钻孔冲击破岩掘进过程的数值模拟与工艺探讨

第３６卷第２期　２０１６年ｏ４月　矿　冶　工　程　ＭＩＮ　Ｇ　ＡＮＩ）ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ　ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ　Ｖ０１．３６№２　Ａｐｒｉｌ　２０１６　钻孔冲击破岩掘进过程的数值模拟与工艺探讨①　李满红　，龙日升　，孙少妮　（１．长沙矿冶研究院有限责任公司，湖南长沙４１００１２；２．太原理工大学机械工程学院，山西太原０３００２４；３．山西省煤矿综采装备重点实验室，山西　太原０３００２４；４．东北大学机械工程与自动化学院，辽宁沈阳１１０８１９）　摘要：为解决现有硬岩掘进方法进尺效率低的问题，提出了使用液压冲击设备进行超硬全岩巷道快速掘进的新工艺和新方法。　通过ＡＰＤＬ编程，利用“生死单元”对超硬岩体的钻孔冲击破碎过程进行了模拟和分析，并在锦州凌海白台子乡花岗岩采石场进行　了现场工艺试验。结果表明，钎杆冲击位置与钻孔的距离应控制在０．１５～０．２　１ＴＩ，钻孔半径以０．０３５　ｉｎ为宜。钻孔冲击破岩的效率约　为无钻孔冲击破岩效率的４倍，钻孔冲击破岩可以实现硬岩掘进，但工艺还有待进一步优化。　关键词：钻孔冲击破岩；硬岩掘进；数值模拟；工艺研究　中图分类号：ＴＤ４２１　文献标识码：Ａ　ｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３—６０９９．２０１６．０２．００４　文章编号：０２５３—６０９９（２０１６）０２－００１４－０５　Ｄｉｇｉｔａｌ　Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ　Ｄｉｓｃｕｓｓｉｏｎ　ｆｏｒ　Ｒｏｃｋ　Ｂｒｅａｋｉｎｇ　ｂｙ　Ｐｅｒｃｕｓｓｉｖｅ　Ｄｒｉｌｌｉｎｇ　ｉｎ　Ｈａｒｄ　Ｒｏｃｋ　Ｔｕｎｎｅｌｉｎｇ　Ｐｒｏｃｅｓｓ　ＬＩ　Ｍａｎ．ｈｏｎｇ　，ＬＯＮＧ　Ｒｉ．ｓｈｅｎｇ　，ＳＵＮ　Ｓｈａｏ—ｎｉ　（１．Ｃｈａｎｇｓｈａ　Ｒｅｓｅａｒｃｈ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｍｉｎｉｎｇ　ａｎｄ　Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ　Ｃｏ　Ｌｔｄ，Ｃｈａｎｇｓｈａ　４１００１２，Ｈｕｎａｎ，Ｃｈｉｎａ；２．Ｃｏｌｌｅｇｅ　ｏｆ　Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｔａｉｙｕａｎ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｔａｉｙｕａｎ　０３００２４，Ｓｈａｎｘｉ，Ｃｈｉｎａ；３．Ｓｈａｎｘｉ　Ｋｅｙ　Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ　ｆ　ｏＦｕｌｌｙ　Ｍｅｃｈａｎｉｚｅｄ　Ｃｏａｌ　Ｍｉｎｉｇ　Ｅｑｕｉｎｐｍｅｎｔ，Ｔａｉｙｕａｎ　０３００２４，Ｓｈａｎｘｉ，Ｃｈｉｎａ；４．Ｓｃｈｏｏｌ　ｏｆ　Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　ａｎｄ　Ａｕｔｏｍａｔｉｏｎ，Ｎｏｒｔｈｅａｓｔｅｒｎ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｓｈｅｎｙａｎｇ　１　１０８　１９，Ｌｉａｏｎｉｎｇ，Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎ　ｏｒｄｅｒ　ｔｏ　ｉｍｐｒｏｖｅ　ｔｈｅ　ｔｕｎｎｅｌｉｎｇ　ｅｆｉｃｉｆｅｎｃｙ　ａｎｄ　ｒｅｄｕｃｅ　ｔｈｅ　ｃｕｔｔｉｎｇ　ｖｏｌｕｍｅ　ｄｕｒｉｎｇ　ｈａｒｄ　ｒｏｃｋ　ｔｕｎｎｅｌｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ，　ｉｔ　ｉｓ　ｓｕｇｇｅｓｔｅｄ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｈｙｄｒａｕｌｉｃ　ｉｍｐａｃｔ　ｄｒｉｌｌ　ａｄｏｐｔｅｄ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｔｕｎｎｅｌ　ａｄｖａｎｃｅｍｅｎｔ　ｔｏｔａｌｌｙ　ｉｎ　ｈａｒｄ　ｒｏｃｋ．Ｗｉｔｈ　ＡＰＤＬ　ｐｒｏｇｒａｍｍｉｎｇ，ｔｈｅ　ｈａｒｄ—ｒｏｃｋ　ｂｒｅａｋａｇｅ　ｂｙ　ｐｅｒｃｕｓｓｉｖｅ　ｄｒｉｌｌｉｎｇ　ｗａｓ　ｓｉｍｕｌａｔｅｄ　ａｎｄ　ａｎａｌｙｚｅｄ　ｗｉｔｈ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｂｉｒｔｈ　ａｎｄ　ｄｅａｔｈ　ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ．Ｆｕｒｔｈｅｒｍｏｒｅ，ａｎ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ　ｏｎ　ａｃｔｕａｌ　ｒｏｃｋ　ｂｒｅａｋｉｎｇ　ｂｙ　ｐｅｒｃｕｓｓｉｖｅ　ｄｒｉｌｌｉｎｇ　ｗａｓ　ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ　ｉｎ　ａ　ｇｒａｎｉｔｅ　ｓｔｏｎｅ　ｐｉｔ　ｉｎ　Ｂａｉｔａｉｚｉ　Ｃｏｕｎｔｙ　ｏｆ　Ｌｉｎｇｈａｉ　Ｃｉｔｙ　ｉｎ　Ｊｉｎｚｈｏｕ．Ｒｅｓｕｌｔｓ　ｒｅｖｅａｌｅｄ　ｔｈｅ　ｄｉｓｔａｎｃｅ　ｂｅｔｗｅｅｎ　ｉｍｐａｃｔ　ｐｏｓｉｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｄｒｉｌｌｉｎｇ　ｈｏｌｅ　ｓｈｏｕｌｄ　ｂｅ　ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ　ｗｉｔｈｉｎ　０．１５—０．２　ｍ．ａｎｄ　ｔｈｅ　ｄｒｉｌｌ　ｈｏｌｅ　ｒａｄｉｕｓ　ｓｈｏｕｌｄ　ｂｅ　ｐｒｅｆｅｒａｂｌｙ　ａｒｏｕｎｄ　０．０３５　ｍ，ｗｈｉｃｈ　ｃａｎ　ｌｃａｄ　ｔｏ　ｔｈｅ　ｒｏｃｋ　ｂｒｅａｋｉｎｇ　ｅｆｉｃｉｅｎｃｙ　ａｓ　ｍｕｃｈ　ａｓ　４　ｔｉｍｅｓ　ｏｆ　ｔｈａｔｆ　ｐｅｒｃｕｓｓｉｖｅ　ｒｏｃｋ　ｂｒｅａｋｉｎｇ　ｗｉｔｈｏｕｔ　ｄｒｉｌｌｉｎｇ　ｈｏｌｅ．Ｉｔ　ｉｓ　ｃｏｎｃｌｕｄｅｄ　ｔｈａｔ　ｓｕｃｈ　ｐｅｒｃｕｓｓｉｖｅ　ｒｏｃｋ　ｄｒｉｌｌｉｎｇ　ｃａｎ　ｂｅ　ｕｓｅｄ　ｏｒｆ　ｈａｒｄ　ｒｏｃｋ　ｔｕｎｎｅｌｉｎｇ，ｂｕｔ　ｎｅｅｄｓ　ｆｕｒｔｈｅｒ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ．　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：ｐｅｒｃｕｓｓｉｖｅ　ｒｏｃｋ　ｄｒｉｌｌｉｎｇ；ｈａｒｄ　ｒｏｃｋ　ｔｕｎｎｅｌｉｎｇ；ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ；ｔｅｃｈｎｉｃａｌ　ｒｅｓｅａｒｃｈ　超硬全岩巷道的安全、高效和快速掘进，是当前巷　道和隧道施工的世界性技术难题。虽然普氏系数＿厂＝１０　硬岩快速掘进的问题，需从装备、工艺和方法上进行全　新的探索和尝试。　以上的全岩巷道占全国煤矿年巷道掘进量的比例不超　钻孔冲击破岩是利用大冲击功液压破碎设备，瞬　间将巨大的冲击能通过钎杆作用在有限的岩石受力面　上，使得岩石瞬间压溃和破碎。破碎过程的冲击应力　在岩石深处表现为压缩波，经钻孔自由面反射后转变　成拉伸波。考虑到岩石抗拉强度远低于其抗压强度的　特性，钻孔附近的岩石在压缩－拉伸应力作用下，将形　成二次破碎¨　。　过５％，但却是制约煤矿生产不可忽视的重要因素。　钻爆法和大功率综合掘进机组是当前煤矿硬岩掘进的　主要手段，但钻爆法所需配套设备和人员众多，进尺速　度慢，对围岩影响较大，巷道超挖和欠挖严重；综掘法　存在经济截割硬度低、掘进效率低下、进尺速度慢和截　齿消耗率高等问题。为从根本上解决煤矿采掘衔接和　①收稿日期：２０１５—１１—０５　　．作者简介：李满红（１９７７一），男，湖南人，工程师，主要研究方向为矿山机械，深海采矿机械，先进制造技术、装备及工艺等。　第２期　李满红等：钻孔冲击破岩掘进过程的数值模拟与工艺探讨　根据连续性假设不同，岩石破碎过程的数值模拟　方法可分为连续介质力学方法、非连续介质力学方法　和连续－离散耦合分析方法。国内外学者采用数值模　拟方法进行了诸多研究－３　，但国内外关于岩石冲击　破碎过程数值模拟和试验方面的研究均未见报道。　单点反复冲击破岩产生的凹坑半径，　俩．￣疋ｒｗ了＂ＺＴＴ１　２ｈ＝　２．８８５ｎ冲ｘｌ０一ｎ冲为单点冲击次数；　为凹坑深度）。　若／７，冲＝１０，可得：ｒ１￣－．４７　ｍｍ，ｈ　１２５　ｍｍ，即破碎　坑直径约９４　ｍｍ，破碎深度约１２５　ｍｍ。因此，利用大　冲击功液压设备直接破碎硬岩在理论上是可行的。　考虑到硬岩的破碎剥落物多呈粉末状，破碎坑周　边在冲击瞬间产生裂纹并扩展的几率不大。本文以岩　石破碎力学为基础，在对冲击破岩进行理论分析和计　算的同时，基于连续介质理论，利用ＬＳ—ＤＹＮＡ和　２钻孔冲击破岩模拟分析　２．１模型　ＡＰＤＬ编程，对钻孔冲击破岩的侵蚀过程进行了模拟　和分析。同时，为进一步掌握冲击破岩的关键工艺参　数，在锦州凌海白台子乡花岗岩采石场进行了现场工　艺试验，结果表明，钻孔冲击破岩可以实现硬岩掘进，　但效率和工艺还有待进一步优化和完善。　１　冲击破岩理论分析　根据文献［１］，液压冲击设备的凿人效率叼　定义　为岩石破碎能　和活塞冲击能量　之比，即：　Ｅ。　Ｐ＝　（１）　ＢＰ　它包含两个部分，即活塞对钎杆的能量传递效率叼　和　入射波对岩石的能量传递效率　，即：　叼Ｐ＝　ｓ・　（２）　当冲击能量为Ｅ　时，冲击锤活塞的冲击速度　满足：　／２Ｅ　（３）　式中　为活塞的冲击速度，ｍ／ｓ；　为活塞质量，ｋｇ。　考虑到钎杆和活塞的材料强度，活塞的冲击速度　通常不应高于１０　ｍ／ｓ。此外，为提高冲击破岩效率，　应给钎杆施加一定的压紧推力，以抵消活塞冲击时的　钎杆弹跳，让钎头始终与岩底保持接触。压紧推力的　大小应满足：　Ｆ＝０．Ｏ１５Ｎ￣／／－Ｍ—－ｐＡ　（４）　式中Ⅳ为每分钟的冲击次数，￣／ｎｆｍ；Ａ为冲击功，ｋｇ・ｍ。　最后，根据岩石破碎力学，单次冲击破岩凿碎的岩　石体积应满足：　＝Ｃ　（Ａ—Ａ。）“　（５）　其中Ａ０＝０，Ｏｌ＝１，而凿碎比功ａ＝１／Ｃｌ，ｋｇ・ｍ／ｃｍ。。　以７　５００　Ｊ冲击功的液压冲击设备为例，取钎杆直径　１５０　ｍｍ，取对应花岗岩的凿碎比功为２６　ｋｇ・ｍ／ｅｒａ　，　则可近似得到花岗岩单次冲击破碎下的岩石体积为：　＝　＝　＝２．８８５　Ｘ　１０一ｍ。　由单次冲击破碎花岗岩的岩石体积可知，冲击锤　以普氏系数在．厂＝１０以上的花岗岩为研究对象，　其物理性能参数为¨　：弹性模量３．５８ｘ１０　ＭＰａ，泊松　比０．２８，花岗岩抗拉强度与抗压强度之比０．０５。考虑　到硬岩冲击破碎后剥落物多为粉末状的特点，且只研　究冲击破岩瞬间钎杆端部和破碎坑周边小孔的应力情　况，模拟过程不考虑裂纹的产生和扩展。为此，有以下　假设　１８－２ｏ］：　１）将岩石视为连续均匀介质，采用各向同性的双　线性随动硬化模型，不考虑岩石的节理发育和地质构　造变化。　２）采用ＬＳ—ＤＡＮＡ模块Ｓｕｒｆａｃｅ　ｔｏ　Ｓｕｒｆａｃｅ接触类　型中的ＥＳＴＳ算法，并利用岩体抗压强度作为单元的　失效准则。　３）程序在每个载荷步计算各单元的应力值，将其　中超过花岗岩抗压强度的单元视为失效并从模型中删　除（只是将该单元的刚度矩阵清零，即让它在计算中　不起作用），然后自动在钎杆单元和剩下的岩石单元　间重新定义接触关系。　４）将模型外边界设为无限边界，以考虑周边围岩　对冲击破碎的影响。　液压冲击设备具体参数如表１所示。为了减少模　拟过程计算量，降低模型的复杂程度，计算模型仅为实　际模型的１／４，并在对称面施加对称边界条件。　表１液压冲击设备参数表　参数名称　数值　参数名称　数值　冲击能（Ｊ）　７　５００　冲击频率（Ｓｚ）　＜１０　活塞重量（ｋｇ）　２００　钎杆质量（ｋｇ）　２００　钎杆直径（ｍｍ）　１５０　钎杆尖端直径（ｍｍ）　２０　活塞能量传递效率（％）　９８　钎杆尖端长度（ｍｍ）　２００　根据活塞对钎杆的能量传递效率叼　和冲击能量，　钎应满足７　５００ｘ９８％＝２００Ｘｖ￣２／２，即　钎＝８．５７　ｍ／ｓ，　冲击设备的压紧推力不应小于３４　８５０　Ｎ。　取岩石尺寸为４００　ｍｍ　ｘ　４００　ｍｍ　ｘ　５００　ｍｍ，钎杆　载荷从０上升到峰值的时间为３００　，载荷持续时间为　３　ｍｓ　引，整个加载过程历时１　ｓ，加载曲线如图１所示。　矿冶工程　第３６卷　宣昌＼　蜷罐餐　冲击次数　图７单点多次无钻孑Ｌ冲击破岩深度曲线　液压破碎锤在同一位置多次冲击的破岩效果随着　破岩深度增加而逐渐减弱，这是因为当破碎锤的钎杆　凿人到一定深度后，钎头与岩石的接触面积急剧增大，　既降低了钎杆压紧推力对钎头．岩石接触处的静压，也　大幅降低了冲击载荷对钎头处的动压。与此同时，接　触面积急剧增大也会导致破岩阻力急剧增大，以至于　破碎锤传递到钎头的能量不能全部有效地用于克服岩　石的临界破碎能量，从而削弱了后续冲击的破碎作用。　实际破岩时，因未能及时排出而残留在钎头和岩　壁之间的碎石和粉末会缓冲并吸收掉液压破碎锤的部　分冲击能量，减少了液压破碎锤可直接作用在待破碎　岩壁上的能量，进一步削弱了后续冲击的破岩作用。　３．２钻孔对冲击破岩的影响　现场对比了无钻孔冲击破岩和有钻孔冲击破岩的　效率。无钻孑Ｌ冲击破岩试验中，整个冲击破碎过程历　时２　ｈ，破岩产生凹坑的最大深度２００　ｍｍ，平均深度　１００　ｍｍ，碎石约Ｏ．４　ｍ　，破岩效果很不理想，且破碎下　来的岩石基本都呈碎末状，没有大块。有钻孔冲击破　岩试验中，钻孔间距约４００　ｍｍ，钻孔直径４２　ｍｍ，整个　冲击破碎过程也历时２　ｈ，破岩最大深度８００　ｍｍ，平均　破岩深度６００　ｍｍ，破碎岩石约１．６　ｍ　，整体破岩效率　约为整体无钻孔冲击破岩的４倍。破碎下来的岩石仍　以粉末居多，但也有一些大块，大块的最大长度１００　ｍｍ　左右。　通过钻孔形成自由面，然后通过自由面处的压缩一　拉伸应力而产生二次破碎，可显著提高冲击破岩效率。　但Ｏ．８　ｍ　／ｈ的平均破岩速度显然还不能满足硬岩巷　道快速掘进的要求，还需对工艺和装备进行进一步的　优化和完善。　３．３等距线距离对冲击破岩的影响　现场利用不同等距线距离，来验证冲击位置与小　孔距离对冲击破碎的影响。试验过程中发现，当液压　冲击设备沿６００　ｍｍ等距线冲击时，凹坑的存在对冲　击破岩过程几乎没有影响，整个冲击破岩的效果非常　差，跟整体无钻孔冲击破岩效果相似；当液压冲击设备　沿４００　ｍｍ等距线冲击时，凹坑的存在对冲击破岩的　影响也很小，冲击破岩效果也不理想。当液压冲击设　备沿２００　ｍｍ等距线冲击时，整体冲击破岩效果较好，　这与之前的数值模拟结果非常吻合。　３．４冲击频率对钻孔冲击破岩的影响　高低频冲击时液压冲击设备底座沿冲击方向的加　速度曲线如图８所示。由图可见，低频时冲击频率约　为５　Ｈｚ，冲击加速度变化范围为一１０５．３ｇ～１２３．５ｇ；高频　时冲击频率约为７　Ｈｚ，加速度变化范围为一９８．７ｇ～　１７３．９ｇ。通过对比可以看出，高频冲击破岩产生的振　动加速度更剧烈。　图８　高低频冲击时液压冲击设备的加速度曲线　（ａ）低频冲击；（ｂ）高频冲击　高低频冲击时，实际的高频低冲击功破岩效果也　的确优于低频高冲击功破岩，但由于大冲击功液压冲　击设备的频率调节范围非常狭窄（５～８　Ｈｚ），因此对　冲击破岩的综合影响其实并不大。　４结　论　为解决超硬全岩巷道的快速掘进问题，提出了钻　孔冲击破岩掘进的新工艺和新方法。通过ＡＰＤＬ编　程，利用“生死单元”对冲击破岩掘进过程进行了模拟　和分析，并在锦州凌海白台子乡花岗岩采石场进行了　现场工艺试验，结果表明：　１）钎杆冲击位置与小孔间的距离应在０．１５～０．２　ｍ，　小孔半径应在０．０３５　ｍ左右。　（下转第２２页）　矿冶工程　第３６卷　进行了计算，分析锚杆长度不同对边坡稳定性的影响，　结果如表４所示。从表４可以看出，在总支护锚杆长　度一致的情况下，改变支护锚杆长度，边坡安全系数有　下，适当增加边坡下部锚杆长度、减小上部锚杆长度，　较为明显的变化，增加边坡下部锚杆长度同时减小上　部锚杆长度的边坡安全系数为１．５６，说明适当增加边　坡下部锚杆长度能提高边坡安全系数。但并非边坡上　部与下部锚杆长度相差越大对边坡稳定性越有利。　表４不同锚杆长度下的边坡安全系数　能提高边坡安全性。　３）锚杆支护倾角调整对边坡稳定性存在一定的　影响，本依托工程在不同地下水位的影响下锚杆的最　佳支护倾角为２Ｏ。。　参考文献：　［１］郑颖人，陈祖煜，王恭先，等．边坡与滑坡工程治理［Ｍ］．北京：人　民交通出版社，２００７．　［２］张永兴．边坡工程学［Ｍ］．北京：中国建筑工业出版社，２００８．　［３］　郑君，王世梅．用ＦＬＡＣ　。分析地下水位对边坡稳定性的影响　［Ｊ］．路基工程，２００９（２）：１３１—１３２．　［４］彭雪震．地下水作用下的边坡稳定性效应分析［Ｊ］．中国水运，　２０１０，１０（２）：１１７一ｌ１８．　［５］周罕，徐则民，吴吉民．水对边坡稳定性的影响及防治措施［Ｊ］．　工程建设，２００８，４０（２）：２３—２７．　［６］赵蕴林．地下水位的上升对边坡稳定性的影响探析［Ｊ］．２００８，２１　（６）：１１０—１１２．　［７］林杭，曹平，李江腾．全长注浆锚杆布设方式对边坡稳定性的　影响分析［Ｊ］．解放军理工大学学报（自然科学学报），２０１０，１１　３结　论　（２）：１３７—１４１．　［８］　陈尤，韦秉旭，唐辉湘．基于ＦＬＡＣ如的岩质边坡锚杆优化设计　１）地下水对边坡稳定性影响十分明显，所以在进　行边坡开挖和支护治理时应做好边坡排水工作，以确　保边坡安全稳定。　２）采用锚杆支护边坡时，在一定范围内，适当增　［Ｊ］．中外公路，２０１１，３１（６）：８５—８９．　［９］蔡淑静，严平．锚杆参数对桩锚支护结构安全性影响分析［Ｊ］．　低温建筑技术，２０１１（６）：９７—９９．　［１Ｏ］陈育明，徐鼎平．ＦＬＡＣ／ＦＬＡＣ　基础与工程实例［Ｍ］．北京：中　国水利水电出版社，２０１３．　加锚杆长度能确保地下水作用下边坡的安全性。采用　不同长度锚杆支护边坡时，在总锚杆长度一致的情况　（上接第ｌ８页）　［１１］彭文斌．ＦＬＡＣ如实用教程［Ｍ］．北京：机械工业出版社，２００７．　［１２］　孙书伟，林杭，任连书．ＦＬＡＣ如在岩土工程中的应用［Ｍ］．北　京：中国水利水电出版社，２０１１．　２）现场钻孔冲击破岩试验表明，通过钻孔形成自　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｍｅｔｈｏｄ　ｆｏｒ　ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　ｆａｉｌｕｒｅ　ａｎｄ　ｃｏｌｌａｐｓｅ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｆｒａｃｔｕｒｅ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，２００４，７１（４／６）：４６９—４８３．　由面，可显著提高冲击破碎的效率；钻孔冲击破岩的效　率约为无钻孔冲击破岩效率的４倍；冲击等距线应在　０．２０　ｍ左右。冲击破岩的效率和工艺尚不能满足掘　进要求，还需进一步完善和优化。　参考文献：　［１］徐小荷，余ｌ９９９．　马刚，周创兵，常晓林，等．岩石破坏全过程的连续一离散耦合　分析方法［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２０１　１，３０（１２）：２４４４－２４５４．　［１２］　Ｍｉｎ　Ｋ　Ｂ，Ｒｕｔｑｖｉｓｔｊ，Ｔｓａｎｇ　Ｃ　Ｆ，ｅｔ　ａ１．Ｓｔｒｅｓｓ—ｄｅｐｅｎｄｅｎｔ　ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ　ｏｆ　ｆｒａｃｔｕｒｅｄ　ｒｏｃｋ　ｍａｓｓｅｓ：ａ　ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ｓｔｕｄｙ　ｆ　Ｊ　１．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｒｏｃｋ　Ｍｅｅｈａｎｉｃｓ　ａｎｄ　Ｍｉｎｉｎｇ　Ｓｃｉｅｎｃｅｓ，２００４，４１（７）：１１９１—１２１０．　ｎａｎ　Ａ，Ｊｉｎｇ　Ｌ．Ｓｔｒｅｓｓ　ｅｆｆｅｃｔｓ　ｏｎ　ｐｅｒｍｅａｂｉｌｉｔｙ　ｉｎ　ａ　ｆｒａｃｔｕｒｅｄ　［１３］　Ｂａｇｈｂａ静．岩石破碎学［Ｍ］．北京：煤炭工业出版社，１９８４．　ｒｏｃｋ　ｍａｓｓ　ｗｉｔｈ　ｃｏｒｒｅｌａｔｅｄ　ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｌｅｎｇｔｈ　ａｎｄ　ａｐｅ￣ｕｒｅ¨Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａ—　ｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｒｏｃｋ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ　ａｎｄ　Ｍｉｎｉｎｇ　Ｓｃｉｅｎｃｅｓ，２００８，４５　［２］刘佑荣，唐辉明．岩石力学［Ｍ］．武汉：中国地质大学出版社，　（８）：１３２０—１３３４．　ｎｇ　Ｌ，Ｎｅｒｅｔｎｉｅｋｓ　Ｉ，ｅｔ　ａ１．Ｎｕｍｅｒｉｃ￣ｍｏｄｅｌｉｎｇ　ｏｆ　ｓｔｒｅｓｓ　［１４］　Ｚｈａｏ　Ｚ，Ｊｉ［３］唐春安，朱万成．混凝土损伤与断裂——数值试验［Ｍ］．北京：科　学出版社，２００３．　ｅｆｆｅｃｔｓ　ｏｎ　ｓｏｌｕｔｅ　ｔｒａｎｓｐｏｒｔ　ｉｎ　ｆｒａｃｔｕｒｅｄ　ｒｏｃｋｓ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｕｔｅｍ　ａｎｄ　Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃｓ，２０１１，３８（２）：１１３－１２６．　［４］　闻磊，李夕兵，陈光辉，等．冻融循环作用下金属矿山边坡硬岩　耐久性研究［Ｊ］．矿冶工程，２０１４（６）：１０－１３．　［５］　冯武，王李管，彭平安，等．自然崩落法矿岩质量三维数字化评　价方法［Ｊ］．矿冶工程，２０１４（２）：４－９．　［６］　焦玉勇，张秀丽，刘泉声，等．用非连续变形分析方法模拟岩石裂　纹扩展［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２００７，２６（４）：６８２－６９１．　［７］　高亚楠，高峰，Ｍａｎ．ｃｈｕ　Ｒｏｎａｌｄ　ＹＥＵＮＧ．基于有限变形理论的非　连续变形分析方法改进［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２０１１，３０　（１１）：２３６０—２３６６．　［１５］　Ｊｉｎｇ　Ｌ，Ｍａｙ，Ｆａｎｇ　Ｚ．Ｍｏｄｅｌｉｎｇ　ｏｆ　ｆｌｕｉｄ　ｆｌｏｗ　ａｎｄ　ｓｏｌｉｄ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ｆｏｒ　ｆｒａｃｔｕｒｅｄ　ｒｏｃｋｓ　ｗｉｔｈ　ｄｉｓｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ａｎａｌｙｓｉｓ（ＤＤＡ）　ｍｅｔｈｏｄ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｒｏｃｋ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ　ａｎｄ　Ｍｉｎｉｎｇ　Ｓｃｉ．　ｅｎｃｅｓ，２００１，３８（３）：３４３—３５５．　［１６］　梁正召，唐春安，张永彬，等．岩石三维破裂过程的数值模拟研究　［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２００６，２５（５）：９３１－９３６．　［１７］　潘鹏志，冯夏庭，周辉．脆性岩石破裂演化过程的三维细胞自　动机模拟［Ｊ］．岩土力学，２００９，３０（５）：１４７１－１４７６．　［１８］　段乐珍，徐国元，朱成忠．冲击破岩时破碎区扩展规律数值模拟　［Ｊ］．中南工业大学学报，１９９８，２９（５）：４２５—４２８．　［１９］　龙日升，刘伟军，卞宏友，等．扫描方式对激光金属沉积成形过程　热应加勺影响［Ｊｊ．机械工程学报，２００７，４３（１１）：７４—８１．　［２Ｏ］　龙日升，刘伟军，邢飞，等．基板预热对激光金属沉积成形过程　热应力的影响［Ｊ］．机械工程学报，２００９，４５（１０）：２４１—２４７．　［８］　侯艳丽，周元德，张楚汉．用３Ｄ离散元实现Ｉ／Ⅱ型拉剪混凝土　断裂的模拟［Ｊ］．工程力学，２００７，２４（３）：１－７．　［９］　Ｍｕｎｊｉｚａ　Ａ，Ｏｗｅｎ　Ｄ　Ｒ　Ｊ，Ｂｉｃａｎｉｅ　Ｎ．Ａ　ｃｏｍｂｉｎｅｄ　ｆｉｎｉｔｅ—ｄｉｓｃｒｅｔｅ　ｅｌｅ—　ｍｅｎｔ　ｍｅｔｈｏｄ　ｉｎ　ｔｒａｎｓｉｅｎｔ　ｄｙｎａｍｉｃｓ　ｏｆ　ｆｒａｃｔｕｒｉｎｇ　ｓｏｌｉｄｓ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒ－　ｉｎｇ　Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｓ，１９９５，１２（２）：１４５—１７４．　［１０１　Ｍｕｎｊｉｚａ　Ａ，Ｂａｎｇａｓｈ　Ｔ，Ｊｏｈｎ　Ｎ　Ｗ　Ｍ．Ｔｈｅ　ｃｏｍｂｉｎｅｄ　ｆｉｎｉｔｅ—ｄｉｓｃｒｅｔｅ