何滿潮，郭鵬飛，張曉虎，王 炯

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083； 2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083)

在傳統(tǒng)的沿空留巷技術(shù)中，沿空側(cè)采空區(qū)上覆巖體一般不易沿沿空側(cè)巷道頂板斷裂，不僅易造成采空區(qū)上覆巖層在垮落過程中帶動(dòng)沿空巷道頂板形成滑落失穩(wěn)和旋轉(zhuǎn)失穩(wěn)[1-3]，而且通過采空區(qū)老頂巖層將采空區(qū)上覆巖層壓力傳遞至沿空巷道頂板和實(shí)體煤[4]，導(dǎo)致沿空巷道頂板下沉量大、來壓期間頂板難支護(hù)、沿空巷幫成幫效果不理想、實(shí)體煤側(cè)巷幫片幫等問題，給沿空巷道的成巷、巷道維護(hù)及安全生產(chǎn)帶來了很大難度，大大增加了留巷成本，嚴(yán)重制約著沿空留巷技術(shù)的發(fā)展[5-10]。

通過雙向聚能拉張爆破技術(shù)，在工作面回采前對巷道頂板進(jìn)行定向預(yù)裂是改變沿空巷道頂板結(jié)構(gòu)及其圍巖應(yīng)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(shù)的頂板切縫研究較少[11-13]。在切頂卸壓沿空留巷技術(shù)中，預(yù)裂炮孔的間距是巷道頂板定向預(yù)裂中的一個(gè)關(guān)鍵參數(shù)。在雙向聚能拉張爆破切頂卸壓技術(shù)的研究和應(yīng)用中，預(yù)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(shù)，采用數(shù)值模擬試驗(yàn)和現(xiàn)場試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究優(yōu)化預(yù)裂炮孔間距，保證預(yù)裂效果，對切頂卸壓沿空留巷技術(shù)的研究和應(yīng)用具有重大的意義。

1 雙向聚能拉張爆破機(jī)制

1.1 雙向聚能拉張爆破原理

雙向聚能拉張爆破是預(yù)裂爆破的一種，有別于傳統(tǒng)的預(yù)裂爆破，它通過聚能管與普通礦用炸藥的有效結(jié)合，改變了爆轟波與圍巖相互作用的動(dòng)力學(xué)過程：即炸藥爆炸后沿聚能方向形成切向拉應(yīng)力，爆轟壓力最大限度地轉(zhuǎn)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(jīng)過迅速復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)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(yīng)力迅速轉(zhuǎn)化為沿聚能方向的拉張應(yīng)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(fā)生拉裂破壞，生成初始徑向裂縫。第2階段，爆生氣體壓力達(dá)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(jìn)一步擴(kuò)展。炸藥起爆后作用于孔壁的應(yīng)力主要包括徑向壓應(yīng)力和垂直于初始徑向裂縫的切向拉應(yīng)力。切向拉應(yīng)力在徑向裂縫尖端的應(yīng)力集中、爆生氣體的準(zhǔn)動(dòng)態(tài)膨脹作用和侵徹作用共同使初始徑向裂縫發(fā)生進(jìn)一步擴(kuò)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(jī)制

大量的工程實(shí)踐表明，當(dāng)不進(jìn)行切頂或切頂不充分時(shí)，隨著工作面的推進(jìn)，沿空側(cè)采空區(qū)大面積懸頂。當(dāng)懸頂面積達(dá)到極限時(shí)，沿空巷道頂板首先在實(shí)體煤壁內(nèi)發(fā)生斷裂，造成沿空巷道頂板壓力大、巷道圍巖變形嚴(yán)重、實(shí)體側(cè)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(qū)頂板間形成一個(gè)切縫面，切斷采空區(qū)頂板與巷道頂板的聯(lián)系。切縫面形成后，采空區(qū)頂板沿切縫面斷裂，沿空巷道頂板形成“切頂短臂梁結(jié)構(gòu)”，能夠最大限度地削弱采空區(qū)頂板對沿空巷道頂板的影響，切斷沿空巷道頂板與采空區(qū)上覆巖層的應(yīng)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(xù)有效的切縫面是切頂卸壓沿空留巷成功實(shí)施與否的前提和關(guān)鍵。由于雙向聚能拉張爆破在聚能方向上產(chǎn)生的裂縫長度有一定的極限，因此，只有當(dāng)炮孔間距合適時(shí)，炮孔與炮孔之間才能夠形成完整的切縫面。

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型的建立

由于現(xiàn)場試驗(yàn)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(wěn)定，考慮到初始地應(yīng)力比爆轟氣體形成的壓應(yīng)力小得多，數(shù)值模擬過程中對初始地應(yīng)力忽略不計(jì)。采用動(dòng)力分析軟件LS-DYNA進(jìn)行雙向聚能拉張爆破的二維數(shù)值模擬，計(jì)算巖石爆破過程中裂紋擴(kuò)展過程、應(yīng)力分布規(guī)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(tài)方程描述爆轟產(chǎn)物的壓力-體積關(guān)系：

(1)

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

表1 炸藥參數(shù)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(kuò)展過程。巖石參數(shù)依照禾草溝二號煤礦1105工作面老頂細(xì)砂巖進(jìn)行選取，具體參數(shù)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(qiáng)度，T為單軸抗拉強(qiáng)度。

表2 模型中巖石基本力學(xué)參數(shù)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(cè))上產(chǎn)生聚能拉張效應(yīng)。由于爆炸是一個(gè)非常短暫的過程，PVC管發(fā)生相變(汽化)是在巖石產(chǎn)生張拉裂縫之后發(fā)生的，此時(shí)PVC管對裂縫的擴(kuò)展影響不大，該時(shí)期對裂縫擴(kuò)展影響較大的是高壓爆轟氣體對爆生裂紋產(chǎn)生的張拉應(yīng)力及其氣楔作用，因此，數(shù)值模擬中未考慮溫度對PVC管的影響。PVC管的本構(gòu)方程選用與應(yīng)變率相關(guān)、可考慮失效的塑性隨動(dòng)模型。通過在β=0(僅隨動(dòng)硬化)和β=1(僅各向同性硬化)間調(diào)整硬化參數(shù)來選擇各向同性或隨動(dòng)硬化。應(yīng)變率用Cowper-Symonds模型來考慮，用與應(yīng)變率有關(guān)的因數(shù)表示屈服應(yīng)力：

(2)

表3 聚能管材力學(xué)參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of shaped pipe

根據(jù)斷裂力學(xué)理論，當(dāng)裂縫端部應(yīng)力強(qiáng)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(xiàn)以雙向聚能拉伸爆破炮孔壁對稱裂紋為例，斷裂力學(xué)模型如圖4所示，在裂紋擴(kuò)展過程中，當(dāng)聚能射流接觸初始裂紋尖端時(shí)，裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)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(shí)的壓力，F(xiàn)為應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)，是炮孔半徑和裂縫長度的函數(shù)：

(4)

(5)

當(dāng)以KⅠC表示巖石的斷裂韌度時(shí)，起裂及裂紋擴(kuò)展的條件為：

(6)

當(dāng)裂紋起裂以后，后續(xù)爆炸氣體氣楔作用進(jìn)一步迫使裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，而裂隙擴(kuò)展導(dǎo)致爆炸氣體壓力下降，為保證裂紋持續(xù)擴(kuò)展，爆炸氣體瞬時(shí)壓力p需滿足：

(7)

同時(shí)，在非聚能方向裂紋起裂的條件為：

(8)

2.2 方案設(shè)計(jì)

在方案設(shè)計(jì)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(chǎn)生的裂縫沿炮孔連線形成一條完整的預(yù)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(xì)設(shè)計(jì)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(shè)計(jì)Table 4 Schematic design

2.3 結(jié)果及分析

通過數(shù)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(yīng)力波傳播規(guī)律和裂縫擴(kuò)展情況，如圖6～7所示。由圖6可知，對于沿y方向的應(yīng)力，當(dāng)進(jìn)行間隔爆破時(shí)，間距為400 mm時(shí)，爆破孔的應(yīng)力波經(jīng)過間隔孔的反射疊加后在間隔孔上、下形成拉應(yīng)力；間距為500 mm時(shí)，爆破孔的應(yīng)力波經(jīng)過間隔孔的反射疊加后在間隔孔上下形成拉應(yīng)力，該拉應(yīng)力大于炮孔孔壁圍巖的抗拉強(qiáng)度，能夠沿炮孔中心線形成有效預(yù)裂。當(dāng)炮孔間距為600 mm時(shí)，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(yīng)力疊加，不能形成連續(xù)有效的裂縫。

由圖7可知，間距為600 mm時(shí)，炮孔間距過大，導(dǎo)致爆破后疊加后的應(yīng)力不能使巖石產(chǎn)生有效裂縫。對于沿y方向的應(yīng)力，當(dāng)進(jìn)行連孔爆破時(shí)，間距400 mm炮孔在兩炮孔連線中點(diǎn)應(yīng)力產(chǎn)生強(qiáng)烈的疊加效應(yīng)，沿炮孔連線兩側(cè)產(chǎn)生較大壓應(yīng)力；間距500 mm炮孔在兩炮孔連線中點(diǎn)應(yīng)力疊加為拉應(yīng)力，利于切縫的產(chǎn)生。在數(shù)值計(jì)算的過程中，對圖5中的測點(diǎn)進(jìn)行y向應(yīng)力監(jiān)測。

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

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

3 現(xiàn)場試驗(yàn)

3.1 工程概況

在1105工作面進(jìn)行禾草溝二號煤礦頂板定向預(yù)裂的現(xiàn)場試驗(yàn)。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(tǒng)瓦窯堡組，為全區(qū)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(zhì)粉砂巖，硬度為4；老頂為0～16 m的細(xì)砂巖，硬度為5；煤層底板巖性除局部地段為抗壓強(qiáng)度較大、穩(wěn)定性較好的砂巖外，多以泥質(zhì)粉砂巖、粉砂巖為主，抗壓強(qiáng)度小，穩(wěn)定性較差。

3.2 方案設(shè)計(jì)

考慮到連孔爆破對巷道頂板及原有支護(hù)的影響，并結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果，現(xiàn)場試驗(yàn)方案均采用間隔爆破的方式。共設(shè)置3種試驗(yàn)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(yàn)過程中，各個(gè)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(guī)格的三級礦用水膠炸藥(炸藥連續(xù)安裝，用1發(fā)雷管引爆)。裝藥結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)不耦合系數(shù)為1.5。

各個(gè)方案詳細(xì)參數(shù)設(shè)計(jì)如表5所示，試驗(yàn)方案位置如圖10所示。

表5 現(xiàn)場試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)Table 5 Design of field test scheme

3.3 試驗(yàn)結(jié)果

由于爆破后無法對兩相鄰炮孔之間形成的裂縫進(jìn)行直觀的觀測，因此現(xiàn)場通過對間隔孔進(jìn)行窺視，作為判斷兩相鄰炮孔間是否形成連續(xù)切縫面的依據(jù)。經(jīng)過現(xiàn)場試驗(yàn)，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(jìn)行窺視，并對窺視數(shù)據(jù)進(jìn)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(nèi)自1.3 m至孔底生成了明顯的連續(xù)裂縫，且裂縫沿炮孔連線擴(kuò)展，說明炮孔間距400 mm時(shí)，炮孔間能夠形成沿炮孔連線的連續(xù)切縫面。圖11(c)中的間隔孔內(nèi)0～3.5m均沒有裂縫，說明600 mm間距已超過徑向裂縫擴(kuò)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(nèi)自1.1 m直至孔底生成明顯的連續(xù)裂縫，且裂縫沿炮孔連線擴(kuò)展，說明炮孔間距為500 mm時(shí)，炮孔間能夠形成沿炮孔連線的連續(xù)切縫面。因此，在同一地質(zhì)條件下，當(dāng)炮孔間距為400或500 mm時(shí)，沿炮孔中心線均能形成有效切縫面，而炮孔間距為500 mm時(shí)比400 mm時(shí)成本更低。3個(gè)試驗(yàn)方案中，炮孔間距取500 mm時(shí)為最優(yōu)方案。

分別在圖10所示3個(gè)方案對應(yīng)區(qū)域布置測點(diǎn)，在各個(gè)測點(diǎn)分別監(jiān)測巷道頂?shù)装逦灰萍跋锏纼?nèi)單體支柱受力，結(jié)果如圖12所示。由圖12可知，當(dāng)炮孔間距為400和500 mm時(shí)，對應(yīng)區(qū)域巷道頂?shù)装逦灰屏糠謩e為121和123 mm，頂?shù)装遄畲笪灰屏肯嗖畈淮螅扰诳组g距為600 mm時(shí)對應(yīng)區(qū)域巷道頂?shù)装宓奈灰屏繙p小了34～36 mm；當(dāng)炮孔間距為600 mm時(shí)，對應(yīng)區(qū)域巷道內(nèi)單體支柱壓力最后穩(wěn)定值為39.8 MPa，比500 mm間距炮孔對應(yīng)區(qū)域大2.4 MPa，而400 mm間距炮孔對應(yīng)區(qū)域單體支柱壓力最后穩(wěn)定值僅比500 mm間距炮孔對應(yīng)區(qū)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(jìn)行爆破后，均能夠形成連續(xù)有效的切縫面，達(dá)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(xù)裂縫，頂?shù)装逦灰屏看螅飪?nèi)單體液壓支柱受力較大。因此，對間距為500 mm的炮孔進(jìn)行雙向聚能拉張爆破，能夠形成沿炮孔連線的連續(xù)裂縫，從而形成有效切縫面，有效控制沿空巷道頂?shù)装逦灰萍把乜障锏理敯鍓毫Α?/p>

4 結(jié) 論

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

(2) 現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果表明，炮孔間距為400和500 mm、間隔爆破時(shí)，炮孔間均產(chǎn)生連續(xù)裂縫，裂縫長度達(dá)2.4 m，并能夠有效控制沿空巷道頂?shù)装逦灰萍把乜障锏理敯鍓毫?。綜合考慮到施工、經(jīng)濟(jì)等因素，間隔爆破、500 mm的炮孔間距為同一地質(zhì)條件下3種試驗(yàn)設(shè)計(jì)中的最優(yōu)方案。

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