爆破动力荷载作用下大直径深孔采场凿岩硐室稳定性研究.pdf

爆破动力荷载作用下大直径深孔采场凿岩硐室稳定性研究胡洪文1,钟芳权2,郭裕民2,党建东1,刘胤3,邱贤阳3,史秀志3(1.安徽铜冠(庐江)矿业有限公司,安徽 合肥 2 3 1 5 0 0;2.江西耀升钨业股份有限公司茅坪钨钼矿,江西 赣州市 3 4 1 0 0 0;3.中南大学 资源与安全工程学院,湖南 长沙 4 1 0 0 8 3)摘 要:条形矿柱对于大跨度V C R法采场凿岩硐室的稳定性具有重要作用。为探究爆破动力荷载作用对矿柱稳定性的影响,基于沙溪铜矿爆破振动测试,运用F L A C 3 D动力计算对沙溪铜矿V C R采场上部硐室在条形矿柱宽度为5m的情况下进行动力学模拟,爆破振动作用下凿岩硐室条形矿柱和顶板的位移、应力和塑性区结果表明,大规模爆破振动下5m条形矿柱的凿岩硐室稳定性较好,为确保长时间安全作业,建议加强凿岩硐室条形矿柱两端和硐室顶板的支护工作。关键词:大跨度V C R法采场;爆破动力荷载;凿岩硐室;条形矿柱0 引言为保证深部低品位矿体的开采效益,越来越多的地下采场向着深部大跨度、高阶段的趋势发展,因此,大规模爆破高效开采的应用越来越广。凿岩硐室跨度大,仅仅依靠间柱和矿房矿柱不能够完全支撑凿岩硐室的稳定,导致凿岩硐室的顶板和条形矿柱的稳定性受到影响,因此,对爆破动力荷载下凿岩硐室稳定性进行分析具有重要的工程意义。目前,国内外学者对矿柱稳定性方面的研究主要集中在流变理论研究、模糊可靠度分析以及数值模拟等方面14。朱万成等5着眼于矿柱之间以及多矿柱与围岩体之间的相互作用,揭示了多矿柱系统的承载与失稳破坏机制;赵康等6运用能量法对岩体稳定性进行综合评判,推导出矿柱势能函数表达式,并基于尖点突变理论,定量评判了矿柱受外界荷载的影响程度;余佩佩等7采用数量化理论(Q TH)建立了矿柱稳定性判别系统,该系统模型能很好地进行矿柱稳定性预测。利用有限元数值分析方法对爆破动载下凿岩硐室条形矿柱和顶板等稳定性进行研究,是目前国内外运用最为广泛的手段之一。杨书浩等8采用F L A C 3 D软件模拟了动载扰动与高静载应力叠加下典型大断面硐室围岩变形破坏演化过程,揭示了典型动载扰动下深部大断面硐室“帮 顶”联动失稳机理。杨逾等9采用微震监测系统、顶板动态监测仪及F L A C 3 D数值软件模拟了动载前后巷道围岩及支护体力学响应特性,并对巷道的支护方案进行了优化。李利萍等1 0利用F L A C 3 D动力计算模拟了深部煤岩在垂直方向动载及水平方向静力组合作用下的位移应力响应。闫奇等1 1采用F L A C 3 D数值模拟分析了大直径垂直深孔阶段矿房法开采中动静组合作用下凿岩硐室的应力位移等变化情况,得到对大跨度凿岩硐室稳定性的判断依据。1 动力荷载下凿岩硐室动力响应的数值模拟沙溪铜矿矿体埋藏延深较大,同时具有规模大、品位低的特点。矿体长约1 8 0 0 m,平均宽度约4 5 0m,矿体分布如图1所示。-6 5 0-7 7 0m中段为矿山首采中段,为满足矿山3 3 0万t/a的生产要求,设计长8 0m、宽3 0m、阶段高1 2 0m的大跨度采场。由于采场埋藏深度较深和爆破规模大,采场宽度大,凿岩硐室的顶板和条形矿柱的稳定性受到影响,进而影响爆破作业时人员的安全。为解决沙溪铜矿深井大规模开采与开采安全之间的矛盾,须研究高地应力和大规模爆破影响下大跨度采场凿岩硐室条形矿柱失稳特征,降低大规模爆破带来的有害效应和不利影响,保证采场凿岩硐室作业安全,提高矿山生产效率,实现沙溪铜矿深部矿体的安全高效开采,同时为其他类似矿山生产提供参考。1.1 计算模型及参数模型选取沙溪铜矿-7 0 5m中段大跨度V C R法采场凿岩硐室。为减少模拟计算时间,提高动力I S S N1 6 7 1 2 9 0 0C N4 3 1 3 4 7/T D采矿技术 第2 3卷 第3期M i n i n gT e c h n o l o g y,V o l.2 3,N o.32 0 2 3年5月M a y.2 0 2 3学计算效率和速度,将模型进行了简化:仅考虑凿岩硐室模型,减少了采场矿体模型,凿岩硐室仅考虑宽度方向条柱,减小了模型数量和模型单元尺寸,提高了模拟的准确性和效率。利用A N S Y S1 7.0程序建立采场模型,模型网格最大尺寸为0.8m,将模型导入F L A C 3 D,形成F L A C 3 D计算模型。地下工程的开挖会对周围岩土体产生一定的影响,包括位移、应力两个方面。根据圣维南原理,周围受到明显影响的区域为开挖轮廓线尺寸的2.5 3.0倍,而距离稍远的区域受到影响很小,可忽略不计。为满足建模的可行性,设置硐室(含原岩应力部分)的具体尺寸长宽高为9 0m 7 0m 4 0m,中间3个条柱的长宽高为2 0m 4m3.8m。具体模型如图2所示。图1 沙溪铜矿矿体分布图2 凿岩硐室模拟模型1.2 动态荷载的输入与边界条件的确定1.2.1 动态荷载的输入爆破振动的强度可以采用质点的位移、速度和加速度3个物理量来表示。由于加速度可以很好地与应力之间进行换算,可用来记录爆破产生的应力,进行爆破振动的分析1 2。爆破作业时总炸药量和最大段药量等决定动态荷载,拉槽爆破为单自由面爆破,爆破振动大,对凿岩硐室条形矿柱的影响最大,为优选出凿岩硐室条柱承受最大爆破振动时的最小宽度,本次计算所选的加速度时程来自沙溪铜矿-7 7 0-7 0 5m中段F 2 0 9采场拉槽区第七次破顶爆破。爆破拉槽区采用孔内微差雷管起爆,总药量为6 2 5 5k g,最大段药量为4 5 0k g。F 2 0 9采场拉槽爆破的爆破振动加速度时程曲线主频为2 6 6.2 6H z,持续时间为2.1 5 5 s,由于拉槽爆破为孔内微差爆破,各段装药量不一,且加速度时程曲线主频较高,计算模型大,为减小模拟计算时间,提高计算效率,本文选取主频附近持续时间为0.4s的振动曲线,主频为2 6 5.5 H z,最大振速为7 7.8g。考虑到监测安全问题和仪器的保护,爆破振动监测点设置在采场进路口矿柱旁边,为了确定沙溪铜矿凿岩硐室条形矿柱的爆破应力波波速峰值,根据萨道夫斯基的经验公式1 3,用最小二乘法进行回归分析确定K和值,拟合曲线如图3所示。48采矿技术2 0 2 3,2 3(3)V=K3QR (1)图3 振动速度 比例距离拟合曲线式中,V为质点振动最大速度;K、表示与爆破条件和岩石特性有关的系数;Q为装药量;R为爆心距。经过拟合得式(2):l gV=-1.3 8 3 6 l gD+2.0 9 4 1(2)式中,D为比例距离,则可得式(3):V=1 2 4.2 3QR 1.3 8 3 6(3)根据沙溪铜矿采场爆破实际情况,最大段药量为4 5 0k g。对模型进行动力计算时,将应力波加载在凿岩硐室底板处,根据爆破网络中束状孔与条形矿柱的距离,爆心距R为5m。因此,动力计算过程中,加载在采场凿岩硐室底板的质点振动速度为:V=1 2 4.2 3QR 1.3 8 3 6=1 4 2 5c m/s由于在爆破现场测得的数据为加速度时程,而模型采用黏性边界,因此需要将加速度时程通过积分方程转化为速度时程曲线,再将速度时程曲线通过积分方程换算成应力时程曲线,最后将应力时程输入计算模型,进行爆破动荷载作用下采场凿岩硐室动力响应计算。1.2.2 边界条件的确定使用F L A C 3 D进行动力学分析时,模型的边界设置至关重要。边界上波的反射会导致模型计算错误或者终止,因此,需要对模型边界设置黏性边界或者自由场边界,以减少模型边界反射作用对动力计算的影响。即先将静力分析后的模型各边界的原有静力边界去除,然后设置黏性边界,以吸收爆破振动弹性波,减小波的反射作用对动力计算结果的影响。1.3 力学阻尼的确定与输入荷载的校正1.3.1 力学阻尼的确定在F L A C 3 D进行动力学求解时,模型计算时会产生一些阻尼,这些阻尼表示岩体的内部存在结构面或者裂隙等,在动力作用下结构面之间产生滑动或者摩擦效应。为此,在F L A C 3 D中可以设置阻尼来模拟岩体的滞后性。通常有两种,即瑞利阻尼和局部阻尼。动力分析中采用瑞利阻尼,选取合适的瑞利阻尼系数,可以有效地消除高频“噪音”。(1)临界阻尼比的选取。对于岩土类材料来说,临界阻尼比一般在2%5%的范围内,对于结构系统来说,一般为2%1 0%。当采用弹塑性模型进行动力计算时,应力波的能量大部分消耗于材料发生塑性流动阶段。根据计算经验,阻尼比小有利于动力计算的准确性。本文临界阻尼比设置为0.5%。(2)中心频率的确定。自振频率通常可以代替中心频率,对于单一的材料模型,中心频率与材料的自振频率一致。对模型进行无阻尼自振计算,记录模型边界上一个节点的位移振荡曲线,如图4所示。可以发现完成一个周期所需时间为0.0 0 2 8s,由此计算出系统的自振频率为3 5 7.1H z。图4 模型自振频率1.3.2 滤波在进行动态荷载分析时,模型的大小在很大程度上影响模型计算的速度和模拟的真实性。模型单元尺寸太大,会导致动态模拟时爆破振动波的失真;模型单元尺寸太小,会导致模型单元数量太多,增加动力计算时间,降低模型的计算效率。因此,为了提高模型计算效率,保证动态计算时的真实可靠性,需要保证输入动态波最高频率时的波长必须大于81 0倍单元尺寸。即:l1 08 (4)式中,为最高频率对应的波长,与动态荷载波形的58胡洪文,等:爆破动力荷载作用下大直径深孔采场凿岩硐室稳定性研究频率有关;l为模型单元尺寸。根据式(5)求得纵波的传播速度:Cp=G=E/21+=2 7 2 0m/s(5)式中,G为剪切模量;为岩石密度;E为弹性模量;为泊松比。根据所采用应力波频率为2 6 5.5H z,周期为0.0 0 3 8s。则要求模型中网格尺寸小于1.0m。所建模型中最大尺寸网格为0.8m,满足要求。1.4 模型的校验图5表示初始应力计算和采准完成后的最大不平衡力曲线,图6表示动态荷载加载后的最大不平衡力曲线。由图5可知,模型最大不平衡力两次趋于零,表明初始应力和采准后模型达到了平衡,可以进行动力计算。由图6可知,模型进行动力计算后,最大不平衡力随着动态荷载的变化而变化,最后收敛于计算时设置的最大不平衡力11 0-6P a,表明动力计算最终达到平衡。图5 初始应力和采准最大不平衡力曲线图6 动力计算最大不平衡力曲线2 凿岩硐室动力响应的数值模拟结果分析本次动态模拟对5m条形矿柱凿岩硐室的稳定性进行研究,分析在爆破荷载作用下5m条形矿柱凿岩硐室是否维持稳定。对凿岩硐室条形矿柱和顶板进行位移、应力和塑性区分析。2.1 位移分析采场进行采准和爆破动力荷载作用后,会引起凿岩硐室顶板和条形矿柱的位移变化,通过位移变化大小和位置特征能够很好地描述凿岩硐室的稳定性状态。图7和图8为爆破荷载作用下条形矿柱宽度方向和长度方向的位移。图7 条形矿柱宽度方向位移图8 2条形矿柱长度方向位移由图7可知,宽度方向条形矿柱最大位移出现在条柱底端与凿岩硐室底板连接处,由于动态荷载垂直向上施加于凿岩硐室底板,底板处位移较大,最大位移量达到7.7mm。从条形矿柱宽度方向整体而言,仅底端位移量较大,条形矿柱整体位移量不大,且顶板的位移量较小。由图8可知,长度方向条形矿柱最大位移出现在条形矿柱端部,与静力学位移分析一致,最大位移量为7.7mm,与宽度方向一致,条柱整体位移不大,表明爆破荷载对条形矿柱整体影响不大。2.2 应力分析由于凿岩硐室的采准工作和爆破荷载作用,顶板和条形矿柱的初始应力平衡遭到了破坏,使应力重新分布,导致局部区域出现应力集中现象。由于岩体抗拉强度较小,当顶板和条形矿柱应力集中处68采矿技术2 0 2 3,2 3(3)的拉应力强度超过抗拉极限时,就会出现拉应力破坏。因此,需对凿岩硐室顶板和条形矿柱进行应力分析,通过凿岩硐室出现的应力集中部位,判断条形矿柱和顶板是否失稳。图9和图1 0为爆破荷载作用下条形矿柱宽度方向和长度方向的应力云图。图9 3条形矿柱长度方向应力云图图1 0 4条形矿柱宽度方向应力云图由图9可知,随着凿岩硐室的开挖和爆破动态荷载的输入,条形矿柱顶部承受顶板和上覆岩层的压力作用,底部受动态荷载的作用,竖向应力引起了水平方向的拉应力,导致条形矿柱在宽度方向中部出现应力集中,最大拉应力为1.5M P a,未达到条形矿柱的拉应力极限,宽度方向未出现塑性区,条柱与条柱之间凿岩硐室顶板出现拉应力集中现象,与静力学分析一致,拉应力也未达到顶板的抗拉极限强度,不会出现冒落风险。同时,凿岩硐室底板受到动态荷载作用,应力较为集中,与现场实际相符。由图1 0可知,5m宽条形矿柱的端部出现少许应力集中现象,与静力学分析一致,最大拉应力为7.1 3M P a,已达到条形矿柱的抗拉极限强度,端部出现塑性区,因此在条形矿柱端部会出现少量剥落现象,与现场实际情况相符。但条形矿柱整体其他部位受拉应力不大,没有出现塑性变形,因此,条形矿柱和顶板整体处于稳定状态,仅局部出现塑性区,表明爆破作用对5m条形矿柱影响较小,在爆破前对条形矿柱端部采取相应的支护措施,即可保证凿岩硐室的安全性。2.3 塑性区分析岩体在开挖和动态荷载作用下,由于应力集中区域的应力值超过了岩体的极限强度,导致岩体产生塑性破坏,失去了原有的支撑强度。图1 1和图1 2为爆破荷载作用下凿岩硐室顶板和底板、条形矿柱的塑性变形区域。由图1 1可知,凿岩硐室条形矿柱的两端及其周围底板部分出现塑性区域,表明爆破荷载作用在凿岩硐室底板时,最先出现破坏的地方在条形矿柱两端周围处,符合现场实际情况。条形矿柱两端出现塑性区,但塑性区体积较小,条形矿柱整体处于未破坏状态,与应力分析结果一致。由图1 2可知,凿岩硐室顶板部分基本无塑性区,表明作用在底板的动态荷载对凿岩硐室顶板的影响很小。图1 1 条形矿柱塑性变形图1 2 顶板塑性变形综合位移分析、应力分析和塑性区分析可知,条形矿柱宽度为5m时,爆破振动荷载对于凿岩硐室顶板影响很小,顶板基本无塑性破坏,顶板位移量较小,最大为7.7m m。对于条形矿柱而言,仅两端出现塑性区,存在少量剥落现象,条柱整体处于稳定状态。因此,条形矿柱宽度为5m时,凿岩硐室在开挖和爆破荷载作用下处于稳定状态,能够保证施工作业的安全。3 结论(1)为研究V C R法采场爆破作用下凿岩硐室78胡洪文,等:爆破动力荷载作用下大直径深孔采场凿岩硐室稳定性研究顶板的动力响应,以沙溪铜矿-7 0 5m中段大跨度V C R法采场为例,建立了动态响应分析模型,以实测爆破振动信号作为输入动态荷载,验证了模型的可行性。(2)在爆炸荷载作用下,凿岩硐室宽度方向最大位移出现在条柱底端与凿岩硐室底板连接处,长度方向最大位移则出现在条形矿柱端部;条柱与条柱之间凿岩硐室顶板出现拉应力集中现象,凿岩硐室底板受到动态荷载作用,应力较为集中;凿岩硐室条形矿柱的两端及其周围底板部分出现塑性区域。(3)采场爆破荷载作用下,应加强凿岩硐室条形矿柱两端和硐室顶板的支护,以避免该区域因爆炸荷载动力响应而产生局部破坏。参考文献:1 林敏,袁庆盟,王谦源.盘区矿柱回收与充填体稳定性的数值模拟研究J.金属矿山,2 0 2 2(6):2 4-2 8.2赵小平,张宝,王玉丁,等.L 2 7号脉矿柱及采空区稳定性数值模拟分析J.采矿技术,2 0 2 1,2 1(5):6 8-7 1.3肖屈日,赵国彦,刘建,等.矿柱稳定性判别的I C A-R o F模型及其工程应用J.中国地质灾害与防治学报,2 0 1 9,3 0(4):1 1 6-1 2 2.4于清军,李元辉,刘照朋,等.落矿冲击作用下矿柱结构参数优化与稳定性分析J.中南大学学报(自然科学版),2 0 1 9,5 0(5):1 1 8 1-1 1 9 1.5朱万成,董航宇,刘溪鸽,等.金属矿山多矿柱承载与失稳破坏研究J.采矿与岩层控制工程学报,2 0 2 2,4(4):0 4 3 0 3 7.6赵康,鄢化彪,冯萧,等.基于能量法的矿柱稳定性分析J.力学学报,2 0 1 6,4 8(4):9 7 6-9 8 3.7余佩佩,赵国彦,周礼.基于数量化理论的地下矿山矿柱稳定性判别J.安全与环境学报,2 0 1 4,1 4(5):4 5-4 9.8杨书浩,王俊,宁建国,等.动载扰动下深部大断面硐室围岩帮 顶联动失稳机理J.煤炭科学技术,2 0 2 1,4 9(1 0):2 3-3 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