聚能管爆破參數對周邊爆破效果的影響*

郭東明,朱若凡,張 偉,藍樊革

(中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院,北京 100083)

光面爆破作為使用量較大的一種爆破施工方式,在運用過程中出現了一系列問題,例如爆破超挖欠挖的現象非常常見,使得實際施工量大大提升,降低了施工效率并使得工程消耗的人力物力大大提升造成浪費。于是引入切縫聚能爆破這一方式爆破方式,來尋求改善這一問題。

針對切縫爆破,國內外諸多學者都展開了相關研究。楊仁樹等人,利用高速激光紋影儀,觀測了聚能管爆破時的流場變化與爆炸引力波的傳播形式[1]。針對聚能管藥包與普通藥包的不同,張旭進等人與陳帥志等人,分別利用LS-DYNA在各自的文章中研究了兩種不同的爆破形式在應力傳遞,應力峰值大小與破壞范圍的不同之處[2,3]。劉殿書等人,利用動光彈實驗,研究了初始應力條件下聚能爆破應力波的傳播過程[4]。楊立云等人利用動態焦散線實驗,探究深部巖土條件下聚能管爆破的應力分布[5]。王偉東等人,也在實際工程中,利用聚能管爆破技術,優化了隧道輪廓線,降低了炸藥利用量,提高了炮眼半痕率[6]。楊仁樹等學者針對聚能爆破中不同裝藥結構產生的爆炸效應差異進行了研究[7]。岳中文等學者,利用動態焦散線法與數值模擬方法,對不同裝藥結構的聚能管爆破的破壞效果進行了進一步的分析。并且利用模型試驗,研究了空氣間隔裝藥對定向爆破效果的影響[8,9]。羅勇等人利用模型試驗與現場施工試驗結合,表明使用聚能管時,可以將能量有效地定向傳播,減少非切縫方向的宏觀破壞;現場試驗炮孔裂紋明顯[10],眼痕率最高達到100%。大量學者針對聚能爆破在快速掘進與預裂爆破中的效果進行了細致的模擬試驗,取得了較好的效果[11,12]。并且也針對聚能爆破對于巖體的斷裂和巖石裂紋拓展的規律進行了研究[13,14]。

現有研究表明不同聚能管內不耦合系數與不同應力波相遇位置會改變最終的效果,但產生的變化與這些參數之間的關系并未過多研究。利用LS-DYNA,針對相同聚能管中不同直徑的藥卷產生的破壞效果,研究聚能管內部不耦合系數對爆破效果影響的規律;再通過設置不同的起爆位置來改變應力波相遇的位置,對其產生的影響規律進行研究。利用這兩個聚能爆破參數的具體規律,可以進對聚能爆破的效果進行一步的優化,使得爆破的效果更加高效經濟。

1 單孔爆破模型的建立與材料參數

采用 ANSYS/LS-DYNA 軟件來進行切縫藥包的爆破效應計算。為較好地模擬 出與實際工程情況接近的結果,使計算結果 盡可能精確,采用流固耦合的方式進行計算?？諝馀c炸藥選用 ALE 算法,將炸藥與空氣定義為流體形式。將切縫管與巖石定義為Lagrange單元,在切縫管管與巖石間設置CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE來實現兩者之間的能量傳遞。Lagrange單元與ALE單元之間設置流固耦合來傳遞能量,盡可能使模擬接近實際工程情況。對于模型,根據對稱性原理與提高計算效率來考慮,單孔模型采用1/4模型利用ANSYS擬真軟件的前處理模塊,進行模型建立。

在聚能爆破的施工過程中,炸藥與炮孔之間的不耦合性與不耦合系數已經得到了較多的研究,而對于聚能管與炸藥之間的內部耦合性,則研究不多。而多一次空氣的緩沖,則可以很大程度上再次對爆炸能量產生削弱,可以進一步地減弱對留存巖體的破壞作用。

針對聚能管內部的不耦合性進行建模,模型材料參數設置同上節,選擇炸藥與聚能管不耦合的結構來進行設計。聚能管材料為PVC,彈性模量E為3.3 GPa,抗張拉強度30 MPa,密度為1400 kg/m3。聚能管是在管身兩側呈180°角的位置上開出兩條切口,以實現爆炸能量的定向傳播。模擬中,將切口寬度設定為5 mm。使用32 mm藥卷,配合32 mm聚能管,36 mm聚能管與40 mm 聚能管,采用1/4 模型。聚能管結構與模擬過程中的模型參見圖1。

圖1 單孔炸藥-聚能管模型Fig. 1 Single hole charge-slotted pipe coupling model

炸藥使用LS-DYNA中的炸藥材料模型MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BUR來定義,爆炸過程利用專用的EOS-JWL狀態方程來模擬。A、B、R1、R2和ω分別是EOS狀態方程中的5個參數。EOS狀態方程的具體參數見表1。炸藥關鍵參數為爆速3200 m/s,爆炸壓力PCJ為6 GPa,密度為1200 kg/m3。

表1 炸藥參數Table 1 Explosive parameters

空氣使用空材料MAT_NULL來進行定義,同時需要賦予多項式狀態方程EOS_LINEAR_POLYNO-MIAL 來描述模擬其運動。具體方程參數見表2。

表2 空氣材料參數Table 2 Air parameters

2 單孔模型裝藥結構

2.1 理論計算與驗證

利用爆轟波C-J理論來計算由于炸藥的沖擊作用在巖石中引起的應力[15]。

σr是炮孔所處的巖體中某一點的徑向應力大小

(1)

(2)

(3)

式中:ρ0是炸藥彌補;DH是炸藥的爆轟速度;rc是炸藥半徑;n是應力波作用于巖體時的系數,通常設置為8～11。

計算炮孔壁上的應力,此時rx=rb,P2的結果為

(4)

P2=24nMPa

(5)

n通常為8～11,因此結果為

P2=192～264 MPa

(6)

(7)

選擇24 mm藥卷的模型,在位于徑向的炮孔壁上選擇觀測點,其應力變化情況如圖2。

圖2 炮孔壁時間-應力圖Fig. 2 Pressure-time curve of blast hole wall

圖上的峰值應力為249 MPa,與理論計算的結果基本吻合,從理論上驗證了模型的合理性。

2.2 炸藥-聚能管不耦合模型沖擊力學行為分析

對應力云圖進行分析,選用炸藥-聚能管不耦合裝藥后,有效降低了非切縫方向的應力作用,巖石的破壞以拉破壞為主,破壞主要由拉應力導致[16],對于拉應力要著重關注。由于切縫之外的區域范圍大,因此選用垂直切縫方向作為觀察位置,利用這一位置來反映非切縫區域的應力情況。48 μs時,炸藥-聚能管耦合結構在垂直切縫方向上的最大拉應力為12.6 MPa,且有明顯的應力集中現象,使得應力集中區域出現裂紋的起裂與拓展。兩組炸藥-聚能管不耦合結構在垂直切縫方向上分別為8.5 MPa(36 mm 聚能管)和1.8 MPa(40 mm聚能管),分別降低了32.5%和85.7%,都顯著降低了非切縫方向的破壞,并且應力集中現象顯著降低,應力分布更加均勻,這對于保護留存巖體起到了較大的作用。而在切縫方向上,炸藥-聚能管耦合結構的壓應力與拉應力要高于不耦合結構下的數值,可以達到巖體破壞條件的范圍也更大。對于兩組聚能管和炸藥不耦合的結構,切縫方向的應力作用范圍顯著減小,在34 μs時40 mm聚能管的切縫方向幾乎沒有出現應力集中區域,對于巖體的破壞效果有限。48 μs時,32 mm聚能管和36 mm聚能管的應力集中區域都呈現出十字形,但32 mm聚能管的應力集中程度更高,對于切縫與非切縫方向都有更大的損傷。200 μs時,32 mm聚能管的垂直切縫方向仍然存在拉伸應力,對垂直切縫方向的巖體影響更大,而36 mm切縫管與40 mm切縫管都沒有產生明顯豎向應力。同時,32 mm聚能管切縫方向上拉應力作用范圍大于36 mm聚能管情況下的拉應力作用范圍,而40 mm聚能此時幾乎沒有切縫方向上的應力出現。見圖3。

圖3 不同聚能管下的應力云圖Fig. 3 Pressure maps of different slotted pipes

這表明,在聚能管中設置不耦合空氣柱,可以將炸藥產生的爆炸能量吸收存儲,再通過不耦合空氣柱將能量傳播出去。這使得爆炸產生的能量經過二次緩沖,從切縫處傳播出的能量顯著下降,使得作用在巖體上的定向應力快速衰減擴散,而反射與繞射的能量下降,作用在垂直切縫方向上的應力也出現明顯的下降。這為保護巖體,避免過度破壞巖體提供了便利,減少爆破裂紋過多侵入周圍巖體。但這一結構在切縫方向上的應力也相應的減少,定向破壞的范圍減小,對于定向切開巖體與產生貫通裂紋不利。

從垂直切縫切縫方向上的應力時間分布圖來分析,選擇炮孔壁為觀測位置。32 mm切縫管在非切縫方向上依然有較大拉應力,會對巖體產生較大破壞,對于非聚能方向的保護不足,36 mm聚能管在非聚能方向上的拉應力顯著減小,會對巖石產生拉伸破壞的持續時間短,對留存巖體的破壞減小。當繼續增加為40 mm時,拉應力很低,幾乎無法對巖石產生有效的破壞。見圖4。

圖4 垂直切縫方向應力-時間圖Fig. 4 Pressure-time curve of perpendicular to concentrated direction

從切縫方向上觀察,在使用40 mm聚能管時,作用在切縫上的能量已經不足以使得巖體出現裂紋拓展破壞,而36 mm聚能管在切縫方向上的能量仍然較大,足以達到破壞巖體的條件。32 mm聚能管在切縫方向上的作用力要顯著大于其他兩組,破壞效果最強。綜合來看,36 mm的聚能管可以在保護留存巖體與定向破壞巖體之間達到較好的平衡。見圖5。

圖5 切縫方向應力-時間圖Fig. 5 Pressure-time curve of concentrated direction

通過上述分析可以認為,當聚能管與炸藥的不耦合系數設置為1.1左右可以在有效破壞切縫方向巖體和保護非切縫方向巖體之間得到平衡,但當此不耦合系數達到1.25時,切縫方向的裂紋可能會無法拓展。

3 不同的起爆位置對切縫

對不同炮孔之間的炸藥設置不同的起爆位置,會使得兩個炮孔之間產生的應力波相遇的位置發生變動。由于應力波相遇時會因為疊加作用產生破壞加劇的現象,不同的應力波相遇位置,產生的破壞加劇程度會有差異。選取一個雙炮孔的切面來進行研究,通過改變應力波相遇的位置來實現裝藥位置變化,探究不同應力波相遇位置對裂紋形態產生的影響,探究使用了二次空氣緩沖后,可否通過這一措施,再次降低非切縫方向的爆破損傷。

選用32 mm藥卷,聚能管采用36 mm,炮孔直徑48 mm,兩孔距離500 mm,剩余區域填充空氣。采用1/2模型,對巖石材料設置MAT_ADD_ERROSSION。上下表面設置固定約束,對稱面設置對稱約束,其余面設置為無反射邊界。選取應力波傳遞到兩孔間不同位置為參考,選擇應力波到達兩孔間的1/2,5/8,6/8和7/8位置作對比分析,具體模型見圖6。

圖6 雙孔炸藥-聚能管耦合模型Fig. 6 Double hole charge-slotted pipe uncoupling model

從裂紋拓展與分布上可以看出,采用了切縫聚能爆破的方式后,切縫方向裂紋拓展更加明顯。當不同炮孔產生的應力波在兩孔間1/2位置相遇時,在應力疊加區域出現了豎向裂紋,并且與左側的炮孔裂紋貫通,對于輪廓線影響很大,形成了較大巖石碎塊。炮孔完整度較低,并且輪廓線周圍也出現了較大幅度的不規則斷裂破壞。將應力波相遇的位置向右側移動,到達兩孔間的5/8的位置處,炮孔完整度增加,輪廓線周圍的斷裂破壞也出現了一定的減小,且破壞邊界線趨于規則。繼續將相遇位置向右移動至兩孔間的6/8位置處,炮孔完整度明顯提高,炮孔形態基本完整,輪廓線的完整度顯著增大,斷裂破壞范圍減小到同時起爆情況下的一半左右。但繼續移動至兩孔之間的7/8位置時,炮孔完整度出現了下降,并且出現了較大幅度輪廓線破壞,不規則破壞程度顯著增大。見圖7。

圖7 裂紋形態對比Fig. 7 Contrast of crack morphology

從上述分析可以得出,隨著應力波相遇的位置逐漸向著遠離兩孔中點的位置移動時,炮孔留存的完整程度與輪廓線周圍的斷裂破壞范圍呈現先減小再增大的趨勢,將應力波相遇的位置調整到位于兩孔間的6/8處,可以明顯提高炮孔完整度與輪廓線完整度。平均線性超挖量下降了36.9%,最大超挖量下降了23.3%,炮孔的完整程度也有了明顯的提高,降低了工作量與材料消耗。在實際工程中,應該適當改變不同炮孔之間的炸藥起爆位置,使不同炮孔之間的應力波的傳遞出現一定的不同步,可以在一定程度上進一步提高對非切縫方向巖體的保護。

4 工程實例

針對聚能管內設置炸藥與聚能管的不耦合系數,利用凡口礦的現場試驗數據進行對比。由于凡口礦采面所處的巖體存在斷層,且有較高的風化程度,整體呈現出破碎松散的狀態。但巖層中的巖體的強度相對較高,普氏系數可以到8～12。針對這些特性,最大限度保護破碎的留存巖體,在選用聚能管爆破的基礎之上進一步在炸藥與聚能管之間設置不耦合結構,減少非聚能方向的巖石破壞。

根據現場的情況,結合理論計算,將炮孔的直徑設置為35 mm,配合以25 mm的炸藥藥卷與27 mm的聚能管。這樣的情況下,炮孔與炸藥之間的不耦合系數為1.45;炸藥與聚能管之間的不耦合系數為1.10,將每個炮孔的炸藥量設定為小于0.96 kg。每孔深度為2.5 m,聚能管長度設置為炮孔深度的65%。

現場試驗的結果表明,使用該爆破參數的聚能管爆破之后,爆破振動得到了顯著的抑制,巷道超欠挖量被降低到了小于50 mm,半眼痕率超過85%。并且,在炮孔數量減少20%的情況下,可以將炸藥的利用率提高33%。炸藥單耗也從0.18 kg降低到0.14 kg。在明顯提高施工效率的情況下,大幅度降低超欠挖量,保護了破碎松散的留存巖體,效果較好。見表3。

表3 聚能爆破效果的提升Table 3 Improvement of slotted pipe blasting

利用理論計算得出參數設置,在實際工程得到了驗證。此時采用的聚能管內不耦合系數與模擬取得的參數極為接近,驗證了數值模擬結果具有相當程度的可靠度。同時這也表明了此參數對于不同的巖石都具有一定的適用性,對于堅硬巖石與較軟巖石都可以取得較好的工程結果。

5 結論

(1)炸藥與聚能結構不耦合時,垂直切縫方向的拉應力同炸藥與聚能管耦合的情況下同一位置的拉應力相比,最大可以降低87.5%。在很大程度上起到保護巖體,避免巖石破壞過大。

(2)當聚能管內的不耦合系數設置為1.1時,可以在定向破巖和保護留存巖體之間的達到較好的平衡。但當此不耦合系數增大到1.25時,爆破應力被削弱過度,可能會導致巖體無法破壞。

(3)炸藥-聚能結構不耦合時,令兩孔產生的應力波相遇的位置適度偏離兩孔中心點,就可以起到較大程度保護輪廓線,減少斷面超挖,以更低的成本來完成施工過程,也很大程度降低了爆破振動。