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爆破作用下双层采空区稳定性分析
2019-08-19
为了研究不同下层采空区顶板厚度的双层采空区在爆破动荷载作用下的稳定性变化 规律,对双层采空区进行了单孔爆破数值模拟试验。分别建立了下层采空区顶板厚度为5 m 至12 m 的双层采空区模型,分析了双层采空区在爆破作用下的动态响应规律。结果表明:当下层采空区 顶板厚度由5 m 增大到12 m 时,顶板中部水平方向峰值振速由15. 30 cm/ s 递减至9. 52 cm/ s,最 大有效应力由3. 8 MPa 递减至2. 5 MPa,剪切安全系数由1. 82 增加到2. 42,双层采空区下层顶板 稳定性增强。
Serial No. 603 July. 2019 现ꢀ 代ꢀ 矿ꢀ 业 MODERN MINING 总第 603期 2019 年 7 月第 7 期 爆破作用下双层采空区稳定性分析 1 1,2 1 1 张金铭 ꢀ 郭连军 ꢀ 李广尚 ꢀ 徐振洋 ( 1. 辽宁科技大学矿业工程学院;2. 沈阳工业大学建筑与土木工程学院) ꢀ ꢀ 摘ꢀ 要ꢀ 为了研究不同下层采空区顶板厚度的双层采空区在爆破动荷载作用下的稳定性变化 规律,对双层采空区进行了单孔爆破数值模拟试验。 分别建立了下层采空区顶板厚度为 5 m 至 12 m 的双层采空区模型,分析了双层采空区在爆破作用下的动态响应规律。 结果表明:当下层采空区 顶板厚度由 5 m 增大到 12 m 时,顶板中部水平方向峰值振速由 15. 30 cm/ s 递减至 9. 52 cm/ s,最 大有效应力由 3. 8 MPa 递减至 2. 5 MPa,剪切安全系数由 1. 82 增加到 2. 42,双层采空区下层顶板 稳定性增强。 关键词ꢀ 爆破荷载ꢀ 双层采空区ꢀ 数值模拟ꢀ 稳定性 DOI:10. 3969 / j. issn. 1674-6082. 2019. 07. 023 Stability Analysis of Roof in Double Overlapping Goaf Under Blasting 1 1,2 1 1 Zhang Jinming ꢀ Guo Lianjun ꢀ Li Guangshang ꢀ Xu Zhenyang 1. School of Mining Engineering,University of Science and Technology Liaoning; . School of Architecture and Civil Engineering,Shenyang University of Technology) ( 2 Abstractꢀ In order to study the roof stability of double overlapping goaf with different roof thickness under blasting dynamic load,single-hole blasting numerical simulation experiment was carried out for double-decked goaf. The two-layer goaf model with roof thickness of 5 m to 12 m in the lower goaf was es- tablished,and the dynamic response law of the two-layer goaf under blasting was analyzed. The results showed that when the thickness of the roof in the lower goaf increases from 5 m to 12 m,the peak horizon- tal vibration velocity in the middle of the roof decreases from 15. 30 cm/ s to 9. 52 cm/ s,and the maxi- mum effective stress decreases from 3. 8 MPa to 2. 5 MPa,the shear safety factor increased from 1. 82 to 2 . 42,the stability of the lower roof of double goaf is improved. Keywordsꢀ Blasting load,Double-deck goaf,Numerical simulation,Stability [ 4-5] ,但该种技术手段不能实现对下层采空 ꢀ ꢀ 在露天矿山生产过程中,外界荷载对矿山边坡 振动测试 和地表建(构)筑物的稳定性具有一定的影响,特别 区顶板及围岩的应力和振速实时监测。 而利用数值 模拟可以对下层采空区各位置节点振速和单元应力 进行监测及分析,为采空区稳定性研究提供了更好 的条件。 [ 1-3] 是爆破振动在矿山生产过程中造成的影响最大 。 随着爆破施工技术的不断发展和安全生产要求,人 们开始关注爆破振动在矿山生产中的危害,其中包 括爆破振动对露天采场下的隐伏空区稳定性的影 响。 在目前的国内外爆破振动危害研究中,主要技 术手段是利用爆破振动信号测试设备进行现场爆破 露天矿山下的采空区在外界荷载扰动下极易失 [ 6-7] 。 尤其在爆破作 稳从而塌落引发矿山安全事故 业中,炮孔内炸药爆炸作用产生的应力波以岩体为 介质向采空区传播,更容易导致采空区周边岩体稳 定性发生变化,引起塌落造成事故。 目前国内外对 采空区稳定性研究以静荷载作用下采空区稳定性或 单层空区稳定性为主,对动荷载作用下双层空区稳 ꢀ ꢀ ∗国家重点研发计划项目(编号: 2016YFC0801603)。 张金铭(1994— ),男,硕士研究生。 通信作者ꢀ 郭连军(1963—) ,教授,博士研究生导师,114000 [ 8-11] 。 定性的研究较少 辽宁省鞍山市。 9 6 ꢀ ꢀ 张金铭ꢀ 郭连军等:爆破作用下双层采空区稳定性分析ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2019 年 7 月第 7 期 利用 Ansys/ LS-Dyna 软件对双层采空区在单孔 爆破作用下的稳定性进行数值模拟分析。 通过模拟 爆破过程,分析在爆破振动作用下不同下层采空区 顶板厚度的双层采空区围岩振动规律及应力分布规 律,为揭示动荷载下多层采空区稳定性研究提供一 定参考。 图 2ꢀ 双层采空区几何模型 曲线更加平滑。 因此数值模拟中千枚岩的材料模型 参数采用 MAT_DRUCKER_PRAGER 本构模型,其 岩石力学参数如表 1 所示。 1 ꢀ 空区概况 齐大山铁矿床位于太古宙鞍山群中,属于条带 状铁矿。 矿床的规模巨大,矿体产状较为稳定,走向 为 305° ~ 335°,倾向南西,倾角 70° ~ 90°。 齐大山 采空区主要分布在北采区南部,现已探测到疑似空 区共有 77 处,空区规模大小不一,甚至有双层采空 区重叠的情况,存在着较大的安全隐患。 采空区的 存在为齐大山矿产资源的安全开采过程增加了较大 的难度,在爆破作业时,一旦采空区稳定性受到影响 诱发地面坍塌,将会为矿山带来严重的损失。 同时 受到爆破施工技术的限制,在采空区上方进行钻孔、 表 1ꢀ 千枚岩本构参数 密度 抗压强度 弹性模量 抗拉强度 粘聚力 内摩擦角 泊松 3 / (kg/ m ) / MPa / GPa / MPa / MPa / (°) 比 2 720 73. 72 77. 32 6. 52 12. 0 47. 1 0. 23 ꢀ ꢀ 采用高能炸药模型和 JWL 状态方程模拟矿山 实际爆破效果。 炸药的材料参数如表 2 所示。 表 2ꢀ 高能炸药参数及其 JWL 状态方程参数 [ 12-13] 。 装药等作业时也增加一定风险 装药密度 爆速 A B R 1 R 2 ω E 0 齐大山矿区整体主要由千枚岩组成,根据现场 地质勘察显示,北采区内存在规模较大、相互重叠的 双层采空区。 上层采空区跨度为 20 m 左右,上层采 空区距离坡底地表 5 m 左右,空区高度为 5 m,下层 采空区高度暂不明确。 双层采空区参数示意图如图 3 / (g/ cm ) / (m/ s) 1 . 82 4. 16 ×10ꢁ2 1 . 2 4 000 2. 144 4. 2 0. 9 0. 15 ꢁ 3 ×10 ꢀ ꢀ JWL 状态方程参数如式 1 所示。 ωE0 + , æ è ω ö e-R1V æ è ω ö e-R2V P = A 1 - + B 1 - 1 所示。 R Vø R Vø V 1 2 ( 1) 式中,V 为相对体积;E0 为炸药单位体积内能,Pa; A、B、ω、R1 、R2 为其特征参数。 在数值模拟中采用 MAT-NULL 以及多项式状 态方程 EOS-LINEAR-POLYNOMIAL 来模拟岩石及 采空区内部空气部分,其状态方程公式为: 2 3 P = C0 + C1 μ + C2 μ + C3 μ 图 1ꢀ 双层采空区参数 2 建立计算模型 2 + (C4 + C5 μ + C6 μ )E , (2) 1 . 1ꢀ 几何模型 拟采用的双层采空区模型跨度为 20 m,厚度 5 式中,E 为内能与初始体积比;C0 ~ C6 为常数;μ 为 比体积。 m,上层采空区距离炮孔底部 5 m,炮孔深 12 m,柱 状连续装药,装药高度 8 m,填塞 4 m,炮孔位于双层 采空区中部正上方,矿区周围岩石基本由千枚岩组 成,模拟中暂不考虑地质结构,模拟中将双层采空区 简化为立方体结构。 双层采空区模型示意图见图 双层采空区模型中空气的相关状态方程参数如 表 3 所示。 表 3ꢀ 空气状态方程参数 Rho C 0 C 1 C 2 C 3 C 4 C 5 C 6 E . 29×10ꢁ3 ꢁ1×10ꢁ6 2. 5×10ꢁ6 1 0 0 0 0. 4 0 0 2 。 1 . 3ꢀ 数值模型建立 1)划分网格。 建立下层采空区顶板厚度由 5 1 . 2ꢀ 材料模型参数 ( 目前比较普遍使用岩石的本构模型有 Mohr- m 至 12 m 的 8 个双层采矿区数值模型。 模型整体 均采用自动划分的八节点六面体单元,节点总数为 [ 14] Coulomb 模型和 Drucker-Prager 模型 。 D-P 模型 的 计算结果比M-C模型更加容易收敛,能保证模拟 6 87 420 个,单元总数为 775 680 个。 9 7 总第 603 期 现代矿业 2019 年 7 月第 7 期 ( 2) 模型边界处理。 本组模型为 1 / 2 对称模 型,为消除人为边界,在设定边界条件时做如下处 理。 对称边界:正面; 无反射边界:左面,右面,下面,后面; 反射边界:边坡坡面,两台阶顶面(自由界面); 共节点边界:岩石与炸药接触面。 2 ꢀ 模拟结果与分析 2 . 1ꢀ 爆破过程应力云图及分析 图 3、4 分别为下层采空区顶板跨度 5 m 及 12 m 的爆破过程应力云图,通过应力云图可以直观地 观察到爆炸应力波在双层采空区中传播过程及应力 分布效果。 # 图 4ꢀ 8 爆破过程应力云图 处发生转变为拉伸波,于此处发生反射拉伸造成应 力集中,同时由上层采空区底板两端向中部传播。 ( 2)在 t = 13 000 μs 时,下层采空区厚度为 12 m 时的爆炸应力波在下层采空区顶板中部已经形成 应力集中,比下层采空区顶板厚度为 5 m 时形成时 间较早,可以说明下层采空区顶板厚度增大,两自由 面距离增大,对应力波传播速度的削减作用减小。 ( 3)在 t=16 000 μs 时,厚度为 5 m 的下层采空 区顶板在中部下方出现应力集中现象,且比 12 m 下 层采空区顶板厚度时集中应力大,下层采空区顶板 厚度越大越有利于应力分散,应力集中效果越差。 2. 2ꢀ 节点峰值振速分析 # 图 3ꢀ 1 爆破过程应力云图 在下层采空区顶板中部及两端取六处节点作为 振动速度的研究对象,各节点峰值振速随下层采空 区顶板厚度关系曲线如图 5 所示。 由图 3、图 4 可知: ( 1)在炸药爆炸初期,应力波在传播过程中受 到上层采空区中自由面的作用,在上层采空区顶板 图 5ꢀ 峰值振速与下层采空区顶板厚度关系曲线 ■ ● ▲ ▼ —上方竖直; —上方水平; —下方竖直; —下方水平 ꢀ ꢀ 从图 5 中可以看出: 1)各曲线整体均呈下降趋势,说明随着下层 下层采空区顶板产生的作用竖直分量大于水平分 量,下层采空区顶板的主要破坏方式为竖直方向振 动引起的拉伸破坏。 ( 采空区顶板厚度的增大,节点各处振动速度皆呈减 小趋势。 (3)下层采空区顶板的厚度由 5 m 增大到 12 m 时,其中部节点下方水平振速由 15. 30 cm/ s 减小到 9. 52 cm/ s, 左端节点下方水平峰值振速由 7. 53 ( 2)同组模拟试验中节点竖直方向峰值振速大 于水平方向峰值振速,说明爆破振动对双层采空区 9 8 ꢀ ꢀ 张金铭ꢀ 郭连军等:爆破作用下双层采空区稳定性分析ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ ꢀ 2019 年 7 月第 7 期 cm/ s 减小到 4. 33 cm/ s,右端节点下方水平峰值振 2. 3ꢀ 单元有效应力分析 速由 7. 73 cm/ s 减小到 4. 74 cm/ s,中部节点峰值振 速减小幅度明显大于两端节点减小幅度,表明下层 空区厚度对中部振动的扰动大于两端振动的扰动。 在下层采空区顶板处选取六处单元作为最大有 效应力研究对象。 各单元最大有效应力与下层采空 区顶板厚度关系曲线如图 6 所示。 图 6ꢀ 最大有效应力与下层采空区顶板厚度关系曲线 ■ ● —上方单元; —下方单元 ꢀ ꢀ 通过图 6 可以看出: 1)最大有效应力曲线整体呈下降趋势,说明 ( 下层采空区顶板厚度越大,其最大有效应力越小,在 岩体中的应力集中效果越不明显。 ( 2)下层采空区顶板中部的上方应力小于下方 应力,说明应力波在传播至下层采空区顶板时,在下 方产生反射拉伸导致应力集中,下层采空区顶板中 部下方为破坏较为严重区域。 图 7ꢀ 顶板竖向位移量与折减系数拟合曲线 ( 3)下层采空区顶板中部最大有效应力随其厚 度增大的减小量大于两端减小量,中部下方单元最 大有效应力由 3. 8 MPa 减小到 2. 5 MPa,上方最大 有效应力由 2. 8 MPa 减小到 2. 1 MPa,说明在爆破 过程中,说明下层采空区顶板厚度的改变对其下方 岩体的有效应力影响大于对上方岩体有效应力的影 响。 在下层采空区顶板厚度增大的过程中,应力波 的分布面积增大,形成应力集中效果更差,爆破动荷 载对下层采空区顶板的扰动减小。 图 8ꢀ 突变特征值与折减系数关系曲线 同样地,可以得到不同下层采空区顶板厚度拉 裂安全系数,如表 4 所示。 表 4ꢀ 不同下层采空区顶板厚度拉裂安全系数 2 . 4ꢀ 剪切安全系数分析 在下层采空区顶板厚度的对比试验中,对岩石 剪切 安全系数 下层采空区 顶板厚度/ m 剪切 下层采空区 顶板厚度/ m 的粘聚力及内摩擦角正切值进行折减,记录每次折 减中下层采空区顶板的竖直方向最大位移量,绘制 顶板竖向位移量与折减系数的关系曲线,并对关系 安全系数 5 6 7 8 1. 82 1. 93 2. 08 2. 15 9 2. 24 2. 31 2. 39 2. 42 10 11 12 [ 15] 曲线进行拟合。 利用尖点突变理论 ,取突变特征 值 Δ 最接近 0 的折减系数作为下层采空区顶板的 剪切安全系数,并根据剪切安全系数分析下层采空 区顶板的稳定性。 图 7、图 8 分别为下层采空区顶 板厚度为 12 m 时的顶板竖向位移量与折减系数拟 合曲线及突变特征值与折减系数关系曲线。 由图 8 可知:当下层采空区顶板厚度为 12 m 时,其剪切安 全系数为 Fs =2. 42。 ꢀ ꢀ 通过表 4 可以看出:在下层采空区顶板的厚度 由 5 m 增大到 12 m 的过程中,其剪切安全系数由 . 82 增加到 2. 42,可见下层采空区顶板的稳定性随 下层采空区顶板厚度增大而增大。 1 3 ꢀ 结ꢀ 论 (1)在双层采空区结构单孔爆破过程中,上层 9 9 总第 603 期 现代矿业 2019 年 7 月第 7 期 [ [ 5]ꢀ 姜ꢀ 锐. 爆破振动对邻近埋地管道安全影响的测试与分析 D]. 绵阳:西南科技大学,2017. 采空区对爆炸应力波的传播起阻抗作用,应力集中 现象在下层采空区顶板中部下方最为明显,此处受 爆破扰动最大,是下层采空区顶板的主要破坏位置。 [ 6]ꢀ 董川龙,姚有利,程虹铭. 东升庙铜矿采空区围岩大面积垮落 冲击波致灾原理与防治[ J]. 煤矿开采,2018,23 (5):95-99, ( 2)下层采空区顶板的水平方向振动速度大于 1 22. 竖直方向振动速度,其主要破坏方式为水平方向振 动产生的拉伸效果。 [7]ꢀ 柯ꢀ 洪. 采空区塌陷对既有塔基边坡影响评价及治理[J]. 电 力勘测设计,2018(6):1-5. [ [ [ [ 8]ꢀ 谢学斌,邓融宁,董宪久,等. 基于突变和流变理论的采空区群 系统稳定性[J]. 岩土力学,2018,39(6):1963-1972. ( 3)爆破作用过程中,下层采空区顶板中部有 效应力大于两端有效应力,中部比两端受爆破扰动 影响更大。 9]ꢀ 卢国斌,赵靖雨. 露天煤矿设备运载对采空区上覆岩体稳定性 分析[J]. 应用泛函分析学报,2018,20(1):107-112. 10]ꢀ 李令鑫,王国伟. 采空区群稳定性影响因素敏感性分析及其 应用[J]. 金属矿山,2018(2):27-34. ( 4)下层采空区顶板厚度越大,在爆破过程中, 下层采空区顶板峰值振速及最大有效应力越小,下 层采空区顶板受扰动效果越小,其剪切安全系数越 大,下层采空区顶板稳定性越强。 11]ꢀ 杨晓杰,耿ꢀ 强,刘晨康,等. 下部采空区对边坡稳定性影响 的数值分析[J]. 矿业研究与开发,2018,38(11):71-74. [12]ꢀ 宋军涛. 旋挖钻机泥浆护壁钻孔灌注桩遇采空区处理措施 J]. 山西建筑,2018,44(30):67-69. [ 参ꢀ 考ꢀ 文ꢀ 献 [ 13]ꢀ 毕钰璋,孙新坡,何思明,等. 不同采空区开挖滑坡灾害与结 构体动力响应研究[J]. 金属矿山,2018(06):135-141. [ [ [ [ 1]ꢀ 王书全. 隧道爆破振动对临近建筑物危害的监测及控制技术 研究[D]. 绵阳:西南科技大学,2018. [ 14]ꢀ 廖ꢀ 敏,魏ꢀ 海,吴建森,等. 基于 M-C 与 D-P 屈服准则及局 部强度折减法的边坡稳定性分析 [ J]. 价 值工程,2017,36 2]ꢀ 余红兵,尚钰姣,赵明生,等. 地下室爆破拆除对紧邻建筑的危 害控制[J]. 爆破,2017,34(1):148-151,159. ( 13):82-84. [ 15]ꢀ 梁冠亭,肖开乾,郑宏伟,等. 基于尖点突变理论的岩溶区嵌 岩桩溶洞顶板安全厚度研究[J]. 水文地质工程地质,2018,45 3]ꢀ 马ꢀ 洲. 爆破振动危害的主要因素与安全评估方法研究[D]. 衡阳:南华大学,2015. ( 5):67-72. 4]ꢀ 段ꢀ 瑞,岳ꢀ 伟. 中煤平朔集团露天煤矿开采爆破的振动影响 分析[J]. 山西科技,2018,33(3):63-65. (收稿日期 2019-04-25ꢀ 责任编辑ꢀ 徐志宏) ꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂꢂ ( 上接第 91 页)动助流清仓技术联合使用后破坏了 益,为钢铁、煤炭、水泥等行业类似问题的解决提供 了成功的经验,具有广泛的应用前景。 仓内的大矿柱大幅度释放了矿仓的有效容积,防止 了仓内应力拱的形成,彻底解决该大平底矩型结构 矿仓的堵塞难题。 现场使用效果如图 12 所示。 参ꢀ 考ꢀ 文ꢀ 献 [ [ [ [ [ [ 1]ꢀ 李ꢀ 诚. 粉体料仓下料不畅的原因及解决办法[J]. 化工设备 与管道,2002(3):24-26. 2]ꢀ 选矿设计手册编委会. 选矿设计手册[ M]. 北京:冶金工业出 版社,1990. 3] ꢀ 吴爱祥,孙业志,刘湘平. 散体动力学理论及其应用[ M]. 北 京:冶金工业出版社,2002. 4]ꢀ 张春阳,曹ꢀ 平,范ꢀ 祥,等. 高黏性铝土矿放矿流动性试验与 微观力学研究[J]. 岩土力学,2012,33 (6): 1653-1659. 5]ꢀ 王ꢀ 猛,韩ꢀ 刚. 散状物料流动特性测定理论研究与数值模拟 图 12ꢀ 仓内仓外气动助流清仓技术联合应用后效果 [ J]. 太原科技大学学报,2017,38 (2):162-166. 3 ꢀ 总ꢀ 结 气动助流清仓技术在龙塘沿铁矿应用取得了良 6]ꢀ 张正德. 粒级对粉体流动性及下料特性的影响[D]. 上海:华 东理工大学,2015. 好的效果。 [7]ꢀ 李志义,王淑兰,王信伟,等. 粉体物料和料斗材料对料仓流型 的影响[J]. 化学工业与工程技术,2000,21 (1):12-14. ( 1)解决了企业矿仓堵塞的难题,有效调节入 [ 8]ꢀ 周ꢀ 骥. 对松散矿石自然安息角的研究[ J]. 有色金属,1983 2):26-31. 选矿量的均衡性。 ( ( 2)大幅度释放了矿仓的有效容积,杜绝了“一 [ 9] ꢀ 陶珍东,郑少华. 粉体工程与设备[ M]. 北京:化学工业出版 社,2003. 压矿就满仓,一放矿就空仓”的现象。 ( 3)消除了以往爆破、人工捅捣清堵破拱带来 [10]ꢀ 周国琪. 散粒物料存仓的拱形曲线及破拱[J]. 化学工业与工 程技术,1996:17(2):41-45. 的安全隐患,改善了工人劳动环境,提高了劳动效 率。 气动助流清仓技术为企业带来了显著的经济效 ( 收稿日期 2019-04-14ꢀ 责任编辑ꢀ 徐志宏) 1 00
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