深部巷道超欠挖厚度原位測量及參數分析

徐先鋒 邢鵬飛 袁 杰 吳亞華

(核工業井巷建設集團有限公司, 浙江 湖州 313000)

地下巷道是進行地下資源回采的主要通道之一,其重要性隨著國家“深地戰略”的實施愈發關鍵[1-2]。鉆爆法以高效低成本以及適應性強的特點仍被廣泛運用于地下巷道的掘進中,但是該方法存在固有的缺點,即無可避免地對周邊的圍巖產生損傷[3-4]。超挖是伴隨鉆爆法開挖次生危害的重要表現之一,超挖不僅會大幅提高支護成本,并且會嚴重制約生產進度[5-7]。而欠挖往往伴隨超挖同時出現,通常是由不合理爆破參數所引起,欠挖會增大二次破碎的強度。超欠挖問題隨著巷道埋深增加愈發嚴重,因此亟需對深部巷道圍巖超欠挖擴展演化及影響因素進行分析,以此降低超欠挖對地下工程的危害。

目前,針對超欠挖的成因國內外學者已經開展了大量研究。通常認為成因可以分為兩類:地質成因,包括巖體強度、節理裂隙特性、地應力等;爆破成因,包括炸藥類型、裝藥結構、孔網參數等[8-9]。Widodo等[10]通過在地下巷道中開展現場試驗發現ANFO 相比乳化炸藥會產生更嚴重的超挖和欠挖,通過合理的爆破方案和鉆孔精度能夠很好地控制圍巖超挖。Kim 等[11]在地下隧道內所開展的現場試驗基礎上提出了一種可靠的控制超欠挖損傷的方法。對于深部巷道鉆爆法施工來說,準確預測超欠挖厚度具有重要意義。為此,Dey 等[12]和Murthy 等[13]基于峰值質點振動速度分別提出一種超挖損傷厚度的預測方法。隨著計算機技術的迅猛發展,深度學習開始被大量運用于超欠挖損傷預測中。Jang 等[14]將超欠挖影響因素分為可控制和不可控制2-大類,然后使用人工神經網絡方法對現有數據進行訓練和預測,得到一種可靠性較高的預測方法。

雖然關于超欠挖損傷機理和預測的研究成果已有很多,但是傳統方法在超欠挖現場測量中精度較差,此外,對特定工況的巷道并沒有具體的施工指導[15-16]。為此,本研究首先使用高精度FocusS 150三維激光掃描儀對某地下巷道進行輪廓掃描,通過Trimble Business Center 點云處理軟件對掃描數據進行處理分析。然后基于LS-DYNA 有限元程序,構建三維輪廓爆破數值模型,并對比分析數值模擬結果和現場測量結果。最后基于三維數值模型研究初始應力、孔間距、裝藥集中系數以及不耦合系數對超欠挖損傷的影響,獲取最優的爆破孔網參數。

1 工程背景

1.1 工程概況

本研究試驗地點位于某地下礦山的脈外運輸巷道內,試驗區域圍巖以白云巖為主,完整性較好,無明顯的節理裂隙。巷道垂直埋深約500 m,巖體水平主應力和垂直主應力分別為20和10 MPa。為了得到試驗地點的巖石力學參數,在現場采集巖塊按照國際巖石力學試驗試樣加工標準進行切割打磨,然后通過力學試驗機開展物理力學試驗,試驗結果如表1所示。

表1 巖石物理力學參數Table 1 Physical and mechanical properties of rock mass

1.2 爆破孔網參數

試驗巷道采用全斷面一次爆破開挖技術一次成型,爆破設計和爆破孔網參數分別見圖1和表2。為了減小爆破裝藥量過大產生強烈爆破振動對周圍巷道和采場穩定性的影響,使用孔外毫米延期電雷管按起爆順序起爆炸藥。爆破方案中所使用的楔形掏槽方式在深部初始應力巖體中可以有效減小地應力對爆破裂紋擴展的抑制作用,同時可以增強掏槽范圍內巖體的拋擲效果,降低炸藥單耗。然而,作業人員為了加快施工進度,沒有嚴格遵循“多打眼,少裝藥”的原則,因此實際施工中的1 000 ～1 050 mm 光面孔間距顯然不合理。

表2 現有爆破方案設計參數Table 2 Design parameters of original blasting pattern

圖1 爆破設計(單位:mm)Fig.1 Blasting design

2 超欠挖現場測試

本研究使用TBM 三維點云處理軟件對抽稀后的數據進行詳細的分析處理,獲取超欠挖方量、不同截面處的超欠挖尺寸等結果。從孔口開始,每隔0.5 m選擇一個橫截面以分析巷道不同截面的超欠挖分布狀態。測量結果如圖2所示。

圖2 巷道超欠挖損傷測量結果Fig.2 Field measurement results of blast-excavated roadway

如圖2(a)所示,雖然爆轟壓力和爆生氣體大幅衰減,但是由于自由面條件更好,且孔口附近巖體在上一次爆破作業時受到動態擾動其力學特性已有一定弱化,所以該截面內的巖體超挖范圍也較小,只在巷道底部有較小范圍的欠挖。圖2(c)處于炮孔裝藥量的末端,該截面的巖體仍處于炸藥有效作用范圍內,此時圍巖的超欠挖大小和分布情況和圖2(d)基本相同,頂板處的最大超挖為39.1 cm,最大欠挖出現在巷道底板與側幫連接處為13.1 cm。圖2(e)所示巷道頂板附近最大超挖厚度為11.3 cm,超挖平均值小于8 cm 低于最大容許超挖值,表明基于當前的爆破孔網參數,在巷道拱頂和側幫位置能夠取得良好的爆破效果。圖2(a～e)表明,超挖厚度隨開挖進尺的增加而先增大后減小,相反地圍巖欠挖厚度隨開挖進尺的增加先減小后增大。在當前的爆破孔網參數條件下,試驗巷道在爆破開挖后其圍巖內出現了較為嚴重超欠挖現象,為保證人員設備安全和運輸巷道的長期穩定性將必須進行支護和二次爆破或二次破碎。根據Foderà 等[17]的研究結論可知,本研究中試驗巷道的超欠挖成因可以歸結為爆破參數所引起,因此有必要根據當前的開挖效果對爆破方案進行優化,在保證施工效率的同時提高巷道開挖質量。

3 數值模擬

3.1 材料模型

3.1.1 巖 石

擬采用RHT 材料模型表征巖石受爆炸載荷作用的損傷破壞與變形特性[18-19]。RHT 本構模型引入了3 個極限破壞面,即彈性極限面、失效面和殘余強度面,它們分別描述巖石材料的初始屈服強度、失效強度及殘余強度的變化規律。巖石的損傷破壞通過損傷系數D'表示,損傷系數D'的計算[20-21]:

式中,Δεp和εf分別為累計損傷應變和材料發生破壞時的應變。

本研究通過定義損傷系數D'=0.3 即可表征白云巖收到爆破擾動后的超挖損傷。白云巖基本巖石物理力學參數見表1所示,其他本構參數見參考文獻[22]。

3.1.2 炸 藥

使用材料MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN和狀態方程JWL 來描述炸藥爆炸時爆轟產物膨脹擴散產生的高壓對周邊介質的動態作用。炸藥爆轟壓力與比容的關系[23]為

式中,A、B、R1、R2、ω為材料常數;P為爆轟壓力;V為爆轟產物的初始比內能。乳化炸藥的具體參數如表3所示。

表3 乳化炸藥材料參數Table 3 Emulsion explosive parameters

3.1.3 空 氣

為了研究不耦合裝藥對超欠挖控制作用,將使用MAT_NULL 材料和linear polynomial EOS 狀態方程共同求解爆轟產物通過空氣中的傳播。空氣多線性狀態方程表達式[24]為

式中,C0～C6為材料常數;E0為單位體積的初始內能;μ為空氣狀態方程中的參數。

空氣的材料參數見參考文獻[24]。

3.2 數值模型

如圖1 中所示,楔形掏槽孔與水平面成一定的傾角,目前基于有限元法求解一個同時含垂直和傾斜炮孔的全尺寸模型十分困難,幾乎不可能實現。Holmberg[25]研究表明,地下巷道爆破開挖中,只有最后兩層炸藥會引起圍巖損傷。為此在保證研究主體不變的條件下忽略掏槽孔和輔助孔爆破對超欠挖尺寸的影響,只建立一個包含光爆層的模型以研究初始應力條件下周邊孔爆破產生的超欠挖情況。簡化后的計算模型如圖3所示,模型的長×寬×高為9 m×8 m×5 m,為保證計算精度單元平面尺寸控制在35 ～40 mm,總單元數約為2×106。-z平面設置為無反射邊界以消除應力波在邊界上的反射拉伸作用,z方向設為自由面。通過LS-DYNA 中的重啟動技術將初始應力施加于模型水平和垂直方向。根據炸藥密度、裝藥量和炮孔直徑求得裝藥長度為1.0 m,炸藥起爆點位于孔底z=0 位置,底板炸藥優先于輪廓上的炸藥起爆,延期時間為25 ms。

圖3 數值模型Fig.3 Numerical model

3.3 數值模擬結果分析

不同截面巖體損傷云圖如圖4所示。

圖4 不同截面處的巖石損傷(單位:cm)Fig.4 Blast-induced damage at different advances

由圖4(a)可以看出孔底所在平面圍巖損傷較為嚴重,巷道側幫和拱頂位置的損傷范圍均超出開挖邊界,且超挖主要集中于炮孔周邊。在炮孔連線中間位置損傷裂紋基本貫通,沒有出現任何巖體超欠挖。然而,在巷道底板與側幫連接處能看到有局部未損傷區域,出現了與現場測量結果一致的欠挖現象。分析產生欠挖的原因是該部位巖體夾制作用明顯,孔間距過大,再加上炮孔沒有填塞,孔底炸藥起爆后沖擊波向孔口迅速擴散,造成一部分能量耗散。如圖4(b)所示,進尺為0.5 m 時正好位于裝藥段的中心位置,此時由于爆炸沖擊波的疊加作用巖體破壞最為嚴重,開挖邊界以內的巖體損傷均超出了損傷閾值,在開挖邊界以外有明顯的超挖現象,最大超挖尺寸為0.3 m。值得注意的是超挖最為嚴重的部位發生了變化,由原來的炮孔周邊轉變為相鄰炮孔連線的中間位置,這正是應力波疊加以后產生的結果。與此同時,從圖4(c)～圖4(e)可知,隨著截面越來越接近孔口,在不堵塞作用下作用于巖體上的動態載荷強度迅速降低,由此待開挖區域巖體的損傷破壞范圍明顯減小。

數值模擬結果顯示在孔口位置巖體的損傷范圍極小,這與現場實驗結果不一致,分析產生該現象的原因是模型邊界條件不協調,另外,對孔口附近巖體的力學參數進行弱化也是造成數值模擬結果和試驗結果在未裝藥段存在誤差的重要因素。綜上所述,數值模擬結果得到的圍巖超欠挖結論和現場測量結果基本一致,表明采用該數值模擬方法研究初始應力條件下巷道爆破開挖圍巖超欠挖控制是可行的。

4 超欠挖影響因素分析

4.1 初始應力

現有研究表明,初始應力的大小和方向不僅會主導爆破損傷裂紋的擴展方向,同時會影響損傷范圍的大小。基于此,本研究將通過改變初始應力的幅值以及側壓力系數λ來研究原巖應力的變化對地下巷道爆破超欠挖大小和分布的影響。已知巷道的水平應力σx=20 MPa,垂直應力σy=10 MPa。為了對比應力幅值對巷道圍巖超欠挖厚度和分布的影響,靜水壓力場設置4 組對比項,初始應力分別為20,30,40和50 MPa,數值模擬結果如圖5所示。

圖5 不同幅值初始應力下的圍巖超欠挖結果(單位:cm)Fig.5 Simulation results of overbreak and underbreak with different magnitudes of stress

由圖5 可知,隨著水平方向和垂直方向原巖應力同時增大,無論是巷道拱頂、底板還是側幫上的最大超挖范圍均表現先增大后減小的趨勢,且初始應力為30 MPa 是超挖變化趨勢的分界點。然而,圖中所示無論是進尺2.0 m 還是進尺1.0 m 截面處的欠挖范圍受到初始應力幅值變化的影響較弱。由此可以得出結論:深部巷道當采用鉆爆法開挖時,地應力對欠挖范圍的影響極小基本可以忽略,應該重點關注地應力對超挖損傷的作用,及時根據地應力的變化調整爆破參數以減小超挖量。

其次,在非靜水壓力場中保持垂直主應力為10 MPa 不變,改變水平主應力,使得λ=1、3、4和5,數值模擬結果如圖6所示。由圖6 可知,無論是從進尺2.0 m 還是進尺1.0 m 截面處的巖體損傷來看,隨著側壓力系數的增大巷道側幫超挖損傷幅值逐漸增大,表明水平主應力對水平方向的爆破損傷有促進作用。另一方面可以看到巷道拱頂和頂板處的超挖最大值隨著側壓力系數的增大而逐漸減小,這表明側壓力系數增大,由于開挖卸載和爆破擾動在巷道垂直方向產生的動態應力集中系數減小,對損傷的擴展起到一定的抑制作用。此外,由圖可知,隨著側壓力系數的變化,巷道欠挖范圍基本沒有明顯的增大或減小,因此在實際爆破生產過程中可以忽略側壓力系數對圍巖欠挖的影響。

圖6 不同側壓力系數下的圍巖超欠挖結果(單位:cm)Fig.6 Simulation results of overbreak and underbreak with λ

4.2 孔間距

對于周邊孔而言,孔間距是決定開挖輪廓是否規整的關鍵因素。由礦山原有爆破方案得到的巷道圍巖超欠挖情況可知,孔間距過大使得開挖面凹凸不平,存在明顯的超欠挖現象,針對這種情況本研究決定通過在不改變單孔裝藥量的條件下減小孔間距,以此研究孔間距對原巖應力狀態下超欠挖厚度的影響。設計巷道底板和側幫的孔間距為0.6,0.7和0.84 m。不同孔間距下爆破超欠挖損傷數值模擬結果如圖7所示。由圖7(a)可知,當孔間距S=0.60 m 時,相比圖4 中原始爆破方案得到的超挖損傷范圍明顯增大,截面4 上的圍巖超挖厚度最大值為81.32 cm,嚴重超過地下金屬礦山巷道超挖容許值。與此同時,在裝藥段被保護圍巖內沒有任何欠挖,說明當孔間距S=0.6 m 時雖然能避免欠挖的產生,但會給圍巖造成很大的額外損傷。圖7(b)S=0.7 m 時,圍巖超挖損傷相比0.6 m 孔間距得到的圍巖損傷范圍而言明顯地減小,裝藥段中心巷道底板位置最大超挖為77.87 cm,非裝藥段中心位置巷道頂板和底板的超挖均被控制在容許值以內,有較好的爆破效果,同時在裝藥段也不會有任何欠挖產生。圖7(c)S=0.84 m時,圍巖超挖損傷相比0.6 m 孔間距得到的圍巖損傷范圍而言明顯地減小,裝藥段中心巷道底板位置最大超挖為46.85 cm,非裝藥段中心位置巷道頂板和底板的超挖均被控制在容許值以內,有較好的爆破效果,同時在裝藥段也不會有任何欠挖產生。但是值得注意的是,在孔口附近巷道側幫能看到有一值為42.13 cm 的超挖損傷,對比其他模型分析產生該現象的原因并不是因為爆轟壓力或初始應力卸載所引起,而是因為應力波在模型邊界上發生反射拉伸使得圍巖發生拉伸破壞所引起。因此,綜合考慮圍巖超欠挖的范圍以及炮孔數量等因素,當孔間距0.84 m 時能夠取得最好的爆破效果。

圖7 不同孔間距下的圍巖超欠挖結果(單位:cm)Fig.7 Simulation results of overbreak and underbreak with different hole spacings

4.3 裝藥集中系數分析

裝藥集中系數是指每米炮孔裝藥量,本研究將裝藥集中系數分別設為β=1.2 kg/m和β=0.9 kg/m。不同裝藥集中系數得到的超欠挖損傷數值模擬結果如圖8所示。由圖8 可知,相對現有爆破孔網參數而言,減小裝藥集中系數后圍巖超欠挖損傷得到有效控制,最大超挖明顯減小。β=1.2 kg/m 時,截面3 中巷道側幫的最大超挖值為36.34 m,而β=0.9 kg/m 相同位置處的最大超挖值減小9.35 cm,同樣從未裝藥段的損傷范圍可知β=0.9 kg/m 時抵抗線內巖體破壞范圍更大,即欠挖范圍更小。因此可以得到如下結論,當使用0.9 kg/m 的抵抗線時能夠取得最好的爆破效果。

圖8 不同裝藥集中系數下的圍巖超欠挖結果(單位:cm)Fig.8 Simulation results of overbreak and underbreak with different charge concentrations

4.4 不耦合系數分析

以空氣為耦合介質設定不耦合系數γ分別為2.0,2.5和3.0。3 種不耦合裝藥系數條件下的數值模擬結果如圖9所示。由圖9 可知,對比現有爆破設計得到的超欠挖結果,使用不耦合裝藥結構時在裝藥段圍巖的超挖損傷得到有效控制。當不耦合裝藥系數γ=2.0 時,巷道側幫圍巖最大超挖值為43.03 cm,γ=3.0 時由于裝藥量減小側幫處的損傷相應減小,最大值為截面3 巷道底板處的30.85 cm。對比不同裝藥系數下巖體損傷云圖可知,欠挖厚度隨炮孔不耦合裝藥系數增大而增大,但是巖體超挖厚度則隨裝藥系數的增大而逐漸減小。從未裝藥段圍巖的損傷情況可以看出,γ=3.0 時待開挖巖體基本沒有損傷,明顯不滿足爆破開挖的要求。γ=2.5 時圍巖的損傷略有增大,但是由于不堵塞的裝藥方式仍然很難使得孔口附近的巖體發生破壞。綜上可知,隨著不耦合裝藥系數的增大,巖體超挖范圍逐漸減小,但欠挖范圍也逐漸增大,綜合考慮當γ=2.5 時能取得一個相對較好的爆破效果。

圖9 不同不耦合系數下的圍巖超欠挖結果Fig.9 Effect of decoupled coefficient on blast induced rock overbreak and underbreak

5 結 論

(1)最大超挖損傷隨著開挖進尺的增加呈現先增大后減小的趨勢。此外,巷道側幫與底板連接處由于巖體的夾制作用最易出現欠挖現象,可通過減小該區域孔間距或增大裝藥量降低欠挖影響。

(2)驗證模型和現場試驗出現誤差的原因是數值模型中臨近炮孔巖體力學特性未進行弱化,這與掌子面巖體受上一循環爆破作用發生損傷累計的情況不符。但其他截面的超挖和欠挖厚度結果表明簡化后的爆破模型可以用來對深部巷道圍巖超欠挖進行分析。

(3)側壓力系數的增大會促進水平方向超挖損傷擴展,但對豎直方向的損傷擴展卻有抑制作用。超挖損傷隨初始應力的增加呈現先增大后減小的趨勢,欠挖范圍受地應力變化較小。

(4)孔間距減小后裝藥段的超挖范圍明顯增大,但欠挖范圍也明顯減小。通過減小不耦合裝藥系數能夠有效抑制超挖損傷,對于全段范圍內的巖體均有較好的破碎效果。不耦合裝藥結構能夠明顯改善炸藥能量的分布,減小圍巖超挖損傷。在給定巖體條件和爆破孔網參數條件下,孔間距S=0.70 m,裝藥集中系數β=0.9 kg/m和不耦合系數γ=2.5 均能取得最小的超欠挖損傷。