爆破方式（通用7篇）
爆破方式 篇1
2007年, 我公司计划对1330m平台实施最后一次降段爆破, 但爆区东侧临空面距2号窑生产现场非常近, 最近距离不到15m, 因此, 对爆破作业的安全性提出了非常高的要求, 既要保证爆破效果, 又要为后续清挖作业创造条件, 同时还要保证控制好爆破后碎石的飞行距离。此次爆破, 我们首次采用了间断不耦合装药方式, 在对爆破方案设计、爆破方式的选择、药量计算及施工等方面做了大量工作, 最终取得了较为理想的效果。
1 爆破方案的确定
1.1 爆区地质条件
爆区的岩石为奥陶系石灰岩, 岩石完整性较差, 节理、裂隙发育。东侧边坡基岩完好未经爆破松动, 西侧为爆破自由面。岩石硬度系数为f=6~12。
1.2 爆破方案
选择微差挤压爆破方式, 铵油炸药, 炮孔直径为120mm, 药卷直径为75mm、80mm和90mm三种, 不耦合装药系数k=1.3~1.6, 使用空气间隔器, 三角形布孔, 孔网参数总体为3m×4m (但东西两侧首排选取3m×3m) , 孔向总体朝西, 东侧边坡处孔向朝东, 东侧第二排为垂直孔 (根据本案网孔参数设计, 该排孔底部抵抗线以控制在3m左右为宜) 。布孔断面及装药结构见图1和图2。
1.3 药量计算
药量的计算分东侧和西侧首排孔以及中部各排孔三部分进行, 具体的计算公式如下:
1) 爆区东侧和西侧首排单孔装药量:
式中:
Q单——首排单孔装药量, kg;
e——炸药换算系数, 取1.2;
α——台阶倾角, 取75°;
b——孔间距, 取3m;
q——单位炸药消耗量, 爆区东侧取0.25kg/m3, 爆区西侧取0.35kg/m3;
W——最小抵抗线, 取3m;
Hl——孔深, 取12.5m;
H2——空气间隔器长度, 为2m。
2) 中间各排孔单孔装药量:
式中:
Q′单——中间各排孔单孔装药量, kg;
a——孔排距, 取3m;
b——孔间距, 取4m;
q′——单位炸药消耗量, 取0.3kg/m3;
3) 以西侧首排单孔为例, 计算采用间断不耦合装药和耦合装药两种方式的炸药用量:
(1) 采用间断不耦合装药方式:
(2) 采用耦合装药方式:
即:采用间隔不耦合装药方式首排孔单孔可节约炸药8kg。
2 施工作业过程的注意事项
1) 严格按照爆破设计方案的要求穿孔;穿孔作业完毕后进行严格验收。
2) 爆破施工时的工作:
(1) 东侧首排孔的堵塞长度不得少于1.3W, 其余各孔的堵塞长度不得小于1.1W, 在装药时根据所应保证的堵塞长度选取不同直径的药卷。
(2) 在装药时应精心施工, 力求孔下部药柱长度的合理一致性, 并保证规定的堵塞长度;
(3) 施工人员在装药及堵塞时必须小心谨慎, 防止堵孔;
(4) 在放置起爆体时爆破技术人员必须认真查验, 防止出现段别错乱现象。
(5) 网终连接必须按照爆破设计严格实施, 避免出现错连、漏连现象;
(6) 对生产线主要的设备及构筑物用架子板进行遮挡防护。
3 效果
1) 爆破效果较为理想, 爆堆较为集中, 表面大块率较低, 利于后续铲装清挖;
2) 飞石的飞行距离控制在15m以内。爆破后的飞石及震动等, 未对周围建筑物产生有害影响。
4 小结
1) 在较复杂地质条件下采用间隔不耦合装药方式是可行的。
2) 在爆破安全性要求高, 爆区周围环境复杂的条件下, 采用间隔不耦合装药方式, 在稳定爆破效果的情况下, 可保证安全准爆, 降低炸药消耗。
爆破方式 篇2
1 掏槽方式的确定
1.1 理论
众所周知, 在岩巷掘进爆破过程中, 掏槽方式很大程度上决定了爆破效果的好坏。特别在硬岩深孔掘进过程中, 由于其岩石夹制作用较大, 普通直眼掏槽在孔深2.2m左右爆破效果尚可, 当孔深达到3.2m时往往达不到理想的爆破效果, 炮眼利用率较低, 无法满足机械化掘进的要求。
双楔形掏槽属斜眼掏槽的一种, 分两阶掏槽眼。一阶掏槽眼一般由对称的6~8个炮眼组成, 其眼深较浅, 与工作面夹角较大, 主要作用是在爆破初期抛掷岩石, 并为二阶掏槽眼提供更多自由面;二阶掏槽眼一般由8~10个对称的炮眼组成, 其眼深较深, 与工作面夹角较小, 主要作用是二阶掏槽眼起爆后, 应力波在掏槽眼间发生相互反射叠加, 加强了应力波在掏槽孔径向产生的压应力以及在掏槽孔切向产生的拉伸力, 从而容易获得更深更大范围的槽腔。该掏槽方式对中硬岩掘进爆破中岩石夹制作用较大的问题有较强的针对性, 可实现较高的掘进效率。
1.2 掏槽参数的确定
1.2.1 单位炸药消耗量q
单位炸药消耗量由岩石性质、断面规格、炸药性能等因素决定, 可用下式确定:
式中:q为单位炸药消耗量, kg/m3;
f为岩石坚固性系数;
S为井巷断面m2;k0为校正系数, 取2。
1.2.2 掏槽眼装药量的确定
掏槽眼装药量是按照装药系数来确定, 具体公式如下:
式中:Q1为掏槽眼装药量, kg;
d为装药直径, 取35mm;
ψ为装药系数, 见下表;
L为炮眼深度;
ρ0为炸药密度。
1.2.3 炮眼数目N
炮眼数目可通过下式确定:
式中:f为岩石坚固性系数;
S为井巷断面m2;
1.2.4 每循环实际炸药消耗总量Q
式中:N1N2N3分别代表掏槽眼数目、周边眼数目及辅助眼数目;q1q2q3分别为每个掏槽眼、周边眼、辅助眼的装药量。
2 工程实例
2.1 工程背景
代县明利矿业有限责任公司五采区11#峒1235水平脉外运输巷顶底板围岩为斜长角闪岩, 局部为黑云变粒岩, 围岩普氏系数f=8~12, 围岩较坚硬、致密, 节理裂隙一般不太发育, 整体结构性较好, 该围岩强度均属典型的坚硬岩石。
该脉外运输巷全长200m, 埋深300m, 巷道全断面为斜长角闪岩, 采用直墙三心拱断面, 巷道宽为5m, 高为5m, 断面面积为23.7m2, 掘进采用Atlas Boomer 281凿岩台车, 眼深为3.1m, 孔径为42mm, 原掘进爆破方案为“平行空孔桶形掏槽”, 爆破后出现了掏槽效果不理想, 巷道爆破后断面超欠挖严重, 炮眼利用率低且爆破碎石抛掷距离远等问题。
2.2 双楔形掏槽爆破实施效果分析
在五采区11#峒1235水平脉外运输巷实施双楔形掏槽爆破方案, 其中, 一阶掏槽眼共8个, 分4排平行布置, 倾角为70°, 装药量为6块, 炮泥堵塞长度为0.2m;二阶掏槽眼共10个, 分5排平行布置, 倾角为73°, 装药量为17块, 炮泥堵塞长度为0.3m;周边眼间距为500mm, 沿巷道轮廓布置, 装药块数为11块, 炮泥堵塞长度为1.2m;辅助眼分两圈均匀布置于掏槽眼和周边眼之间, 炮眼间距为600mm, 装药块数为13块, 炮眼堵塞长度为0.8m。通过对五采区11#峒1235水平脉外运输巷实施情况的观察, 巷道成型良好, 新旧爆破效果对比见表2。并利用UBOX-5016-Ⅱ振动信号自记仪对两种掏槽方式 (直眼筒形掏槽和双楔形掏槽) 进行震动分析, 双楔形掏槽爆破对围岩震动较小。炮利用率由原来的75%~80%提高到了83%~90%, 月进尺由原来的80m~90m提高到了110m。
3 结论
(1) 大断面硬岩巷道掘进爆破时, 双楔形掏槽方式可有效抵抗围岩的夹制作用, 炮眼利用率可稳定在85%以上, 大大改善爆破掘进进尺, 经济效果显著, 是该类围岩状况下爆破掘进的一种有效选择。
(2) 掘进光面爆破时, 掏槽方式很大程度上决定了爆破进尺的多少, 辅助眼、周边眼的分布情况又决定了爆破后的块度大小、光爆效果, “合理的掏槽方式+合适的辅助孔和周边孔”才能最终取得良好的光面爆破效果。
(3) 双楔形掏槽方式在布孔时, 对一阶、二阶掏槽孔的深度、角度要求严格, 一定程度上加大了施工作业的技术难度。
参考文献
[1]王汉军, 等.深部岩巷爆破机理分析和爆破参数设计[J].煤炭学报, 2007, 32 (4) .
微差爆破对爆破震动效应的影响 篇3
近年来, 随着旧城改造和基础设施的建设, 爆破在楼房拆除、矿山开采等领域得到了越来越广泛的应用, 爆破环境也越来越苛刻, 爆破时产生的震动, 将会影响附近建筑物、构筑物和临近边坡的稳定性。因此, 可以使用微差爆破技术来降低地震波带来的危害。微差爆破是将药包分段起爆, 使爆破地震波能量在时间和空间进行分散, 形成的波相互叠加达到削弱甚至完全消除波峰, 从而达到降低振速的目的。影响爆破震动的因素是多方面的, 在国内目前还没有一个统一的公式对微差时间进行精确计算, 本文利用爆破震动测试系统, 对实验室院内的爆炸水池中炸药爆炸引起的震动进行的测试, 对不同延期时间的爆破震动进行波形分析, 总结微差爆破地震波传播规律, 寻找降低震动的最佳延期时间, 使爆破效果达到理想的状况。
实验部分
本实验在直径5.5m, 高3.62m的圆柱形水下爆炸容器内, 底部设有减震措施。实验前, 先在水池的西北方向设置四个采样点, 且各测震点与水池中心在同一直线上, 距水池中心分别为3m、5m、7m、9m, 相邻两测点之间距离为2m, 测点由近到远分别编号为1#、2#、3#、4#, 测点布置如图1所示。
实验采用的测震仪器是四川拓普测控科技有限公司生产的UBOX-5016型爆破震动记录仪。
实验前先将爆破震动测试所需要的参数设置好, 并对传感器的灵敏度进行标定, 图2为爆破震动记录仪及传感器。
实验使用安徽雷鸣科化公司生产的乳化炸药, 总药量为20g, 每个药包药量均为10g, 药包间距为55cm, 分别用1~5段别毫秒电雷管进行不同组合的微差, 雷管与药包固定在铁架台上并保持药包中心同一水平, 再放入水池一定深度处引爆, 利用爆破震动记录仪测量爆破产生的震动。药包布置如图3所示。每种组合测试两次, 然后求其平均值。
实验结果及分析
实验结果
由UBOX-5016爆破震动记录仪测得的实验结果如表1所示。
注:1、2、3、5分别表示雷管段数, X-X表示组合, 下同。
由表1可知, 不同微差时间所得到的各测点主震频率和最大振动速度有所不同, 其中, 一段与三段雷管组合质点的振动速度最小, 主震频率有所增加, 这表明当延期时间为50ms左右时, 爆破震动效应最小, 从而可以达到良好的减震效果。
数据处理及分析
根据表1的实验数据, 得到在同一测点不同的微差最大振速随距离呈一定规律衰减, 其变化规律如图4所示。
由图4可知:微差时间相同时, 爆破震动随着爆距的增加而逐渐衰减, 在爆源近区, 振速较大, 距爆源5m~7m范围内振速急剧衰减, 大于7m后振速下降趋于平缓, 另外, 在一定延期时间内, 延期时间越长震动越小, 减震效果越好;其中, 一段与三段雷管组合降低振速效果最好, 使得整体振速降低, 而其他组合降振效果相对次之。
另外, 本文选取2#测点数据, 经过BM View、Origin软件对数据处理和分析, 以及对同一测点的数据进行FFT (Fourier transform) 变换, 得到速度-频率波形曲线, 如图5所示。
由图5可知:本实验主震频率在10Hz~70Hz之间, 微差时间不同, 爆炸产生的主震频率也有所不同;当一段与三段雷管组合时, 主震频率有所增加, 而其他组合主震频率变化不大。
结语
爆破方式 篇4
1 爆破振动的传播规律
前苏联科学家萨道夫斯基提出的爆破地面振动速度经验公式:
式中:
V———地面质点峰值振动速度, cm/s;
Q———炸药量 (齐爆时为总药量, 延迟爆破时为最大一段装药量) , kg;
R———观测 (计算) 点到爆源的距离, m;
K、α———与爆破点至计算点间的地形、地质条件有关的系数和衰减指数。
式中, R、K、α为客观不变因素, 是定值, 因此要降低爆破振动效应, 就必须减少延迟爆破时最大单响药量Q。
2 爆破网路设计
利用孔内、孔外毫秒延期雷管组成的非电网路, 导爆管雷管段别少, 施工方便。孔内安置高段别的8～11段雷管, 一般每次爆破3～4排炮孔;孔外用低段别的2段雷管, 每排2个孔或1个孔进行捆联组成孔外微差网路, 炮孔布置为梅花型, 孔间距a为4.5～5.5m, 排间距b为3～3.5m。这样在理论上就可以实现逐孔爆破。优化爆破网路设计后, 最大单响药量为100kg。
逐孔起爆网路敷设方法是:从前排往后排在炮孔孔内分段放置毫秒延期雷管, 第一排为8段 (250ms) , 第二排为9段 (310ms) , 第三排为10段 (380ms) , 第四排为11段 (460ms) 。炮孔深度为16.5m, 直径为Φ115mm, 填塞高度为3.5m, 连续密实装药100kg, 内置同段雷管2发;地表连线从一端到另一端按照每排一个孔组成簇联, 用2段 (25ms) 雷管捆联成节点, 再与每排一个孔组成另一个簇联, 再用2段 (25ms) 雷管捆联成另一个节点, 以此类推, 直至把地表每排每孔均簇联完毕, 最后用导爆管连线至避爆室, 用高能脉冲起爆器引爆即可, 见图1。
采取上述爆破网路, 在时间及空间上, 都减少了爆破振动的有害效应;如果毫秒延期间隔时间恰当, 错开主振相的相位, 即使初振相和余振相叠加也不会超过原来主振相的最大振幅。
3 爆破安全校核
GB6722—2011《爆破安全规程》规定, 对一般民用建筑物, 深孔爆破主振频率在10～60Hz时, 其安全允许质点振动速度为2.0～2.5cm/s。
优化爆破网路前, 每次爆破最大单响药量为500kg, 而爆区岩性为中硬岩石, 其K=150～250, 取250, α=1.5～1.8, 取1.5, 爆破振动速度V最大为1.98cm/s;优化爆破网路后, 最大单响药量Q=100kg, 爆破振动速度V最大为0.88cm/s。
4 降低爆破振动的相应技术措施
1) 选择最小抵抗线方向布孔, 尽可能使被保护的对象位于最小抵抗线两侧位置。
2) 增加布药的分散性, 多点多次爆破, 每次爆破总药量尽可能小些, 以减少爆破的振动强度。
3) 进行爆破振动监测, 为安全校核提供准确依据, 这样可及时调整爆破参数, 确保被保护目标安全。
4) 使用高精度导爆管起爆系统, 实现逐孔爆破。
5 需注意的问题
我公司采用的国产导爆管雷管为南京理工大学科技化工公司生产的第一系列毫秒延期雷管。雷管延期段别一般为毫秒级, 从1段至20段共20个段别。导爆管雷管具有抗静电、抗雷电、抗射频电流、抗水及抗杂散电流的能力, 使用安全可靠, 简便易行, 因此得到广泛应用。但该系列导爆管雷管段数越高, 雷管的延期精度越差, 延期离散性越大, 加上孔外接力雷管的延时时间又较短, 以及网路导爆管自身的延时性, 造成网路叠加或可能引起网路跳段现象, 这将严重影响爆破效果和加剧地振波效应的危害, 所以在设计导爆管接力起爆网路时点燃阵面不能太长, 也不能太小。根据目前该延期雷管的精度及延期时间离散情况, 采用3～5排炮孔的点燃阵面比较适宜。
参考文献
爆破方式 篇5
化学反渗透装置自投运后, 制水正常, 但经常出现出水管爆破膜爆破的现象。几乎每月都要爆几次, 爆破之后, 需更换新的膜片, 重新开机。这不仅影响系统正常运行, 也耗时耗材。出水管管线布置见图1 (虚线框区域是改造后加部分) 。
爆破膜设定压力0.18MPa, 一旦反渗透出水压力超过0.18MPa, 爆破膜马上爆破卸压。而设置该爆破膜是基于反渗透膜是单向膜, 正向可承受高压, 而逆向最高只能承受0.3MPa的压力。为保护反渗透膜, 必须有一个安全卸压装置, 而最可靠的就是爆破膜。
二、原因查找和排除
采用排除法, 逐项列举所有可能原因:爆破膜本身因素, 如爆破膜产品质量差, 材料有问题或材料疲劳所致。系统因素, 如管路设计不合理, 阻力大, 导致容易超压, 引起爆破。运行方式因素, 由于运行方式不合理导致爆破。泵及膜组件运行波动。
1. 爆破膜本身因素的分析
由于爆破频繁发生, 且无固定周期, 有使用一天就爆的, 有使用1周才爆的, 也有使用20天才爆的, 而在更换4～6次防爆膜后, 改用3～5mm橡胶垫片代替后仍未改善, 依然是不定期爆破。这就排除了爆破膜质量问题及材料疲劳这两个原因, 基本确定爆破确实是出水压力超压引起。
2. 系统因素的分析
经现场观察发现, 正常运行时反渗透出水压力都很正常, 稳定在0.08～0.09MPa, 这说明系统管路的阻力+流体的动能=0.08～0.09MPa, 也就是说正常运行时系统管路的阻力<0.08MPa, 远远小于爆破膜的爆破压力且止回阀解体检查也很正常, 基本排除了止回阀卡涩或出水管路上其他阀门卡涩这一原因。在膜爆破后, 更换新的膜片上去, 重新开机, 又马上恢复正常, 这表明由系统因素造成爆膜的可能性基本可以排除。
3. 运行方式分析
运行方式有两种, 一是单套反渗透投运, 二是两套反渗透同时投运, 投运的步序和时间安排都是电脑设定好的且投运过程中两种方式都没有出现过爆膜的现象, 而在稳定运行后, 均出现无规律的爆破现象, 快的投运1h后爆膜, 慢的可运行3～4天后才爆膜, 说明爆膜同运行方式基本无关。
4. 泵及膜组件运行波动因素分析
泵及膜组件运行波动存在两种可能性, 一是水质变化, 如进水含盐量下降而出水含盐量基本保持稳定, 则反渗透膜前后浓度差减小引起波动, 二是进水中有气泡引起波动。
(1) 水质变化对运行压力波动的影响
根据公式P=CRT (1)
式中P———渗透压, atm
C———浓度差, mol/L
R———气体常数, 为0.0826 (L·atm) / (mol·K)
T———绝对温度, K
在反渗透膜前后浓度差减小的瞬间, 即C减小, 则反渗透压P降低, 此时高压泵的出口压力不变, 则反渗透膜出口压力P出口=P入口-P=P高压泵出口-P上升。正常运行时, 高压泵出口压力为1.2MPa, 通过二级反渗透后压力为0.09MPa, 有式2。
式2中C0是反渗透出水浓度, 在爆破膜爆破前后瞬间, 可视为不变。C1是反渗透进水浓度。同理, 爆破膜爆破的瞬间, 先假设是由于进水浓度变小导致反渗透出口压力增大, 此时P出口=0.18MPa, 见式3。
取式2与式3之比得式4。
C2=1.02/1.11× (C1-C0) +C0=0.918 (C1-C0) +C0=0.918C1+0.012C0, 而C0= (1-脱盐率) ×C1= (1-0.98) ×C1, 进而求出C2, 即式5。
根据当年6月生水分析结果, C1可取5.4mmol/L, 则根据式5得出C2为4.964mmol/L。一般而言, 水中含盐量突然从5.4mmol/L变至4.964mmol/L, 即有10%左右变化的可能性较小, 而在短时间内频繁发生此类变化则更不可能, 这个因素可以排除。
(2) 水中气泡对运行压力波动的影响分析
由于一般气体的溶解度随压强的升高而增大, 压强的降低而减小, 当经过反渗透膜后, 产品水的压力由膜前高压 (P1=1.2MPa) 降至膜后低压 (P2=0.09MPa) , 此时原来溶解于水中的气体溶解度降低, 会大量逸出, 形成较多气体泡, 而反渗透膜可以脱除溶解性的离子而不能脱除溶解性的气体, 对溶解气体的通过基本无阻碍作用, 则在通过反渗透膜的瞬间, 气泡内气体压力仍可视为P1=1.2MPa。
假设一种理想状况, 即有体积为V+d V的无气泡水进入反渗透装置, 此时压力为高压泵出口压力P1=1.2MPa, 通过反渗透后, 由于反渗透膜的阻碍作用, 该段水的压力降为P2=0.09MPa, 由于液态水的不可压缩性, 体积仍为V+d V。
此时用体积为d V的气泡代替同样体积的水混入体积为V的水中, 通过反渗透后, 由于反渗透膜对气体的通过无阻碍作用, 则在通过反渗透膜的瞬间, 气泡的压力仍为P1=1.2MPa, 体积为d V, 而体积为V的水通过反渗透膜后, 由于反渗透膜的阻碍作用, 该段水的压力降为P2=0.09MPa, 由于液态水的不可压缩性, 体积仍为V。而气泡通过反渗透膜后, 由于周围水的压力降为0.09MPa, 则该气泡迅速膨胀, 推动周围的水水流的速度快速增加, 而速度增加的同时管壁对水流的阻力也相应增加, 只要d V的气体膨胀到二倍体积, 即2d V, 气泡膨胀产生的效应就能使该段水流的压力 (动能+势能) 快速达到0.18MPa, 导致爆破膜爆裂。
通过上述分析, 最终确定反渗透爆破膜爆裂的原因是由于泵及膜组件运行波动所致, 而导致运行波动的根本原因在于水中有气泡, 即水中气泡的存在导致反渗透出水压力波动, 而一旦气泡达到一定体积, 必然使反渗透出水压力快速上升, 从而爆膜。
三、处理措施与效果
为避免反渗透出水管道超压, 从而导致爆破膜爆裂, 可在反渗透出口管道的爆破膜前, 加装弹簧式安全阀, 安全阀压力设定在0.18MPa。
自从加装安全阀后, 跟踪监测了28个月, 期间反渗透装置一直运行很稳定, 爆破膜未曾爆过一次, 仅节省的爆破膜, 价值就达数万元, 而装置改造仅花费3000元。
摘要：对反渗透出口爆破膜的爆破原因进行逐项分析, 最终确定导致反渗透膜爆破的原因在于水中的气泡导致频繁发生爆破。通过加装弹簧式安全阀的办法有效解决了该问题。
爆破方式 篇6
根据前期勘察设计文件资料, 本项目场地内岩体钻探的岩芯较完整, 裂隙不发育, 整体上属块状结构岩体, 区域内地质构造简单。本次爆破作业区域地势比周边高, 北面某加压站已建设完成并实现供水, 为了保证加压站储水池和精密设备仪器 (高转速高压力泵及电机) 机房的安全, 特开展爆破振动对储水池及加压泵机房的动力响应及安全距离研究。研究成果可为类似工程项目建设提供参考, 具有较好的实用价值和推广意义。
2 爆破振动安全判据及限值
在工程爆破中, 常常要求对爆破作用下的邻近建筑物、地下构筑物的安全性给出评价, 以便后续爆破施工中采取相应的安全防护措施。纵观国内外现有的相关技术标准和研究文献, 各国对水泵的允许安全振速的规定, 都是针对水泵机械本身运行的振速限值, 而未给出像爆破振动这类外部振动环境的振速限值标准。同时, 水泵运行机械本身的振速限值都非常小, 所以说水泵对振动的要求比较高。因此, 必须严格控制机械运行的外部振动环境。
根据我国《爆破安全规程》 (GB6722-2014) , 对工业厂房爆破振动安全允许标准的要求[1], 综合考虑水泵和电机等设备对外部振动环境要求较高, 水泵损坏造成的影响较大等因素, 选定爆破方案的设计安全振速1.5cm/s作为本水厂水池和水泵质点允许振动速度限值。
3 数值计算模型分析
3.1 安全距离判定方法
鉴于岩土介质的地区差异和复杂性, 目前国内外对于安全距离的判定主要采用两种方法来进行: (1) 通过爆破振动监测的方法; (2) 通过数值模拟的方法。
爆破振动监测方面, 选定安全振速1.5cm/s作为安全判据, 严格控制爆破作业强度。数值模拟方面, 采用MIDAS/GTS进行数值模拟, 分析爆破振动对邻近水池水泵的动力响应。
3.2 计算模型及参数选取
在数值模拟的计算分析中, 露天爆破震动效应问题实际上是一种半无限域内的波动问题。在数值模拟计算时, 为了提高计算的效率, 模型的建立必须是建立在有限区域内, 用一个有限域对无限大的实体进行模拟, 自然涉及到在数值计算中分析区域的确定。
3.2.1 计算模型的建立
本次数值模拟将借助MIDAS/GTS有限元分析软件建立三维模型对加压泵房和水池影响最大的两个工况进行数值模拟, 将水池至泵房方向设为x轴, 水平向右为正;将爆源垂直于水池断面方向向设为y轴, 沿爆源垂直于水池断面方向为正;z轴代表台阶高度, 取铅垂向上为正[2]。
相关文献指出, 模型各边界应取3~5倍的开挖台阶宽度。由于本次数值模拟将对水池和泵房进行有效模拟, 水池的长宽高分别为63m×40m×8m, 泵房的长宽高分别为54m×10m×10m, 为提高计算效率, 本次数值模拟模型边界取为120m×135m×50m。模型的底部和各侧面均设为无反射的固定边界, 各个边界的位移满足ux=0、uy=0、uz=0, 地表设为自由边界[3]。总体网格单元见图1所示。
3.2.2 计算参数的选取
计算参数选择的准确程度将直接影响模拟结果的准确性, 根据场地勘察资料和前期爆破监控数据反算的结果, 选取该场地砂岩的物理力学参数如表1所示。
为了使本次数值模拟结果更符合施工现场实际爆破开挖过程, 拟采用工程实际开挖过程所用2号岩石乳化炸药参数, 其相关参数如表2所示。
3.3 爆破荷载的确定
采用MIDAS/GTS有限元分析软件对爆破引起的动力响应问题进行模拟分析, 一个重要的步骤就是确定正确的炸药爆炸所产生荷载的加载模型, 这需要对爆破荷载的方向、大小和作用位置进行确定, 以及冲击荷载达到峰值的持续时间以及经过多长时间回到原点。
为方便计算, 通常认为岩土体内部任一质点的爆破压缩波类似三角形形式, 如图2所示。图3为实际脉冲波形, 在经历荷载峰值后快速衰减, 按卸载波传播, 已被爆破荷载压实的洞壁周边围岩将出现回弹膨胀现象[4]。结合工程实际, 本次数值模拟采用更符合实际的脉冲荷载曲线进行模拟, 装药量分别为泵房1kg/3m×3m、水池2kg/3m×3m, 泵房水池的脉冲荷载分别如图4~5所示。
4 数值计算结果分析
4.1 数值模拟结果分析
采用MIDAS/GTS对本项目爆破开挖过程进行进行数值模拟, 加压泵房数值模拟结果分析关键点示意图如图6所示, 水池数值模拟结果分析关键点示意图如图7所示。
通过对加压水泵泵房和水池分别建立数值分析模型, 计算分析得到如下结果 (限于篇幅, 最大振速曲线仅列举振速值最大的泵房角点) :
(1) 爆破区域离水厂60m时, 当爆源正对加压泵房时, 数值模拟结果如图8~9、表3所示。
通过对加压泵房的最大振速云图和最大振速曲线分析发现:
(1) 正向振速最大值 (受压) 和负向振速最大值 (受拉) 均出现在远爆源端房顶。
(2) 对x、y、z三方向振速综合对比, 振速最大值出现在y方向 (爆源垂直于被保护物方向) 。
(3) 数值模拟泵房关键点振速最大值均出现在2644拾取点, 有3个拾取点振速超过1.5cm/s, 占比37.5%。
(2) 爆破区域离水厂60m时, 当爆源正对水池时, 数值模拟结果如图10~11、表4所示。
通过对水池的最大振速云图和最大振速曲线分析发现:
(1) 正向振速最大值 (受压) 和负向振速最大值 (受拉) 均出现在近爆源端水池底角点。
(2) 对x、y、z三方向振速综合对比, 振速最大值出现在y方向 (爆源垂直于被保护物方向) , 与现场实际监测结果基本吻合。
(3) 数值模拟水池拾取关键点振速最大值出现在1201, 有4个拾取点振速超过1.5cm/s, 占比50%。
4.2 数值模拟结果与监测结果对比分析
数值模拟结果的可靠度是衡量数值模拟结果是否符合实际施工过程的关键参数, 在实践中通常将数值模拟结果与现场监测结果进行对比分析以评价数值模拟的可靠程度。本次分析主要针对水池和加压泵房进行数值模拟, 因此针对爆破施工实际参数的数值模拟和对应的振动监测结果, 将数值模拟最大值对应监测点与实际监测结果进行对比分析, 如表5~6所示。
对表5分析, 监测中将传感器x轴正向指向爆源端, 与数值模拟模型y方向负方向一致, 因此数值模拟结果与监测结果最大值方向一致;2299拾取点监测结果最大值为0.62cm/s, 数值模拟结果最大值为0.817cm/s;2294拾取点监测结果最大值为3.41cm/s, 数值模拟结果最大值为3.740cm/s;2644拾取点监测结果最大值为3.53cm/s, 数值模拟结果最大值为3.858cm/s;平均可靠度达86.17%, 说明本次对加压泵房的数值模拟比较成功, 结果基本可信。
对表6分析, 监测中将传感器x轴正向指向爆源端, 与数值模拟模型y方向负方向一致, 因此数值模拟结果与监测结果最大值方向一致;1207拾取点监测结果最大值为3.26cm/s, 数值模拟结果最大值为3.704cm/s;1201拾取点监测结果最大值为5.90cm/s, 数值模拟结果最大值为5.803cm/s;平均可靠度达93.18%, 说明本次对水池的数值模拟比较成功, 结果基本可信。
5 结语
(1) 通过对数值模拟和监测结果对比分析, 爆破振动引起既有泵房水池的最大振速方向一致, 振速平均可靠度达85%以上, 表明数值模拟结果符合实际情况。
(2) 数值模拟结果显示, 60m的爆源距离, 泵房和水池区域的装药量在1kg/3m×3m、2kg/3m×3m时所产生的振速存在35~50%的超限振速次数。
(3) 根据数值模拟结果, 建议爆源距在60m以内时根据实际确实需要采用更加严格的控制爆破技术和减隔震措施进行施工, 如爆破参数仍不能满足岩体开挖的要求, 建议采用机械开挖, 以确保邻近水厂设备的安全。
(4) 数值模拟与监测结果对比分析还发现, 实际监测也存在30~35%的超限振速次数, 建议爆源距在60m外参考现有爆破参数, 并结合实际监测结果实时反馈调整爆破参数。
摘要：本文依托某工程项目, 借助MADIS/GTS建立数值分析模型, 通过对数值计算结果的分析, 初步判断爆破振动对邻近既有构筑物的动力响应。将数值模拟结果和现场爆破震动监测进行对比分析, 探究数值模拟结果的可靠度, 并据此确定近距离爆破的安全距离。
关键词：动力响应,数值模拟,爆破震动监测,安全距离
参考文献
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爆破方式 篇7
中深孔爆破是矿山生产中的重要工作,对整个矿山的生产及技术经济指标具有较大的影响。衡量爆破质量的重要指标之一是爆破矿岩大块产出率,国内外同行一致认为,面对特定的矿山,面对仅有的凿岩设备、爆破器材,以及现有的生产技术管理水平和作业人员素质,追求合理的一次爆破大块产出率是理智的。
影响爆破大块率的因素有:①地质构造,如节理裂隙、断层的数量、破碎程度等;②爆破参数,如炮孔直径、最小抵抗线等;③装药方式,如装药结构、装药量等;④起爆方式,如起爆类型、起爆顺序和延期时间等;⑤炸药性能,如爆轰压力等。
爆破大块率是各因素综合影响的结果,其中炮孔直径、抵抗线距、孔底距、孔长、补偿空间等爆破参数对大块率影响的不确定性因素最大,在实践中最难把握,因此笔者主要围绕上述爆破参数的合理设计进行研究。
2 炮孔直径的设计
爆破块度和岩石的可爆特性决定了炮孔直径的合理取值范围,炮孔直径与破碎圈大小的关系式:
式中:σ0——引起岩石损伤的临界应力值;
p0——炮孔内压力峰值,与炸药起爆方式和爆轰方式相关;
r——岩石受到爆破损伤区半径;
rb——装药半径,在耦合装药时rb=r;
α——爆破作用指数,由选用的炸药性能指标决定。
按炮孔装填矿用炸药计算,当获得自由面帮助时,爆破直接破碎半径r=(20～25) rb;若无自由面帮助时,r=(15～20)rb,两者破碎范围相差40%。
以直径76mm的炮孔为例,从炮孔发出的爆破应力波若未遇到较宽的张裂隙面阻隔时,并获得了自由面的帮助下,在爆破炮孔中心半径r=(20～25)rb=760～950mm范围内的岩石,很可能被本炮孔直接破碎到孔距尺寸的二分之一大小块度,若按孔底距2.4m计算,即被本炮孔破碎成小于600mm见方块度的可能性在80%以上;但是,当直径76mm炮孔装填爆破性能较低的炸药,同时该炮孔又未获得自由面的帮助时,炮孔的直接破碎半径仅仅达到r=(15～20) rb=570～760mm,炮孔直径破碎范围较原来缩小了40%,见图1。
可见,孔底距与炮孔直接破碎半径两者的差值大小从根本上决定了爆破大块产出的尺寸和大块产出率。即爆破直接破碎半径越小,两孔底之间未被爆破裂纹所切割的范围就越大,爆破大块就越大越多。
3 抵抗线距设计
根据岩石爆破作用机理,过窄的抵抗线距容易造成炮孔内的爆生气体泄漏,使爆破大块产出率增高,特别是雷管延期时间设置不当,后排雷管的延期过长时;而过厚的抵抗线距将会造成反射应力波衰减过度,炮孔的爆破裂纹因未获得自由面的充分帮助而发育不透,形成的裂纹较少,爆破呈大块产出。
爆破应力波在矿岩中生成裂隙,爆轰气体则扩展矿岩中的已有裂隙和使破碎的矿岩分离成较小的矿块。其作用区域分为冲击波作用区、压缩波作用区和弹性波作用区。岩石破碎主要发生在冲击波作用区和压缩波作用区内,这两个区俗称炮孔爆破直接破碎区,该区的范围通常是药包半径r0的15～20倍。在此范围以外的岩体,只能靠爆生气体膨胀做功,即炮孔裂纹可达到28～60r范围。按76mm炮孔直径计算,抵抗线可在1 064～2 280mm范围内选择,见图2。
可见,对于固定的炮孔直径,大抵抗线对爆破大块的产出率影响十分明显,抵抗线距越大,爆破大块越大,爆破大块的产出率越高。
4 孔底距设计
根据“小抵抗线、大孔距”理论和矿岩爆破破碎机理,矿岩爆破破坏是受气体推力和反向应力波共同作用的结果。当孔底距过小时,同排炮孔之间的岩石壁就较薄,在爆破应力波作用下,同排相邻炮孔之间就很容易首先相互贯通,爆生气体沿着孔间贯通的裂缝溢散、泄漏,形成光面爆破的爆破效果,岩石沿炮孔排面剥离、滑落呈大块产出。
按76mm炮孔直径计算,炮孔孔底距要大于炮孔直接破碎半径裂纹可直接到达的范围(570～760mm),取大值计算,760×2=1 520mm,即要大于2.0r=1 140～1 520mm。但是,过大的孔底距,会造成爆破能空白区,同样也会使爆破大块产出率增高。故孔底距又要小于炮孔直接破碎半径在有自由面帮助下所能达到的距离60r=2 280mm,约为2.0w=2 400mm。
5 孔长设计
扇形中深孔的孔长主要受孔径大小、钻孔设备性能和岩石水平推力大小三方面的限制,有极限孔长和最佳孔长之分。
孔径较大,钻杆刚度大,钻孔通过断层、破碎带抵抗水平推力影响的能力强,孔底定位准确,最佳孔长值可选大一些。但不同钻机控制钻杆漂移的能力差别较大,孔长较长时孔底易漂移,造成炮孔间距增大,使爆破大块增高;同时,在较长的炮孔内更容易出现两次以上的“错茬”变形,使装药变得困难甚至无法进行装药作业,爆破大块产出率必然增高。
可见,钻机的性能决定了孔长的设计,对于过高的采场可通过增设凿岩巷条数和上下移动凿岩巷位置,并在凿岩巷上方和下方布置中深孔,从而构成凿岩巷道全断面360°环形穿孔作业的方式来解决,见图3。
下层凿岩巷道采用上向扇形布孔;上层凿岩巷道布置在矿体的顶板,采用下向布置炮孔;当垂直采高超过两倍最佳孔长时,将上层凿岩巷道下移,形成上层凿岩巷道同时向下、向上布置扇形炮孔。这样,在同等条件下可较本矿原来的单一上向扇形孔布置省了一条凿岩巷道。
6 补偿空间设计
当前爆破理论和爆破实践反复证明:起爆炮孔周边是否存在补偿空间、或补偿空间距离起爆炮孔的远近对爆破大块产出率的影响至关重要,与炸药性能对爆破大块的影响程度同级,都是最主要、最敏感的爆破设计参数。
补偿空间的作用主要有3个大的方面:①为炮孔爆破应力波提供反射面,使炮孔产生的压应力波有机会转化为拉应力波,使岩石充分破碎。通常,补偿空间的体积、面积越大,提供的反射面越多,反射的效果就越强烈,对岩石的破碎效果越明显;②为岩石破裂,比容扩大提供空间,使岩石由裂纹扩展、发育到从裂纹面上相互分离开,为失去相互咬合机会创造条件,只有当岩石完全松散分离开才能便于设备运搬和铲装;③用补偿空间引导炮孔裂纹发育的方向,使爆破裂纹优先向受炮孔布置所限、爆破能分布相对较弱的岩石区域扩展,从而降低爆破大块的产出率。
采场切割槽属于区域性补偿空间,在体积上要确保指向比在18%～20%范围内为宜。指向比过小容易造成爆破挤压过度,破碎的岩石不能随运搬自行垮落,影响正常生产。指向比过大,爆破挤压的力度不够,大块产出率较高。另外,切割槽设置在采场的中间部位,可实现相向爆破,利用岩石爆破飞散时相互碰撞来提高破碎效果;切割槽设置在采场的一端,其利用效率明显降低,见图4。
当前爆破理论和实践证明,若所有炮孔都只能从切割槽自由面获得空间补偿,紧邻切割槽首批起爆的前几排炮孔从切割槽自由面获得帮助十分容易,爆破破碎效果好;而第二批起爆炮孔要获得空间补偿需要待前一批已起爆炮孔形成的裂纹已充分扩展,所形成的裂缝已较宽大之后,第二批炮孔起爆,才能从已形成的裂隙面获得应力波反射作用和空间补偿;同理,第三批起爆的炮孔又要待第二批炮孔的裂纹已经充分扩展、形成的裂缝已较宽时起爆才能获得补偿空间,如此类推。理论和试验证明,当崩矿步距超过12排时,因后排炮孔获得自由面帮助和空间补偿不足、不及时导致爆破大块产出率开始快速增加。崩矿步距每增加一排炮孔,大块产出率就随之将提高0.4～0.6个百分点,如此累计。
7结论
通过对扇形中深孔爆破大块率与爆破参数的关系进行系统分析研究,得出以下结论。
(1)炮孔直径决定炮孔直接破碎半径,孔底距与炮孔直接破碎半径两者的差值大小从根本上决定了爆破大块产出的尺寸和大块产出率。
(2)对于固定的炮孔直径,大抵抗线对爆破大块的产出率影响十分明显,抵抗线距越大,爆破大块越大,爆破大块的产出率越高。
(3)扇形中深孔的孔长主要受孔径大小、钻孔设备性能和岩石水平推力大小三方面的限制,最好采用最佳孔长,对于过高的采场可通过增设凿岩巷条数和上下移动凿岩巷位置,并在凿岩巷上方和下方布置中深孔,从而构成凿岩巷道全断面360°环形穿孔作业的方式来解决。
(4)采场切割槽属于区域性补偿空间,在体积上要确保指向比在18%～20%范围内为宜。另外,切割槽设置在采场的中间部位,可实现相向爆破,利用岩石爆破飞散时相互碰撞来提高破碎效果,当崩矿步距超过12排时,因后排炮孔获得自由面帮助和空间补偿不足、不及时导致爆破大块产出率开始快速增加。
摘要：国内许多矿山广泛使用中深孔爆破,但大块产出率高一直是未解决的难题。在众多影响因素中,爆破参数对大块率影响最大,在实践中最难把握,因此对扇形中深孔爆破大块率与爆破参数的关系进行了系统分析研究,为爆破参数的合理设计提供了理论依据。
关键词：扇形中深孔,爆破大块率,爆破参数
参考文献
[1]汪旭光.爆破设计与施工[M].北京:冶金工业出版社,2012.
[2]采矿设计手册[M].北京:中国建筑工业出版社,1986.