基于雙向聚能拉張爆破理論的巷道頂板定向預裂*

何滿潮，郭鵬飛，張曉虎，王 炯

(1.中國礦業大學(北京)深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，北京 100083； 2.中國礦業大學(北京)力學與建筑工程學院，北京 100083)

在傳統的沿空留巷技術中，沿空側采空區上覆巖體一般不易沿沿空側巷道頂板斷裂，不僅易造成采空區上覆巖層在垮落過程中帶動沿空巷道頂板形成滑落失穩和旋轉失穩[1-3]，而且通過采空區老頂巖層將采空區上覆巖層壓力傳遞至沿空巷道頂板和實體煤[4]，導致沿空巷道頂板下沉量大、來壓期間頂板難支護、沿空巷幫成幫效果不理想、實體煤側巷幫片幫等問題，給沿空巷道的成巷、巷道維護及安全生產帶來了很大難度，大大增加了留巷成本，嚴重制約著沿空留巷技術的發展[5-10]。

通過雙向聚能拉張爆破技術，在工作面回采前對巷道頂板進行定向預裂是改變沿空巷道頂板結構及其圍巖應力分布的有效途徑之一。然而，目前對雙向聚能拉張爆破技術的頂板切縫研究較少[11-13]。在切頂卸壓沿空留巷技術中，預裂炮孔的間距是巷道頂板定向預裂中的一個關鍵參數。在雙向聚能拉張爆破切頂卸壓技術的研究和應用中，預裂炮孔的間距研究還未引起足夠的重視。因此，本文中基于雙向聚能拉張爆破技術，采用數值模擬試驗和現場試驗相結合的方法，研究優化預裂炮孔間距，保證預裂效果，對切頂卸壓沿空留巷技術的研究和應用具有重大的意義。

1 雙向聚能拉張爆破機制

1.1 雙向聚能拉張爆破原理

雙向聚能拉張爆破是預裂爆破的一種，有別于傳統的預裂爆破，它通過聚能管與普通礦用炸藥的有效結合，改變了爆轟波與圍巖相互作用的動力學過程：即炸藥爆炸后沿聚能方向形成切向拉應力，爆轟壓力最大限度地轉化為對圍巖的張拉作用，從而使沿巷道軸向方向形成有效的切縫面。

雙向聚能拉張爆破與普通的爆破存在很大差異。第1階段，炸藥起爆后，經過迅速復雜的化學反應生成高溫、高壓氣體，爆生氣體沖擊孔壁與炸藥間的聚能管壁，沖擊聚能管受到突然的高壓作用，與爆生氣體一起對孔壁形成沖擊壓力。接著聚能管上的聚能孔使爆生氣體與孔壁接觸形成的壓應力迅速轉化為沿聚能方向的拉張應力，如圖1所示。由于巖石具有抗壓怕拉的特性，孔壁沿聚能方向發生拉裂破壞，生成初始徑向裂縫。第2階段，爆生氣體壓力達到峰值后逐漸衰減，壓力脈沖作用于孔壁和初始徑向裂縫，促使初始裂縫進一步擴展。炸藥起爆后作用于孔壁的應力主要包括徑向壓應力和垂直于初始徑向裂縫的切向拉應力。切向拉應力在徑向裂縫尖端的應力集中、爆生氣體的準動態膨脹作用和侵徹作用共同使初始徑向裂縫發生進一步擴展。雙向聚能拉張爆破作用原理如圖1所示。

1.2 雙向聚能拉張爆破切頂卸壓機制

大量的工程實踐表明，當不進行切頂或切頂不充分時，隨著工作面的推進，沿空側采空區大面積懸頂。當懸頂面積達到極限時，沿空巷道頂板首先在實體煤壁內發生斷裂，造成沿空巷道頂板壓力大、巷道圍巖變形嚴重、實體側煤壁片幫等，如圖2所示。

雙向聚能拉張爆破切頂卸壓是通過雙向聚能拉張爆破使巷道頂板與采空區頂板間形成一個切縫面，切斷采空區頂板與巷道頂板的聯系。切縫面形成后，采空區頂板沿切縫面斷裂，沿空巷道頂板形成“切頂短臂梁結構”，能夠最大限度地削弱采空區頂板對沿空巷道頂板的影響，切斷沿空巷道頂板與采空區上覆巖層的應力傳遞，減小沿空巷道頂板的下沉，降低巷道頂板壓力，如圖3所示。因此，是否能夠形成連續有效的切縫面是切頂卸壓沿空留巷成功實施與否的前提和關鍵。由于雙向聚能拉張爆破在聚能方向上產生的裂縫長度有一定的極限，因此，只有當炮孔間距合適時，炮孔與炮孔之間才能夠形成完整的切縫面。

2 數值模擬

2.1 數值模型的建立

由于現場試驗條件為淺埋深、薄煤層頂板，巖層為近水平，各巖層賦存條件簡單且穩定，考慮到初始地應力比爆轟氣體形成的壓應力小得多，數值模擬過程中對初始地應力忽略不計。采用動力分析軟件LS-DYNA進行雙向聚能拉張爆破的二維數值模擬，計算巖石爆破過程中裂紋擴展過程、應力分布規律等，初步確定合理的炮孔間距。炸藥材料模型采用MAT_HIGH_EXPLO_SIVE_BURN。模型中炸藥起爆后采用JWL狀態方程描述爆轟產物的壓力-體積關系：

(1)

式中：p為爆轟產物的壓力，A、B、R1、R2和ω為由試驗確定的材料常數，V為爆轟產物的相對體積，E0為爆轟產物的初始內能密度。炸藥采用二級礦用水膠炸藥，炸藥參數及JWL狀態方程參數見表1。

表1 炸藥參數Table 1 Explosive parameters

采用Johnson-Holmquist模型研究爆炸荷載作用下巖石聚能爆破過程的裂紋擴展過程。巖石參數依照禾草溝二號煤礦1105工作面老頂細砂巖進行選取，具體參數值如表2所示，其中ρ為密度，ν為泊松比，cP和cS分別為P波和S波波速，K為體積模量，G為剪切模量，fc為單軸抗壓強度，T為單軸抗拉強度。

表2 模型中巖石基本力學參數Table 2 Basic mechanical parameters of rock in the model

聚能材料選用PVC管材，PVC管在雙向聚能張拉爆破中最主要的作用是在聚能方向(聚能孔側)上產生聚能拉張效應。由于爆炸是一個非常短暫的過程，PVC管發生相變(汽化)是在巖石產生張拉裂縫之后發生的，此時PVC管對裂縫的擴展影響不大，該時期對裂縫擴展影響較大的是高壓爆轟氣體對爆生裂紋產生的張拉應力及其氣楔作用，因此，數值模擬中未考慮溫度對PVC管的影響。PVC管的本構方程選用與應變率相關、可考慮失效的塑性隨動模型。通過在β=0(僅隨動硬化)和β=1(僅各向同性硬化)間調整硬化參數來選擇各向同性或隨動硬化。應變率用Cowper-Symonds模型來考慮，用與應變率有關的因數表示屈服應力：

(2)

表3 聚能管材力學參數Table 3 Mechanical parameters of shaped pipe

根據斷裂力學理論，當裂縫端部應力強度因子(KⅠ)大于巖石的斷裂韌度(KⅠC)即開始起裂，反之則開始止裂。現以雙向聚能拉伸爆破炮孔壁對稱裂紋為例，斷裂力學模型如圖4所示，在裂紋擴展過程中，當聚能射流接觸初始裂紋尖端時，裂紋尖端的應力強度因子為：

(3)

式中：a0為初始聚能裂紋長度，r為藥卷半徑，p0為炸藥粒子充滿炮孔時的壓力，F為應力強度因子修正系數，是炮孔半徑和裂縫長度的函數：

(4)

(5)

當以KⅠC表示巖石的斷裂韌度時，起裂及裂紋擴展的條件為：

(6)

當裂紋起裂以后，后續爆炸氣體氣楔作用進一步迫使裂紋進一步擴展，而裂隙擴展導致爆炸氣體壓力下降，為保證裂紋持續擴展，爆炸氣體瞬時壓力p需滿足：

(7)

同時，在非聚能方向裂紋起裂的條件為：

(8)

2.2 方案設計

在方案設計中，爆破方式分為連孔爆破和間隔爆破兩種(見圖5)，爆破后沿炮孔徑向產生的裂縫沿炮孔連線形成一條完整的預裂線，在非聚能方向上不生成或少生成破壞性裂紋的炮孔間距是合理的。詳細設計方案如表4所示，其中L為炮孔間距，D為炮孔直徑。

表4 方案設計Table 4 Schematic design

2.3 結果及分析

通過數值模擬得到了不同炮孔間距條件下間隔爆破和連孔爆破后的應力波傳播規律和裂縫擴展情況，如圖6～7所示。由圖6可知，對于沿y方向的應力，當進行間隔爆破時，間距為400 mm時，爆破孔的應力波經過間隔孔的反射疊加后在間隔孔上、下形成拉應力；間距為500 mm時，爆破孔的應力波經過間隔孔的反射疊加后在間隔孔上下形成拉應力，該拉應力大于炮孔孔壁圍巖的抗拉強度，能夠沿炮孔中心線形成有效預裂。當炮孔間距為600 mm時，無論是間隔爆破還是連孔爆破，炮孔間均無法形成有效的應力疊加，不能形成連續有效的裂縫。

由圖7可知，間距為600 mm時，炮孔間距過大，導致爆破后疊加后的應力不能使巖石產生有效裂縫。對于沿y方向的應力，當進行連孔爆破時，間距400 mm炮孔在兩炮孔連線中點應力產生強烈的疊加效應，沿炮孔連線兩側產生較大壓應力；間距500 mm炮孔在兩炮孔連線中點應力疊加為拉應力，利于切縫的產生。在數值計算的過程中，對圖5中的測點進行y向應力監測。

如圖8(a)所示，間隔爆破時，400和500 mm間距炮孔在炸藥起爆后0.06 ms，測點y向應力均增大至約0.12 GPa；在起爆后0.12 ms，測點y向應力迅速衰減至0.05 GPa，直至起爆后0.48 ms，測點y向應力均趨于穩定，小于0.02 GPa；600 mm間距炮孔在起爆后0.09 ms測點Y向應力增大至0.12 GPa， 0.48 ms時測點y向應力均趨于穩定。連孔爆破時，炸藥起爆后0.06 ms，不同間距炮孔的測點y向應力均增大至0.46 GPa；400和600 mm間距炮孔起爆后0.2 ms，測點y向應力衰減至0.05 GPa，并逐漸趨于穩定，而500 mm間距炮孔起爆后0.2 ms，測點y向應力衰減至0.10 GPa，并逐漸趨于穩定。

綜上所述，間隔爆破時產生的爆轟氣體對初始裂縫作用時間比連孔爆破的作用時間長，因此，在現場采用間隔爆破的方法進行現場試驗。由應力云圖及裂縫效果可知，間隔爆破時，雙向聚能拉張爆破的炮孔間距為500 mm較為合理。

3 現場試驗

3.1 工程概況

在1105工作面進行禾草溝二號煤礦頂板定向預裂的現場試驗。采用傾斜長壁采煤法，工作面走向長度為120 m，傾向長度為1 140 m。該工作面主采煤層為3號煤層，煤層厚度為0.72～0.84 m，平均厚度為0.8 m。3號煤層位于三疊系上統瓦窯堡組，為全區可采薄煤層。煤層埋深在56～232 m之間，由東向西傾伏，煤層傾角為1°～3°。該煤層直接頂為0～2.5 m的泥質粉砂巖，硬度為4；老頂為0～16 m的細砂巖，硬度為5；煤層底板巖性除局部地段為抗壓強度較大、穩定性較好的砂巖外，多以泥質粉砂巖、粉砂巖為主，抗壓強度小，穩定性較差。

3.2 方案設計

考慮到連孔爆破對巷道頂板及原有支護的影響，并結合數值模擬結果，現場試驗方案均采用間隔爆破的方式。共設置3種試驗方案，炮孔間距分別為400、500、600 mm，炮孔深度均為3.5 m，炮孔與鉛垂線的夾角均為20°，如表4所示。試驗過程中，各個爆破孔均使用1根聚能管，并在聚能管中部安裝3卷相同規格的三級礦用水膠炸藥(炸藥連續安裝，用1發雷管引爆)。裝藥結構如圖9所示，炮孔直徑為48 mm，聚能管直徑為36 mm，藥卷直徑為32 mm，因此，裝藥結構不耦合系數為1.5。

各個方案詳細參數設計如表5所示，試驗方案位置如圖10所示。

表5 現場試驗方案設計Table 5 Design of field test scheme

3.3 試驗結果

由于爆破后無法對兩相鄰炮孔之間形成的裂縫進行直觀的觀測，因此現場通過對間隔孔進行窺視，作為判斷兩相鄰炮孔間是否形成連續切縫面的依據。經過現場試驗，使用CXK6礦用本安型鉆孔成像儀分別對間距為400、500、600 mm的間隔孔進行窺視，并對窺視數據進行處理，得到400、500、600 mm間隔孔沿炮孔軸向展開圖，如圖11所示。

由圖11(a)可知，間距400 mm的炮孔爆破后，間隔孔內自1.3 m至孔底生成了明顯的連續裂縫，且裂縫沿炮孔連線擴展，說明炮孔間距400 mm時，炮孔間能夠形成沿炮孔連線的連續切縫面。圖11(c)中的間隔孔內0～3.5m均沒有裂縫，說明600 mm間距已超過徑向裂縫擴展的極限，600 mm的炮孔間距不能使炮孔間形成有效的切縫面。圖11(b)顯示，爆破后間隔孔內自1.1 m直至孔底生成明顯的連續裂縫，且裂縫沿炮孔連線擴展，說明炮孔間距為500 mm時，炮孔間能夠形成沿炮孔連線的連續切縫面。因此，在同一地質條件下，當炮孔間距為400或500 mm時，沿炮孔中心線均能形成有效切縫面，而炮孔間距為500 mm時比400 mm時成本更低。3個試驗方案中，炮孔間距取500 mm時為最優方案。

分別在圖10所示3個方案對應區域布置測點，在各個測點分別監測巷道頂底板位移及巷道內單體支柱受力，結果如圖12所示。由圖12可知，當炮孔間距為400和500 mm時，對應區域巷道頂底板位移量分別為121和123 mm，頂底板最大位移量相差不大，比炮孔間距為600 mm時對應區域巷道頂底板的位移量減小了34～36 mm；當炮孔間距為600 mm時，對應區域巷道內單體支柱壓力最后穩定值為39.8 MPa，比500 mm間距炮孔對應區域大2.4 MPa，而400 mm間距炮孔對應區域單體支柱壓力最后穩定值僅比500 mm間距炮孔對應區域減小0.1 MPa。

綜上所述，400 mm間距炮孔和500 mm間距炮孔分別進行爆破后，均能夠形成連續有效的切縫面，達到滿意的切頂卸壓效果；600 mm間距炮孔爆破后不能形成連續裂縫，頂底板位移量大，巷內單體液壓支柱受力較大。因此，對間距為500 mm的炮孔進行雙向聚能拉張爆破，能夠形成沿炮孔連線的連續裂縫，從而形成有效切縫面，有效控制沿空巷道頂底板位移及沿空巷道頂板壓力。

4 結 論

(1) 數值模擬結果表明，600 mm間距炮孔間隔爆破或連孔爆破時不能使炮孔間產生連續的裂縫；間距為500、400 mm的炮孔間隔爆破或連孔爆破時，炮孔間均能夠產生連續的有效裂縫。

(2) 現場試驗結果表明，炮孔間距為400和500 mm、間隔爆破時，炮孔間均產生連續裂縫，裂縫長度達2.4 m，并能夠有效控制沿空巷道頂底板位移及沿空巷道頂板壓力。綜合考慮到施工、經濟等因素，間隔爆破、500 mm的炮孔間距為同一地質條件下3種試驗設計中的最優方案。

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