深埋底抽巷炮掘水間隔裝藥結構與炮眼布置優化

劉少偉，隋紀勝，賈后省，付孟雄，于 濤，姚丙傲

(1.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作 454000；2.煤炭安全生產與清潔高效利用省部共建協同創新中心，河南 焦作 454000；3.河南省新鄭煤電有限公司，河南 新鄭 451100)

鉆爆法作為破巖成巷(隧)的主要技術手段之一，具有施工成本低、效率高的特點，適用于低瓦斯礦井巷道及隧道掘進[1]。隨著我國煤炭資源開采逐步向深部發展，巷道埋深增加，圍巖應力增大，導致炸藥單耗增加、成巷(隧)效率降低，而巷道掘進的施工進度是制約井下開采效率的因素之一[2]。如何實現快速掘進并保證施工進度及施工人員的安全，成為現階段亟需解決的難題。因此，對鉆爆中炮孔的布置、裝藥結構的設計提出了更高要求。

如何提高炮孔利用率是國內外眾多學者研究的主要方向。謝理想[3]等采用數值模擬的方法對地應力與應力波傳播進行了分析，研究結果得出地應力對應力波產生的壓力荷載具有抵制作用，使得巖體受壓力荷載作用產生的損傷范圍受到影響；胡建華[4]等利用CAD和LS-DYNA數值模擬軟件，構建了爆破精細化網格模型，認為應力波相互疊加作用是影響掏槽腔體成型的關鍵；龔敏[5]等運用LSDYNA3D進行掏槽參數優化研究，對炮孔的布置形式進行了優化，模擬結果得出當炮孔中存在空孔時，可使掏槽效率提高30%以上；李啟月[6]等運用LS-DYNA對不同直徑的空孔在爆破時的動態破碎過程進行了模擬，得出了直孔掏槽的應力分布規律；李延龍[7]等對水炮泥堵塞作用運動機理進行研究，并獲得了炮泥在孔內的運動規律；楊仁樹[8-9]等提出超深掏槽孔掏槽爆破技術用以提高炮孔利用率以及基于炮孔長度優化的問題，證明了存在最優掏槽孔超深系數η可使炮眼利用率達到最高；Yi[10]等探討了炮孔間微差起爆時應力波之間的相互影響；戴俊[11]等利用ANSYS/LS-DYNA 數值模擬雙炮孔爆破裂紋擴展過程，得到了孔間裂縫的合理間距為400～700 mm；宗琦[12-15]等先后對水墊層裝藥對爆破效果的提升作用、炮孔水耦合裝藥爆破對孔壁產生沖擊壓力、炮孔不同的裝藥結構對爆破能量影響以及水介質不耦合裝藥結構爆破后對巖石的破壞范圍等方面做了大量研究；劉永勝[16]等對爆炸振動場和爆炸應力場進行研究，分析了巖體中缺陷處填充空氣或水對爆炸應力場的影響；楊建華[17]等針對深埋圓形隧洞爆破開挖過程，分析了不同掏槽方式對開挖面地應力瞬態卸荷誘發圍巖振動的力學特性，從掏槽方式選擇、孔網參數布置、起爆網路優化的角度探討了誘發振動的控制方法；鄭祥濱[18]等對單螺旋空孔直眼掏槽的爆炸應力波傳播規律與成腔過程進行了數值模擬研究，發現爆破效果與掏槽孔至空孔的距離相關；楊國梁[19]等對復式掏槽爆破進行了分析，發現復式掏槽爆破更有利于孔底巖石向自由面拋出；單仁亮[20]等對巷道掏槽爆破的作用機理進行研究，提出了應力應變特性和巖石性質對掏槽爆破效果的影響；鐘明壽[21]等根據爆炸力學的相關理論建立起耦合裝藥、不同耦合介質(包括水、空氣和泥土)裝藥條件下炮孔壁處爆炸載荷和透射波比能量的計算方法。

鉆爆法適用范圍廣泛，所以在未來很長一段時間內將作為巷道掘進的主流工藝[22]，而目前大部分學者都是針對炮孔的布置形式進行研究，鮮有對裝藥結構的研究。文章以趙家寨礦巖巷鉆爆法施工為背景，提出水間隔柱狀不耦合裝藥結構，旨在為類似巖巷掘進提供可參考的施工方案。

1 底抽巷掘進面概況及存在問題

趙家寨礦14206工作面主采二1煤，煤層埋深約400 m。底抽巷沿灰巖掘進，設計斷面為直墻半圓拱形，尺寸為5.1 m×3.6 m，凈面積15.8 m2，設計長度1 036.2 m，灰巖的堅固性系數為7。因巷道底板為砂質泥巖與砂巖互層，采用綜掘機沿巷道掘進時，掘進段大量用水會導致巷道底板遇水泥化，不利于現場施工，因此采用鉆爆法掘進，巷道圍巖層位關系及掘進斷面如圖1所示。

圖1 巷道圍巖層位關系及掘進斷面Fig.1 Layer relationship and excavation cross-section of surrounding rock in tunnels

現場實際調研發現，循環進尺短的主要原因為：掏槽孔和崩落孔的間距超過了藥柱的有效破碎半徑，導致炮孔之間未完成切割，無法為后續爆破提供新的自由面，造成整體進尺較短，循環進尺為1.5 m，炮孔利用率為75%，且掘進面超欠挖現象較嚴重。因此，需對14206工作面的底抽巷圍巖爆破參數和裝藥結構進行優化。

2 水間隔裝藥結構及爆破效果分析

2.1 巖石爆破破碎機理

炸藥在巖體中爆破時，爆炸瞬間產生爆生氣體和爆生產物使炮孔周圍巖石破碎，形成微小顆粒和初始裂隙。沖擊波在傳播過程中衰減成應力波，在孔壁的切向產生拉應力，形成徑向破裂，當徑向壓縮應力波傳播至自由面時，反射形成拉伸波，若反射拉應力大于巖石的抗拉強度，則會引起巖石進一步破裂，包括初始裂隙的擴展和二次裂隙的形成[23]。爆生氣體的膨脹、擠壓、尖劈作用促使裂隙發生延伸和擴張，形成巖石碎塊。炸藥爆炸沖擊圍巖過程如圖2所示。

圖2 炸藥爆炸沖擊圍巖過程Fig.2 Process of explosive impact on surrounding rock

2.2 單孔爆破計算模型構建及裝藥結構方案

為了提高巖巷的成巷速度，采用數值模擬水間隔柱狀不耦合裝藥(以下簡稱水間隔裝藥)條件下，炸藥爆炸形成的有效破碎半徑和孔底的破碎狀態，以確定最優的炮孔間距和裝藥結構。

由文獻[24]可知，與空氣間隔裝藥相比，水間隔裝藥應力衰減慢，壓力作用時間長，炮孔透射比能量大，可提高爆炸的能量利用率。因此，筆者僅對水間隔條件下巖石破碎效應進行分析。

模擬采用非線性動力有限元軟件LS-DYNA，計算模型如圖3(a)所示，建立四分之一模型，鏡像得到全模型。四分之一模型尺寸為1 m×1 m×3 m，采用solid164實體單元進行網格劃分。為保證模擬結果的準確性，巖石、空氣、炸藥均采用映射網格劃分，網格尺寸為1 cm，計算時長1 ms。不同工況時模型尺寸相同，炸藥、空氣和水均采用初始體積分數法設置，采用動力松弛法設置10 MPa應力，計算時間步與模型最小網格匹配。模型邊界被限制在XOY平面上，并被定義為無反射邊界模擬波在無限巖體內傳播。炮孔直徑為38 mm，炸藥尺寸為?35 mm×300 mm，選用礦用乳化炸藥，炸藥密度為1.0 g/cm3，裝藥方案見表1。

表1 裝藥方案Table 1 Charging scheme

在距炮孔口0.35 m和孔底0.35 m及巖石中部0.8，1.6 m處分別選取4個測點(Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ，Ⅳ)作為分 析對象，測點位置如圖3(b)所示。

2.3 模型材料及本構方程

炸藥采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 模型，炸藥狀態方程采用EOS_JWL方程描述[25]。

式中，P1為爆炸產生的壓力；V為相對體積，即當壓力為P1時的體積與初始體積的比值；E0為炸藥的初始比內能；A，B，R1，R2，ω為參數，由試驗確定。

炸藥狀態方程的主要參數為：V= 1.0 g/cm3，E0= 4.192 GPa，A= 214.4 GPa，B= 0.812 GPa，R1= 4.2，R2=0.9，ω= 0.15。炸藥的材料參數為：密度ρ1＝1.0 g/cm3，爆速D＝0.4 cm/μs，單位體積爆轟能E＝4.192 GPa。

空氣采用MAT_NULL材料模型，狀態方程采用EOS_LINEAR_POLYNOMIAL方程描述[26]。

式中，P2為空氣壓力；E2為初始單位體積內能；C0～C6為與氣體性質有關的常數，其中C0=C1=C2=C3=C6= 0，C4=C5=0.4；μ=ρ/ρ0- 1，其中，ρ，ρ0分別為當前氣體密度和初始時刻密度。

空氣狀態方程及材料參數值見表2。

表2 空氣狀態方程及材料參數值Table 2 Air state equation and material parameter values

通過實驗室試驗對現場取樣的巖石進行參數標定，巖石材料采用RHT模型，因為混凝土和巖石都具有應變硬化、損傷軟化和應變率效應等特性，所以巖石的部分參數可采用RHT混凝土的本構模型來描述巖石在沖擊動載下的損傷行為[27]，巖石材料參數見表3。

表3 巖石主要力學參數Table 3 Main mechanical parameters of rock

2.4 爆破動態損傷特征

為觀察到不同方案爆破后巖石的動態破碎特征，采用數值化提取技術對巖石的損傷演化過程進行分析，不同裝藥結構巖石損傷演化結果如圖4所示。

圖4 4個方案在不同時步的巖石損傷演化Fig.4 Rock damage evolution of four schemes at different time steps

由圖4可知，隨著裝藥量的逐漸減少，炸藥爆炸產生的損傷區域呈顯著縮小的趨勢。方案1中，在200 μs時爆炸形成圓柱形損傷區，此時損傷部位光滑平整；在500 μs時，模擬爆炸運行結束后孔底產生大面積破碎。方案2中，在200 μs時爆炸形成圓柱形光滑平整的受損區域；在500 μs時，巖石中部形成“喇叭狀”的破壞損傷后未繼續擴展，表明此時模擬爆炸的計算已經完成，底部水炮泥的存在緩解了應力波的沖擊，對孔底損傷較小。方案3中，在200 μs時，爆炸形成了圓柱形損傷區，孔底無損傷；在500 μs時，2段裝藥柱完全起爆，上、下段形成“喇叭狀”損傷，因底部水炮泥的存在緩解了應力波的沖擊，孔底無損傷。方案4中，在200 μs時，爆炸形成了2段球型的破碎區域，損傷區光滑平整，無孔底損傷；在500 μs時，巖石破碎形成漏斗狀破壞，損傷未繼續擴展，表明此時模擬爆炸的計算已經完成，底部水炮泥的存在緩解了應力波的沖擊，由于裝藥量較少，上、下2個藥柱間未形成有效的爆破空腔。

為進一步說明4種裝藥結構的破碎范圍，繪制了剖面損傷線，如圖5所示。

圖5 巖石損傷剖面線Fig.5 Rock damage profile lines

由圖5可知，4種方案徑向(x)最大破碎范圍約為60 cm，軸向(y)最大破碎范圍約為210 cm。

為了解4種裝藥結構起爆后對巖石內部損傷程度，提取各測點的損傷值并進行定量分析，如圖6所示。由圖6可知，RHT模型通過損傷值定義破碎范圍，由測點Ⅰ，Ⅱ可知，在孔底水炮泥的作用下，巖石損傷值由全長裝藥的完全破碎(損傷值為1)變為局部損傷，減小了施工現場超挖的現象；測點Ⅲ，Ⅳ結合圖5分析，在水炮泥的壓縮下，分段裝藥也具有等長裝藥大致相同的軸向破碎距離，能夠形成光滑的破碎范圍，在一定程度上減少了炸藥的單耗，節省了施工成本。

圖6 各測點圍巖損傷值曲線Fig.6 Curves of surrounding rock damage value of each measuring point

2.5 應力傳播特性分析

為分析爆破過程中應力的變化趨勢，提取各測點的有效應力并繪制成曲線，如圖7所示。

圖7 各測點有效應力時程曲線Fig.7 Effective stress time history curves of each measuring point

2.6 爆破后圍巖振動特征分析

爆破振動作為爆破的危害之一[28]，必須在施工過程中引起足夠的重視。為分析爆破后圍巖振動特征，提取各測點的振速數據并繪制成曲線，如圖8所示。由圖8可知，在測點Ⅰ處，方案1，2，3的最大振速相近，約0.38 m/s；方案4的略小，約0.35 m/s。在測點Ⅱ處，方案1因無水炮泥封底而受到應力波的直接作用，速度瞬間增大至5.3 m/s左右；方案2，3，4因孔底受水炮泥黏滯性的影響，最大振速約0.35 m/s。對比測點Ⅰ和Ⅱ的數據可知，水的黏滯作用可以降低應力波對巖石的沖擊作用。在測點Ⅲ處，方案3的最大振速約0.51 m/s；方案1，2的相近，約0.39 m/s；方案4的藥量較少，起爆后測點受到的最大振速約0.28 m/s。在測點Ⅳ處，方案3的最大振速約0.7 m/s；方案2的約0.65 m/s；方案1，4的較小，其中方案1約0.41 m/s，方案4約0.32 m/s，這是由于方案1的裝藥結構中無水炮泥封堵孔底，應力波主要作用在孔底，徑向測點受到的爆轟速度減小。對不同裝藥結構下炸藥的有效破碎半徑進行分析可知，方案1，2，3的破碎效果大致相同，徑向破碎半徑約為60 cm。因此，可根據數值模擬結果有針對性地對裝藥結構進行布置。

綜上可知，方案1雖形成了光滑的圓柱形損傷區域，但同時導致孔底大面積破碎，且容易造成能量流失；方案2和方案3雖然裝藥量較少，但均產生了與方案1大致相同的損傷區域，能量得到了較為合理的利用；方案4由于裝藥量太少，并未形成有效的損傷區域。與方案1相比，方案2，3，4由于孔底水炮泥的存在，有效減弱了應力波對孔底的沖擊，縮小了孔底的損傷范圍，防止了施工現場超挖現象的發生。

3 底抽巷掘進面爆破數值模擬

3.1 模擬方案

為提高巷道掘進單次進尺深度，滿足現場施工任務需要，對炮孔的裝藥結構和布置設計了2種模擬方案。方案1為井下生產實際布置，如圖9(a)所示；方案2為根據單炮孔模擬結果對裝藥結構和炮孔布置進行優化后的改進方案，如圖9(b)所示。

圖9 2種方案的炮孔布置及裝藥結構Fig.9 Arrangement of blast holes and charging structures for two schemes

裝藥量統計見表4。

表4 裝藥量統計Table 4 Statistical table of drug dosage

3.2 模型構建

為更清晰地對比空氣間隔裝藥與水間隔裝藥在巷道掘進中的優劣，建立全斷面等比例模型模擬2種裝藥方案在掘進過程中的破巖情況，模型尺寸為10 m×10 m×3 m，如圖10所示。

圖10 巷道全斷面爆破模型Fig.10 Full section blasting model of roadway

為避免因網格畸變嚴重而運算報錯，炮孔采用映射網格劃分，周圍巖體采用掃掠劃分。

由于爆炸分析過程較復雜，為了便于對結果進行分析，做如下基本假設：

3.1 氣管導管固定的重要性 氣管導管妥善固定對麻醉術中及術后的安全管理至關重要，稍有不慎，即可能造成嚴重的并發癥。據報道，氣管內插管的非計劃拔管是常見的全身麻醉的主要并發癥，甚至危及患者的生命安全［1-4］。氣管導管妥善固定是手術順利開展的先決條件，良好的導管固定方法是患者術中及術后安全管理的重要保障。

(1) 以網格變形來描述巖石破碎的過程，忽略實際施工過程中新自由面的產生對后續爆破的影響。

(2) 忽略巖石中節理裂隙對破巖的影響。

3.3 爆破效果分析

3.3.1 方案1 爆破效果分析

爆破模型方案1模擬采用集中裝藥結構，全部正向起爆。為了能直觀觀測到巖石內部爆破產生的破碎，沿模型軸向選取一系列截面，如圖11所示，炮孔周圍巖石的臨界損傷程度用不同的顏色表示，損傷梯度從紅色減小到綠色。由損傷剖面顯示可知，損傷值由爆炸位置向外擴展時逐漸減小。

圖11 方案1爆破損傷模擬結果Fig.11 Simulation results of blasting damage in scheme 1

由圖11(a)可知，爆破結束后距孔口500 mm內，巖石破碎效果較差，雖然已炸出巷道輪廓，但是炮孔之間并未貫通，巖石并未被切分破碎，其依舊保持原有的完整性，且沒有形成新的自由面，不能為上部巖石的拋擲提供空間；距孔口500～1 200 mm，因處于炸藥的中心，爆破效果較好，形成了清晰的輪廓線，但炮孔之間并未被切分破碎，整體處于完整狀態，并且掏槽孔間有未被擾動巖石，無法使用挖裝機破碎清除；距孔口1 200～1 500 mm，已炸出巷道輪廓，炮孔之間并未貫通，但是對巖石的擾動較大，可以采用挖裝機破碎清除；距孔口1 500～1 700 mm，巖石并未被切分破碎，其完整性高且未被擾動，無法實現破碎清除。由圖11(b)可知，外側光面孔在空氣間隔下應力波在孔道內傳遞，在巷道外形成光滑的破碎區，對徑向損傷較小，損傷半徑約為5 cm。

3.3.2 方案2 爆破效果分析

爆破模型方案2模擬采用集中裝藥結構，全部正向起爆，爆破模擬結果如圖12所示。

圖12 方案2爆破損傷模擬結果Fig.12 Simulation results of blasting damage in scheme 2

由圖12(a)可知，在炮孔口處的水炮泥和黏土炮泥共同作用下，應力波被壓縮、減弱，雖然爆炸未完全破碎孔口，但巖石內已經產生損傷，可用挖裝機掏碎清除，這既可以減少孔口巖石的拋擲，又能減少對附近機械的破壞，保護了施工人員的安全。距孔口300 mm處爆炸產生應力波相互疊加，對徑向巖石進行破壞，使各炮孔之間相互貫通，巖石被切割成較小塊體后形成環向的破碎區，并在動能作用下向自由面拋落；距孔口1 100 mm處屬于炸藥集中區，周圍巖石破碎最為劇烈，炮孔之間完全貫通；距孔口1 100～1 800 mm處，周圍巖石破碎后巷道輪廓清晰，炮孔之間的巖石均已完成切割；距孔口1 800～2 000 mm處，由于底部藥量減少，巖石內部雖已被爆破，但其損傷度較低，挖裝機無法實現破碎清除。

由圖12(b)可知，爆破后巖體整體損傷區域光滑平整，對巷道擾動較小，爆破形成的輪廓軌跡滿足現場的施工要求。

由上述2個方案的爆破模擬效果分析可知，采用優化后的方案，不僅總炸藥用量減少，而且大幅提高了巖體的破碎范圍和破碎程度，極大地破壞了巖體的完整性，使爆炸產生的裂紋在巖體內連接而切割了巖體，為后續爆破提供了新的自由面，并增加了巷道掘進的進尺深度，滿足了巖巷掘進的要求。

4 工業性試驗

試驗地點為趙家寨礦14206工作面底抽巷，采用優化后的裝藥結構和炮孔布置方式。在實際施工中，由于巖體為非理想均質的彈性體，其含有原生裂隙和孔隙等，在爆破后水炮泥受高壓沖擊，水進入裂隙和孔隙中形成“水楔”，提高了巖石被爆后的破碎范圍，優化后的巷道掘進進尺為1.8 m，炮孔利用率為90%。優化前后爆破效果對比如圖13所示，采用優化裝藥結構和炮孔布置后，在水炮泥的黏滯作用下，爆破后的孔底光滑平整，無超欠挖發生。

圖13 優化前后爆破效果對比Fig.13 Comparison of blasting effects before and after optimization

5 結 論

(1) 數值模擬了單孔爆破水間隔裝藥結構，合理的裝藥結構能產生與等長裝藥大致相同的損傷區域，且使能量得到較為合理的利用，減少炸藥用量；孔底水炮泥有效減弱了應力波對孔底的沖擊，縮小了孔底損傷范圍，防止了施工現場超挖現象的發生。

(2) 由全斷面分段裝藥爆破數值模擬結果可知，裝藥結構和炮孔布置優化改進方案相較于原方案，爆破后巖體整體損傷區域光滑平整，對巷道擾動較小，爆破形成的輪廓軌跡能夠滿足現場的施工要求，且減少了炸藥損耗，節約了施工成本。

(3) 以趙家寨礦14206工作面底抽巷為試驗地點，采用優化后的裝藥結構和炮孔布置方式?，F場實測數據顯示，優化后的炮孔利用率達到了90%，單次進尺可達1.8 m，且爆后掘進面平整光滑，無超欠挖現象發生。