角柱形掏槽孔布置及毫秒延時爆破效果分析與應(yīng)用

段寶福 柴明星 張正欣 孫宗軍

(1.山東科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院,山東 青島 266590;2.山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點實驗室,山東 青島 266590;3.青島瑞翰科技集團(tuán),山東 青島 266061)

鉆爆法作為巖巷掘進(jìn)中的主要技術(shù),對巷道掘進(jìn)效率的提升有重要影響。特別是在中深孔爆破掘進(jìn)中,直眼掏槽的爆破進(jìn)尺和效率高于斜眼掏槽,而在多數(shù)工作面受限的巷道中,直眼掏槽更是主要的掏槽方式[1]。

為了提高巷道掘進(jìn)效率,不少學(xué)者對含空孔直眼掏槽爆破進(jìn)行了深入研究。LANGEFORS等[2]總體分析了直眼掏槽的碎巖機(jī)理,構(gòu)建了空孔直徑影響爆破作用的半理論半經(jīng)驗公式。STEPANOV等[3]通過理論和模型試驗,探究了同時起爆平行炮孔的爆破效果,得到了該種爆破方式下的最大碎巖范圍。SHAPIRO等[4]對不同形狀的掏槽爆破技術(shù)進(jìn)行了分析,得出了最佳形狀的掏槽孔布置方案。李洪偉等[5]通過電子雷管的模型試驗,研究了直眼掏槽爆破掏槽孔與輔助孔間延期時間對掏槽爆破效果的影響,給出了孔間最佳延期時間范圍,并通過對直眼掏槽爆破過程進(jìn)行數(shù)值模擬,驗證了最佳延期時間。王遠(yuǎn)來等[6]針對直眼掏槽孔打孔數(shù)量過多的問題,通過理論分析確定了炮孔和空孔間距的取值范圍,通過數(shù)值分析和工程實例得出空孔處應(yīng)力集中的變化規(guī)律,并給出適用的炮孔直徑和孔間距。汪平[7]開展了單空孔直眼掏槽爆破、三空孔直眼掏槽爆破和三空孔直眼掏槽爆破改進(jìn)共3種方案的現(xiàn)場爆破效果對比試驗,試驗結(jié)果表明:適當(dāng)提高空孔的數(shù)量,增大掏槽爆破的補(bǔ)償空間,可顯著提高巷道爆破掘進(jìn)效率。范興俊[8]對直眼掏槽爆破的各種形式進(jìn)行了總結(jié),依據(jù)爆轟波理論和爆轟波衰減規(guī)律設(shè)計了九孔菱形中部間隔裝藥的掏槽方式,并結(jié)合LS-DYNA數(shù)值模擬方法進(jìn)一步確定了該方式的粉碎圈和裂隙圈范圍,從而驗證了掏槽方式的可行性。

現(xiàn)有研究大多傾向于掏槽孔爆破半徑和破碎機(jī)理,在角柱形掏槽孔間距、布孔方式和起爆方式分析方面有待進(jìn)一步深入。本研究通過理論推導(dǎo),得出了理論最適宜孔間距,據(jù)此建立不同孔間距、不同布孔方式和不同起爆方式的數(shù)值模型,并結(jié)合工程實例進(jìn)行了綜合分析,分析結(jié)果有助于提高巖巷掘進(jìn)效率和經(jīng)濟(jì)效益。

1 最適宜爆破孔和空孔間距理論計算

現(xiàn)階段,常用計算裂隙的經(jīng)驗公式為

式中,R′L為裂隙圈半徑,mm;rb為爆破孔半徑,mm;Pd為不耦合裝藥爆腔壓力,Pa;ST為巖石抗拉強(qiáng)度,Pa;α1為應(yīng)力波衰減系數(shù);λ為側(cè)向應(yīng)力系數(shù),可進(jìn)行如下計算

式中,μd為動態(tài)泊松比;μ為靜態(tài)泊松比。

式(1)、式(2)中相關(guān)參數(shù)取值見表1。

表1 巖石材料相關(guān)參數(shù)Table 1 Parameters related to rock materials

式(1)中,Pd可進(jìn)行如下計算:

式中,ρ0為炸藥密度,kg/m3;D為炸藥的爆轟速度,km/s;D炮為炮孔直徑,mm;D藥為藥卷直徑,mm;n為壓力增加系數(shù)。

確定爆破孔和空孔間距還需要考慮空孔處的裂隙區(qū),即[9]:

式中,σ孔為孔壁切向應(yīng)力,N;Rr為反射拉伸波形成的裂隙半徑,mm。

在工程實踐中,掏槽孔的最優(yōu)參數(shù)需要滿足多種因素和限制條件,方可適應(yīng)復(fù)雜的工程環(huán)境。為有效防止碎石填滿空孔,導(dǎo)致能量浪費,并滿足補(bǔ)償空間理論[10]的要求,本研究考慮到爆破孔和空孔的最小間距,計算公式為[11]

式中,R1為考慮巖石碎脹的爆破孔和空孔間距,mm;rd為空孔半徑,mm;h為裝藥系數(shù),即裝藥長度與炮眼長度之比,一般取0.7[12];K為巖石膨脹系數(shù)。

通過式(5)計算,能夠得出符合補(bǔ)償空間理論的爆破孔和空孔間距,依據(jù)該式得出的限制間距,有助于進(jìn)一步獲得最適宜間距取值。

2 直眼掏槽爆破數(shù)值模型

2.1 工程背景

本研究以山西天地王坡煤業(yè)有限公司3206高抽巷為例進(jìn)行分析。該巷道設(shè)計長度為2 162.5 m,是3206工作面瓦斯抽放專用巷。3206高抽巷斷面形狀為矩形,巷道掘進(jìn)斷面寬3.5 m、高3.4 m,掘進(jìn)斷面面積11.9 m2。工作面巖石以石英砂巖和砂質(zhì)泥巖為主,堅固性系數(shù)為4～8,屬中硬巖石。

結(jié)合巷道基本情況以及表1,得出R′L=264 mm,Rr=68 mm,R1=111 mm。進(jìn)一步計算得,Rmax=R′L+Rr=332 mm,Rmin=111 mm。本研究選擇R=Rr+R1=179 mm作為最適宜間距,是因為該值處于最大和最小值范圍內(nèi),滿足補(bǔ)償空間理論等因素的限制條件,作為最適宜間距最為合適。

對于理論得出的最適宜間距還需要多種方式進(jìn)一步驗證其適用性。因此假定最適宜間距為179 mm,運用數(shù)值模擬軟件建立多種數(shù)值模型進(jìn)行分析,在此基礎(chǔ)上,結(jié)合工程實際爆破效果予以評價。

2.2 數(shù)值模型參數(shù)和尺寸選擇

數(shù)值模型為邊長1 000 mm、高10 mm的立方體,采用solid164單元類型,巖石和空氣部分占據(jù)整個模型,爆破孔和空孔直徑均為42 mm,模型網(wǎng)格按照10 mm劃分,四周設(shè)置無反射邊界,約束上下面的豎向位移。

爆破孔和空孔的最小間距采取140、170、200、230 mm 4種間隔,根據(jù)不同的延時次數(shù),又分為同時起爆、兩段毫秒延時起爆和三段毫秒延時起爆3種情況,并且每種延時情況又分為多種布孔方式,如圖1～圖3所示。理論上說,雖然空孔直徑越大越好,但是為了施工方便,本研究使空孔和爆破孔的直徑相同。對于同時起爆,圖1中,模型1橫向爆破孔間距是縱向爆破孔間距的2倍,模型2橫向和縱向爆破孔間距均相同。對于兩段毫秒延時起爆,模型1、模型2與圖1中模型相同,起爆方式不同;模型3炮孔間距相同,炮孔間距為炮孔和空孔間距的2倍;模型4爆破孔與模型3相同,空孔的橫縱距離均為爆破孔間距的1/2。對于三段毫秒延時起爆,模型1、模型2與圖2中模型3、模型4相同,起爆方式不同。

圖1 同時起爆模型Fig.1 Simultaneous detonation models

圖2 兩段毫秒延時起爆模型Fig.2 Two-segment millisecond delay initiation models

圖3 三段毫秒延時起爆模型Fig.3 Three-segment millisecond delay initiation models

2.3 材料參數(shù)及本構(gòu)方程

模型采用多物質(zhì)流固耦合(ALE)算法,其中將炸藥和空氣部分作為流體處理,巖石部分作為固體處理。相互作用采用*constrained_lagrange_in_solid[13]關(guān)鍵字來設(shè)定。巖石本構(gòu)方程選擇*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型,該模型可描述各向同性硬化和隨動硬化塑性模型,還可以考慮應(yīng)變率的影響,適用于梁、殼和實體單元,計算效率很高。巖石材料的具體參數(shù)取值見表2。炸藥計算模型采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN,為了保證炸藥順利起爆設(shè)定炸藥的狀態(tài)方程為*EOS_JWL,炸藥材料和狀態(tài)方程的具體參數(shù)取值見表3?？諝獠牧线x擇*MAT_NULL,其狀態(tài)方程*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL[14-15],空氣材料的具體參數(shù)取值見表4。

表2 砂巖基本物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Basic physical and mechanical parameters of sandstone

表3 JWL狀態(tài)方程參數(shù)Table 3 Parameters of JWL state equation

表4 空氣材料和狀態(tài)方程參數(shù)Table 4 Air material and equation of state parameters

2.4 數(shù)值計算模型可靠性驗證

數(shù)值模型建立后需驗證其可靠性,確保模擬結(jié)果能夠有效反映基本爆破機(jī)理[16]。在爆破孔和空孔連接方向均勻地選擇7個測點,得出的振動速度與薩道夫斯基公式理論解對比如圖4所示。

圖4 振動速度數(shù)據(jù)對比曲線Fig.4 Comparison curves of vibration velocity data

由圖4可知:數(shù)值計算解和理論公式得出的結(jié)果變化趨勢基本一致,后者總體上小于前者,原因在于實際工程中巖層中存在多種裂隙和不同巖層等多種因素的影響,這些因素能夠有效降低振動效應(yīng),起到了類似減震溝[17-18]的減振效果,但總體變化趨勢一致,且結(jié)果相差不大,因此使用該模型模擬爆破具有一定的可靠性。

3 數(shù)值模擬計算結(jié)果分析

3.1 不同間距對比

依據(jù)含空孔掏槽爆破巖石的開裂機(jī)理,結(jié)合數(shù)值模擬計算,從中能夠得出同類型布孔方式條件下,不同間距的對比方式。本研究主要分析空孔被填滿情況、爆破孔和空孔連接處測點的有效應(yīng)力和最終裂隙擴(kuò)展情況。由于篇幅有限,故以同時起爆模型1(圖1(a))為例,分析間距判別方法。

3.1.1 空孔被擠壓程度

同時起爆模型1各間距空孔處的應(yīng)力分布特征如圖5所示。

圖5 同時起爆模型1各間距空孔處應(yīng)力分布Fig.5 Stress distribution at each spacing empty hole in No.1 simultaneously detonate model

由圖5可知:在140 mm間距中,空孔在150 μs時被碎石填滿,空孔被完全擠壓;對比170 mm間距的空孔,雖然所?？湛椎捏w積很小,但是滿足了補(bǔ)償空間理論,且所用時間也較長,說明相比于140 mm間距,170 mm間距優(yōu)勢更為明顯,但是為了防止后續(xù)爆生氣體的二次氣楔作用所產(chǎn)生的碎巖將剩余的空間填滿,因此有必要對此間距做進(jìn)一步分析;200 mm間距的空孔剩余體積較大,約占原來的1/4,剩余的體積較多,且對比170 mm間距情況所用時間僅僅推遲了10 μs,雖然保證了空間被完全占據(jù),但是所?？臻g過大;由于230 mm間距所示的空間甚至小于200 mm間距的空間,故直接排除。由此可以推出較為優(yōu)勢的間距為170～200 mm,并排除140 mm間距的情況,這與理論公式所得數(shù)據(jù)相近。

3.1.2 爆破孔和空孔連接處測點的有效應(yīng)力

在模型爆破孔和空孔連接方向均勻布置7個測點,得到有效應(yīng)力的時程曲線。將各個曲線的穩(wěn)定有效應(yīng)力進(jìn)行統(tǒng)計,而后篩除小于砂巖抗拉強(qiáng)度的應(yīng)力值,取7個應(yīng)力值的平均值作為該間距的有效應(yīng)力,再對比4種間距的有效應(yīng)力,從中取最小值即可作為較優(yōu)應(yīng)力,具體數(shù)據(jù)曲線如圖6所示。

圖6 同時起爆模型1有效應(yīng)力隨間距變化曲線Fig.6 Variation curve of effective stress with distance for No.1 simultaneous detonation model

由圖6可知:有效應(yīng)力隨著間距的變化先下降后增長再下降,變化起伏較大;在170 mm處達(dá)到最低值,該處有效應(yīng)力大于砂巖的抗拉強(qiáng)度且又處于曲線的最低值,因此符合最適宜條件。

3.1.3 裂隙擴(kuò)展情況

1 000 μs時,同時起爆模型1的最終裂隙分布特征如圖7所示。

由圖7可知:所有情形下的裂隙均延伸出了邊界,最終所有孔均貫通。其中200 mm間距的裂隙范圍明顯少于其他情況,230 mm間距的裂隙在空孔周圍沒有很好地粉碎,裂隙較少。而140 mm間距和170 mm間距兩種情況均在空孔處具有較好的粉碎效果,但由于排除了140 mm間距的情況,所以170 mm間距的情況較好。

3.1.4 最適間距

綜合3種判斷方法,只有170 mm間距的情況最為突出,因此在此種布孔方式下,170 mm為最適宜間距。

最終通過32組應(yīng)力波分析和32組裂隙擴(kuò)展情況分析,得出各模型的最適宜間距取值見表5。

表5 各模型最適宜間距Table 5 Optimal spacing of each model mm

3.2 不同布孔方式對比

由3.1節(jié)得出各種布孔方式的最適宜間距后,通過對比相同起爆段數(shù)的模型,能夠得出最優(yōu)布孔方式,本研究以兩段毫秒延時起爆模型(圖2)為例進(jìn)行分析。

3.2.1 爆破孔和空孔連接處測點的有效應(yīng)力

兩段毫秒延時模型間距的有效應(yīng)力隨間距的變化曲線如圖8所示。

圖8 兩段毫秒延時起爆各模型有效應(yīng)力隨間距變化曲線Fig.8 Variation curves of effective stress with spacing of each model of two-segment millisecond delay initiation

由圖8可知:各模型的最適宜孔間距均選擇為曲線中的最小值(表5),并且均符合在大于砂巖抗拉強(qiáng)度的基礎(chǔ)上取最小值的條件。因此,本研究在此基礎(chǔ)上直接對比各模型最適宜孔間距的有效應(yīng)力最小值,發(fā)現(xiàn)模型4中170 mm間距為最適宜孔間距,并且該模型的有效應(yīng)力整體較小。

3.2.2 裂隙擴(kuò)展情況

1 000 μs時,兩段毫秒延時爆破模型中的最適宜間距裂隙擴(kuò)展情況如圖9所示。

圖9 兩段毫秒延時起爆各最適宜間距最終裂隙分布Fig.9 Distribution of the final cracks at each optimal distance between two-segment millisecond delay initiations

由圖9可知:模型2的裂隙開裂范圍最小,模型3最大,模型1開裂范圍呈長方形分布,模型2開裂范圍集中在空孔處,模型3和模型4開裂范圍呈菱形分布。巖石碎裂程度方面,模型3和模型4巖石已經(jīng)粉碎,而模型1中存在較大的巖層,模型2巖石粉碎程度太高,范圍過小,說明用于粉碎空孔附近處巖石的能量過剩,能量分布不均勻。因此綜合分析,模型3和模型4較優(yōu),再結(jié)合有效應(yīng)力分析,模型4最優(yōu)。

3.2.3 最優(yōu)布孔方式

依據(jù)上述分析方法得出各模型的最優(yōu)布孔方式為同時起爆模型1(圖1(a))、兩段毫秒延時起爆模型4(圖2(d))和三段毫秒延時起爆模型2(圖3(b))。

3.3 不同起爆順序?qū)Ρ?/h3>

按照3.2節(jié)得出各種起爆方式的最優(yōu)布孔方式后,通過對比不同起爆時間的模型,能夠得出最優(yōu)起爆方式。

3.3.1 爆破孔和空孔連接處測點的有效應(yīng)力

3種最優(yōu)布孔方式的有效應(yīng)力隨間距的變化曲線如圖10所示。

圖10 不同起爆順序下各模型有效應(yīng)力隨間距變化曲線Fig.10 Effective stress variation curves of each model with spacing under different initiation sequences

由圖10可知:模型4和模型2的變化趨勢均為先下降后上升,模型1的變化較為波動,呈先下降后上升再下降的變化規(guī)律。模型1有效應(yīng)力整體較大,因此直接排除;模型4的有效應(yīng)力均小于模型2,因此兩段毫秒延時起爆模型4較優(yōu)。

3.3.2 裂隙擴(kuò)展情況

1 000 μs時,170 mm孔間距下同時起爆模型1、兩段毫秒延時起爆模型4和三段毫秒延時起爆模型2的裂隙擴(kuò)展情況如圖11所示。

圖11 最優(yōu)模型間距裂隙分布Fig.11 Distribution of cracks with optimal model spacing

由圖11可知:模型4和模型2在空孔附近處裂隙較為密集,開裂情況較好,模型1空孔附近裂隙相對較少且不夠密集。在外部相鄰爆破孔開裂情況中,模型1開裂較差,甚至部分沒有開裂,而模型4和模型2雖然裂隙不多也并未向外擴(kuò)展,但是在該處形成了一定的破碎,裂隙呈菱形分布,通過分析可以排除同時起爆模型1。模型4和模型2的內(nèi)部裂隙開裂都較為均勻,對于兩者需進(jìn)一步開展適宜性分析,但兩者均采用相同的布孔方式,故可以認(rèn)為該布孔方式最優(yōu)。

3.3.3 最優(yōu)模型

由上述分析可知:兩段毫秒延時起爆模型4和三段毫秒延時起爆模型2為較優(yōu)解,兩者為同種布孔方式、不同起爆方式,再結(jié)合3.3.1節(jié)分析可知,模型4的有效應(yīng)力較優(yōu),因此得出最優(yōu)起爆順序為兩段毫秒延時起爆,最優(yōu)布孔方式為兩段毫秒延時起爆模型4,最適間距為170 mm。該結(jié)論與第1節(jié)理論公式推導(dǎo)出的結(jié)果相差不大,在工程實踐中可以適當(dāng)調(diào)整孔間距。

4 工程實例分析

4.1 爆破參數(shù)設(shè)計

依據(jù)2.1節(jié)的工程背景,新方案以兩段毫秒延時起爆為最優(yōu)起爆順序,兩段毫秒延時起爆模型4(圖2(d))為最優(yōu)布孔方式,170 mm為最適宜間距,(其他爆破參數(shù)與舊方案相同);舊方案的掏槽方式為兩段毫秒延時起爆模型2(圖2(b))。新方案炮孔布置如圖12所示,工作面各類炮孔參數(shù)取值見表6。

圖12 炮孔布置示意(單位:mm)Fig.12 Schematic of the layout of blasting holes

表6 巷道爆破參數(shù)Table 6 Blasting parameters of roadway

4.2 爆破效果分析

通過對比新舊方案的爆破效果,進(jìn)一步探討新方案能否提高巖巷掘進(jìn)效率,現(xiàn)場實踐效果如圖13至圖15所示。

圖13 現(xiàn)場炮孔布置Fig.13 On-site blasting holes layout

圖14 巷道掘進(jìn)效果Fig.14 Excavation effect of roadway

圖15 新舊方案爆破效果對比Fig.15 Comparison of the blasting effects of the new and original schemes

由圖13和圖14可知:現(xiàn)場根據(jù)理論模型和數(shù)值模型設(shè)置了相同的布孔方式和間距,掘進(jìn)深度也符合預(yù)期,巷道成型完整,沒有出現(xiàn)超欠挖現(xiàn)象。由圖15可知:新方案的矸石更小,破碎更完全,舊方案矸石較大,但兩者的碎石大小均在可接受范圍內(nèi)。

新舊方案的巷道主要爆破條件和技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)對比見表7。

表7 新舊方案主要爆破條件和技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)Table 7 Main blasting conditions and technical and economic indicators of the new and original schemes

結(jié)合表7分析可知:在施工措施和巖層相同的條件下,通過5次爆破掘進(jìn)試驗,新方案與舊方案相比,平均爆破進(jìn)尺增加了0.17 m,炮孔利用率提高了5%,槽腔體積增大了1.35 m3,單循環(huán)出巖量增加0.5 m3,可見新方案能夠有效提高巖巷掘進(jìn)效率。在爆破耗材方面,掏槽藥量降低0.7 kg,每循環(huán)消耗炸藥量降低2.66 kg,炸藥單耗降低0.11 kg/m3,每米巷道消耗雷管降低1.7個,反映出新方案不僅提高了掘進(jìn)效率,還大大降低了爆破耗材,提高了經(jīng)濟(jì)效益。兩種方案中巖石爆破均比較充分,工作面巖石碎塊均勻,大塊率較低。多次爆破中除了個別出現(xiàn)少量大塊外,巖石均比較集中,大小處于較易拋擲的范圍,大幅降低了人工清矸的工作量。

4.3 峰值振動速度對比

在距離工作面300 m處設(shè)立振速測試儀,并將其安置在頂部錨網(wǎng)處,主要監(jiān)測巷道頂部的合速度峰值振動速度,具體數(shù)據(jù)見表8。

表8 合速度峰值振動速度監(jiān)測結(jié)果Table 8 Monitoring results of combined speed peak vibration speed cm/s

由表8可知:新方案的合速度峰值振動速度普遍小于舊方案,綜合5次試驗結(jié)果,取其平均值發(fā)現(xiàn)新方案的振動速度更小,對巷道的整體穩(wěn)定影響更小。新方案的合速度峰值振速比舊方案平均減少了0.12 cm/s,可見新方案不僅能夠提高掘進(jìn)效率和經(jīng)濟(jì)效益,而且能夠減少振動帶來的影響,保障了巷道掘進(jìn)安全施工。

5 結(jié) 論

(1)結(jié)合補(bǔ)償空間理論和應(yīng)力集中效應(yīng),對裂隙半徑經(jīng)驗公式進(jìn)行改進(jìn),限制了半徑的最小值,并得出理論最適宜孔間距為179 mm;數(shù)值計算發(fā)現(xiàn)最適宜孔間距出現(xiàn)在有效應(yīng)力最低處,結(jié)合數(shù)值計算和現(xiàn)場數(shù)據(jù),驗證了最適宜孔間距取值的可行性和可靠性。

(2)理論分析結(jié)果、數(shù)值模擬結(jié)論和現(xiàn)場爆破效果在最適宜孔間距方面表現(xiàn)出一致性,綜合分析發(fā)現(xiàn),最優(yōu)起爆順序為兩段毫秒延時起爆,最優(yōu)布孔方式為兩段毫秒延時模型4,最適孔間距為170 mm,數(shù)值計算結(jié)果、實際工程結(jié)論與理論結(jié)果差別較小,在實際工程中可適當(dāng)小范圍調(diào)整孔間距。

(3)結(jié)合山西天地王坡煤業(yè)有限公司3206高抽巷現(xiàn)場爆破數(shù)據(jù),發(fā)現(xiàn)新方案相比于舊方案爆破進(jìn)尺增加0.17 m,炮孔利用率提高5%,每循環(huán)消耗炸藥量降低2.66 kg,每米巷道消耗雷管降低1.7個,振動速度平均降低0.12 cm/s,提高了經(jīng)濟(jì)效益和巷道掘進(jìn)效率,減少了振動帶來的潛在危害。

(4)本研究僅在數(shù)值模擬軟件中模擬了多種參數(shù)的變化,未在實際工程中進(jìn)行詳細(xì)的參數(shù)變化分析,下一步可在工程施工中改變相關(guān)參數(shù),進(jìn)一步研究參數(shù)變化對爆破效果的影響。