高地應力條件下高壓空氣爆破卸壓增透技術實驗研究

呂進國，李守國，趙洪瑞，譙永剛，唐 治

(1.遼寧工程技術大學 力學與工程學院，遼寧 阜新 123000; 2.遼寧工程技術大學 礦山安全技術裝備研究院，遼寧 阜新 123000; 3.煤科集團沈陽研究院有限公司，遼寧 沈陽 110016)

隨著煤炭開采逐漸進入深部，煤礦動力現象既有高應力條件下的煤巖體沖擊破壞，同時也兼具煤與瓦斯突出、瓦斯異常涌出的部分特征，難以界定為單一災害類型，具有復合災害的表現形式[1-3]。為了應對煤巖瓦斯動力災害，我國較為普遍使用卸壓增透與抽采(放)瓦斯相結合的方法，如交叉鉆孔、超前鉆孔、深孔松動爆破和深孔控制爆破、密集鉆孔、大直徑鉆孔、水力沖孔、水力割縫、加砂致裂預抽等強化抽采瓦斯技術[4-7]。對于深部而言，深孔爆破是一種卸壓增透效果較為理想的工藝技術，該方法可減弱煤巖體的應力集中程度，釋放積聚的彈性應變能，增大煤體變形破壞松動范圍，易于瓦斯的解吸，擴大抽采半徑，從而降低沖擊地壓與瓦斯突出等動力災害的發生幾率。但鑒于安全性，國家對炸藥的使用進行了諸多限制，為此，近年來發展了超臨界二氧化碳高壓爆破、高壓空氣爆破等技術[5-11]，這些技術在煤礦深部卸壓增透方面取得了良好的發展，每種爆破卸壓技術都有自己的優缺點與適用條件。其中，自高壓空氣爆破致裂技術從匈牙利引進以來，在“十一五”期間不斷展開室內低壓氣爆與地面高壓氣爆實驗，經過不斷改進與完善，在“十二五”期間已形成了小型化與自動化的成套技術與裝備，并在雙鴨山新安煤礦、重慶渝陽煤礦、淮南丁集煤礦等進行了現場試驗，取得了一定的成果[5-7]。

本文主要介紹近年來高壓空氣爆破煤體這項新技術及其裝備的研發概況，研究深部礦井高地應力條件下的高壓空氣爆破致裂卸壓機理，提出高地應力條件下卸壓增透最佳范圍的理論計算方法;通過地面實驗，展示該技術的成功運用與氣爆破壞效果以及該技術裝備的可靠性與穩定性;通過井下試驗，展現深部礦井高地應力條件下的卸壓增透效果，探討需要完善以及未來要解決的技術問題。高壓空氣爆破致裂技術能夠為我國煤礦區煤層氣開發利用與煤巖瓦斯動力災害防治提供重要的技術保障，具有很好的應用前景與實用價值。

1 高壓空氣爆破致裂煤體機理

1.1 不考慮地應力的氣爆致裂煤體

無地應力條件下高壓空氣爆破對煤體的致裂作用主要是氣爆載荷。氣爆過程中距爆孔一定距離的測點動載應力狀態時程曲線如圖1所示[12]。高壓空氣爆破瞬間將產生高壓沖擊波，其所產生的徑向壓應力在極短時間內達到峰值，此時煤體介質單元體受到徑向壓應力與環向壓應力的組合作用，圖1(c)為單元體Ⅰ的受力狀態，在此應力狀態下爆孔周圍煤體受到強烈的壓縮作用而發生粉碎性破壞，形成破碎區。

圖1 氣爆應力狀態示意Fig.1 Diagram of stress state after air blasting

隨后，在破碎區邊界上沖擊波衰減為應力波，并向煤體深部傳播，由于應力波壓應力峰值低于煤體的動抗壓強度[13-16]，煤體不再發生壓縮破壞，但煤體單元由于徑向受壓而產生環向拉應力，此時煤體介質單元受到徑向壓應力與環向拉應力的組合作用，如圖1(c)單元體Ⅱ的受力狀態，在此應力狀態下煤體內部會產生徑向拉伸破壞;應力波通過后，煤體單元會發生回彈，將產生徑向拉應力，此時煤體單元可能受到徑向拉應力與環向拉應力的組合作用及徑向拉應力與環向壓應力的作用，如圖1(c)單元體Ⅲ與Ⅳ的受力狀態，這將有助于環向裂隙的產生;隨著應力波不斷衰減，不足以維持裂隙的繼續擴展，最后形成裂隙區。

同時，氣爆后的高壓空氣膨脹立即楔入裂隙空間，促使裂隙進一步擴展，但氣楔作用對煤體裂隙擴展影響較小。隨著應力波向煤體深部不斷傳播而快速衰減，無法滿足煤體破裂所需的臨界條件，只會對煤體產生震動損傷，不會發生破壞，形成震動區。氣爆后最終的破壞示意形態如圖2所示[10,11,13-16]。

圖2 氣爆致裂煤體示意Fig.2 Diagram of cracking coal body caused by high pressure air blasting

1.2 高地應力條件下氣爆致裂煤體

深部煤巖體的初始地應力狀態對氣爆效果起著很大的作用，氣爆致裂效果是氣爆動載荷與煤巖體初始應力疊加作用的結果[17]，如圖3所示，P0為地應力，P1(t)為初始氣爆應力卸荷歷程。

圖3 應力疊加原理示意Fig.3 Schematic diagram of stress superposition principle

高地應力條件下氣爆過程中爆孔周圍介質的應力狀態與低應力或無地應力條件下相比，存在一些差異。深部鉆孔由于卸荷作用會導致距爆孔中心較近的煤體抗壓強度很低，氣爆后相對會形成更大范圍的破碎區;同樣，隨著遠離爆孔中心向煤體深部繼續傳播，煤體單元將受到Ⅱ型受力狀態而發生徑向破壞，但應力波通過后，煤體單元的回彈不會出現徑向拉應力，即不會出現Ⅲ與Ⅳ型的應力組合狀態;當應力波傳播至塑性區與彈性區之間時，會產生高度集中的環向壓應力，這將對氣爆后產生的環向拉應力有著很大的“抑制”作用，如圖1(b)所示;若氣爆對煤體所產生的環向拉應力高于該區域的環向壓應力，煤體單元應力狀態為Ⅱ型，當大于煤體的動抗拉強度時[13]，裂隙繼續擴展;若氣爆所產生的環向拉應力低于初始環向壓應力，煤體單元應力狀態為Ⅰ，當大于煤體的動抗壓強度時，裂隙繼續擴展，最終形成裂隙區。

對于煤層卸壓增透來說，煤體的最佳范圍為裂隙區的擴展半徑，在震動區內煤層瓦斯涌出量同樣會有所增加，也起到一定的擾動增透作用，因此還需根據井下現場實測進行綜合判定。

2 高壓空氣爆破卸壓范圍計算模型

2.1 未氣爆鉆孔周圍煤體應力計算模型

若要得到氣爆后裂隙發育范圍，必須掌握氣爆前爆孔周圍煤體的應力分布規律。可將爆孔與周圍煤體的變形破壞看成是平面應變問題，在地應力P0的作用下，爆孔周圍煤體根據應力分布特征可分為殘余強度區、塑性軟化區與彈性區[18]，如圖4所示，a為巷道半徑，Rp為塑性軟化區半徑，Rb為殘余強度區。

圖4 鉆孔卸荷作用的分區示意Fig.4 Partition diagram of borehole unloading

2.1.1彈性區

根據彈性力學理論可得彈性區應力解[2]為

(1)

(2)

(3)

聯立式(1)～(3)可得在r=Rp時的徑向應力

(4)

當r≥Rp時，把式(4)代入式(1)和(2)，即可得到彈性區應力分布。

2.1.2塑性軟化區

(5)

(6)

(7)

圖5 彈塑性軟化模型Fig.5 Elastoplastic softening model

彈性區幾何變形方程[18]為

(8)

塑性區徑向應變與切向應變存在以下關系[19]:

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

在塑性軟化區內煤體應滿足莫爾-庫倫屈服準則

(14)

不考慮體積力，則塑性區內滿足平衡方程

(15)

將式(13)，(14)代入式(15)解常微分方程，利用彈塑性交界處徑向應力連續的邊界條件可得

(16)

當Rb≤r

2.1.3殘余強度區

在殘余強度區煤體單軸抗壓強度等于塑性區與殘余強度區交界面的抗壓強度。

(17)

在殘余強度區內煤體同樣滿足莫爾-庫倫屈服準則

(18)

將式(18)代入式(15)求解常微分方程，利用塑性區與殘余強度區交界處徑向應力連續的邊界條件

(19)

當a≤r

(20)

(21)

2.2 氣爆后應力與卸壓增透范圍計算模型

沖擊波徑向應力峰值σrd與環向應力峰值σθd在煤體內隨傳播距離的變化規律[10,11,13-16]為

(22)

σθd=-λdσrd

(23)

沖擊波衰減為應力波后，煤體任一點環向應力表達式與式(23)相同，煤體徑向應力峰值為

(24)

σr=σrr+σrd

(25)

σθ=σθθ+σθd

(26)

將其看成是平面應變問題，則軸向應力峰值σz:

σz=νd(σr+σθ)

(27)

根據畸變能強度理論，巖石任一點相當應力σi為

(28)

氣爆后的破壞范圍可以采用計算機編程實現數值求解，即在爆孔周圍生成高密度的網格點，分別計算氣爆后每個網格點的徑向應力與環向應力，根據殘余強度區、塑性軟化區與彈性區分別計算每個網格點的抗壓強度與抗拉強度，采用式(28)進行判斷，最后得到氣爆的破壞范圍。

經過計算，氣爆孔開挖卸荷后塑性軟化區距氣爆孔中心的范圍為0.33 m，如圖6(a)，(b)所示，爆孔周圍煤體初始徑向應力與環向應力全部為壓應力，徑向應力隨著遠離爆孔中心而逐漸增大，在彈性區內徑向應力趨于穩定，約20 MPa;環向應力在塑性區與彈性區交界位置產生高度應力集中，約31 MPa，在彈性區內趨于原地應力，約20 MPa。

在無地應力的氣爆載荷作用下，理論計算出破壞范圍約為0.56 m。如圖6(c)，(d)所示，隨著遠離氣爆孔，環向應力與徑向應力峰值不斷衰減，環向應力峰值為壓應力，徑向應力峰值為拉應力。

在初始應力與氣爆載荷疊加作用下，經過計算距氣爆孔中心的破壞范圍約為0.28 m。如圖6(e)，(f)所示，距爆孔中心最近的煤壁區域受到最大徑向壓應力作用，55～60 MPa，遠高于殘余強度區的動抗壓強度，但徑向應力隨著遠離爆破孔呈現出先增大、后減小、再增大，最后趨向原地應力的分布規律;環向應力先出現拉應力，并隨著遠離爆孔中心而逐漸減小，后出現壓應力，隨遠離爆孔中心而逐漸增加;當距爆孔中心0.33 m時，出現最大環向壓應力，約為32 MPa，隨著繼續遠離爆孔中心，環向壓應力逐漸減小，最后趨向原地應力。

事實上，目前高壓空氣爆破壓力較小，通常在相同的條件下氣爆兩次，若假設第一次氣爆破壞范圍的煤體失去了環向和徑向的承載能力，如圖7所示，即相當于氣爆所破壞的范圍同樣發生了卸荷作用，等價于原來的爆孔半徑增至為0.28 m，通過式(28)進一步計算，獲得二次氣爆的破壞范圍為1.66 m，該范圍就是氣爆卸壓增透的最佳理論計算半徑。

圖6 地應力、氣爆載荷及其疊加作用下氣爆孔圍巖應力分布Fig.6 Stress distribution of surrounding rock of blasting hole under the influence of geostress, air blasting and their superposition

圖7 二次氣爆后應力分布規律Fig.7 Stress distribution after air blasting for the second time

3 地面氣爆致裂實驗

3.1 實驗設備

高壓空氣爆破設備主要由高壓空氣加壓系統、高壓輸送系統與爆破系統組成，關鍵裝置如圖8所示。

(1)高壓空氣加壓系統主要由2臺壓縮機與1臺增壓泵組成。其中一臺為螺桿壓縮機，提供額定流量3.5 m3/min且工作壓力為0.8 MPa的氣源;另一臺壓縮機提供流量700 L/min且工作壓力為35 MPa的氣源，該壓縮機后端連接一個容積為50 L且存儲壓力為35 MPa的高壓鋼瓶;高壓增壓泵可將系統氣體壓力由35 MPa增壓至100 MPa。

圖8 高壓空氣爆破裝備Fig.8 High pressure air blasting equipment

(2)高壓輸送系統主要由高壓鋼管、爆破軟管、電磁安全閥門、礦用耐震壓力表組成。高壓鋼管由鉻鉬合金鋼材料制成，單根管長6～8 m不等，外徑25.4 mm，內徑12.7 mm，可承受140 MPa的壓強;爆破軟管是由雙鋼絲編制外層的橡膠軟管，外徑16 mm，內徑5 mm，單根長度從5～100 m不等;電磁安全閥門可遠程控制高壓氣體向爆破筒的流通與阻斷;壓力表實時監測管路內部的高壓氣體壓力。

(3)爆破系統主要由爆破筒組成。爆破筒可分為單點爆破筒與多點爆破筒2種型號，單點爆破筒尺寸為φ50 mm×1 050 mm，多點爆破筒直徑為φ60 mm×1 050 mm，其中多點爆破筒可以由多個爆破筒串聯而成，可增大爆破煤體范圍。

除此之外，還有井下防爆監控設備用來遠程實時監測與鋼管內部相連接的壓力表數值及氣爆地點的實際狀況;對用于連接安全閥門的紫銅管與高壓接頭進行打水耐壓強度測試，結果表明該管路與接頭可承受100 MPa壓力且保持40 min內無變形破壞;試制加工出不同厚度的爆破片，使其承受固定的氣體壓力時，能夠快速發生變形破壞，使得高壓氣體瞬間釋放。經過測試，厚度為0.5 mm，爆破片平均臨界承壓值為27 MPa，厚度為0.9 mm，臨界承壓為48.4 MPa，厚度為1.2 mm，臨界承壓為60 MPa左右，如圖9所示。

圖9 關鍵構件承壓測試Fig.9 Pressure testing of critical components

3.2 實驗方案

按照水泥與砂子不同配比，制作若干不同抗拉強度為0.25～1.00 MPa且長×寬×高為500 mm×500 mm×500 mm，600 mm×600 mm×600 mm與800 mm×800 mm×800 mm的爆破試件，試件中心位置留有爆孔，孔徑分為65，70與75 mm三種，孔深分為400，450，500，550與600 mm五種。將高壓空氣爆破筒纏繞密封袋后置于氣爆孔內，將水、石膏與減水劑按照一定的配比進行封孔。一種方案將爆破試件放在地面上，四周無任何約束，主要觀測試件無位移約束時，試件的氣爆破壞效果;另一種將爆破試件埋于表土之中，約束底端與四周的位移，主要觀測有位移約束時，試件的氣爆破壞效果。

3.3 氣爆致裂效果

在實驗過程中，一般把高壓鋼管內的空氣壓力加到65 MPa左右，整個加壓過程會持續約35 min，具體的增加時間見表1[5]。然后，開啟高壓閥門，高壓空氣迅速膨脹流入爆破筒，試件發生爆裂，爆破后管道壓力降到40 MPa。

表1 系統增壓時間Table 1 System pressurization time

采用表2中4種不同的抗拉強度試件進行氣爆，發現試件破壞程度均很高，這里選取了地面氣爆實驗2個實例進行效果展現，如圖10所示，將試件四周與底部在位移約束的條件下進行氣爆，發現靠近爆孔中心位置形成了很小的碎塊，無法從表土層中完整取出，遠離爆孔中心形成了較多的長約20 cm左右的碎塊，從破壞形態上看，多數為徑向斷裂。

表2 試件配比Table 2 Specimen proportioning

圖10 位移約束氣爆效果Fig.10 Effect diagram of air blasting of single point

如圖11(a)將試件放在地表上，四周無任何約束進行氣爆，氣爆后試件瞬間被炸裂，碎塊四處飛濺，靠近爆孔中心位置成粉碎性塊體，遠離中心位置形成較大塊體，如圖11(b)與(c)所示。四周無約束的多組混凝土試件氣爆后，通過拼接還原試件，同樣發現其破壞主要為徑向斷裂，如圖12所示。

圖11 無約束氣爆效果Fig.11 Effect diagram of air blasting of multi point

圖12 氣爆后拼接試件效果Fig.12 Effect diagram of splicing samples after air blasting

以上水泥試件的氣爆實驗破壞效果與無地應力條件下高壓空氣爆破理論分析基本一致，但也有所不同。前述理論認為爆孔中心距煤巖層分界面足夠遠，氣爆產生的壓縮波在傳遞過程中被煤體介質不斷地消耗吸收，不會發生反射作用或反射作用對煤體的破壞影響很小，但水泥試件分界面(邊界面)距爆孔中心很近，需考慮壓縮波的反射作用。

在水泥試件氣爆過程中，當壓縮波入射到分界面時，會發生反射而形成拉伸波，拉伸波與入射的后續壓縮波發生相互作用以及不同邊界面所反射的拉伸波相互作用，將導致在分界面附近形成拉應力，若拉應力滿足材料動態的斷裂準則，則將引起材料的破壞，當裂口足夠大時，整個碎塊或裂片將會攜帶動量而飛離。在反射作用下會產生幾種典型的破壞形態，其中一種典型的破壞被稱為角裂破壞，如圖13所示[13]。通過圖12試件的破壞形態來看，在前后2個側面且臨近4個角位置處出現了2～3處角裂，說明了在水泥試件的氣爆實驗中，壓縮波的反射作用對試件的破壞也起著重要的作用。

圖13 反射作用引起試件角裂示意Fig.13 Schematic diagram of corner failure of the test specimen caused by reflexes

綜上，地面實驗說明了研發的高壓空氣爆破技術取得了成功，技術裝備可靠，為深部氣爆致裂煤體的現場應用打下了堅實基礎。另外，實踐也證明:① 高壓空氣進入高壓鋼管后，管道溫度較低，尤其在卸壓閥門處會結成冰霜。在地面氣爆后，現場周圍一定時間內溫度較低，爆破后液化的水滴附在周圍的試件與爆破筒表面上。以上充分說明了高壓氣體快速釋放而膨脹，同時吸取大量熱量，導致周圍溫度下降，所以出現了上述2種現象。② 氣爆后，不會產生火花。③ 氣爆瞬間會釋放出大量的空氣，可快速稀釋所解吸的瓦斯。因此，對鉆孔深部煤體進行高壓空氣爆破，不會引起瓦斯與煤塵爆炸。

4 井下試驗

4.1 井下概況

現場試驗選擇在淮南丁集煤礦西一13-1軌道大巷聯絡巷，試驗煤層為13-1煤層，此煤層松軟且為突出危險煤層。經過課題組布點實測瓦斯參數，得到煤層瓦斯壓力最大值為1.25 MPa，瓦斯含量6.11 m3/t，對測壓鉆孔的瓦斯流量測定，計算得到煤層透氣性系數為0.02 m2/(MPa2·d)，透氣性差。

4.2 實驗方案

在選擇的試驗巷道，根據測試用途主要分為3種鉆孔:第1種為爆破鉆孔，用來進行氣爆;第2種為自然排放鉆孔，氣爆后用多級流量計測量鉆孔瓦斯流量;第3種為抽采鉆孔，氣爆后接入瓦斯抽采系統。具體的鉆孔用途與參數見表3。

表3 鉆孔參數Table 3 Boreholes parameters

高壓空氣爆破的管道壓力為65 MPa時，打開氣動閥門，氣爆瞬間作用于煤壁的壓力為53～60 MPa。井下現場試驗環境如圖14所示。

圖14 井下氣爆現場Fig.14 Underground site of air blasting

(1)3,4,6與7號為單孔抽采鉆孔，用直徑94 mm鉆頭一次性鉆透煤層見頂0.5 m，完孔后用2寸管封孔，完成后在2寸管外連接單孔流量計，接入抽采系統。目的是比較氣爆孔與常規鉆孔抽采瓦斯量。

(2)對22號與23號鉆孔進行氣爆后，封孔測定煤層瓦斯壓力，當其值穩定后，卸除瓦斯壓力，開始排放瓦斯，測定鉆孔瓦斯流量，計算煤層透氣性系數，目的是考察氣爆后煤層透氣性的改善效果。除此之外，還有其他瓦斯含量與瓦斯壓力的測孔，這里不做詳細介紹。

(3)在8號氣爆孔兩側不等距布置6個考察鉆孔，分別為9～14號，具體的布置方式如圖15所示。8號氣爆孔先用直徑94 mm鉆頭開孔，然后用直徑135 mm鉆頭擴孔5 m，完孔后用直徑108 mm管封孔5 m，安裝爆破鉆孔專用接頭，最后用直徑94 mm鉆頭一次性鉆透煤層見頂0.5 m。爆破完成后，將孔口封死。9～14號鉆孔用直徑94 mm鉆頭一次性鉆透煤層見頂0.5 m，完孔后用2寸管封孔，安裝自然排放鉆孔專用接頭，用多級流量計測量鉆孔瓦斯流量，目的是獲得高壓空氣爆破增透影響范圍。

(4)布置2組抽采鉆孔。第1組，在15號爆破鉆孔兩側不等距布置6個考察鉆孔16～21號;第2組，在24號爆破鉆孔兩側不等距布置10個考察鉆孔25～34號。2組的布置方式、鉆孔之間距離與鉆孔尺寸等參數和圖15(c)，(d)基本相似。氣爆完成后，氣爆孔口封死，其余鉆孔立即接入抽采系統，目的是考察氣爆的卸壓增透抽采效果。

圖15 氣爆實驗方案布置示意Fig.15 Graph diagram experiment layout of air blasting

4.3 結果分析

4.3.1單孔氣爆卸壓增透效果

從圖16可知，無氣爆的3號與7號鉆孔瓦斯流量處于較低水平，平均流量分別為617與775 mL/min;4號孔氣爆后排放量為4 051 mL/min，是3號孔的6.6倍，6號鉆孔氣爆后的平均抽采量為5 914 mL/min，是7號孔的7.6倍。

通過鉆孔瓦斯流量衰減的時間歷程可計算煤層鉆孔的瓦斯衰減系數[5,7]即

(29)

式中，qt為百米鉆孔經t日后排放時的瓦斯流量，m3/min;q0為百米鉆孔成孔初始時的瓦斯流量，m3/min;t為鉆孔涌出瓦斯經歷時間，d;β為鉆孔瓦斯流量衰減系數，d-1。

在計算衰減系數過程中，3號鉆孔瓦斯流量從所選用的初始時間到衰減結束時間為39 d，4號鉆孔為49 d，6號鉆孔50 d(氣爆后的第2天算起)，7號鉆孔24 d，得到無氣爆的3號與7號鉆孔瓦斯流量衰減系數分別為0.02與0.1 d-1，氣爆后的4號與6號孔衰減系數分別為0.02與0.008 d-1。可見，4號孔氣爆后衰減系數基本無變化，但提高了瓦斯流量，6號孔氣爆后不僅瓦斯流量得到了較大的增加，還改善了瓦斯衰減系數，是無氣爆7號孔的0.4倍。

圖16 單孔氣爆增透效果Fig.16 Antireflection effect of single hole air blasting

22號與23號孔高壓氣爆后封孔，此兩孔的距離位置如圖15(a)所示，氣爆后測定兩孔的瓦斯壓力分別為0.35與0.15 MPa，圖17為鉆孔瓦斯壓力穩定曲線。煤層透氣性系數計算公式見表4[21]，一般先選擇其中任意一個煤層透氣性系數公式進行計算，然后將其值代入時間準數中進行檢驗，若F0值在選用計算公式所對應的區間范圍內，則其結果為煤層透氣性系數，否則繼續換用表中其它公式計算，直到滿足時間準數的區間范圍。

圖17 氣爆后的鉆孔瓦斯壓力Fig.17 Drilling gas pressure after air blasting

表4中，F0為時間準數，無因次;p0為測壓鉆孔瓦斯壓力，MPa;p1為鉆孔排放瓦斯時的壓力，MPa;r1為鉆孔半徑，m;λ′為煤層透氣性系數，m2/(MPa2·d);q為排放瓦斯時間為t時，鉆孔煤壁單位面積的瓦斯流量，m3/(m2·d);α為煤層瓦斯含量系數，m3/(m3·MPa0.5)。

q=Q/S

(30)

S=2πr1L

(31)

式中，Q為t時間內的鉆孔瓦斯總流量，m3/d;S為鉆孔煤壁表面積，m2;L為煤孔軸向長度，m。

(32)

式中，X為瓦斯含量，m3/t;γ為煤的視密度，t/m3。

表4 徑向不穩定流動參數計算公式Table 4 Formula for calculating radial unstable flow parameters

經測量22號與23號排放孔口壓力為0.1 MPa，鉆孔瓦斯流量分別為1.52與2.19 m3/d，煤孔軸向長度分別為4.6與3.8 m，孔徑皆為0.056 5 m，計算得到透氣性系數分別為1.14與27.01 m2/(MPa2·d)，煤層透氣性是原來的5～1 050倍。可見，氣爆后的煤層透氣性得到了很大的改善。

4.3.2氣爆增透最佳范圍

如圖18(a)所示，8號鉆孔第1次氣爆后，瓦斯卸壓增透效果不夠顯著，說明目前的高壓空氣爆破(管道壓力65 MPa)強度相對不夠，形成的卸壓范圍較小，約1個星期后，與第1次相同的條件下進行了第2次氣爆，每個鉆孔的瓦斯流量總體呈現出緩慢增加的趨勢，隨后下降并保持穩定的波動狀態。

圖18 不等距鉆孔卸壓增透變化曲線Fig.18 Variation curves of pressure relief and permeability enhancement of unequal distance drilling

如圖18(b)與(c)所示，經過第2次氣爆后，9～14號鉆孔瓦斯流量都有了明顯增加。9號孔距氣爆孔水平距離1 m，二次氣爆后流量有較小的增加，由于9號與14號孔在后期監測中使用不同系數的孔板進行了測試，導致誤差較大，因此兩孔后期的監測數據沒有參與計算。事實上9號孔后期的瓦斯流量仍然很大;12號距氣爆孔1.5 m，經過二次氣爆后，瓦斯流量增長了69.17%，在各個鉆孔中瓦斯流量增加最大;10號孔距氣爆孔2 m，氣爆后的瓦斯流量增長了14.04%，流量增加減小;13號孔距氣爆孔2.5 m，氣爆后瓦斯流量無任何增加，反而降低;然而，11號孔與14號孔瓦斯流量增量卻較大，分別增長了38.58%與67.87%，但通過理論計算可知，通過相同條件下的二次氣爆最大破壞范圍為1.66 m。另外，在以往的井下試驗中，如新安煤礦、渝陽煤礦等在采深與丁集礦相似的條件下獲得的最佳增透范圍都沒有超過3 m[5-7]，因此，理論結合該井下試驗綜合判斷為:在現有氣爆壓力條件下，煤層增透影響范圍最佳卸壓增透半徑不超過2 m。11號與14號孔的瓦斯流量之所以大，筆者認為有以下原因:

(1)通過圖15(c)可知，14號與11號孔分別位于氣爆孔左右兩側的最遠端，而距爆孔較近的鉆孔密度較高，就好比一塊煤，若鉆孔打的密度越高，卸壓效果越充分，因此很大可能會出現距爆孔較近的鉆孔在氣爆前的自然排放期間瓦斯解吸流量比相對較遠的鉆孔高，會一直保持較高的涌出量，如圖18(b)所示。綜合圖18的曲線特征可推測，當排放一段時間后，距爆孔較近的鉆孔周圍煤體殘余瓦斯含量比最遠端鉆孔周圍瓦斯含量低，所以氣爆后距離爆孔最近的9號鉆孔流量增量相對較低。

(2)11號最右端與14號最左端煤體會向此兩孔補充由震動擾動下所解吸的瓦斯，且隨著時間的推移距爆孔較近的鉆孔周圍煤體瓦斯解吸能力比最遠端的周圍煤體解吸能力下降的更快。因此，采用瓦斯流量在觀察時間內的平均值來反映瓦斯流量增量就會出現11號與14號孔的異常情況。

4.3.3氣爆后瓦斯增透抽采效果

通過圖19(a)可知，氣爆前第1組的瓦斯抽采純量較低，平均為9.27 m3/d，氣爆后瓦斯抽采純量并沒有出現迅速上升，而是不斷地高低波動，隨后出現了異常增高值，持續一個星期后快速下降，但整體表現出增加的趨勢，平均為57.93 m3/d，是氣爆前的6.25倍。如圖19(b)可知，第2組的瓦斯抽采純量氣爆前平均為5.62 m3/d，氣爆后瓦斯抽采純量在高低波動中穩定上升，平均為26.9 m3/d，是氣爆前的4.79倍。

圖19 不等距鉆孔增透抽采變化曲線Fig.19 Variation curves of gas drainage and permeability enhancement of unequal distance drilling

兩組瓦斯抽采量曲線存在一個共性特征，即爆破孔兩次氣爆后，抽采孔的瓦斯流量并不是立即增加，而是在時間上存在滯后，增加過程呈現出先緩—加速—達到最大值—衰減特征，圖18(a)也出現了如此特征，這說明目前的高壓空氣爆破對煤體的瞬間沖擊破壞能力較弱，難以快速的擴大致裂范圍，主要是通過第1次氣爆弱化爆孔周圍煤體的力學性質，使得爆孔周圍發生了卸荷作用，在第2次氣爆與高地應力共同作用下才會形成較大的松動破壞范圍，從而達到卸壓增透的目的。

5 討論與展望

盡管高壓空氣爆破技術與裝備已經研發成功，但仍存在以下關鍵問題:

(1)隨著綜采機械化程度的提高，現已實現了大空間快速推采模式，這就要求盡可能縮短高壓空氣爆破時間，提高爆破效率，如繼續提升高壓空氣加壓泵站的性能，改進高壓空氣爆破裝置的起爆方式。

(2)隨著重點礦區步入深部開采，其力學環境、煤巖體的組織結構、基本力學行為與淺部明顯不同，如地質構造與煤層瓦斯賦存環境復雜，煤質松軟，滲透率低，高地應力等，較低的氣爆壓力難以達到理想的增透效果，需繼續穩定地提高氣爆壓力。

(3)由于高壓空氣爆破裝備在井下始終保持“增壓—釋放”的循環作業過程，為確保安全，需完善高壓空氣遠程監控系統、遠程控制釋放系統與管道變形破壞監測系統，實現裝備的安全自動化控制。

6 結 論

(1)通過分析有、無地應力的高壓空氣爆破機理，構建了高地應力條件下的高壓空氣爆破卸壓范圍計算模型，并以淮南丁集煤礦為工程背景，理論計算了氣爆壓力達到60 MPa時，二次氣爆煤體致裂破壞范圍達到1.66 m。

(2)在不超過60 MPa的氣爆壓力下，地面氣爆實驗表明:有、無位移約束的混凝土試件氣爆后的破壞程度均很高，主要呈現徑向斷裂特征，研發的高壓空氣爆破技術裝備取得了成功，穩定可靠。

(3)在淮南丁集礦井下卸壓增透試驗表明:鉆孔氣爆后瓦斯涌出量倍增，煤層衰減系數與透氣性系數得到較大改善，有效提高了瓦斯抽采量，結合理論計算與實踐經驗，認為在現有空氣爆破壓力下，深部煤層最佳的卸壓增透半徑為不超過2 m。

(4)目前高壓空氣爆破直接致裂煤體能力較弱，卸壓增透主要是通過首次氣爆作用弱化爆孔周圍煤體的力學性質，使得爆孔周圍發生了卸荷效應，在二次氣爆與高地應力共同作用下形成了較大的松動破壞范圍，從而達到卸壓增透目的。