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第 37 卷 第 3 期 2020 年 9 月 爆 破 BLASTING Vol. 37 No. 3  Sep. 2020 doi 10. 3963/ j. issn. 1001 -487X. 2020. 03. 008 径向不耦合装药对粉矿控制的影响研究* 罗志华， 史秀志， 陈 飞， 邱贤阳， 霍晓锋 （中南大学 资源与安全工程学院， 长沙 410083） 摘 要 粉矿率是矿山经济技术指标评定的重要因素之一， 粉矿数量多会增大铲装、 运输的难度， 也会扩大 矿石损失进而影响矿山开采经济效益。为了在爆破开采过程中有效降低粉矿的数量， 减少矿山的损失， 提高 经济效益， 通过 ANSYS/ LS-DYNA 数值模拟的方法， 分析模型单元失效比例和运用块度处理系统加工处理模 型裂纹进一步分析块度， 研究径向不耦合装药对粉矿控制的影响。研究结果得出 当炮孔直径为110 m 时， 随着药包直径从 60 mm 增大到 110 mm， 整体失效体积比例由 27. 83增大到 46.73， 岩体破碎粉矿程度逐 渐增高， 与此同时， 大块率比例由初始的 17.60先下降至 0 再升高至 20.01。药包直径在80 mm 时， 粉矿 率低， 大块率符合要求。现场实证表明 优化后的装药药包直径爆破过程中， 所产生粉矿有明显的降低， 且块 度适中。 关键词 粉矿；径向不耦合装药；块度；裂纹 中图分类号 TD235 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X （2020） 03 -0047 -09 Study on Influence of Radial Decoupling Charge on Fine Ore Control LUO Zhi-hua， SHI Xiu-zhi， CHEN Fei， QIU Xian-yang， HUO Xiao-feng （School of Resources and Safety Engineering， Central South University， Changsha 410083， China） Abstract Fine ore is one of the important factors in the uation of economic and technical indicators of mines. The increase of fine ore will not only complicate the difficulty of shovel loading and transportation， but also will increase the economic loss of ore which would further affect the economic benefits of a mine. In order to effec- tively reduce the quantity of fine ore during the blasting process， and improve the economic benefit， this paper ana- lyzed the failure ratio of the model through ANSYS/ LS-DYNA numerical simulation . And the model crack was also studied by the block processing system to analyze fragmentation and study the effect of radial decoupling charge on the control of fine ore. The results show that when the diameter of the blast hole is 110 mm， as the diameter of the charge increases from 60 mm to 110 mm， the proportion of the total failure volume rises from 27. 83 to 46. 73， and the degree of fine ore gradually increases. When the diameter of the charge is 80 mm， the fine ore ratio is low， and the large block rate meets the requirements. The field experiments showed that under the optimized charge diameter， the produced fine ore is obviously reduced， and the fragmentation is moderate. Key words fine ore；radial decoupling charge；block size；crack 收稿日期 2020 -04 -21 作者简介 罗志华 （1994 - ） ， 男， 硕士研究生， 从事采矿与爆破方面 的研究工作，（E-mail） 1172445900 qq. com。 通讯作者 史秀志 （1966 - ） ， 男， 教授、 博士生导师， 从事采矿与安全 方面的研究与教学工作，（E-mail） baopo csu. edu. cn。 基金项目“十三五” 国家重点研发计划课题 （2017YFC0602902） 粉矿产出率太高不仅对生产造成影响还浪费资源， 因此粉矿的控制在矿山生产中十分重要。粉矿 问题归根结底还是块度问题， 粉矿主要来源于爆破 破岩过程中。在爆破中块度的可控影响因素主要 有 装药结构 ［1］、 孔网参数［2］、 起爆顺序［3］、 起爆位 置 ［4］、 炸药单耗［5］、 最小抵抗线等［6］， 其中装药结构 对爆破块度的影响最为明显 ［7］。对装药结构进行 万方数据 优化主要集中在对径向耦合系数优化这个方 面 ［8-13］， 在装药结构对粉矿控制的研究中， 由于现场 爆破实验局限性较大， 多数学者采用数值模拟的方 法从有效应力峰值、 孔壁压力分布、 爆破能量传递的 角度优化装药结构， 从而达到降粉的目的 ［10-13］。刘 玲平等通过不耦合和耦合的对比模拟实验发现在不 耦合条件下炮孔压碎圈半径明显减少， 全孔不耦合 装药结构可以有效降低爆破粉矿 ［10］； 刘优平等通过 各种不同装药结构爆破后关键单元的有效应力峰值 曲线确定最优装药结构 ［11］； 郭连军等通过不同耦合 系数径向不耦合装药结构的炮孔壁处的应力响应值 小与石灰岩的抗压强度， 从而确定径向不耦合装药 的有效性 ［12］； 顾文彬等从爆破能量传递与装药结构 的关系， 得出以水作为不耦合介质的不耦合装药能 有效降低爆破震动能量， 且使块度均匀等 ［13］。由上 可知， 在装药结构对粉矿控制影响的研究中， 学者们 大多通过分析有效应力、 爆破能量等间接反映爆破块 度， 其结果往往不够准确、 全面。基于此， 采用数值模 拟软件建立以空气为间隔介质的径向不耦合装药单 孔爆破模型， 通过对模型进行单元失效分析和统计分 析模型的裂纹分布获得装药药包直径与粉矿之间的 关系， 优选合理的装药药包， 使得在降低粉矿产出率 的同时又能将爆破块度控制在合理的范围内。 1 数值模拟 1. 1 工程概况 某地下金属矿山， 年产量 18 万吨铅锌矿， 该矿 山采用大直径深孔爆破的方式开采 （图 1） ， 其爆破 工艺是从上部硐室向下打贯穿矿体至下部硐室的直 孔 （炮孔直径为110 mm， 采场布置4 排炮孔， 孔网参 数为 （1. 8 2. 2） m （2 2. 2） m） ； 爆破顺序为先在 采场进行拉槽爆破， 为后续侧崩爆破提供足够的自 由面和补偿空间， 待拉槽区破顶结束后进行侧崩直 至采场矿体采完结束， 采场采用遥控铲运机在下部 硐室进行铲装出矿作业。该方法具有安全高效， 采 切工作量小， 低成本等优点。但在开采过程中， 由于 单次爆破药量多、 崩矿量大， 容易出现大量粉矿， 给 矿山生产造成不必要的损失。因此合理优化爆破设 计以减少粉矿量是生产过程中必须解决的问题。 图 1 采矿工艺示意图 Fig. 1 Mining process schematic diagram 1. 2 径向不耦合装药模型建立 生产实践和理论研究表明， 间隔材料为空气可 以延长爆生气体作用时间， 改善岩石破碎块度 ［14］， 炮孔直径为 110 mm 时， 钻孔效率高且经济适用。 本文从改变药包直径的角度出发， 在确保大块率符 合要求前提下， 考虑降低粉矿产出率， 保持孔距、 排 距、 轴向装药结构等爆破参数不变， 控制药包直径单 一变量， 研究径向不耦合装药对粉矿控制的影响。 选取药 包 直 径 60 mm、 70 mm、 80 mm、 90 mm、 100 mm、 110 mm （径向全耦合） ， 共设置 （Ⅰ-Ⅵ） 六 组径向空气不耦合模型对比模拟实验 （表 1） 。 表 1 装药方式表 Table 1 Charge table 模型Ⅰ 模型Ⅱ 模型Ⅲ 模型Ⅳ 模型Ⅴ 模型Ⅵ 炮孔直径/ mm110110110110110110 单层药包数量一条一条一条一条一条一条 相邻两层药包间隔长度/ m0. 80. 80. 80. 80. 80. 8 间隔材料空气空气空气空气空气空气 炸药类型乳化炸药乳化炸药乳化炸药乳化炸药乳化炸药乳化炸药 药包直径/ mm60708090100110 模型 （图2） 模型厚度为1 mm， 炮孔左侧4 m， 炮 孔右侧 2 m， 其抵抗线长度为 2 m， 为降低上下边界 对药包的影响， 建立 4 条药包， 药包长度 0. 7 m， 药 包间空气间隔 0. 8 m， 炮孔直径 110 mm。模型的上 下及左侧添加无反射边界条件， 用以削弱冲击波对 研究区域的影响作用 ［11］， 模型右侧为自由面。 1. 3 材料参数选取 （1） 炸药材料及模型 在 LS-DYNA 软件中， 炸药采用 “*MAT HIGH EXPLOSIVE BURN”定 义， 炸 药 的 状 态 方 程 为 84爆 破 2020 年 9 月 万方数据 “*EOS JWL” ， 采用 JWL 状态方程， 此方程忽略炸 药的化学反应方式而只考虑爆轰， 并经过大量实验 数据修正， 因此使用最为广泛。JWL 状态方程的一 般形式如下 ［15， 16］ P A 1 - ω R1 V e-R1V B 1 - ω R2 V e-R2V ωE 0 V （1） 式中 A、 B、 R1、 R2均为表征炸药物理特性的常 数； P 为爆轰压力； E0为单元最大面积； V 为爆轰产 物相对体积； ω 为格林爱森参数。 图 2 径向不耦合装药模型示意图 （单位 mm） Fig. 2 Schematic diagram of the radial uncoupled charge model （unit mm） 采用的 2 号岩石乳化炸药及其状态方程参数如 表 2、 表 3 所示 ［15， 16］。 表 2 炸药参数 Table 2 Explosive of parameters 密度/ （gcm -3） 爆速/ （ms-1） 爆轰压力/ GPa 1. 240007. 4 表 3 炸药状态方程参数 Table 3 Explosive state equation parameters ABR1R2ωE0V0 2. 144E 111. 82E 84. 20. 90. 15 4. 193E 91 2. 144E 111. 82E 84. 20. 90. 15 4. 193E 91 （2） 空气材料模型 在 LS-DYNA 软件中， 空气模型采用*MAT NULL 定义， 空气密度是 1. 293 kg/ m3。空气的状态 方程采用*EOS LINEAR POLYNOMIAL 定义， 其状 态公式如下 ［15， 16］ p C0 C1μ C2μ2 C3μ3（C4 C5μ C6μ2） E （2） 式中 C0 C6为常数； E 为内能与初始体积之比； μ 为比体积。见表 4。 表 4 空气状态方程参数 Table 4 Air state equation parameters C0C1C2C3C4C5C6EV0 00000. 40. 402. 5E51. 0 （3） 岩石 HJC 材料模型 在模拟岩体爆破时候， 岩体的拉格朗日单元受 到的主应力超过岩石材料的抗拉强度或者抗剪强 度， 此岩体单元就会因失效而删除， 进而可以描述岩 体爆破过程中的裂纹扩展以及侧面反映出分配到对 应部分岩体的炸药能量 ［17， 18］。即 σ1≤ σT； τmax σ1 - σ 3 2 ≤ σC（3） 式中 σ1和 σ3分别为最大主应力和最小主应 力； τmax为最大剪应力； τC 为岩石抗剪强度； σT为岩 石抗拉强度。 本文中模拟采用的岩体模型为 HJC 模型， 该模 型综合考虑了应变率效应和围压效应， 其最突出的 特点就是可以反映出岩体的损伤演化效应， 可较好 的描述岩体在高应变和高压力状态下的物理力学特 性 ［15， 16］。 HJC 模型定义为*MAT JOHNSON HOLMQU IST CONCRETE， 根据现场实际情况， 表 5 为文中采 用的岩石 HJC 模型本构参数。 表 5 岩石 HJC 材料状态方程参数表 Table 5 Rock HJC material state equation parameter table 参数ROGABCNFC 数值24401.486E100. 791. 60. 0070. 6111. 4E7 参数TEPS0EFMINSFMAXPCUCPL 数值9E61E-60. 0171. 6E70. 0018E8 参数ULD1D2K1K2K3FS 数值0. 10. 0418. 8E7-1. 71E82. 08E8-1 表中各项参数物理意义如下 RO 为质量密度； G 为剪切模量； A 为粘性常数； B 为压力强化系数； C 为应变率系数； N 为压力硬化指数； FC 为准静态单 轴抗压强度 （同 fc） ； T 为最大拉应力； EPS0 为参考 94第 37 卷 第 3 期 罗志华， 史秀志， 陈 飞， 等 径向不耦合装药对粉矿控制的影响研究 万方数据 应变率； EFMIN 为损伤常数 （同 εfmin） ； SFMAX 为归 一化最大强度 （同 Smax） ； PC 为压碎体压力 （同 Pcrush） ； UC 为压碎体应变 （同 μcrush） ； PL 为压实压力 （同 Plock） ； UL 为压实应变 （同 μlock） ； D1 为损伤常 数； D2 为损伤常数； K1 为材料压力常数； K2 为材料 压力常数； K3 为材料压力常数； FS 为失效形式。 在模拟岩体爆破时候。为了更好地表现出岩体 的失效， 在关键字文件中添加拉伸失效的命令 *MAT ADD EROSION， 来定义矿体受到拉伸应力 的失效条件， 其中矿岩静态抗压强度为 114 MPa， 静 态抗拉强度为 9 MPa。在工程爆破中， 岩石在加载 速率很大的爆破动载下发生破坏， 故模拟中采用相 应的动态荷载强度作为单元失效判据， 其与加载应 变率 ε 有关 ［8］， 根据式 （4） 确定岩石动态抗压强度， 由式 （5） 确定动态抗拉强度 ［19-21］。 σcd σcε1/3 c （4） σtd σtε1/3 c （5） 式中 σc为岩石静态抗压强度； σcd为岩石动态 抗压强度； εc为粉碎区加载应变率， 取 10 4 s -1 ； σ t 为 岩石静态抗拉强度； σtd为岩石动态抗拉强度； εt为 裂隙区加载应变率， 取 102s -1。 1. 4 失效计算结果分析 为方便观察失效扩展的情况， 特给出其中一个 模拟 （模型Ⅳ 药包直径为 90 mm） 的数值模拟失效 应力云图演化过程。观察图 3， 随着时间推移， 失效 裂纹和外围的高应力同时向外扩张。在 0. 6 ms 时 候， 冲击波传递到最右侧的自由面附近， 接着会发生 应力波反射现象， 自由面附近开始出现拉伸失效。 纵使在模型的上下两侧及左侧添加了无反射边界条 件， 但是实际计算过程中， 仍然会有产生反射应力 波， 为避免来自炮孔左侧的反射应力波的干扰， 故研 究计算时间最大是 1. 2 ms。而在实际计算过程中， 最大可能降低无关因素的影响， 选取炮孔右边的开 挖区为研究对象， 且最上边一条药和最下边的药所 对应的范围会受到模型边界的影响， 因此也不在研 究范围内。 如图 4 所示的各种装药方式的范围即为本文数 值模拟的研究范围， 现给出上文中表 1 中的六种模 型的最终失效图。图中 B 区域代表空气间隔所对 应的研究爆破失效范围， A 和 C 区域代表炸药所对 应的研究爆破失效范围。研究思路如下 求出 A、 B、 C 这三个区域各自的失效比例， 以及 ABC 整体区域 的的失效比例 （如图 4 中模型Ⅱ框内区域分别为指 代 A、 B、 C 区域） 。划定一个失效比例最小值， 若小 于这个比例值， 说明该对应区域的破碎效果不好， 尤 其是最中间的空气间隔的失效比例。对比各个区域 以及整体的失效比例， 若失效比例之间差别不明显， 就说明了其对应的装药方式会使得储藏在炸药中的 能量能够较均匀的分配在待爆破岩体中， 也就代表 了该种装药方式较同组的装药方式更为合理。 图 3 模型应力与失效演化图 Fig. 3 Model stress and failure evolution diagram 图 4 六种模型的最终失效图 Fig. 4 Final failure diagram of the six models 在后处理中， 可统计得到研究区域的体积变化 情况， 其中体积减少量就是因失效而删除的单元总 体积。失效体积与研究区域总体积的比值就是失效 比例。设置显示了最大值与最小值， 可得到损伤体 积的变化。最大值是选中模型研究区域的初始体 积， 即模拟运算开始之前的体积， 最小值是经过 1. 2 ms 失效运算后对应区域的体积， 二者相减就可 以得到失效的体积， 其单位是立方米。将六组模型 依次操作， 可得到表 6。 05爆 破 2020 年 9 月 万方数据 表 6 径向模型失效表 （单位 m3） Table 6 Radial model failure table （unit m3） 组编号 模型Ⅰ模型Ⅱ模型Ⅲ模型Ⅳ模型Ⅴ模型Ⅵ 原有4. 400E -24. 400E -24. 400E -24. 400E -24. 400E -24. 400E -2 整体 区域 剩余3. 176E -22. 983E -22. 783E -22. 738E -22. 681E -22. 344E -2 失效1. 225E -21. 418E -21. 618E -21. 662E -21. 719E -22. 056E -2 比例/ 27. 8332. 2236. 7637. 7839. 0646. 73 原有1. 400E -21. 400E -21. 400E -21. 400E -21. 400E -21. 400E -2 A 区 域 剩余9. 999E -39. 025E -38. 847E -38. 483E -38. 489E -37. 942E -3 失效4. 001E -34. 975E -35. 513E -35. 517E -35. 511E -36. 059E -3 比例/ 28. 5835. 5336. 8139. 4139. 3643. 28 原有1. 600E -21. 600E -21. 600E -21. 600E -21. 600E -21. 600E -2 B 区 域 剩余1. 187E -21. 113E -21. 034E -21. 003E -29. 951E -38. 168E -3 失效4. 129E -34. 867E -35. 660E -35. 970E -36. 049E -37. 832E -3 比例/ 25. 8130. 4235. 3837. 3137. 8048. 95 原有1. 400E -21. 400E -21. 400E -21. 400E -21. 400E -21. 400E -2 C 区 域 剩余1. 012E -28. 993E -38. 925E -38. 466E -38. 701E -37. 326E -3 失效3. 882E035. 007E -35. 075E -35. 535E -35. 299E -36. 674E -3 比例/ 27. 7335. 7636. 2539. 5337. 8547. 67 通过数学运算求出三个小区域的方差 S1与三个区域和整体区域之间差值的方差 S2可得到表7。 表 7 方差表 Table 7 Variance table 组编号模型Ⅰ模型Ⅱ模型Ⅲ模型Ⅳ模型Ⅴ模型Ⅵ S11. 3426. 0760. 3461. 0390. 5585. 895 S20. 6360. 5960. 3040. 3330. 1600. 105 由表 6 看出， 在模型Ⅰ中 B 区域的失效比例最 小， 只有 25. 81， A、 C 和整体区域不到 29， 而整 个表格的失效比例几乎都集中在 32以上， 通过分 析把 32这个数据当作一个标准， 当失效比例小于 32时候， 就代表该区域破碎程度不足， 即爆破效果 较差。失效比例小于 32的有模型Ⅰ径和模型Ⅱ 的 B 区域。同时， 表 7 的计算结果表明， 模型Ⅰ、 Ⅱ 直径药包的不同区域的失效比例差别较大， 也就是 侧面反映出该种直径下的药包在能量分配上效果较 差， 中间空气间隔部分的岩体破碎不彻底， 甚至造成 大块， 因此在径向上首先排除了模型Ⅰ、 Ⅱ三种方 案。至于模型Ⅳ、 Ⅵ， 三个小区域方差 S1与整体区 域 S2数值差距较大， 说明炸药层和空气层分布的能 量不均匀， 炸药层能量过于集中， 这就会增加粉矿的 产生， 在空气层能量有不足反而产生大块。 1. 5 裂纹交错块度及粉矿分析 模型失效演化图 4 中， 随着时间推移， 单元逐渐 失效并有类似裂纹 “扩张” 的特点， 因此可以把失效 单元区域近似地认为是岩石在爆破作用下形成的 “爆破裂纹” ， 这些 “爆破裂纹” 相互交错， 就会形成 一块一块的独立区域， 这些由数值模拟结果产生的 独立区域与实际工程装药爆破产生的爆破块度有密 切的联系并具有高度相似性。因此， 在文中利用这 些独立区域来 “代替” 实际爆破块度。选取各个模 型的 ABC 整体区域作为研究区域， 导出研究区域的 高清最终失效图。失效图再导入块度处理系统 中 ［20］， 通过块度处理系统的自动识别和人工手动修 正， 即可得到如图 5 所示的可以计算统计的图片。 再利用块度处理系统的统计分析功能就可以得到对 应研究区域的块度分布统计数据， 且数据可以导出。 模型单元大小为 1 mm， 将六组模型的最终失效图分 别导入块度处理系统， 将一个单元格标定为一个像 素点， 可得到块度分布数据如下。 由表 8 可知， 随着药包直径的增加， X20 逐渐减 小， 反映出药包直径增加， 会使爆破块度更加细化破 碎； X50 逐渐减小但到了110 mm 直径模型又略微反 弹； X80 以 及 Max 最 大 块 先 是 逐 渐 减 小， 到 了 100 mm 模型和 110 mm 直径模型时急剧增大， 说明 随着药包直径变大， 岩石爆破破碎程度增加， 但是在 100 mm 药包直径和 110 mm 药包直径 （全耦合） 装 15第 37 卷 第 3 期 罗志华， 史秀志， 陈 飞， 等 径向不耦合装药对粉矿控制的影响研究 万方数据 药情况下的破碎块度分布极为不合理， 且最大块度 尺寸达 755 mm， 对于该系列模拟实验认定为超大 块。为方便观察， 将表中数据绘制块度累积尺寸分 布曲线如下。 图 6 中模型Ⅴ和模型Ⅵ的曲线， X20 小而 X80 大， 表明其块度主要集中在小尺寸和大尺寸的块度 上， 均匀性较差。炸药爆炸后由于不耦合的空气不 足甚至没有， 致使在炸药近区消耗过多能量用于破 碎形成小尺寸块度 （粉矿） ， 而在炸药远区能量不足 形成较多的大尺寸块度 （大块） 。模型Ⅰ的块度整 体都比较大， 虽说降低了小尺寸块度 （粉矿） ， 但是 易产生较大尺寸块度。 图 5 块度分析图 Fig. 5 Block analysis chart 表 8 块度尺寸分布表 Table 8 Block size distribution table 尺寸/ mm模型Ⅰ模型Ⅱ 比例/ 模型Ⅲ 模型Ⅳ 模型Ⅴ 模型Ⅵ 30 0. 13 0. 53 0. 50 0. 64 0. 67 0. 67 50 0. 55 2. 00 1. 96 2. 08 2. 86 3. 44 70 1. 31 4. 12 4. 06 6. 46 7. 18 9. 13 100 3. 15 7. 87 8. 2414. 9417. 8920. 58 150 8. 8516. 1921. 4527. 2738. 0637. 89 20017. 4126. 5135. 7442. 0553. 2049. 35 25027. 4736. 7450. 1158. 6764. 0356. 11 30038. 0148. 1366. 2974. 5773. 0660. 17 35048. 4460. 2378. 5887. 9781. 3964. 07 40058. 7570. 3288. 5595. 2088. 0368. 03 45068. 6175. 5995. 1698. 8393. 0072. 19 47573. 1079. 9997. 4199. 8394. 8074. 51 50077. 4883. 8998. 41100. 0096. 0276. 92 52581. 4687. 1399. 12100. 0097. 1779. 39 55085. 1489. 8299. 84100. 0098. 2581. 85 57588. 1092. 37100. 00100. 0099. 2584. 30 60090. 9494. 46100. 00100. 00100. 0086. 70 65095. 3496. 63100. 00100. 00100. 0091. 25 70098. 29100. 00100. 00100. 00100. 0095. 42 X20/ mm213. 11175. 48143. 52126. 07105. 0298. 56 X50/ mm357. 61319. 17250. 68224. 95187. 84203. 61 X80/ mm515. 76452. 74358. 29320. 54341. 20531. 22 Max/ mm724. 57648. 91552. 68478. 83581. 45755. 17 由于不同情况下粉矿和大块的界定标准不一 样， 因此只有同一情况下的系列试验才具有可比性。 据此本文采用卢文波等提出的关于块度处理的 “两 边法则” ［20］， 该法则具体操作步骤是 在图 6 中分别 做过点 （0， 20） 与点 （0， 80） 垂直于 y 轴的射线， 取过 点 （0， 20） 的射线与图 6 中曲线的第一个交点为粉 矿上界， 取过点 （0， 80） 的射线与图 6 中曲线的最后 一个交点为大块下界， 如图 6 所示， 据此得出六个模 型的块度和分布比例， 如表 9 所示， 此结果虽然不能 真是代表实际爆破的结果， 但在反映趋势与揭示规 律方面为定量评价爆破破碎块度效果提供了一定的 参考依据并具有高度合理性。 观察表 9 可知， 表中模型Ⅰ虽然粉矿率较低， 但 是大块率高达 17. 60； 相反地， 模型Ⅴ的大块率较 低但是粉矿率又太高； 以及模型Ⅵ的粉矿率和大块 率都是同类型最高的。此三种药包直径首先便可排 除。型Ⅲ与模型Ⅱ的粉矿率最大相差 1左右， 但 大块率相差在 9以上， 也可排除模型Ⅱ。模型Ⅲ 25爆 破 2020 年 9 月 万方数据 的粉矿数量少于与模型Ⅳ的粉矿数量， 两者大块率 都在合理范围内。结合上文单元失效综合考虑可得 出， 模型Ⅲ为最优方案。 图 6 块度尺寸累计分布曲线 Fig. 6 Cumulative distribution curve of block size 表 9 粉矿、 大块尺寸分布比例表 Table 9 Magnesium ore， large size distribution ratio table 组编号 粉矿 大块 粉矿上界 尺寸/ mm 比例/ 大块下界 尺寸/ mm 比例/ 模型Ⅰ98. 56 3. 04531. 2217. 60 模型Ⅱ98. 56 7. 63531. 229. 22 模型Ⅲ98. 56 7. 97531. 220. 68 模型Ⅳ98. 56 8. 54531. 22 0 模型Ⅴ98. 56 17. 30531. 222. 55 模型Ⅵ98. 56 20. 01531. 2220. 01 2 工程实例 通过现场实地调查研究发现， 爆破块度尺寸小 于 3 cm 不利于铲装， 易造成损失， 且对于含硫矿石 极易发生板结现象， 因此将块度尺寸为 3 cm 定义为 粉矿上界。将本文研究成果运用于矿山实验采场进 行爆破试验， 图 7 为采场爆破效果图， 图中参考物为 矿泉水瓶 （水瓶尺寸 瓶盖直径为 3 cm； 瓶底直径为 5. 5 cm； 高为18 cm） 。从图7 （a） 为改善前采场爆破 效果图， 采场采用直径为 90 mm 药包进行装药， 炸 药单耗 0. 22 kg/ t 爆破后块度小于 3 cm 的较多， 矿 石爆破后较为破碎， 粉矿数量较多。图 7 （b） 为改善 后采场爆破效果图， 采场爆破使用直径为 80 mm 药 包， 炸药单耗 0. 18 kg/ t， 改善后的爆破块度 3 cm 以 下的数量明显减少， 块度多数处于 5. 5 18 cm 且大 块率少， 块度大小分布较为均匀， 很好的满足矿山生 产需求， 减少开采损失。 图 7 爆破效果图 Fig. 7 Blasting effect diagram 3 结论 （1） 采用 ANSYS/ LS-DYNA 有限元分析软件， 对 6 组模型 （Ⅰ Ⅵ） 进行数值模拟， 通过对选定区 域的单元失效比例分析发现， 随着装药药包直径从 90 mm 增大到 110 mm， 其整体区域单元失效比例增 大， 岩体破碎程度逐渐提高。药包直径为 80 mm 时， 三个小区域方差 S1与整体区域 S2数值差值小， 炸药层和空气层分布的能量较为均匀。 （2） 运用块度处理系统对 6 组 （Ⅰ Ⅵ） 模型数 值模拟的裂纹进行处理以进一步块度分析， 研究结 果表明 随 着 装 药 药 包 直 径 从 90 mm 增 大 到 110 mm， 其粉矿率占比逐渐提高， 大块率占比先降 低再提高。药包直径为 80 mm、 90 mm 时， 粉矿率比 例小， 大块率在合理范围内， 且块度分布均匀。文章 从粉矿角度出发， 综合全文考虑优选直径为 80 mm 药包为最佳装药方案。 （3） 将确定的最佳装药药包直径应用于实际采 场爆破， 得到较好的爆破效果， 矿山爆破过程中产生 的粉矿数量明显降低且大块少， 块度分布较为均匀， 表明调整装药药包直径来控制粉矿产出率有十分明 显的优势， 可为解决类似矿山问题提供一定的参考 依据。 参考文献 （References） ［1］ 李新平， 陈萍萍， 罗 忆， 等. 非对称不耦合装药结构 对预裂爆破效果的影响 ［J］ . 爆破， 2017， 34 （3） 25-30. ［1］ LI Xin-ping， CHEN Ping-ping， LUO Yi， et al. 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