溫海波¹，陳慶凱¹，胥國強²，劉舒朗¹，郭趙杰¹

（1.東北大學資源與土木工程學院，沈陽 110819；2.河北鋼鐵集團司家營研山露天鐵礦，河北 唐山  063700）

摘  要：為了降低爆破振動對最終邊幫穩定性的影響以及解決爆破振動擾民問題，本文依據巖石損傷與斷裂力學理論，對預裂爆破成縫機理進行了分析。通過對預裂縫的形成條件與形成過程的分析，給出了預裂爆破參數的計算公式，并結合司家營研山鐵礦的巖石性質，計算出了研山采場預裂爆破參數。通過對爆破振動監測結果分析可知，預裂爆破平均降振率為39%，降振效果較好。

關鍵字：預裂爆破；巖石損傷；斷裂力學；爆破振動；爆破參數

APPLICATION RESEARCH ON PRESPLIT BLASTING TECHNOLOGY OF SIJIAYING YANSHAN OPEN-PIT IRON MINE

WEN Haibo¹，CHEN Qingkai¹，YAN Guoqiang¹，LIU Shulang¹，GUO Zhaojie¹

(1.School of Resources and Civil Engineering，Northeastern University，Shenyang 110819，china;2. Hebei Iron and Steel Group Sijiaying Yanshan Opencast Iron Mine，Tangshan 063700，Hebei，china)

Abstract:In order to reduce the influence of blasting vibration on the stability of the final edge and solve the problem of private enterprise disputes,this paper analyzes the mechanism of pre-splitting blasting according to the theory of rock damage and fracture mechanics. Based on the analysis of the formation conditions and formation process of the pre-crack,the calculation formula of the pre-crack blasting parameters is given.Combined with the rock properties of the Shijiaying Yanshan iron ore,the pre-splitting blasting parameters of the Yanshan stope are calculated. According to the results of blasting vibration monitoring,the average vibration reduction rate of pre-cracking blasting is 39%,and the vibration-reducing effect is better.

Key word:pre-splitting blasting, rock damage theory, fracture mechanics, blasting vibration, blasting parameters

0  引  言

在露天礦開采過程中，臺階深孔爆破產生的爆破地震效應，對露天邊坡巖體結構的穩定性會產生較大的影響^[1]。因此在露天臺階爆破中，既要利用好炸藥爆炸產生的能量來破碎礦巖，也要控制炸藥爆炸對被保護邊坡的破壞。預裂爆破形成的預裂縫具有保護邊坡的作用，一方面，預裂縫可以阻斷主爆孔爆破時產生的應力波向保護區域傳播，從而達到減振的效果；另一方面，預裂縫可以阻斷主爆孔爆破時產生的裂縫向邊坡的延伸，從而保證邊坡巖體結構的完整性^[2-4]。司家營研山露天鐵礦預裂爆破參數設計依賴于經驗公式，缺少理論依據。本文根據巖石損傷與斷裂力學理論，確定了預裂爆破參數計算公式，對預裂爆破參數的合理確定有一定的實際意義。

1  預裂爆破作用機理

預裂爆破技術具有超挖量少、減輕主爆區對圍巖擾動等優點，廣泛應用于露天巖土爆破開挖工程。影響預裂爆破效果的因素十分復雜，到目前為止對預裂爆破形成預裂縫（面）的機理尚沒有定論。主要的預裂爆破成縫理論有3個：應力波疊加理論、爆炸氣體高壓靜力作用理論、應力波與爆炸氣體綜合作用理論^[5]。目前主要應用的是應力波與爆炸氣體綜合作用原理。炸藥爆炸后，應力波首先作用于孔壁并在炮孔周圍形成許多徑向裂紋，隨后初始徑向裂紋在爆生氣體準靜態應力場作用下繼續擴展，在炮孔中心連線方向形成一條預裂縫（面）^[6]。

巖體是含有各種不連續面的脆性材料，近年來，斷裂力學與損傷力學理論廣泛應用于預裂爆破設計優化當中。

1.1 預裂爆破孔壁爆破荷載

不耦合裝藥條件下，炮孔中藥包爆炸對孔壁施加的爆破荷載為^[7]：

（1）

（2）

式中，P為對孔壁的初始壓力，MPa；P₀為炸藥的爆轟壓力，MPa；ρ₀為炸藥密度，kg/m³；C_v為炸藥爆速，m/s；k為裝藥的徑向不耦合系數；n為炸藥爆炸膨脹產物碰撞孔壁時的增大系數，一般n=10。

1.2 預裂縫的形成機理

預裂縫在形成過程中爆炸應力波與爆生氣體各自起到不同的作用。其中，爆炸應力波起導向作用：不耦合裝藥結構致使孔壁周圍只能產生一定數量的初始裂紋，同時是預裂孔連線方向上的裂紋優先發展，產生初始長裂縫；爆生氣體起到了擴縫的作用：孔內的爆生氣體會擠入孔壁的初始裂縫，由于應力波的作用，炮孔連線上徑向裂紋的長度大于其他方向的長度，因此炮孔連線之間的初始預裂縫被貫通，沿炮孔連線方向形成預裂縫。

根據巖石斷裂力學理論，當外力作用于巖石中的微觀裂縫（Griffith裂縫）時，Griffith裂縫發展為裂縫核或宏觀裂縫，微觀裂縫的方向與最終炮孔預裂成縫的方向無關，由于在炮孔連線方向產生應力集中，炮孔預裂成縫的方向為炮孔連線方向^[8]。

圖1  孔壁裂縫的斷裂力學模型

Fig.1  Fracture mechanics model of hole wall crack

如圖1所示的孔壁斷裂力學模型，當炮孔裂縫起裂前，裂縫尖端的應力強度因子為：

（3）

式中，K_D為動載平面應變斷裂韌度；P為炮孔初始壓力，MPa；m為應力強度幾何修正因子；r為炮孔半徑，cm；a₀為起始裂縫長度，cm。起裂條件為：

（4）

在爆破應力波作用下，孔壁周圍形成裂縫，裂縫將在爆生氣體進入后，不斷擴展，如圖2爆生氣體驅動裂縫擴展模型所示。其裂縫尖端的有效應力強度因子為^[9]：

（5）

  式中，D為巖石損傷因子；L(t)為裂縫擴展長度；L₁(t)為爆生氣體在裂紋中的貫入長度；r為初始裂縫長度，r_D=3r，；P(x，t)為裂縫長度方向兩側爆生氣體壓強的分布；為垂直于裂縫面方向的遠場應力。

裂縫能夠傳播的條件為：裂縫尖端的應力強度因子K_L>K_IC，K_IC為巖石的止裂韌度；若K_L>K_IC，當K_L^’>0時，由于裂縫尖端的有效應力因子仍在增加，當K_L>K_D時，裂縫仍會繼續擴展。

圖2  爆生氣體驅動裂縫擴展模型

Fig.2  Explosive gas driven crack propagation model

最終，在應力波和爆生氣體的共同 下，產生的預裂縫貫通裂紋簡化模型如圖3所示。圖3中a_d和a_s分別為炮孔間爆炸應力波作用產生的初始裂紋長度和爆生氣體準靜態作用下產生的裂紋長度^[10]。

圖3  炮孔中心連線上裂縫形成示意圖

Fig.3  Schematic diagram of crack formation on the center line of the blasthole

2  預裂爆破參數設計

2.1 裝藥不耦合系數

炸藥爆炸時所產生的沖擊壓力遠大于巖石的抗壓強度，因此預裂爆破一般采用不耦合裝藥結構，目的是既能夠使孔間拉開預裂縫，又不會在孔壁周圍形成壓碎區^[11]。不耦合系數是鉆孔直徑與藥包直徑的比值，即：

(6)

式中，k為不耦合系數；d_c為炮孔直徑，cm；d_b為藥卷直徑，cm。

不耦合系數一般根據巖石的極限抗壓強度來計算，根據巖石斷裂力學理論及巖石損傷理論^[12]：

(7)

式中，n是爆生氣體與孔壁作用時的壓力增大系數，一般取10；ρ₀為炸藥密度，kg/m³；C_v為炸藥爆速，m/s；K_b為體積應變狀態下巖石抗拉強度增大系數；σ_c為巖石單軸抗壓強度；K為損傷因子。

2.2 炮孔直徑

預裂爆破通常選擇小孔徑的炮孔，可以減少對周圍巖石的破壞，提高半孔率與坡面平整度。但是孔徑越小，現場施工越困難，同時也很難控制不耦合率。一般實際施工中預裂炮孔的直徑取60-150 mm。結合司家營研山鐵礦的實際情況，預裂炮孔孔徑選擇為115 mm或150 mm。

2.3 炮孔間距

預裂爆破炮孔間距的選擇應該能夠使相鄰炮孔之間的裂縫貫通。因此，孔間距小于炸藥爆炸在孔間產生裂紋的最大長度。結合巖石損傷理論與斷裂力學理論，應力波作用下產生的初始裂紋長度^[12]：

(8)

式中，σ_t為巖石抗拉強度，MPa；ɑ為應力衰減指數，，μ為泊松比；P為孔壁初始壓力，MPa；β為系數，；d_c為炮孔直徑。

爆生氣體作用下產生的裂紋長度：

(9)

式中，p₀為爆生氣體準靜態壓力，K_IC為巖石靜態斷裂韌性，。

炮孔間距計算，滿足式（10）：

(10)

2.4 裝藥線密度

裝藥線密度是指炮孔裝藥量與炮孔裝藥長度的比值。綜合考慮相關工程經驗及理論計算，由以下公式決定其取值^[13]：

(11)

式中，q_L為裝藥線密度，kg/m；q_l為體積裝藥密度，g/m³，k不耦合系數。

2.5 孔間起爆時間

預裂爆破孔間爆破時差以先爆炮孔應力波剛到或剛超過后爆孔為宜，理論最佳延遲時間通過式（12）計算^[14]；

(12)

式中，C_p為縱波速度，m/s；C_s為橫波速度，m/s。

3  司家營研山鐵礦預裂爆破參數計算

研山北幫-30 m采場需要進行靠幫作業，邊坡巖性主要為中風化的砂巖，由于風化嚴重，自身穩定性差。其物理力學參數見表1。為保證邊坡穩定及采場的正常生產秩序，需要對其實施預裂爆破。

設計采用2#巖石乳化炸藥，其相關參數為：密度ρ₀=1.15 g/cm³；爆速C_v=5200 m/s。根據邊坡巖體的力學性質及現場情況，不耦合系數為4.05，最終設計參數見表2。

 4  預裂爆破現場實驗

2018年2月開始對研山北幫-30采場到界邊坡實施了6次的預裂爆破。主爆區及緩沖孔均采用矩形布孔，預裂炮孔采取平行于坡面角63°左右傾斜孔進行施工，緩沖孔和主爆孔采用垂直鉆孔。按照設計的線裝藥量，首先對每孔的藥量進行分配，然后用膠帶、炮線或者綁帶將導爆索和炸藥按要求和竹片進行綁扎，其中每米綁扎1卷乳化炸藥。然后將綁扎好的竹片慢慢放置于孔中。預裂孔裝藥時要遵循底部加強裝藥、中間段正常裝藥、上部減弱裝藥的原則，預裂孔底部裝藥密度為800 g/m，中間部位裝藥為700 g/m，頂部裝藥為400 g/m，具體爆破參數見表2。

施工期間，每次預裂爆破都對永久邊坡進行爆破振動監測并收集數據，其中測點1#在后法寶村，測點2#在東法寶村，預裂爆破降振效果統計見表3。

注：1.理論計算振速是通過該礦山爆破振動的衰減公式（薩道夫斯基公式，K=48，α=1.23）計算得到；

2.其中實測振速<0.01 cm/s時，表示監測點未被觸發。

5  預裂爆破效果及減震效果

5.1 預裂爆破效果分析

預裂爆破的效果主要從坡面半孔率、坡面平整度、孔口位置巖體破碎狀況、有無根底、孔壁巖石上有無爆生裂紋、有無超挖現象以及對保留巖體的降振效果這幾個方面來進行評價。通過分析上述6次預裂爆破的效果可得出如下結論：

1）如圖3所示，預裂爆破的半孔率較大，整體上并未出現明顯超挖現象，爆破后整體上根底較少，局部由于施工和裝藥原因導致炸藥分布不均勻從而產生少量根底。

2）爆破后邊坡坡面不平整度控制在20 cm左右，坡面平整度控制較好，預裂孔壁基本上沒有產生新生裂紋。

3）爆后主爆區大塊率比較低，爆堆前沖距離較短，后沖較小。

圖3  預裂爆破效果圖

Fig.3  Pre-cracking blasting effect diagram

5.2 減震效果分析

在進行預裂爆破過程中，為了掌握預裂爆破產生的爆破振動情況，礦山利用TC-4850N爆破振動監測儀器進行振動監測，分別在采場東幫附近后法寶村、東法寶村布置固定監測點，分別標記為監測點1#、2#。預裂爆破最大單響藥量在100~160 kg之間，根據回歸得到的研山采場邊坡質點振動速度公式，可以得到距離爆源不同位置處的1#、2#測點的振動計算值，然后再與實測值進行比較計算降振率。如表3所示，預裂爆破的降振率最大可達到51%，預裂爆破的平均降振率為39%，預裂爆破降振效果明顯。

6  結  論

為研究預裂爆破技術的降振效果，在司家營研山露天鐵礦進行了多次預裂爆破試驗，得到了以下幾點結論：

（1）本文依據礦山實際的巖體性質，并且結合巖石損傷與斷裂力學理論計算得到了適用于該礦山的預裂爆破參數。

（2）通過對6次預裂爆破試驗效果分析可知，預裂爆破的半孔率較大，未出現明顯的超挖現象，根底較少，坡面平整度控制較好，預裂孔壁基本上沒有產生新生裂紋，爆后主爆區大塊率比較低，爆堆前沖距離較短，后沖較小。

（3）通過對爆破振動監測結果分析可知，預裂爆破的降振率最高可達到51%，預裂爆破的平均降振率為39%，預裂爆破降振效果明顯。

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