预裂爆破参数的理论计算及应用.pdf

预裂爆破参数的理论计算及应用 * 楼晓明 1， 赖红源2， 唐小军2 1． 福州大学 紫金矿业学院，福建 福州350108; 2． 紫金山金铜矿， 福建 上杭县364200 摘要 爆炸应力波及爆生气体在损伤岩体中形成的应力场 衰减规律及破岩机理是预裂爆破参数计算的基础。根据孔 壁初始冲击压力与岩石强度的关系， 得出了预裂爆破不耦合 系数范围。然后， 分析了损伤岩体中爆生气体形成的静态应 力场， 得出了预裂爆破形成的初始裂隙圈和炮孔间距。最 后， 以紫金山露天矿为试验现场， 对理论研究进行了验证， 为 露天矿深孔预裂爆破的施工设计提供了参考依据。 关键词 预裂爆破; 不耦合系数; 孔间距; 爆破参数 中图分类号 TD235． 371文献标识码 A 文章编号 1005 －2763 2011 05 －0109 －03 Theoretical Calculation and Application of Pre － splitting Blasting Parameters LOU Xiaoming1， LAI Hongyuan2， TANG Xiaojun2 1． College of Zijin Mining， Fuzhou University， Fuzhou， Fujian 350108， China; 2． Zijinshan Gold － copper Mine， Shanghang， Fujian 364200， China Abstract The attenuation law of stress field ed by explosion stress wave in damage rock and detonation gas and the rock blas- ting mechanism are the basis for the computation of pre － split- ting blasting parameters． Based on the interrelationship between the initial shock pressures on borehole wall and the rock strength， the value ranges of decoupling coefficient for pre － splitting blasting was obtained． Then，the static stress field ed by detonation gas in damage rock was analyzed， the initial cracked area ed by pre － splitting blasting in damage rock was studied and the space of boreholes was obtained． Finally， the theoretical study was validated in Zijinshan open pit mine． Key Words Pre － splitting blasting， Decoupling coefficient， Space of boreholes， Blasting parameters 爆炸应力波及爆生气体在岩体中形成的应力场 随距离衰减规律及破岩机理是预裂爆破参数计算的 基础。然而由于爆破的复杂性、 爆破近区和中区应 力测量的困难性， 其衰减规律及破岩机理变得难以 确定， 导致目前在爆破现场大部分都是采用经验和 类比等方法来确定预裂爆破参数， 无法全面考虑岩 体性质、 炸药性质、 预裂爆破参数及预裂爆破工艺等 因素在破岩及传播过程中的影响。因此对预裂爆破 基本参数进行理论计算和研究， 对于合理确定爆破 参数具有重要的理论指导意义和工程实用价值。 1预裂爆破参数的理论计算 1． 1不耦合系数 不耦合系数的大小直接影响到爆炸能量的传播 和预裂缝成长状况， 从而影响减震效果。为了达到 良好的减震和爆破效果， 预裂孔起爆后既要形成裂 缝， 又不能在岩体内形成粉碎圈。因此， 孔壁上初始 冲击压力就得小于岩石动态抗压强度大于岩石动态 抗拉强度， 即 σ [] td  PC σ [] cd 1 σ [] cd NND σ [] c 2 式中，σ[] td 为动态抗拉强度， 其值随加载应变率变 化很小， 在岩石工程爆破的加载应变率范围内， 可以 取 σtd σt， 其中 σt为岩石的单轴静态抗拉强度; σ [] cd 为动态抗压强度， N 是抗压强度提高系数， 一 般取 7 ～10， 软岩取大值， 硬岩取小值; ND是岩石动 态强度提高系数， 当加载速度为 1 102～ 1 104 kg/cm2s 时， 岩石抗压强度提高 1． 16 ～ 1． 43 倍， 一般工程爆破， 加载速度约为 1 102kg/cm2s; σ [] c 是岩石单向静态抗压强度;PC为环形不耦合 柱状装药在预裂炮孔中爆炸后对孔壁施加的强冲击 载荷， 其计算式可表示为［1 ］ PC ρ0V20n 8 Kd －6 3 式中， ρ0为炸药的密度; V0为炸药爆速; n 为炸药爆 炸产物膨胀碰撞炮孔壁时压力增大系数，n 8 ～ 15 ; Kd rb/r1为装药径向不耦合系数; rb， r1分别 ISSN 1005 －2763 CN 43 －1215/TD 矿业研究与开发 第 31 卷 第 5 期 MININGR ＆ D，Vol． 31， No． 5 2011 年 10 月 Oct． 2011 *收稿日期 2011 －03 －16 基金项目 福建教育厅资助项目 JA09029 ; 2008 年度福州大学科技发展基金 自然科学类 资助项目 2008 － XQ －20 ． 作者简介 楼晓明 1972 － ， 男， 浙江东阳人， 博士， 讲师， 研究方向 爆破工程，Email lxm fzu． edu． cn。 为炮孔半径和药包半径。 显然， 将式 1 两边取等号即可求出不耦合系 数取值的范围。 1． 2炮孔间距 对于预裂爆破而言， 柱状不耦合装药爆炸后， 产 生的应力波作用于孔壁形成初始裂隙圈的同时， 孔 内爆生气体因膨胀将会挤入孔壁的初始径向裂缝， 形成静态应力场， 其作用使长短不一的初始裂缝得 到不同程度的扩展， 形成爆破裂隙圈。因此， 炮孔间 距是爆破应力波作用于岩石产生的初始裂隙圈及随 后爆生气体作用而形成的扩展裂隙之和。很显然， 要使炮孔间距达到要求， 必须使爆生气体扩展裂隙 达到设计要求。 1． 2． 1爆生气体形成的静态应力场 在初始裂隙区之外， 爆生气体形成的岩体静态 应力场可由文献［ 1］ 与损伤定义推得为 σr P 1 － D rp r 2 4 σθ － P 1 － D rp r 2 5 式中， rp为初始裂隙圈半径， 作为预裂爆破， 本文设 定其爆破不产生压碎区， 参考文献［ 2］ ， 初始裂隙圈 的大小主要与产生的孔壁初始冲击压力及动态抗拉 强度、 波在岩体传播的衰减指数、 炮孔半径等有关， 具体可以表示为 rp PC σ [] td 1－D α rb 6 式中， α 2 － μd 1 － μd ， μ d为岩石动态泊松比， 在工 程爆破的加载率范围内， 可以认为 μd 0． 8μc ，μ c 为岩石的静态泊松比;D 为岩体损伤系数;P 为炮 孔外初始裂隙圈内气体的压力［3 ］ Pd P 1 K 1 rp r b 2 － [] 1 P E 7 式中， E 为岩石的弹性模量; Pd为不耦合装药条件 下作用在孔壁上的准静态应力， 按爆轰热力学理论， 可按下式计算 ［4 ］ Pd PH P [] k γ K VC V [] b γ Pk 8 式中， PH为爆轰压力， PH ρ0V20 2K 1 ; K 3 为爆 生气体的等熵指数; γ 1． 3 为理想气体等熵指数; Pk为临界压力， 通常取 Pk200 MPa; VC为装药体 积， VC πr2 cLc/4 ; Vb为去掉炮泥所占部分后的炮 孔体积， Vb πr2 bLc/4 ;d1为装药直径;db为炮孔 直径。 1． 2． 2静态应力场作用下形成的炮孔间距 设炮孔间距 l 2 a， 相邻两孔爆破后静态应力 场在距离炮孔 r 及 l － r 处相遇叠加， 则叠加后的径 向应力 σn和切向应力 σθθ为 σrr σr σ l－r P 1 － D rp r 2 rp l － r [] 2 9 σθθ σθ σ l－r － P 1 － D rp r 2 rp l － r [] 2 10 如果切向拉应力 σθθ大于岩体的动态抗拉强 度， 即 minσθθ r σtd， 则在距离炮孔 r 处形成裂 缝。对式 10 求导， 并令 dσ θθ dr 0 且 r l/2 ， 得 － P 1 － D 2rp l 2 2rp l [] 2 σtd 11 由此可得 l  σtd1 － D 2 [] P － 1 2 2rp 12 实际应用时， 可以先确定不耦合系数， 然后根据 不耦合系数确定初始冲击压力及初始裂隙圈， 然后 再确定炮孔间距。显然， 不同的耦合系数对应不同 的炮孔间距。 2工程应用 紫金山金铜矿山为上金下铜特大型有色金属矿 床， 随着金矿露天采场不断向下、 向外开采， 上部平 台 1012 北平台首先临近最终边帮。此时， 为减少临 近边帮爆破对最终边坡岩体的破坏和超挖现象， 确 保最终边坡在矿山服务年限内的稳定性， 防止今后 最终边坡失稳滑坡造成重大经济损失， 须对临近边 帮首先进行预裂爆破。 露采 1012 北平台位于 10 ～ 16 线之间， 边坡岩 体主要岩性为强风化中细粒花岗岩， 属五龙寺岩体 主体部分， 原生矿物除部分石英外均已蚀变， 被硅化 石英、 明矾石、 地开石及少量绢云母取代， 形成强烈 蚀变的花岗岩或交代石英岩。该岩组力学强度低， 受地下水影响明显， 透水性较好， 易形成软弱结构 带， 岩石极易碎裂成粉末状， 工程地质条件较差， 其 具体物理力学性质见表 1。 011 矿 业 研 究 与 开 发2011， 31 5 表 1岩石物理力学性质［5 ］ 岩石密 度 ρ g/cm3 抗压强 度 σc MPa 抗拉强 度 σt MPa 弹性模 量 E GPa 泊松比 μ 粘聚 力 c MPa 内摩擦 角 φ 波速 Cp m/s 2． 5744．883．2665．680．2214． 2543． 42740．8 本次工程中采用的炸药为 2 号岩石乳化炸药， 其相关参数为 炸药密度 ρ01． 2 g/cm3， 爆速 D0 5000 m/s， 预裂孔直径选用 rb 165 mm; 孔深 L 13． 5 m; 倾斜角度 β 70。由式 1 、 2 和 3 可 得不耦合系数取值范围为 2． 2  K  5． 2 ; 由于炸 药卷直径为 32 mm， 故取不耦合连续装药系数为 rb/r05． 16， 由此可根据式 12 得预裂孔间距为 1． 76 m， 实际取预裂孔间距 a 1． 7 m; 线装药密度 由装药直径32 mm 及炸药密度 ρ01． 2 g/cm3可得 为 Δ 0． 965 g/cm3， 实际取 Δ 1． 0 g/cm3。为了克 服孔底的夹制作用， 确保裂缝到底， 底部1． 2 m 加强 装药， 线装药密度取 2． 5Δ， 孔口 0． 5 ～1． 2 m 处不 装药， 进行堵塞， 不装药段以下 1 ～ 2 m 处岩层相 对较软， 为防止表层岩石抬开松动， 线装药密度取 0． 4Δ， 中部按 Δ 1． 0 g/cm3进行装药。采用以上 参数进行了几次预裂爆破， 其最终边坡揭露出来的 爆破效果见图 1 和图 2。 图 1岩体裂隙不发育处的预裂爆破效果 图 1 坡面由于岩体裂隙不发育， 形成的预裂坡 面较平整， 半孔痕迹明显， 爆破效果较好; 而图 2 恰 好相反， 由于爆破现场岩体产状以陡倾近垂直边坡 及较陡倾顺坡发育为主， 爆破后形成了锯齿状面， 没 有达到预期的爆破效果。把预裂爆破参数中孔间距 改为 a 1． 2 m， 再在裂隙岩体发育处进行试验， 爆 破效果明显变好。 图 2岩体裂隙发育处的预裂爆破效果 3结论 通过预裂爆破实验， 可以得出以下结论。 1预裂爆破的不耦合系数主要由爆炸应力波 的大小决定， 同时还受岩体和炸药性能的影响; 炮孔 间距不仅和初始裂隙有关， 同时还决定于岩石强度 及爆生气体产生的压力。 2爆破效果的好坏与岩体产状及裂隙发育程 度有很大关系。对于裂隙较发育、 岩石不连续的预 裂爆破， 由于相邻两孔的动态和静态应力场作用受 到干扰， 两孔之间难以贯穿成缝。对于此类岩体进 行预裂爆破， 应对爆破工程地质进行分析、 推测， 减 小孔间距和药量， 或从装药结构入手， 原则上以不扩 大预裂孔壁， 不加剧破坏孔周围岩石为主。 3试验发现， 不耦合系数的增大有利于预裂 缝的形成， 同时能增进减震效果; 同时， 采用改进型 的空气间隔装药可明显地减小爆破震动， 还可获得 较高的半孔率， 改善破碎效果。 参考文献 ［ 1］ 戴俊． 岩石动力学特性与爆破理论［M］． 北京 冶金工业出 版社， 2002． ［ 2］ 楼晓明， 马建军． 裂隙岩体不耦合装药的爆破破坏分区计算 ［J］． 矿业研究与开发， 2004， 24 4 50 －53． ［ 3］ 张志呈． 定向断裂控制爆破［M］． 重庆 重庆出版社， 1997． ［ 4］ 李守巨， 等． 试论爆炸气体的爆破作用［J］ ． 阜新矿业学院学 报， 1992， 3 46 －49． ［ 5］ 代永新． 紫金山金铜矿露天开采高陡边坡稳定性研究报告 ［R］ ． 马鞍山 中国集团马鞍山矿山研究院， 櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂櫂 2008． 上接第 89 页 ［ 3］ 王建秀， 朱合华， 唐益群， 等． 连拱隧道边坡变形的三维监测分 析［J］． 岩石力学与工程学报， 2006， 25 11 2226 －2232． ［ 4］ 袁海平． 诱导条件下节理岩体流变断裂理论与应用研究［D］ ． 长沙 中南大学， 2006． ［ 5］ 赵明华， 肖燕， 陈昌富． 软土流变特性的室内试验与改进的 西原模型［J］ ． 湖南大学学报 自然科学版 ， 2004， 31 1 48 －51． ［ 6］ 万文． 地下空区对边坡的稳定性影响研究［D］ ． 长沙 中南 大学， 2006． 111 楼晓明， 等 预裂爆破参数的理论计算及应用