷判定標準：

ΔD=D2-D1

(2)

式中：D1為爆前巖體初始損傷；D2為爆后巖體損傷。計算式如下：

D1=1-(v1/v0)2

(3)

D2=1-(v2/v0)2

(4)

式中：v0為爆前孔中波速最大值；v1為爆前不同深度處巖體波速；v2為爆后不同深度處巖體波速。

2 線性聚能爆破致裂巖體試驗

2.1 工程地質(zhì)條件

試驗場地位于湖南某礦四中段巷道內(nèi)。礦區(qū)地質(zhì)構(gòu)造較簡單，地表除少量風化剝落巖塊外，未見其他不良地質(zhì)現(xiàn)象。出露巖石以板巖和砂巖為主，均為塊狀或巨厚層狀，板巖平均抗壓強度93.59 MPa，平均抗拉強度6.24 MPa，平均泊松比0.15，砂巖平均抗壓強度171.93 MPa，平均抗拉強度5.73 MPa，平均泊松比0.22。

2.2 聚能管制作

聚能管由不銹鋼管外殼和紫銅板聚能罩組成。不銹鋼管長1.4 m，內(nèi)徑37 mm，外徑38 mm，將厚度1 mm的紫銅板加工成近似“V”型，與不銹鋼管焊接，形成聚能管(見圖1)。為得到致裂巖體效果最好的聚能錐角，試驗制作了40°、50°、60°、70°、80°不同聚能錐角的聚能管，為減小試驗誤差，每種聚能角度均開展3次線性聚能爆破致裂巖石試驗。

圖1 線性聚能管Fig.1 Linear shaped tube

2.3 炮孔布置及裝藥

為更好地觀察試驗效果，炮孔布置在完整性好、巖體強度高的巖層中，每個炮孔四周布設(shè)6個測試孔，采用YT29A型氣腿式鑿巖機鉆鑿與自由面垂直的水平炮孔和測試孔，孔徑為Φ42 mm、孔深1.4 m。炸藥選用2號巖石乳化炸藥，搓條后振動搗實裝入聚能管內(nèi)，裝藥長度1.2 m，密度1.2 g/cm3，5組15次試驗總裝藥量20 kg。裝藥后，調(diào)整聚能管聚能槽軸線方向，使其與巖層走向相同。炮孔填塞物為巷道底泥，填塞長度0.2 m。

聚能錐角為40°、50°、60°、70°、80°的炮孔分別命名為B1～B3、B4～B6、B7～B9、B10～B12、B13～B15，測試孔命名為C1～C6。試驗中，若測試孔布置在聚能方向，起爆后，由于聚能方向的強大沖擊力，測試孔極有可能破壞，無法測出爆后波速，故C6測試孔位于聚能槽開口對應(yīng)方向夾角內(nèi)和附近邊緣。結(jié)合現(xiàn)場炮孔布置，以炮孔為極點，巖層走向為極軸，建立極坐標系。炮孔B1及測試孔相對位置如圖2所示。

圖2 B1炮孔及測試孔相對位置Fig.2 Relative position of B1 blasthole and test hole

2.4 巖體聲波測試

爆破孔和測試孔鉆鑿?fù)戤吅?，水管清孔，用RSM-SY5(T)非金屬聲波檢測儀，配合單孔一發(fā)雙收換能器進行爆前巖體聲波測試。將換能器伸入孔底，同時向孔內(nèi)注水，使聲波與巖石充分耦合，從孔底向孔口不斷拉動換能器，每5 cm測試一次，直至發(fā)射端換能器被拉出。對所有的爆破孔和測試孔進行聲波測試。爆破試驗后，清除巷道頂部和側(cè)幫松石，進行爆后巖體聲波測試，測試方法與爆前相同。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 巖體致裂效果分析

以B1、B14炮孔為例，致裂巖體效果如圖3所示。B1、B14炮孔均布置于完整性較破碎、節(jié)理裂隙發(fā)育的較堅硬巖體中。B1炮孔爆炸后，在聚能方向、聚能反方向及與聚能方向垂直的方向，炮孔孔壁巖體被壓碎，可見巖體剝落痕跡。炮孔壁其他方向巖體完整性較好。在聚能方向和聚能反方向產(chǎn)生裂紋，裂紋起始附近有巖屑拋射現(xiàn)象，聚能方向上裂紋擴展長度及深度均比聚能反方向大。聚能爆破致裂巖體效果較好。B14炮孔爆炸后，在爆破漏斗作用下，炮孔孔口臨空面受損嚴重，周圍發(fā)生巖層剝離，聚能方向巖體剝離量較其他方向大，形成多條不連續(xù)裂紋。

圖3 致裂巖體效果Fig.3 Fracture rock effect

對比B1～B15組線型聚能爆破試驗效果可知，①B1～B3炮孔起爆后，臨空面受損較小，聚能射流侵徹巖體，撕裂形成初始裂縫，聚能方向巖石壓碎痕跡明顯，小塊巖體掉落較多，裂紋向前延伸較長；非聚能方向巖體破碎量少，B2、B3炮孔聚能反方向未見裂紋產(chǎn)生，各測試孔測試功能正常。說明聚能錐角為40°時，聚能爆破效果顯著。②B4～B6炮孔周圍巖層剝離量有限，聚能方向可見清晰裂紋，其中B4C4、B5C5、B6C4 測試孔垮塌嚴重，無法測試波速。B7～B9炮孔由于布置在節(jié)理裂隙發(fā)育的較軟巖體中，炮孔周圍巖層脫落較多，其中B9炮孔的測試孔堵塞嚴重，波速測試較困難。這是因為聚能爆破一方面在聚能槽方向形成射流，在開口方向的巖體內(nèi)形成裂隙，另一方面，由于聚能爆破在靠近孔口方向只有一個自由面，在孔口附近形成爆破漏斗，使得爆破孔周圍巖層部分剝離，致使爆破孔和個別測試孔周圍巖體的波速難以測試。③B10～B15炮孔聚能方向裂紋擴展比非聚能方向稍好，但宏觀上聚能爆破效果相對來說不明顯。

3.2 試驗前后巖體波速分析

以B2和B14組孔為例，由試驗前后巖體波速隨孔深變化規(guī)律(見圖4)可知，B2組孔在試驗前，當孔深小于45 cm時，波速較小，且沿孔深增長緩慢，說明前期巷道在開挖過程中對圍巖造成了不可忽略的損傷，越靠近臨空面損傷越大，孔口位于巷道掘進形成的圍巖松動區(qū)內(nèi)。當孔深大于45 cm時，C4、C5、C6測試孔隨孔深增加波聲速增長較快。在試驗后，C1～C5測試孔波速較試驗前基本不變，C6測試由于在聚能作用下裂縫貫通度大，孔波速顯著降低，且隨著孔深增加，降低量增大，65 cm孔深時波速降為2 853 m/s。

圖4 各孔試驗前后波速Fig.4 Wave velocities before and after each hole explosion

針對B14組孔，在試驗前，當孔深大于30 cm時，波速基本不再增長，且各孔波速相差不大。在試驗后，6個測試孔孔口坍塌，波速無法測量，C1～C5孔波速平均降低450 m/s，C6孔波速平均降低615 m/s。

巖體波速是計算損傷的基礎(chǔ)，體現(xiàn)了巖體損傷程度的大小，波速越大，損傷越小。綜合對比B1～B15組孔爆破前后巖體波速大小，得到以下規(guī)律：①試驗前，巖體波速隨孔深逐漸增加，當?shù)竭_一定深度后，大部分孔波速基本保持不變，個別孔波速跳躍式增加；②同一組測試孔，波速差別較大，在個別孔深處波速減??；③不同組測試孔，波速相差很大，表明巖體完整性差別大；④試驗后，各組孔中C6測試孔波速降低明顯，C1～C5測試孔波速保持不變，或略有降低。

3.3 損傷增量分析

損傷增量考慮了巖體初始損傷效應(yīng)，能更準確地反應(yīng)線性聚能爆破造成的巖體損傷。由B2、B14組測試孔損傷增量(見圖5)可知，在2組測試孔中，C1～C5組孔損傷增量大部分小于0.2，小部分介于0.2～0.3，極個別孔能夠達到0.35；B2C6測試孔隨距孔口距離增加，損傷增量快速上升，在65 cm孔深時達到0.88，遠大于C1～C5測試孔。B14C6測試孔在距孔口20 cm時損傷增量最大，隨孔深增加損傷增量變化較復(fù)雜，總體上呈下降趨勢。

圖5 損傷增量Fig.5 Damage increment

在B1～B15組孔中，C6測試孔損傷增量均明顯大于C1～C5孔，說明線型聚能爆破對聚能方向巖體造成良好的致裂效果，對非聚能方向巖體破壞小，能夠保證在特定方向致裂巖體。對B3、B5、B8、B12和B14組孔中C6測試孔的損傷增量進行分析，不同聚能錐角時聚能方向巖體損傷增量如圖6所示。

圖6 不同聚能錐角聚能方向損傷增量Fig.6 Damage increment of shaped direction of different shaped cone angle

由圖6可知，B3C6(40°)、B5C6(50°)和B8C6(60°)測試孔損傷增量隨距孔口距離增加而增加，B12C6(70°)和B14C6(80°)測試孔損傷增量隨距孔口距離增加而減小。B3C6測試孔在不同孔深處損傷增量均大于B5C6和B8C6測試孔，其損傷增量曲線增長先快后慢，最大損傷增量為0.93。B5C6和B8C6測孔損傷增量曲線交替上升，B5C6孔最大損傷增量0.91，B8C6孔最大損傷增量0.88。B12C6孔在距孔口55 cm范圍內(nèi)損傷增量始終保持在0.6以上，之后迅速減小，其最大損傷增量為0.79。B14C6最大損傷增量為0.7?？梢?，最大損傷增量隨聚能錐角角度的增加逐漸減小。

總體來看，聚能錐角40°時線性聚能爆破致裂巖體效果最好，在聚能方向，巖體波速顯著降低，損傷增量優(yōu)勢明顯，具有良好的聚能效應(yīng)，裂紋擴展深度、長度較大，致裂效果好，對非聚能方向擾動較小。聚能錐角50°和60°時，致裂巖體效果良好，對聚能方向巖體產(chǎn)生較大損傷，裂紋擴展較清晰。聚能錐角70°和80°時，具有一定的聚能爆破效果，各方向巖體相對來說受損較大。

4 聚能射流數(shù)值模擬

現(xiàn)場試驗可以測得爆破前后巖體波速大小，計算損傷增量，觀察裂紋擴展，宏觀上了解線性聚能爆破致裂巖體效果，但是，線性聚能爆破形成聚能射流的過程、聚能射流作用在巖石上的壓力等不能由試驗觀測得到。因此，以試驗裝藥結(jié)構(gòu)、材料類型和尺寸等為基礎(chǔ)，建立模型，進行聚能射流數(shù)值模擬。

4.1 模型建立

運用LS-DYANA軟件建立聚能錐角為40°、50°、60°、70°和80°的二維平面模型，采用Solid162二維實體單元進行網(wǎng)格劃分，在計算過程中通過使用自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)解決聚能罩發(fā)生大變形的問題。炸藥與聚能管、聚能管自身之間的接觸通過添加接觸算法關(guān)鍵字實現(xiàn)。在計算時運用小型重啟動分析，10 μs時炸藥爆轟基本完成，不再影響聚能射流的形成，此時刪除炸藥部分和聚能管與炸藥之間的接觸。模型采用cm-g-μs單位制。聚能錐角為40°時的數(shù)值計算模型如圖7所示。

圖7 數(shù)值模型(聚能錐角40°)Fig.7 Numerical model(shaped cone angle 40°)

4.2 材料參數(shù)

炸藥選用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和*EOS_JWL狀態(tài)方程進行描述，主要參數(shù)如表1所示。

表1 炸藥主要參數(shù)

紫銅板聚能罩選用*MAT_STEINBERG材料模型和*EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程描述，主要參數(shù)如表2所示。

表2 紫銅板主要參數(shù)

不銹鋼管外殼采用動力學(xué)模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC描述，主要參數(shù)如表3所示。

表3 不銹鋼管外殼主要參數(shù)

4.3 模擬結(jié)果分析

由40°聚能錐角時聚能射流的形成過程(見圖8)可知，藥柱起爆后，在聚能管外殼和聚能穴導(dǎo)向作用下，爆轟產(chǎn)物沿近似垂直聚能穴表面的方向高速射出(見圖8a)；由于裝藥結(jié)構(gòu)對稱，射出速度大小相等，爆轟產(chǎn)物在軸線附近匯集，進行矢量疊加，同時推動聚能罩向軸線運動(見圖8b)。爆轟產(chǎn)物壓力、速度本就很高，經(jīng)碰撞疊加后在軸線處產(chǎn)生更高的壓力區(qū)和速度值，形成聚能射流以及伴隨在它后面的一支運動速度較慢的杵體(見圖8c～圖8d)。

圖8 聚能射流形成過程Fig.8 Formation process of jet

聚能射流從頭部向尾部速度逐漸降低，40°聚能錐角時，射流頭部速度達到3 587.6 m/s，尾部速度為896.7 m/s。聚能射流較其它方向具有極高的速度、密度、壓力，破壞作用顯著增強。根據(jù)能量守恒定律，能量主要集中在聚能方向，則作用在非聚能方向的能量變小，能有效提高能量利用率。

50°、60°、70°和80°聚能錐角時聚能射流形成過程與形狀和40°時基本一致，不同聚能錐角線性聚能射流對比如表4所示。

表4 不同聚能錐角線性聚能射流對比

由表4可知，聚能錐角40°、50°、60°、70°、80°時聚能射流壓力、射流長度、射流頭部速度、射流尾部速度等指標均依次遞減，說明聚能爆破效果逐漸減弱。聚能錐角40°時，射流頭部和尾部速度最大，同時頭尾速度差也最大，保證了射流具有較好的延展性，經(jīng)過一定距離延伸后不會斷裂。隨著角度增大，頭尾速度差逐漸減小，射流長度受限。在60°和70°之間，聚能壓力等各個參數(shù)有較大幅度的下降。

5 結(jié)論

1)損傷增量考慮了巷道開挖等原因造成的巖體初始損傷，能夠準確反應(yīng)由線性聚能爆破引起的巖體損傷。在聚能方向巖體損傷增量大，致裂巖體破壞顯著，非聚能方向巖體損傷增量小，巖體破壞小。定向致裂巖體效果明顯。

2)聚能錐角為40°時，線性聚能爆破致裂巖體效果最佳。在聚能方向，爆破前后測試孔巖體波速顯著降低，最小波速降為2 853 m/s，最大損傷增量0.93，聚能射流頭尾速度差大，裂紋擴展深度和長度相對較大，對非聚能方向巖體擾動較小。50°、60°、70°和80°聚能錐角時，最大損傷增量、聚能壓力、射流長度、射流頭部速度、射流尾部速度等隨聚能錐角增大而減小，致裂巖體效果逐漸降低。

3)數(shù)值模擬顯示40°、50°、60°、70°和80°聚能錐角時聚能射流壓力、射流長度、射流頭部速度、射流尾部速度等指標均依次遞減，說明聚能爆破效果逐漸減弱，與試驗結(jié)果一致。

4)線性聚能爆破在工程上得到了廣泛應(yīng)用，但當聚能方向無自由面時，補償空間不足，裂紋擴展長度受限，需進一步研究聚能管材質(zhì)、裝藥結(jié)構(gòu)和藥量等因素對致裂巖體裂紋長度的影響。