分层装药爆破间隔填塞长度优化研究.pdf
第34卷 第2期 2017年6月 爆 破 BLASTING Vol. 34 No. 2 Jun. 2017 doi10. 3963/ j. issn. 1001 -487X. 2017. 02. 005 分层装药爆破间隔填塞长度优化研究 叶海旺 1a,2, 汪柳俊1a, 冉 成 1a, 宁卫星1a, 雷 涛 1a,2, 房泽法3, TAWUM Juvert Mabh 1a, SIDI Mohamed Mahmoud 1a, 龙 梅 1b (1.武汉理工大学资源与环境工程学院;b.图书馆, 武汉430070; 2.矿物资源加工与环境湖北省重点实验室, 武汉430070; 3.武汉山友爆破科技工程有限公司,武汉430070) 摘 要 分层装药爆破在工程中应用广泛, 其具有良好的爆破减振和提高孔口堵塞段破碎等效果。但是在 实践中, 合理的中间填塞长度选择一直缺乏依据。通过有限元软件LSDYNA对90 mm孔径6 m深的炮孔分 别建立中间填塞段长度为25 ~105 cm的五个模型, 上、 下药包装药量固定, 耦合装药, 以爆破损伤以及单元 所受最大拉应力两个指标来分析填塞段长度对分层爆破效果的影响。结果表明 中间填塞长度过短, 能量集 中作用于中间段, 会导致岩石过于粉碎; 中间填塞长度的增加, 孔口堵塞段岩体破碎效果也随之改善, 填塞长 度105 cm和25 cm相比, 地表处单元所受最大拉应力增加了约1倍, 但中间段破碎效果弱化; 当中间填塞段 长度为85 cm时, 中间填塞段岩体和上部岩体均有较好的破碎效果; 通过振动分析, 中间填塞长度变化对离 炮孔较远区域爆破振动的影响较小。基于数值模拟结果的工程试验表明, 最佳中间填塞段长度为85 ~ 95 cm, 较数值模拟结果稍大。 关键词 控制爆破;中间填塞长度;损伤;最大拉应力 中图分类号 TD235. 3 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X(2017)02 -0026 -08 Optimization on Interval Stemming Length of Blasting in layered Charge YE Haiwang1a, 2, WANG Liujun1a,RAN Cheng1a,NING Weixing1a,LEI Tao1a, 2, FANG Zefa3,TAWUM Juvert Mabh1a,SIDI Mohamed Mahmou1a,LONG Mei1b (1. a. School of Resources and Environmental Engineering;b. Library,Wuhan University of Technology,Wuhan 430070,China;2. Hubei Key Laboratory of Mineral Resources Processing and Environment,Wuhan 430070,China;3. Wuhan Shanyou Blasting Technology Engineering Co Ltd,Wuhan 430070,China) Abstract Layered charge blasting has been widely used,which can reduce blasting vibration and improve blas ting effect. But the rational choice of the middle packing length lacks support in practice. A numerical model was built with LSDYNA,the borehole diameter is 90 mm,and hole length is 6 m. The upper charge and lower charge are unaltered and coupling charge. The damage and the maximum tensile stress were analyzed with the middle stemming length varying from 25 cm to 105 cm. The results show that if the middle stemming length is too short,the explosion energy focuses on rock close to middle stemming part,and the rock mass nearby will be over cracked. The blasting effects of upper part of the model are improved with the increase of middle stemming length. When the middle stem ming length is 105 cm,the maximum tensile stress of surface unit is twice of 25 cm,but the fragmentation effect of rock close to the middle stemming is weakened. The maximum tensile stress tends to be the largest when the middle stemming length is 85 cm;The changing of middle stemming length has little effect on blasting vibration. Finally,the 万方数据 optimized results are applied to a rock blasting project,and the best middle stemming length is 85 ~95 cm Key words controlled blasting;middle stemming length;damage;maximum tensile stress 收稿日期2017 -01 -10 作者简介叶海旺(1971 -) , 男, 副教授、 博士, 从事采矿、 爆破方面 的研究与教学工作, (Email)yehaiwang369@ hotmail. com。 通讯作者汪柳俊(1991 -) , 男, 硕士研究生, 从事岩土力学与爆破 方向研究, (Email)1325503521@ qq. com。 基金项目国家自然科学基金资助项目(51274157) ; 中央高校基本 科研业务费专项资金资(2015IVA028) 在城市控制爆破中采用中深孔爆破时, 因周边 环境复杂时大多采用分层装药爆破来降低爆破振动 和减少大块率, 但现场作业时对于中间填塞段长度 并没有给出合理的范围, 这样导致爆破后上部岩石 破碎效果差, 增加了铲运工作难度。为此, 研究合理 的分层装药爆破中间填塞长度, 使上部岩石得以充 分破碎, 改善爆破破碎效果, 同时又能有效的降低爆 破振动, 具有重要的实际应用意义。 目前, 国内外学者针对分层装药爆破已经做了 大量研究。潘城等通过损伤云图和损伤变量D的 变化, 对圆形巷道循环进尺过程中爆破作用下的岩 体累积损伤效应进行研究[ 1]。郝亚飞等通过数值 模拟及实验研究了单自由面条件下爆破振动特征与 炮孔堵塞长度的关系, 应用最大有效应力分析法, 确 定了炮孔堵塞最优长度[ 2]。陈明等认为在空气间 隔装药预裂爆破条件下, 即使预裂孔间距较大, 炮孔 间岩体在爆生气体压力作用下产生的应力强度因子 也往往大于岩石的断裂韧度, 炮孔间可以形成预裂 缝[ 3]。赵新涛等通过建立炮孔堵塞物受力及运动 模型得出合适的堵塞长度能取得比较好的爆破效 果[ 4]。唐廷等理论计算分析修正空腔膨胀理论中 的速度场关系式, 建立了柱形装药在岩石中爆破的 力学控制方程, 结合爆破弹性区的准静力解, 给出了 爆炸空腔、 破碎区和径向裂缝区半径的理论计算公 式[ 5]。朱宽等在分析煤层底板分层装药爆破时通 过数值模拟的方式得出分层装药结构对于改善底部 装药段岩石破碎效果不明显, 但是对于增加中间充 填段以上岩石应力峰值次数、 延长有效应力作用时 间具有明显效果[ 6]。 广大研究者认为分层爆破可以减小爆破振动和 减少用药量, 但是对于分层装药合理的堵塞长度选 择仍缺乏科学依据。基于现有研究成果, 结合某城 市场平爆破工程中遇到的因中间填塞长度不合理造 成大块率很高的难题, 采用LSDYNA模拟研究分层 装药爆破不同中间填塞长度对爆破效果的影响, 优 化中间填塞段长度, 以期达到降低爆破振动、 改善爆 破破碎效果的目标。 1 分层装药爆破破岩机理 1. 1 分层装药结构 分层装药的结构如图1所示。图中A为上部堵 塞段,B为上层装药段,C为中间填塞段,D为下层 装药段。根据现场采用的分层分段毫秒延时起爆方 式, 图1中B区底部雷管率先引爆炸药,D区炸药经 过毫秒雷管延时后起爆, 中间填塞段则采用炮泥进 行填塞。 1. 2 分层装药爆破岩体损伤破裂规律 图1中B区起爆后, 在极短的时间内爆轰波在 炸药内部传播, 岩石内爆炸应力波传播规律如式 (1) 所示, 式中σx为径向峰值压力;pb炮孔壁上冲 击波峰值压力;x为岩体内任意一点至炮孔中心轴 线距离;xb为炮孔半径;β为爆炸应力波衰减系数, β =2 [μd/( 1 - μd) ] , 当传播冲击波时取正号, 当 冲击波衰减为应力波时取负号,μd为岩石动态泊 松比。 图1 分层装药填塞图 Fig. 1 Layered charging and stemming σx= pb xb x β (1) 当爆破冲击波衰减为爆炸应力波时,σθ切向峰 值应力计算公式为 σθ= - μd 1 - μdσx (2) 式中 负号表示拉应力。在炮孔周边冲击波作 用范围内, 岩石处于压缩状态。根据Mises破坏准 72第34卷 第2期 叶海旺, 汪柳俊, 冉 成, 等 分层装药爆破间隔填塞长度优化研究 万方数据 则, 存在不等式 σi= 1 槡 2[ ( σx - σ θ) 2 +(σθσz) 2 + (σz - σ x) 2]1/2 ≥ σcd(3) 式中σi为Mises应力;σz为沿炮孔轴线方向正 应力;σcd为岩石单轴动抗压强度,σcd=(10 ~ 20)σc, σc为单轴静抗压强度。当岩石内任意一点的应力 强度满足式(3) 时, 岩石被压碎, 形成压碎区[ 710]。 D区炸药起爆产生的冲击波也会对C区产生挤 压。同时B、D区炸药爆炸产生的应力波会相互叠 加, 促使岩体破碎。爆炸产生的爆生气体沿着破碎 裂隙进一步致使岩体破裂, 扩大岩体损伤范围。 根据拉应力破坏准则, 存在不等式 σθ> σtd≈ σt(4) 式中σtd为岩石单轴动态抗拉强度, 近似与岩 石单轴静抗拉强度σc相等。当岩石中切向正应力 满足式(4) , 则岩石受拉形成裂隙区。 考虑岩石的损伤效应时, 有 σi ^ = σi 1 - D ≥ σcd( 压碎区)(5) σθ ^ = σθ 1 - D ≥ σtd( 裂隙区)(6) 式中σi ^为 Mises有效应力σθ ^为切向有效应力; D为岩石损伤因子,0≤D≤1。当应力强度满足 (5) 、 式(6) , 时, 岩石发生破坏[ 11]。 2 分层装药爆破岩体损伤破裂数值模拟 2. 1 模型建立 在LSDYNA中由于模型对称, 为节省计算资 源, 取1/4模型进行简化计算, 模型尺寸为200 cm 600 cm 200 cm(XYZ) , 孔径90 mm, 在模型底部 建立50 cm厚的岩层用于反映炸药爆炸后对孔底基 岩的破坏情况。炸药采用岩石乳化炸药, 底层装药 长160 cm, 上层装药长80 cm, 中间填塞长度分别为 25、45、65、85、105 cm, 孔口段堵满, 采用耦合装药。 炸药、 岩石和堵塞物选用实体单元SOLID164, 计算 中使用共节点方式计算。模型使用拉格朗日算法可 以模拟炮孔膨胀过程, 上层炸药起爆时间设为0 ms, 底层炸药起爆时间设置为5 ms, 起爆点均为每层炸 药底部中心点, 计算结束时间为10 ms, 这样可以保 证计算结果不会丢失[ 12]。模型在 XY面和YZ面设 置为对称边界, 上表面为自由边界, 其它3个边界均 使用无反射边界定义约束, 防止应力波在边界上发 生反射[ 13]。计算模型采用 cmgμs单位制。见 图2。 图2 有限元模型图 Fig. 2 Finite element model 2. 2 模型材料参数 (1) 岩石材料模型 MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE 简称JHC模型, 该模型可以反映岩体在压力、 塑性 体应变、 等效塑性应变下的损伤情况, 利用该种特 性, 可以观察不同堵塞长度的分层装药条件下孔壁 周围岩体的损伤, 直观的比较不同中间填塞长度装 药结构爆炸产生的冲击波压力对岩体的破坏。 JHC模型的等效屈服强度方程为 σ=[A(1 - D)+ BPN] [1 - c ln(ε) ](7) 式中A、B、N、c为由试验确定的相关材料数;D 为损伤量;ε = ε/ ε0为无量纲应变率。JHC模型的 损伤计算量方程为 D =∑ ΔεP+ ΔμP D1(P+ T) D2 (8) 式中ΔεP为等效塑性应变增量;ΔμP为等效体应 变增量;D1、D2为通过实验确定的材料参数;T=T/ fc 为标准化最大抗拉静水压力;P为标准化压力。模拟 采用的JHC模型相关参数见表1所示[ 14]。 表1 JHC模型相关参数 Table 1 JHC model parameters R0GABC 2. 650. 14680. 7901. 600. 007 NFCTESPOEFMIN 0. 614. 8E054E056E050. 01 SFMAXPCUCPLUL 7. 001. 6E040. 0010. 0080. 04 D1D2K1K2K3 1. 000. 8500. 85-1. 712. 08 表1中R0(gcm -3)为密度;G( GPa)为剪切 模量;FC(GPa) 准静态单轴抗压强度;T(GPa)最大 静水压力;ESPO参考应变率;EFMIN断裂前应变 量;SFMIX标准化断裂强度;PC(GPa)失效压力; 82爆 破 2017年6月 万方数据 UC失效体应变;A、B、C、N、PL、UL、D1、D2、K1、K2、K3 为材料相关参数。 (2) 炸药模型 LSDYNA材料库中提供了用了模拟高能炸药 MAT_HIGH_EXPLOSIVE _BURN材料模型,用 JWL状态方程来反映爆炸过程爆轰产物的压力、 体 积及能量间的函数关系。其表达式如下 P =A 1 - ω R1 V e-R1V+ B 1 - ω R2 V e-R2V+ ωE 0 V (9) 式中P为爆轰产物压力;A、B均为炸药材料相 关参数;R1、R2、ω均为炸药材料常系数;V为相对体 积;E0为初始化比内能。炸药选用2#岩石乳化炸 药[ 15], 具体参数见表 2。 表2 2#岩石乳化炸药参数 Table 2 Parameters of 2#rock emulsion explosive ρ/ (gcm -3) A/ GPaB/ GPaR1 1. 2932. 1441. 820E34. 200 R2 ω E/GPaD/(cm/ μs) 0. 9000. 150. 03610. 400 3 模拟结果及分析 3. 1 单炮孔爆破 90 mm孔径的不同中间填塞长度爆破损伤在计 算时间t =10 ms的结果如图3所示。 图3 不同中间填塞长度时在t =10 ms时岩体损伤范围 Fig. 3 Damage range with different middle stemming length at t =10 ms 图中红色部分表示的损伤因子D =1, 表明岩石 已完全破坏, 在模拟中对应着爆炸粉碎区。粉碎区 半径约为炮孔半径的5. 7 ~8. 1倍, 红色部分外围为 破裂区,破裂区半径是炮孔半径的22. 35 ~ 28. 57倍。图3中可以看出随着中间填塞长度的增 加, 炸药对岩石介质底部的破坏范围在减少, 但对上 部岩体的破坏范围在增加。中间填塞长度分别为 25 cm、45 cm和65 cm时上、 下段炸药对中间岩体的 破坏有重合效应。当堵塞长度85 cm时, 可以看到 中间段岩体被拉裂破坏, 岩体损伤范围比较符合破 碎要求。随着填塞长度进一步增加至105 cm时, 中 间填塞段破坏相对于填塞长度85 cm减少了约 18%。 根据式(3)岩石被压碎有效应力需满足σi≥ 槡 2σ cd, 模型岩石单轴抗压强度为80 MPa, 则σi需达 到113 MPa, 岩石才会被破坏。岩体受到切向应力 σθ > θ td≈σt时, 岩石会被拉裂, 形成破裂区。图4 为中间填塞长度65 cm的岩石应力分布图。 图4 中间填塞65 cm时的应力云图 Fig. 4 Stress nephogram when middle stemming length is 65 cm 92第34卷 第2期 叶海旺, 汪柳俊, 冉 成, 等 分层装药爆破间隔填塞长度优化研究 万方数据 图4(a)和图4(b)表示的是炸药爆炸过程中 上、 下段炸药爆炸后模型内部有效应力的变化, 红色 范围代表是有效应力超过了岩石的抗压强度。 图4(c) 是剪切应力云图, 红色范围表示剪切应力超 过了岩石的抗剪强度。通过分析范围大小可以发现 从应力角度分析得到的模型破碎范围与从损伤图中 得到的基本相近。 3. 2 双炮孔爆破 为模拟实际爆破, 在1/4模型基础上建立了双 炮孔模型, 在中间填塞区域选择测线上关键单元, 分 析关键单元的应力时程变化可以进一步了解不同中 间填塞长度的分层爆破效果。测线位置如图5所 示。图中I为孔口中心处单元,J ~ T为介于两炮孔 连线中间的单元,A ~ H为中间填塞段中点水平线上 且介于两孔间的单元。 图5 分析单元位置示意图 Fig. 5 Location of analysis unit 从图6可以看出不同填塞长度时, 上部装药段 起爆后应力波迅速传至地表, 孔口单元刚开始均受 压应力, 接着受地表自由面反射波的影响而转为拉 应力, 随后应力波逐渐衰减; 下部装药段在5 ms后 起爆, 由于距离地表距离较远应力波到达孔口处相 比上部炸药产生的应力小得多。堵塞长度为25 cm 时, 受到的拉应力峰值约为6. 8 MPa, 堵塞长度为 105 cm时炮孔口中心拉应力最大, 峰值约为12.0 MPa, 这是由于中间填塞长度增加, 上部炸药距离地表的 距离在减小, 爆炸产生的能量更多的作用上部岩体。 图6 孔口中心单元应力时程曲线 Fig. 6 Stress time history of unit at hole mouth center 炸药从底部起爆后, 其应力作用会以冲击波的 形式随着药柱向上移动,LSPREPOST后处理器可 以观察模型任何时刻应力分布情况来分析爆破效 果。根据计算结果分析, 上下装药段起爆后应力作 用范围具有明显的区别。图7是各模型在 5699. 7 μs时的应力图。 由图7可知,当填塞长度为25 cm、45 cm和 65 cm时, 中间填塞段由于受上下段药包起爆产生的 应力波发生了明显的叠加现象, 拉应力达到18 ~ 38 MPa, 应力过于集中, 炸药产生的能量没有最大 范围的破碎岩石, 当堵塞长度为85 cm时, 拉应力值 集中在12 ~ 27 MPa, 相比于岩石的动态抗拉强度 7 MPa, 足以破碎岩体。当堵塞长度增加到105 cm 后, 中间填塞段的部分区域拉应力低于岩体抗拉强 度, 破碎效果减弱。 图7 5699. 7 μs时不同中间填塞长度的应力云图( 单位1011Pa) Fig. 7 Stress nephogram at 5699. 7 μs with different middle stemming length(unit1011Pa) 分别选取图5所示A ~ H、J ~ T各单元拉应力 峰值, 其变化如图8、 图9所示。 从图8、 图9可以得到以下几点结论 中间填塞长度25 cm、45 cm时, 填塞段的单元 在距炮孔中心线0 ~ 45 cm内所受的拉应力达到 27. 5 MPa以上, 应力过于集中, 而在40 ~ 70 cm间 拉应力衰减了约40%, 由此也可以看出随着单元距 炮孔中心线距离增加, 其受到的拉应力在同步减小, 拉应力在近区衰减速率大于远区。中间填塞长度为 65 cm时, 中间段单元所受拉应力均达到了破碎强 度。中间填塞长为105 cm时, 由于填塞长度相对较 长导致上下层炸药爆炸能量传递到此处衰减了很 03爆 破 2017年6月 万方数据 多, 在离炮孔中心65 cm后的单元所受拉应力低于 岩体的抗拉强度, 破碎效果不好。 图8 A ~ H单元所受最大拉应力图 Fig. 8 Maximum tensile stress of A ~ H 图9 J ~ T单元所受最大拉应力 Fig. 9 Maximum tensile stress of J ~ T 中间堵塞长度为85 cm时, 岩石所受的应力值 集中在10 ~27 MPa, 两个炮孔之间的岩石所受拉应 力对中间堵塞区域的破坏达到了90%以上, 且相比 于填塞长度65 cm, 其对上部岩体的破碎范围更大, 具有较好的破碎效果。 根据以上分析岩体损伤和应力变化, 可以得到 不同填塞长度下, 爆破损伤面积大小。通过origin 9. 1数据分析软件, 拟合了该模型中间填塞段长与爆 破损伤面积的关系式如式(10) 所示 y = 5. 907 + 0. 323e-2( x-0. 103) 2 0.0047 (10) 拟合曲线与实际曲线对比如图10所示。从图 可知, 拟合的曲线与数值模拟结果所得数据曲线变 化趋势相符, 爆破损伤面积随中间填塞长度增加而 呈现先增加后减少的趋势; 当中间填塞长度为85 cm 时, 分层装药爆破有最大的损伤面积。 3. 3 爆破振动结果分析 为了得到不同中间填塞长度的爆破振动数据, 原有的模型尺寸太小不足以分析振动变化间的内在 规律。为此将模型尺寸扩大到3000 cm 600 cm 200 cm(XYZ) 。模型的其他参数均与之前的分析一 致( 见图11) 。 图10 不同中间填塞长度对应的爆破损伤面积曲线图 Fig. 10 Relationship between blasting damage area and middle stemming length 图11 分层装药爆破振动分析 Fig. 11 Layered charge blasting vibration analysis 13第34卷 第2期 叶海旺, 汪柳俊, 冉 成, 等 分层装药爆破间隔填塞长度优化研究 万方数据 结果表明 分层装药结构相比于连续装药具有 较好的减振效果, 近区减振幅度达到20. 9%; 不同 中间填塞长度的分层爆破, 其对地表产生的爆破振 动都表现出近区的衰减速率远大于远区的规律; 地 表近区(5 ~15 m) 振动速度随着中间填塞长度的增 加而增加, 但增幅很小; 地表远区振动速度随中间填 塞长度的增加变化很小, 在30 m处的振速峰值均在 2 cm/ s左右。 综合考虑岩体损伤、 最大拉应力、 爆破振动, 可 以认为当孔深为6 m、 孔径为90 mm的炮孔, 中间填 塞长度为85 cm时可以取得较好的爆破效果。 4 工程试验 武汉市某基坑开挖过程中遇到岩石, 由于周边 环境复杂, 决定采用分层装药爆破减小爆破对周边 环境的影响。爆破采用的参数 孔径90 mm, 平均孔 深6 m, 孔网参数为2. 5 m 2 m, 起爆方式采用逐孔 起爆。以数值模拟分析的结果为基础, 中间填塞长 度为70 ~100 cm, 从2015年9月至12月共进行了 8次爆破, 累计完成15 000 m3的工程量, 爆破效果 如表3、 图12所示。 表3 爆破参数与效果 Table 3 Blasting parameters and blasting effects 爆破 时间 孔数/ 个 中间填塞 长度/ cm 爆破 方量/ m3 爆破效果 09/1061851464无飞石和大块 09/25801001920冲孔、 局部大块 10/1273701752孔口少量大块 10/2888902112无飞石、 大块 11/10901002160产生飞石 11/2479951896无飞石和大块 12/04831001992地面振动较大 12/2486852064无飞石和大块 图12 现场爆破效果图 Fig. 12 Field blasting construction and effect 由现场试验结果可知, 中间填塞长度为85 ~ 95 cm时, 爆破效果较好。 5 结论 (1) 孔深6 m、 孔径90 mm的分层装药爆破, 当 中间填塞长为85 cm时, 岩体损伤范围最大, 且对中 部和上部的岩体的破碎效果都很明显。随中间填塞 长度从25 cm增加到105 cm, 损伤范围先增加后 减少。 (2) 从单元最大拉应力角度分析爆破效果时, 中间填塞长度低于65 cm时, 中间段单元出现应力 集中, 而上部单元应力低于岩体抗拉强度; 中间填塞 105 cm时上部单元应力大于岩体抗拉强度, 但中间 段应力大于抗拉强度的单元数量急剧减小, 易产生 大块; 中间填塞85 cm时, 从损伤和应力角度来看, 上部和中部的岩体破坏范围达到了最大。 (3) 分析爆破振动速度可知, 分层装药爆破相 对连续装药爆破具有良好的减振效果, 但中间填塞 长度的变化对分层装药爆破在离炮孔较远区域产生 的爆破振动影响甚微。 (4)现场试验结果表明, 孔深6 m、 孔径90 mm 的分层装药爆破在中间填塞长度为85 ~95 cm时可 以取得较好的爆破效果, 比数值模拟结果要大, 究其 原因, 爆破现场岩体条件复杂存在弱面和结构面, 而 数值模拟中没有考虑岩体结构面等的影响。 参考文献(References) [1] 潘 城, 赵光明, 孟祥瑞, 等.爆炸荷载作用下围岩累 积损伤效应的数值分析[J].爆破,2016,33(1) 3034. [1] PAN Cheng,ZHAO Guangming,MENG Ruixiang. Nu merical analysis of surrounding rock cumulative damage under explosion loading[J]. Blasting,2016,33(1) 30 34.(in Chinese) [2] 郝亚飞, 李海波, 刘恺德, 等.单自由面爆破振动特征 的炮孔堵塞长度效应[J].岩土力学,2011,32(10) 31053110,3142. [2] HAO Yafei,LI Haibo,LIU Kaide. Blasthole stemming length effects of single freeface blasting vibration charac teristic[J]. Rock and Soil Mechanics,2011,32(10) 31053110,3142.(in Chinese) [3] 陈 明, 张 俊, 郑炳旭, 等.基于现场混装的宽孔距 空气间隔预裂爆破技术[J].爆破,2016,33(3) 15. [3] CHEN Ming,ZHANG Jun,ZHENG Bingxu. Widespace and airdecking presplitting blasting technique based on explosive mixingloadingtruck[J]. Blasting,2016, 33(3) 15.(in Chinese) [4] 赵新涛, 程贵海, 冯国建.炮孔堵塞长度的计算与实验 23爆 破 2017年6月 万方数据 研究[J].力学季刊,2010(2) 165171. [4] ZHAO Xintao,CHEN Guihai,FENG Guojian. Calcula tion and experimental study of blasthole stemming length [J]. Chinese Quart Erly of Mechanics,2010(2) 165 171.(in Chinese) [5] 唐 廷, 周健南, 吴华杰, 等.岩石中柱形装药爆破破 坏区域的理论计算[J].爆破,2014,31(3) 2327. [5] TANG Yan,ZHOU Jiangnan,WU Huajie. Theoretical calculation of breakage zones caused by cylindrical charge blasting[J]. Blasting,2014,31(3) 2327.(in Chinese) [6] 朱 宽, 周桂松, 吴欣欣, 等.煤层底板分层装药爆破 数值模拟研究与应用[J].爆破,2015,32(2) 7277. [6] ZHU Kuang,ZHOU Guisong,WU Xinxin Numerical simulation research and application of layered charge in seam floor blasting[J]. Blasting,2015,32(2) 7277. [7] 张文煊, 卢文波.龙滩水电站地下厂房开挖爆破损伤 范围评价[J].工程爆破,2008(2) 17. [7] ZHANG Wenxuan,LU Wenbo. Evaluation of blastin duced dam age zone in excavation blasting of LONGTAN undergroundworkshop[J].EngineeringBlasting, 2008(2) 17.(in Chinese) [8] 冯 春, 李世海, 周 东, 等.爆炸载荷作用下岩石损 伤破裂过程的数值分析[J].岩土工程学报,2014(7) 12621270. [8] FENG Chun,LI Shihai,ZHOU Dong. Numerical analysis of damage and crack process of rock under explosive load ing[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014(7) 1262 1270.(in Chinese) [9] 李顺波, 杨 军, 邹宗山, 等.间隔装药对岩石中应力 波传播的数值分析[C]∥第十届全国工程爆破学术会 议.中国广东广州,20125256. [9] LI Sunbo,YANG Jun,ZHOU Zongshan. Numerical anal ysis of stress wave propagation using deck charge[C]∥ The 10th National Conference on Blasting. China Guang dong Guangzhou,20125256.(in Chinese) [10] 陈宝心, 杨勤荣.爆破动力学基础[M].武汉 湖北科 技出版社,2005131137. [11] 李新平, 陈俊桦, 李友华, 等.溪洛渡电站地下厂房爆 破损伤范围及判据研究[J].岩石力学与工程学报, 2010,29(10) 20422049. [11] LI Xinping,CHEN Junye,LI Youhua. Study of criteri on and damage zone induced by excavation blasting of underground powerhouse of XILUODU hydropower sta tion[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engi neering,2010,29(10) 20422049.(in Chinese) [12] 孙 丽.空气间隔轴向不耦合装药预裂爆破数值模 拟研究[D].长沙中南大学,20123548. [12] SUN Li. Numerical simulation research of presplit blas ting of axial decoupling with airdeck charge[D]. Chan gshaCentral South University,20123548.(in Chi nese) [13] 时党勇,李裕春,张建民.基于ANSYS / LSDYNA 8. 1进行显式动力学分析[M].北京 清华大学出版 社,20047891. [14] 康 强.裂隙岩体空气间隔装药爆破数值模拟及试 验研究[D].武汉 武汉理工大学,20121329. [14] KANG Qiang. Numerical simulation and experimental study of airdeck charge blasting in fractured rock mas ses[D]. WuhanWuhan University of Technology,2012 1329.(in Chinese) [15] 王志亮, 郑田中, 李永池.岩石时效损伤模型及其在 工程爆破中应用[J].岩土力学,2007,28(8) 1615 1620. [15] WANG Zhiliang,ZHEN Zhongtian,LI Yongchi. Time effect damage model of rock mass and its application to blasting engineering[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007,28(8) 16151620.(in Chinese 櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆 櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆 櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆 櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆櫆