堅硬頂板預裂爆破模擬分析與研究

崔廣甲,秦 陽,臧 濤,趙 凱

(山東方大工程有限責任公司，山東 淄博 255150)

煤炭是重要的工業原料,然而在煤炭生產過程中往往存在著諸多的安全隱患,其中頂板事故是造成傷亡較多的隱患之一。當煤層上方有堅硬頂板時,更易發生頂板事故[1-2]。這主要是由于堅硬頂板的整體性好,不易斷裂,且上方的巖石比較堅硬,往往形成一個整體,當工作面不斷向前推進時,堅硬頂板不會及時陷落,從而形成安全隱患[3-4]。因此,需要對堅硬頂板加以防控。

堅硬頂板預裂爆破是對堅硬頂板加以防控的有效措施之一。堅硬頂板爆破的目的是利用爆炸產生的能量破壞頂板的完整性,使頂板能夠及時坍塌,降低因大面積冒落造成的潛在風險[5]。普通爆破與堅硬頂板預裂爆破的目的和環境有所差別,因此,在對堅硬頂板進行爆破時,應解決以下問題:應進一步探索預裂機理,理論分析是否正確將會對設計參數和仿真結果產生直接影響;炮孔間距、炮孔直徑和不耦合系數等爆破參數需要經過科學的理論分析才能確定。

1 預裂爆破成縫機理

預裂爆破的實質是在預裂孔連接線方向形成一條具有一定寬度,且對周圍巖石損傷不大的貫通縫隙,貫通縫隙一般是由爆裂氣體和爆裂應力波兩種因素共同作用產生的。在爆裂應力波的作用下炮孔壁會形成環向裂紋和徑向裂紋,但因為徑向裂紋擴張所需要的能量比環向裂紋少,所以在爆裂氣體壓力作用下,徑向縫隙將會首先擴展[6]。因此,裂隙將沿相鄰炮孔的連線方向繼續擴展,其他方向的裂隙擴展較小[7-8]。之后,由于爆炸產生的氣體在狹小的孔內膨脹,形成氣楔進入裂縫,使得縫隙進一步擴大,這便是“氣刃效應”。同時,因為爆裂應力波的毀傷作用,受損的巖體會在準靜態應力場和原巖應力場的相互作用中產生二次裂隙擴展,斷裂過程如圖1所示[9]。

圖1 巖石斷裂過程Fig.1 Rock fracture process

2 爆破參數設置

煤礦位于伊金霍洛旗札薩克鎮和紅慶河鎮境內,3-1煤層煤種為不黏煤,該煤層位于延安組的三巖段(J1-2y3),全區賦存,3-1402工作面賦存標高為+676～+720 m,平均698 m,傾角1°～3°。402工作面煤層的頂板巖石特征如表1所示。

表1 402工作面頂底板情況Table 1 Roof and floor of 402 working face

2.1 炸藥參數

炸藥爆轟的產物體積和所受壓力的關系如下:

(1)

表2 炸藥參數Table 2 Explosive parameters

2.2 硬質PVC管參數

PVC管參數如表3所示,爆破初期采用*mat-elastic模擬聚能管,爆破后期采用*mat-add-erosion準則模擬失效。

表3 PVC管參數Table 3 PVC parameters

3 爆破數值模擬

3.1 數值模型的建立

使用ANSYS/LS-DYNA分別建立了V型刻槽、切縫藥包和不耦合裝藥三種爆破模型[10],如圖2所示。模型幾何尺寸如表4所示。

圖2 爆破數值模型Fig.2 Numerical model of blasting

表4 模型幾何尺寸Table 4 Geometric dimension of models

3.2 不同裝藥結構爆破對炮孔壁應力的影響

圖3中對A處和C處進行比較發現,兩個點所受應力差別不大,證明當不耦合系數為1.59時,在C處V型刻槽孔沒有較大的應力變化。將圖3的A處和E處進行比較發現,E處的應力小于A處的應力,證明當不耦合系數相同時,切縫藥包定向斷裂爆破產生的效果對孔壁的損壞更小。通過對A、B、D三處進行比較發現,B和D兩處的應力值均遠超A處,這證明當裝藥量和不耦合系數相同時,使用定向爆破的方式能夠增加炮孔間的距離。對比圖3(a)、3(b)、3(c)發現，與V型刻槽斷裂爆破相比,切縫藥包定向斷裂爆破對炮孔孔壁的作用力更小,說明切縫藥包定向斷裂爆破用于成縫的能量比V型刻槽斷裂爆破多,爆破效果也更好。

(a)V型刻槽爆破模型受力示意圖

(b)切縫藥包爆破模型受力示意圖

(c)不耦合裝藥爆破模型受力示意圖圖3 不同測點壓力變化圖Fig.3 Pressure variation at different measuring points

4 切縫藥包定向斷裂爆破模擬

4.1 徑向不耦合裝藥系數的確定及模擬

爆炸發出高溫高壓氣體的作用時間和強度決定了炮孔初始裂隙形成的大小。當徑向不耦合裝藥系數過大時,切縫的寬度會相應增大,炮孔孔壁上受到氣體射流影響的面積會增加,受到的強度會降低;當徑向不耦合裝藥系數過小時,裂隙受到氣體射流作用的時間將會減小,裂隙的發展將會受到影響。因此,徑向不耦合裝藥系數太大或者太小都會對初始裂隙的發展產生負面影響[11-12]。在模擬過程中,切縫開口寬度取8 mm,炮孔直徑取90 mm,硬質PVC管的厚度取2 mm,所得結果如圖4所示。由圖4(a)可以看到，在時間t=6.996 1×10-6s時,由于爆炸產生的氣流,迅速沖出裂縫,形成射流；圖4(b)可知,當時間在t=8.496 2×10-6s時,氣流到達孔壁；當時間t=8.496 2×10-6～11.499 0×10-6s(圖4(c))時,縫隙處的切應力比較集中,頂板巖石無法承受巨大的剪切力差,從而形成裂縫。

(a)t=6.996 1×10-6 s時的應力云圖

(b)t=8.496 2×10-6 s時的應力云圖

(c)t=11.499 0×10-6 s時的應力云圖圖4 炮孔不同時刻的應力云圖Fig.4 Stress nephogram of blast borehole at different time

4.2 切縫寬度的確定

為保證模擬的合理性,選取厚度為2 mm、徑向不耦合系數為2.81的PVC管,同時控制其他條件不變,對切縫分別為4,6,8 mm的情況進行模擬。如圖5所示,得到同一位置不同切縫寬度的應力值(A、B、C測點),觀察發現當切縫寬度為6 mm時,爆破能產生較大的應力,爆破效果最好。綜合上述情況考慮,在此選取厚度為6 mm的硬質PVC管。

(a)三種不同切縫寬度模型

(b)A、B、C點的應力曲線圖圖5 三種不同切縫寬度模型及其應力曲線圖Fig.5 Three different slit width models and stress curves

5 普通不耦合裝藥下炮孔間距模擬

在普通不耦合裝藥條件下,通過計算設定此次模擬的炮孔間距為5.5 m,并選取距離炮孔0.55,1.10,1.65,2.20,2.75 m處的最大應力分別與頂板巖石抗拉強度進行比較,從而驗證本次試驗選取的炮孔間距是否合適。

為了分析頂板的應力,如圖6所示,沿炮孔方向分別布置A、B、C、D、E五個測量點,分別距離炮孔0.55,1.10,1.65,2.20,2.75 m,測量處的應力變化如圖7所示。

圖6 距爆破孔不同位置處測點分布Fig.6 Distribution of measuring points at different positions from blasting boreholes

通過分析圖7可知,在爆破孔A點的0.5 m內,爆破產生的應力波遠遠高于巖石的抗壓強度,所以周圍巖石由于爆炸產生的應力波基本都處于完全破碎狀態。應力波不斷擴展,峰值會一直降低,而B、C、D、E點的最高應力則依次降低,小于頂板抗壓強度,因此爆破產生的影響范圍大約為0.5～1.0 m。而頂板巖石的抗拉強度為5.94 MPa,由模擬結果可知,A、B、C、D、E各點的最大拉應力分別為18.6,13.4,18.5,15.7,21.6 MPa,5個點均大于402工作面頂板巖層的抗拉強度,證明炮孔之間的裂縫已貫穿,所以此次爆破的炮孔間距取5.5 m是合適的。

圖7 距爆破孔不同位置處測量點應力曲線Fig.7 Stress curves of measuring points at different positions from blasting borehole

6 結論

1)通過對比三種模擬爆破方式可知,當裝藥量和不耦合系數都相同時,采用定向斷裂爆破的方法可以增大炮孔間距。結果表明,切縫藥包定向斷裂爆破用于成縫的能量比V型刻槽斷裂爆破多,爆破效果亦更好。

2)當切縫寬度為6 mm,PVC管壁厚度為2 mm,徑向不耦合系數為2.81時切縫藥包定向斷裂爆破效果達到最佳。

3)在與炮孔間隔2.75 m處所測得的最大拉應力高于頂板巖層的抗拉強度,所以兩個炮孔間的裂縫已經互相貫穿,故此次爆破的炮孔間距取5.5 m是合適的。