阿舍勒铜矿下向扇形深孔爆破落矿装药结构优化

宋景仪; 赵兴东; 秦绍龙; 龙翼; 郭志辉; 曾令江

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2507595

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (28) :12104-12113 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2507595

矿冶工程

阿舍勒铜矿下向扇形深孔爆破落矿装药结构优化

宋景仪 ¹^,² ,
赵兴东 ¹^,²^,^* ,
秦绍龙 ¹^,² ,
龙翼 ³^,⁴ ,
郭志辉 ⁴ ,
曾令江 ⁴

作者信息 +

Charging Structure Optimization for Downward Fan-shaped Deep-hole Blasting at Ashele Copper Mine

SONG Jing-yi ¹^,² ,
ZHAO Xing-dong ¹^,²^,^* ,
QIN Shao-long ¹^,² ,
LONG Yi ³^,⁴ ,
GUO Zhi-hui ⁴ ,
ZENG Ling-jiang ⁴

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摘要

针对阿舍勒铜矿垂直平行深孔爆破落矿技术在深部开采中,存在凿岩硐室稳定性控制难度大、采准工艺复杂等问题,提出下向扇形深孔爆破落矿技术,并重点研究装药结构对爆破效果的影响。基于动态莫尔-库仑强度准则和动态最大拉应力强度准则,计算不同装药结构下的压碎区与裂隙区半径,以爆破块度为工程控制目标,确定了1.8 m炸药-1 m空气间隔和2 m炸药-1 m空气间隔为较优方案。数值模拟结果表明,该两种装药结构在孔底距3.6 m、排距3 m的布孔参数下,裂纹密度分别达32.39%与37.25%,显著优于对比方案,有效促进岩体破碎并降低大块风险。工业试验采场爆破块度均匀,大块率为6.52%,粉矿率为1.73%,满足生产要求。研究成果验证了优化装药结构的合理性与可行性,为类似深部金属矿高效落矿提供了技术参考。

Abstract

To address the challenges of poor stability in drilling chambers and complex development processes associated with vertical long-hole blasting in deep mining at the Ashele Copper Mine, the downward fan-shaped deep-hole blasting technique was proposed, with a focus on the influence of charging structures on blasting outcomes. Based on the dynamic Mohr-Coulomb strength criterion and the dynamic maximum tensile stress criterion, the radii of the crushed and fractured zones under different charging structures were calculated. With blasting fragmentation as the engineering control objective, the 1.8 m explosive -1 m air interval and 2 m explosive -1 m air interval schemes were identified as optimal. Numerical simulation demonstrates that under a hole layout with a hole bottom spacing of 3.6 m and row spacing of 3 m, these two charging structures achieve crack densities of 32.39% and 37.25%, respectively, significantly outperforming the comparative scheme by effectively enhancing rock fragmentation and reducing the risk of oversized fragments. Industrial trials show uniform blasting fragmentation, with an oversize fragment rate of 6.52% and a fines rate of 1.73%, meeting production requirements. The research results validate the rationality and feasibility of the optimized charging structure, providing a technical reference for efficient ore caving in similar deep metal mines.

Graphical abstract

关键词

深部金属矿 / 扇形深孔爆破 / 嗣后充填采矿法 / 装药结构 / 数值模拟

Key words

deep metal mine / fan-shaped deep hole blasting / subsequent fill mining method / charge structure / numerical simulation

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宋景仪, 赵兴东, 秦绍龙, 龙翼, 郭志辉, 曾令江. 阿舍勒铜矿下向扇形深孔爆破落矿装药结构优化[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(28): 12104-12113 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507595

SONG Jing-yi, ZHAO Xing-dong, QIN Shao-long, LONG Yi, GUO Zhi-hui, ZENG Ling-jiang. Charging Structure Optimization for Downward Fan-shaped Deep-hole Blasting at Ashele Copper Mine[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(28): 12104-12113 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507595

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大直径垂直平行深孔爆破落矿技术因其安全、高效、低成本的优点,广泛应用于中国厚大矿体开采,该技术通过在采场顶部开凿垂直平行深孔,而后以切割槽为自由面,进行全阶段或分段侧向崩矿^[1-3]。垂直平行深孔具有爆破能量分布均匀、爆破边界易控的优势,但存在凿岩硐室开挖工程量大、地压控制难度大、凿岩安全性差等弊端。随着开采深度增加,凿岩硐室顶板地压显现强烈,跨冒严重,支护困难,难以适应深部采矿^[4-5]。改用下向扇形深孔爆破落矿可以有效解决上述问题,但下向扇形深孔应用较少,尚无成熟工程经验可供参考,导致合适的爆破参数难以确定。装药结构对爆破荷载峰值、爆破块度分布、孔网参数具有显著影响。设计合理的装药结构,准确控制爆破能量分布,对于改善下向扇形深孔爆破落矿效果具有重要意义^[6-9]。许多学者以理论分析、爆破试验和数值模拟等手段,研究不同装药结构对炸药破岩作用的影响。楼晓明等^[10-11]得出了空气间隔装药结构下孔壁初始冲击压力的计算公式,并系统阐述了其分布特征。Yang等^[12]基于数字图像相关方法与计算机层析成像技术,通过模型试验研究了不同间隔装药条件下岩石爆炸裂纹的分形维数与损伤程度之间的内在规律。Ding等^[13]以空气柱体积和相对起爆位置为变量开展室内试验,总结了上述变量对爆破破岩效果的影响规律。刘优平等^[14]、赵兴东等^[15]通过数值模拟技术,分析了不同装药结构爆破作用下岩体的动力响应特征,据此优化装药结构,解决了矿山爆破中存在的大块和后冲问题。胡涛等^[16]探讨了不同装药结构条件下岩体中爆破应力波与质点振动速度的衰减规律,结合现场工程实践验证了间隔装药对改善爆破效果的积极作用。基于 Misses 强度理论,Zhou等^[17]利用ANSYS/LSDYNA对连续装药、连续不耦合装药、间隔装药等多种装药结构下的岩体爆破效果进行了分析,结果表明,空气间隔装药能有效降低孔壁峰值压力,从而减小炮孔周围破坏范围,改善破岩效果。Huo等^[18]研究了多炮孔在不同装药结构组合条件下的岩体损伤范围与爆破效果。Li等^[19]基于光滑粒子流体动力学(smoothed particle hydrodynamics,SPH)-有限元法(finite element method,FEM)系统研究了岩巷深孔分段装药掏槽爆破技术,以提高掏槽爆破效率。You等^[20]针对相同药量不同装药结构下岩体的爆破特性展开研究,提出了适用于弓长岭地下铁矿的最佳装药结构,有效改善了平行中深孔爆破的破岩效果,并在控制爆破对保留矿体损伤方面取得了显著成效。闫鸿浩等^[21]通过改进深孔爆破的装药形状,优化了单孔炸药能量分布,成功控制了爆破振动与飞石。张晓平等^[22]利用LS-DYNA软件系统分析了不同空气间隔比例下,炮孔孔壁压力的分布特征,得出空气间隔比例为15%时,孔壁压力分布均匀、作用时间长,有助于降低爆破大块。孙博闻等^[23]基于LS-DYNA软件研究发现,随着装药不耦合系数的增大,孔壁峰值压力逐渐降低,而聚能药包的聚能能力呈现先降低后升高的趋势。

上述研究表明,合适的装药结构能够显著改善爆破效果。综上可知,现有研究主要集中于垂直平行深孔,而针对下向扇形深孔装药结构的研究相对匮乏,且已有研究对爆破粉矿率的控制关注较少。为此,以阿舍勒铜矿下向扇形深孔爆破落矿技术为研究对象,以爆破块度分布作为工程控制目标,采用理论分析与数值模拟的方法选取与孔网参数相匹配的最优装药结构,而后通过现场爆破落矿试验对研究成果进行验证。研究成果可为类似矿山下向扇形深孔爆破参数优化提供参考,对精准调控爆破块度、降低粉矿损失、提升矿山综合效益具有重要的工程应用价值。

1 工程概况

阿舍勒铜矿位于新疆北部阿勒泰地区哈巴河县境内,矿床属于火山喷发-沉积成因的黄铁矿型铜、锌、硫多金属矿床,设计年生产能力200万t,矿体主要为铜硫矿,矿石物理力学参数如表1所示。矿区主要采用阶段空场嗣后充填采矿法开采,试验采场宽12 m,高38 m,采场垂直于矿体走向布置。随着开采深度的增加,存在采场凿岩硐室稳定性控制难度大、凿岩安全性差、采准工艺复杂的问题,故改采场顶部凿岩硐室为凿岩巷道,将原有的垂直平行深孔落矿改为下向扇形深孔落矿,利于采场地压控制的同时减少采准工程量,改进后的采矿方法如图1所示。下向扇形深孔采用CY-UMD6A地下潜孔钻机开凿,炮孔直径为165 mm,采用2#岩石乳化炸药,药卷直径120 mm,炸药的物理参数如表2所示。设计下向扇形深孔最小抵抗线为3 m,孔底距为3.6 m,故确定适用于上述孔网参数的装药结构对于保障矿山爆破效果至关重要。

2 下向扇形深孔装药结构理论计算

装药结构直接影响到爆破冲击波作用在炮孔壁的峰值压力,进而影响到爆破压碎区和裂隙区范围的大小^[24]。其中,压碎区半径直接决定了爆破块度级配中的粉矿含量;而裂隙区半径则对爆破孔网参数和大块率有较大影响^[25]。因此,合理的装药结构应结合具体工程控制目标,依据岩体特性、钻孔直径和炸药性能等因素进行科学选择,以实现最优爆破效果与经济效益^[26]。在矿山爆破中,为降低大块率、提高后续铲装运输效率,需要形成足够范围的裂隙区;同时,为控制粉矿产生、减少矿石板结、提升矿石回收率,又必须合理限制压碎区的扩展范围。因此,爆破装药结构设计的本质是在裂隙区与压碎区的发展之间寻求最佳平衡。

2.1 基于损伤理论的岩石爆破破坏分区半径计算

装药结构主要包含不耦合装药和耦合装药结构,生产实践中,大直径深孔爆破落矿一般采用不耦合装药,包括径向和轴向不耦合装药,径向、轴向不耦合装药系数的计算公式^[27]分别为

(1)η_r=$\frac{d}{{d}_{\mathrm{e}}}$

(2)η_l=$\frac{l-{l}_{\mathrm{s}}}{{l}_{\mathrm{e}}}$=$\frac{{l}_{\mathrm{c}}}{{l}_{\mathrm{e}}}$

式中:η_r和η_l分别为径向、轴向装药不耦合系数;d为炮孔直径,m;d_e为装药直径,m;l_e为装药累计长度,m;l_s为堵塞长度,m;l_c为与装药段对应的炮孔长度,m;l为炮孔深度,m。

基于爆破理论可知,压碎区内岩石主要是受到冲击波的压缩破坏作用所致,以动态莫尔-库仑强度准则作为压碎区岩石的破坏准则,可得单个炮孔的压碎区半径为

(3)R₁={[(1-sinφ+sinφb+b)p_d][σ_cd(1-D₀)×(1-sinφ)+(1+sinφ)σ_θ₀-(1-sinφ)σ_r₀]^-1${\}}^{\frac{1}{\alpha }}$0.5d

式(3)中:R₁为单个炮孔爆炸所产生的压碎区半径,m;φ为岩石内摩擦角,(°);b为岩石中的应力侧压系数;p_d为爆炸应力波产生的作用在炮孔壁上的峰值压力,MPa;D₀为岩石初始损伤变量,主要用于考虑岩体内部含有的节理和裂隙等缺陷对强度和爆生动应力衰减系数的影响,0≤D₀≤1,定义为D₀=1-(E₀/E),其中E₀为受损岩石的弹性模量,E为无损岩石的弹性模量;σ_r₀和σ_θ₀分别为原岩径向和环向应力,MPa;α为岩石中爆生动应力的衰减系数;σ_cd为岩石动态抗压强度,MPa。

当采用径向、轴向不耦合装药时,爆炸应力波产生的作用在炮孔壁上的峰值压力的计算公式为

(4)p_d=n$({\eta }_{l}{\eta }_{r}^{2}{)}^{-{\kappa }_{1}}\frac{{\rho }_{\mathrm{e}}{c}_{\mathrm{e}}^{2}}{2{\kappa }_{1}+2}$

式(4)中:κ₁为炸药高压膨胀指数,κ₁=2~3;ρ_e为炸药密度,kg/m³;c_e为炸药爆速,m/s;n为动力增大系数,n=8~11,装药不耦合系数越大,n值越大。

在冲击波作用区内,岩石基本处于塑性流动状态,可近似认为损伤对冲击波衰减系数的影响不大。在应力波作用区内,应当考虑到节理和裂隙对衰减系数的影响,故提出了考虑初始损伤影响的衰减系数的计算公式为

(5)α=$\left\{\begin{array}{ll}3,& \mathrm{冲}\mathrm{击}\mathrm{波}\mathrm{作}\mathrm{用}\mathrm{区}\\ \frac{2-2.4{\mu }_{\mathrm{s}}}{(1-0.8{\mu }_{\mathrm{s}})(1-{D}_{0})},& \mathrm{应}\mathrm{力}\mathrm{波}\mathrm{作}\mathrm{用}\mathrm{区}\end{array}\right.$

式(5)中:μ_s为岩石的静态泊松比。

由式(5)可知,岩石的初始损伤越大,即节理裂隙越发育,应力波衰减系数越大,应力波衰减越快,这与现场工程实际相符。

岩石中的应力侧压系数b的计算公式为

(6)b=$\frac{0.8{\mu }_{\mathrm{s}}}{1-0.8{\mu }_{\mathrm{s}}}$

损伤对岩石密度影响不大,故可假设无损岩石和受损岩石的密度相同,便可得到纵波波速与初始损伤变量的关系为

(7)D₀=1-$\frac{{c}_{0}^{2}}{{c}_{\mathrm{r}}^{2}}$

式(7)中:c₀为初始损伤条件下的岩石纵波波速,m/s,实际工程中可利用便携式钻孔声波仪,测定岩体纵波波速;c_r为无损条件下的岩石纵波波速,m/s,可由室内试验获得。

而后由式(7)计算得到开挖区岩体的初始损伤值。

岩石的单轴动、静抗压强度近似满足以下关系式。

(8)σ_cd=σ_c$({\dot{ε }}_{\mathrm{c}}{)}^{0.33}$

式(8)中:σ_c为岩石单轴静抗压强度,MPa;${\dot{ε }}_{\mathrm{c}}$为加载应变率,s^-1,工程爆破时,压碎区内单轴压缩应变率取值为${\dot{ε }}_{\mathrm{c}}$=10²~10⁴ s^-1。

由式(1)~式(8)即可计算得到特定岩体力学参数和装药结构下的压碎区半径。

在压碎区与裂隙区分界面上,冲击波衰减为应力波,其强度为

(9)p_R₁=p_d${\left(\frac{0.5d}{{R}_{1}}\right)}^{3}$

式(9)中:p_R₁为压碎区与裂隙区分界面上的应力波强度,MPa。

以动态最大拉应力强度准则作为裂隙区岩石在应力波作用下的破坏准则进行计算,即可得到应力波作用下的裂隙区半径为

(10)R_d=R₁${\left\{\frac{0.8{\mu }_{\mathrm{s}}{p}_{\mathrm{d}}(0.5d/{R}_{1}{)}^{3}}{(1-0.8{\mu }_{\mathrm{s}})\left[{\sigma }_{\mathrm{t}\mathrm{d}}\right(1-{D}_{0})+{\sigma }_{\theta 0}]}\right\}}^{\frac{1}{\alpha }}$

式(10)中:R_d为应力波作用下裂隙区半径,m;σ_td为岩石的单轴动态抗拉强度,MPa,由于岩石的动态抗拉强度随岩石的加载应变率变化较小,可近似取σ_t=σ_td,其中σ_t为岩石的单轴静抗拉强度,MPa。

在爆生气体的准静态压力作用下,应力波作用下产生的裂隙进一步扩展,此时,爆生气体作用下的裂纹扩展长度近似满足式(11)。

(11)0.5dp_s≥R_sσ_t(1-$\stackrel{-}{D}$)+R_sσ_θ₀

式(11)中:p_s为爆生气体准静态膨胀产生的作用在炮孔壁上的峰值压力,MPa,p_s=$({\eta }_{\mathrm{l}}{\eta }_{\mathrm{r}}^{2}{)}^{-{\kappa }_{1}}\frac{{\rho }_{\mathrm{e}}{c}_{\mathrm{e}}^{2}}{2{\kappa }_{1}+2}$;R_s为爆生气体准静态作用下的裂纹扩展长度,m;$\stackrel{-}{D}$为应力波超前传播作用对岩体造成的进一步损伤,在实际工程爆破中,$\stackrel{-}{D}$较难测量,可取D₀进行近似计算。

故可得爆生气体作用下的裂纹扩展长度为

(12)R_s=$\frac{0.5d{p}_{\mathrm{s}}}{{\sigma }_{\mathrm{t}}(1-{D}_{0})+{\sigma }_{\theta 0}}$

由式(10)、式(12)可得单个炮孔爆炸所产生的裂隙区半径为

(13)R₂=R₁${\left\{\frac{0.8{\mu }_{\mathrm{s}}{p}_{\mathrm{d}}(0.5d/{R}_{1}{)}^{3}}{(1-0.8{\mu }_{\mathrm{s}})\left[{\sigma }_{\mathrm{t}\mathrm{d}}\right(1-{D}_{0})+{\sigma }_{\theta 0}]}\right\}}^{\frac{(1-0.8{\mu }_{\mathrm{s}})(1-{D}_{0})}{2-2.4{\mu }_{\mathrm{s}}}}$+$\frac{0.5d{p}_{\mathrm{s}}}{{\sigma }_{\mathrm{t}}(1-{D}_{0})+{\sigma }_{\theta 0}}$

式(13)中:R₂为单个炮孔爆炸所产生的裂隙区半径,m。

2.2 装药结构优选

根据阿舍勒铜矿现场声波测试可知,铜硫矿的平均声波速度约为2 925.8 m/s,可由式(7)计算得到岩体的初始损伤D₀为0.28。矿山虽然处于深部,但受到采空区(已充填采场)以及切割槽的应力屏蔽作用,扇形孔爆破处于低应力区,故可忽略地应力对爆破参数的影响。由于矿石具有板结特性,因此压碎区半径与炮孔半径比值不宜大于2,以减少粉矿。结合岩体条件以及炸药参数,计算可得,合适的装药结构所产生的爆炸应力波峰值压力p_d介于0.4~3.2 GPa,结合矿山药卷尺寸,可选择的装药结构包括:1 m炸药-1 m空气间隔、1.5 m炸药-1 m空气间隔、1.8 m炸药-1 m空气间隔、2 m炸药-1 m空气间隔、3 m炸药-1 m空气间隔、4 m炸药-1 m空气间隔、5 m炸药-1 m空气间隔、6 m炸药-1 m空气间隔、7 m炸药-1 m空气间隔。计算得到不同装药结构下单个炮孔爆炸所产生的压碎区、裂隙区半径如表3所示。

为了确保良好的爆破效果,降低大块,需要确保两孔之间爆破裂纹贯穿,即需要保证裂隙区半径大于孔底距的1/2,如式(14)所示。

(14)R₂≥$\frac{1}{2}$S

式(14)中:S为孔底距。

由于设计的孔底距为3.6 m,由式(14)即可计算得到,裂隙区半径应当大于等于1.8 m。因此由表3可知,满足条件且较优的装药结构为1.8 m炸药-1 m空气间隔、2 m炸药-1 m空气间隔。

3 下向扇形深孔爆破落矿数值模拟

3.1 数值模型与模型参数选取

根据前文研究结论,建立包含3个炮孔的下向扇形孔爆破数值模型,模型尺寸及边界条件如图2所示,下向扇形炮孔孔底距为3.6 m,排距3 m,采用“V”形微差起爆方式,单元尺寸为4~10 cm,计算时间6 ms。在实际应用中,多采用半经验和半理论公式来描述爆炸载荷随时间的变化,三角载荷函数因其简单有效而被广泛用于数值计算,故采用三角波模拟炸药的动态荷载作用,波形如图3所示,其中t_r和t_d分别取100和600 μs^[28-30]。采用RHT(Riedel-Hiermaier-Thoma)模型描述铜硫矿在爆破载荷下的拉压损伤演化规律,数值计算中炸药、矿石的相关参数如表1、表2所列。为了验证理论计算结果的准确性,对1.5 m炸药-1 m空气间隔、1.8 m炸药-1 m空气间隔、2 m炸药-1 m空气间隔3种装药结构进行数值模拟,后两种装药结构为理论计算确定的方案,模拟的目的是验证理论计算结果,1.5 m炸药-1 m空气间隔装药结构则为模拟对照组。

3.2 数值模拟结果分析

图4为1.8 m炸药-1 m空气间隔装药结构爆破下,岩体的损伤演化规律。由图4可知,时间t=0.5 ms时,岩体由于受到爆破的冲击波作用,在首爆孔周围形成压碎区,岩体损伤以圆柱体方式向外传播;t=1.1 ms时,应力波传播至自由面,造成自由面处岩体的拉伸片落,此后岩体在应力波的拉压作用下进一步损伤。t=3.0 ms时,首爆孔的爆破过程基本完毕,此时,起爆剩余两个炮孔,直至t=6.0 ms时,岩体损伤基本稳定。不同装药结构爆破下,岩体的损伤演化规律基本一致,故不再赘述。

选取岩体爆破损伤阈值为0.4,当岩体损伤值大于0.4,即可认为岩体中产生了爆破裂纹。剔除损伤值大于0.4的岩体,得到不同装药结构下,岩体的破碎模式如图5所示,由图5可知,1.8 m炸药 -1 m 空气间隔、2 m炸药-1 m空气间隔两种装药结构下,岩体的破碎程度明显大于1.5 m炸药-1 m空气间隔。定义裂纹密度为单位体积岩体内的裂纹体积占比,该指标可直观反映矿岩的爆破块度特征,是衡量爆破效果的重要指标。经统计得出 1.5 m 炸药-1 m空气间隔、1.8 m炸药-1 m空气间隔、2 m炸药-1 m空气间隔3种装药结构下的裂纹密度分别为:19.72%,32.39%,37.25%。由此可知,1.8 m炸药-1 m空气间隔、2 m炸药-1 m空气间隔两种装药结构爆破效果相差不大,但明显优于1.5 m炸药-1 m空气间隔。

在下向扇形炮孔孔底处选取10个监测单元,获得不同装药结构下,监测单元的最小主应力时程曲线如图6所示(图6中拉应力为正)。由图6可知,由于爆破作用的冲击特性,监测单元在爆破荷载的作用下均先受压应力,而后由于岩体的径向位移转变为受拉。由爆破破岩理论可知,裂隙区主要是由于爆破在岩体中产生的拉应力大于岩体抗拉强度形成的,故选取岩体抗拉强度与最小主应力峰值来判断监测单元是否发生破坏。由图6可知,仅有1.5 m炸药-1 m空气间隔装药结构的C、D两个监测单元最小主应力峰值小于岩体抗拉强度,说明该处的岩体不能在爆破作用下发生破坏,可能产生爆破大块,故1.8 m炸药-1 m空气间隔、2 m炸药 -1 m 空气间隔两种装药结构的爆破效果优于 1.5 m 炸药-1 m空气间隔。

数值模拟结果表明,1.8 m炸药-1 m空气间隔、2 m炸药-1 m空气间隔两种装药结构的裂纹密度相差不大,监测单元均能破坏产生裂纹,爆破效果较好;而1.5 m炸药-1 m空气间隔装药结构的裂纹密度较小,部分监测单元不能破坏,可能造成扇形孔底之间爆破裂纹未贯穿,产生爆破大块,这与理论计算结果一致。考虑到炮孔偏斜可能造成孔底距过大,导致爆破能量不足,影响爆破效果,故选取2 m炸药-1 m空气间隔作为最优装药结构开展现场工业试验。

4 下向扇形深孔爆破落矿试验

为验证确定的装药结构爆破效果,在矿区开展现场爆破落矿试验。选取550 m中段24#采场为试验采场,试验采场一共设计13排下向扇形孔。根据前文研究结论,试验采场下向扇形孔排间距为 3.0 m,孔底距3.2~3.6 m,选用长度1 m的木棍作为装药间隔器,炮孔采用黄沙间隔填塞,以降低孔口装药密度,填塞长度不低于1.5 m。采用数码电子雷管孔口起爆,炮孔全长铺设导爆索进行传爆,孔间延期25 ms、排间延期时间65 ms。相邻排面的炮孔和炸药交错布置,以确保炸药能量空间分布的均匀性,试验采场典型下向扇形孔排面设计如图7所示。试验采场扇形孔爆破块度如图8所示,可以看出,整体爆破块度均匀。爆破块度的分布曲线如图9所示,大块率(块度尺寸大于45 cm)为6.52%,粉矿率(块度尺寸小于5 cm)为1.73%,满足矿山生产需求,验证了装药结构和孔网参数的合理性。

5 结论

针对垂直平行深孔爆破落矿技术在阿舍勒铜矿深部开采中存在凿岩硐室稳定性差、采准工程量大等问题,提出并系统研究了下向扇形深孔爆破落矿技术。通过理论计算、数值模拟和现场试验的综合分析,得出以下主要结论。

(1)基于动态莫尔-库仑强度准则与动态最大拉应力强度准则,结合岩体初始损伤特征,理论计算确定了适用于孔底距3.6 m、最小抵抗线3 m的较优装药结构为1.8 m炸药-1 m空气间隔与2 m炸药-1 m空气间隔。这两种结构在满足裂隙区半径大于孔底距1/2(≥1.8 m)的同时,有效控制了压碎区半径,有利于控制爆破大块和粉矿。

(2)通过RHT模型进行三维爆破数值模拟,结果表明,上述两种优选装药结构能显著提高岩体裂纹密度(分别达32.39%与37.25%),并确保监测单元最小主应力峰值超过岩体抗拉强度,有效促进爆破裂纹贯穿,避免大块产生,验证了理论计算的合理性。

(3)在阿舍勒铜矿550 m中段24#采场开展的爆破试验表明,采用2 m炸药-1 m空气间隔装药结构,爆破块度均匀,大块率与粉矿率分别为6.52%与1.73%,满足矿山生产要求,验证了理论计算与数值模拟结果的准确性与工程实用性。

综上所述,研究成果为阿舍勒铜矿深部开采提供了一种安全、高效的爆破技术方案,其理论方法和实践经验可为类似矿山提供重要参考。未来研究可进一步探讨不同岩体条件和地应力环境对爆破参数的影响,以拓展该技术的适用范围。

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原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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