切顶沿空留巷双向聚能爆破关键参数研究

赵志鹏，欧阳烽，何富连，3，许旭辉，杨 阳，徐瑞阳

（1.晋能控股煤业集团塔山煤矿，山西 大同 037000；2.中国矿业大学（北京）能源与矿业学院，北京 100083；3.中国矿业大学（北京）共伴生能源精准开采北京市重点实验室，北京 100083）

切顶卸压沿空留巷是1 种新型的无煤柱开采工艺，其工艺的核心是在切顶侧顶板进行双向聚能爆破，使顶板定向断裂成缝，实现人工卸压切顶，改变了上覆围岩的结构以及受力状态，使留巷顶板不受采空区顶板垮落运动时的应力传递影响，并利用垮落矸石的碎胀性充填采空区，实现了无煤柱开采[1-3]。

切顶卸压沿空留巷技术由于减少了因留设煤柱而形成的应力集中及冲击地压等动力灾害、资源回收率高、巷道掘进率低、有效地缓解采掘交替紧张等优点，因而被广泛的应用。其中合理的爆破装置及参数选择对于顶板能否断裂成缝起到决定性的作用，国内众多的学者在这方面进行了大量的研究：何满朝等[4]针对光面爆破和当前聚能控制爆破存在的不足，提出了双向聚能拉伸爆破新技术；梁洪达等[5]采用理论分析、数值模拟等手段研究了不同模式下双向聚能拉伸爆破应力波传播及裂纹演化规律；杨仁树等[6]综合采用高速纹影实验系统和空气冲击波超压测试系统，对不同材质的切缝药包进行爆炸冲击波与爆生气体的传播机制研究，结果表明不锈钢管聚能效果最佳，其次为PVC 管，有机玻璃管；岳中文等[7]通过分析不同炮孔间距下的爆生裂纹扩展规律，得到了炮孔间距较短时，裂纹扩展速度、裂尖动态应力强度因子均较大，且有利于爆生裂纹的定向扩展的结论；张志呈等[8]总结和探讨了爆破岩石裂纹起裂、扩展、分岔和止裂的规律，并用断裂力学研究其作用机制；杨建辉[9]等基于数值模拟软件ANSYS/LS-DYNA 研究了聚能管壁厚和切缝宽度对聚能爆破效果的影响，研究结果表明聚能管最优切缝宽度为4 mm；最优壁厚为3 mm。

上述研究成果更多的是通过室内试验和数值模拟的方法对聚能爆破参数进行研究，但很少结合双向聚能爆破参数的爆破现场试验进行研究，而工程地质条件的差异性必然影响爆破参数选取，因此，基于切顶卸压开采工艺，采用理论分析、数值模拟及现场试验相结合的方式研究双向聚能爆破的关键参数，对煤矿留巷顶板预裂切缝参数设计、施工具有一定的指导意义。

1 双向聚能爆破岩体破裂原理

聚能爆破原理图如图1。

图1 聚能爆破原理图Fig.1 Schematic diagram of shaped charge blasting

双向聚能爆破技术是将炸药装在炮孔连线方向有聚能效应的聚能管中。炸药起爆后，首先产生的爆轰产物流沿着聚能孔向外直接作用于孔壁岩石，参照不耦合装药情况时[10]，岩石冲击压力p1为：

式中：ρ0为爆轰产物的密度；D 为炸药的爆速；VC为炮孔装药体积；Vb为炮孔体积；n 为炮孔内爆炸产物碰撞孔壁时的压力增大系数，n=8～11。

在非聚能方向，由于聚能管的密度大于波阵面上爆轰产物的密度，以及聚能管的压缩性小于爆轰产物的压缩性，所以在非聚能方向爆轰能量得到衰减，并且爆轰波会反射形成反射冲击波，进一步减弱了非聚能方向孔壁岩石的破坏[11]。由于聚能方向与非聚能方向孔壁压力差的存在，导致药包爆炸时候在聚能方向岩石产生剪切力τ，在爆轰产物冲击压力p1与剪切力τ 的作用下聚能方向岩石与临近岩石发生局部塑性滑移而形成压缩核，如图1（b）。于是得到聚能爆破爆轰产物作用下岩石聚能方向孔壁导向裂纹的长度[12]：

形成初始导向裂纹后，冲击波衰减为应力波，应力波对初始导向裂纹的作用主要是拉伸作用，因此，应力波作用下初始裂纹扩展可看作Ⅰ型（张开型）裂纹扩展，当裂纹尖端的动态应力强度因子大于其动态断裂韧度时裂纹扩展[13-15]。爆生气体的作用要滞后于应力波的作用，在爆生气体准静态压力作用下，当裂纹尖端的应力强度因子大于其断裂韧度时裂纹继续扩展。应力波与爆生气体的作用也存在共同作用阶段，该阶段两者共同控制着裂纹的扩展。

2 双向聚能爆破数值分析

2.1 单孔聚能爆破数值模拟

采用非线性动力分析软件LS-DYNA 进行双向聚能爆破的数值模拟，通过数值分析对爆破参数的选择进行借鉴。采用软件中的SOLID164 单元建立模型，为了防止网格畸变对计算结果产生影响，采用流固耦合的算法来模拟岩石所受爆破作用，炸药和空气采用ALE 网格，岩体和PVC 管等结构采用Lagrange 网格建模，将结构耦合在空气中，通过关键字*CONSTRAINED-LAGRANGE-IN-SOLID 实现耦合作用。

煤矿许用三级乳化炸药材料模型采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN，炸药爆轰压力用JWL 状态方程来表示，即：

式中：p 为爆轰产物的压力，MPa；A、B、R1、R2、ω均为材料常数；V 为爆轰产物相对体积；E 为爆轰产物的初始内能密度。

三级乳化炸药材料参数见表1。

表1 三级乳化炸药材料参数Table 1 Material parameters of class III emulsion explosive

空气材料选用*MAT_NULL 模型，其状态方程用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL 来描述；空气材料参数见表2。

表2 空气材料参数Table 2 Air material parameters

PVC 聚能管为热相关材料，其力学行为较为复杂，在爆破反应初始阶段具有一定的强度，但在爆轰产物的冲击以及高温作用下，聚能管将发生破坏[16-17]，为此，选用塑性随动模型来模拟聚能管，利用关键字*MAT_ADD_EROSION 设置使其在爆炸开始一段时间后失效，聚能管的材料参数为：密度1.43 kg/m3；弹性模量3.59 GPa；泊松比0.32。由于爆破过程中炮孔周围岩石处于大应变、高应变率和高压力的状态，根据此特点，岩石模拟采用HJC 模型；但该模型为压缩损伤模型，并不能准确的模拟岩石材料的拉剪损伤，因此通过LS_DYNA 关键字*MAT_ADD_EROSION 添加拉伸应力与剪应变损伤失效准则，进而来模拟岩石的动力破坏效果[18]。岩石的材料参数参考细砂岩，岩样物理力学参数见表3。

表3 岩样物理力学参数Table 3 Physical and mechanical parameters of rock sample

为了简化模型、提高计算效率，聚能爆破数值模拟采用准二维模型[19]进行模拟，模型尺寸为50 cm×50 cm×0.1 cm，四周边界选用无反射边界条件，采用扫掠网格划分，在模型正中间布置1 个炮孔，采用不耦合装药，设计炮孔直径为50 cm，药卷直径为35 cm，设置炸药、空气、岩石的网格尺寸统一为0.1 cm，聚能管外径42 mm，内径36.5 mm，聚能孔直径4 mm，网格尺寸为0.025 cm。单孔聚能爆破模型如图2。

图2 单孔聚能爆破模型Fig.2 Single hole shaped charge blasting model

单孔聚能爆破测点与普通爆破炮孔壁的压力时程曲线如图3。

图3 各测点压力时程曲线Fig.3 Pressure time history curves of each measuring point

通过图3 曲线可知聚能爆破中爆轰产物作用于聚能方向孔壁上的时间与普通爆破模式下基本相同，但由于聚能管的聚能作用使孔壁岩石的爆轰产物压力达到519 MPa，约为普通爆破的1.89 倍。通过曲线可知由于聚能管的约束作用，在18 μs 时，垂直聚能方向孔壁岩石才受到压力的作用，作用力较小；由于聚能管的破坏失效、聚能方向爆轰产物挤压、应力波的反射等因素影响，其压力值显著上升，在60 μs 压力值达到48.0 MPa，之后在不断的波动。

通过数值模拟计算得到了单孔聚能爆破的von Mises 应力分布过程及岩石损伤演化历程，单孔聚能爆破过程如图4 和图5。

图4 单孔聚能爆破岩石损伤过程Fig.4 Rock damage process of single hole shaped charge blasting

图5 单孔聚能爆破von Mises 应力传播过程Fig.5 Von Mises stress propagation process of single hole shaped charge blasting

由图5 可知，在5.9 μs 时，由于聚能管的约束作用，聚能爆破模型聚能方向孔壁出现应力集中，但非聚能方向无应力集中现象；在5.9～17.9 μs 时，应力波沿着聚能方向呈扇形向外传播，高应力促使聚能方向岩石破坏损伤，并出现初始导向裂纹；当17.9～90 μs 时，随着应力波的传播，岩石的损伤区在应力的作用下不断扩大，但由于应力波的衰减，导致岩石损伤度不断减小；此阶段应力主要集中在初始裂纹尖端，导致裂纹尖端不断失稳破坏，并沿着聚能方向扩展。90 μs 之后，围岩压应力损伤区域基本不变，炮孔周围岩石的应力大幅度减小，在大量爆生气体的准静态作用下，裂纹尖端在张拉应力下扩展，直至裂纹贯通。最终该聚能爆破在岩石中形成了单一的贯穿裂纹。因此该双向聚能爆破模型能够将更多的爆炸能量作用于聚能方向，并保护其他方向岩体的完整性，该模型能够有效地定向断裂顶板，形成单一的贯穿裂纹。

2.2 双孔聚能爆破数值分析

双孔聚能爆破模型采用准二维模型进行模拟，分别建立炮孔间距为400、500、600 mm 的3 个爆破模型，各模型的材料参数、网格大小、边界条件均与单孔爆破相同，由此来研究双孔聚能爆破炮孔间应力场叠加规律以及裂纹扩展规律，为合理的选择现场聚能爆破孔间距提供依据。

以炮孔间距为500 mm 的双孔聚能爆破为例，分析炮孔间应力场叠加规律，以及炮孔间裂纹扩展的影响。双孔聚能爆破炮孔间距500 mm 时的压应力传播图如图6。

图6 炮孔间距500 mm 时的压应力传播图Fig.6 The propagation diagram of compressive stress when the blast hole spacing is 500 mm

由图6 可知，两炮孔起爆后在聚能方向产生的应力波不断向炮孔间距中心传播，当65 μs 时，两应力波在炮孔间距中心相遇，进而产生应力叠加效应，在75 μs 时，两炮孔连线中心单元应力达到峰值11.3 MPa，远大于单孔聚能爆破作用的5.6 MPa。之后应力波继续传播，炮孔聚能方向的裂隙将会受到相邻炮孔爆炸应力波的叠加作用，导致裂纹尖端拉应力集中作用增强，促使裂纹进一步的扩展。

不同炮孔间距下炮孔连线中心单元处的压应力时程曲线如图7。

图7 不同炮孔间距中心测点压力时程曲线Fig.7 Pressure time history curves of center measuring point with different blasthole spacing

由图7 可知，当炮孔间距为400 mm 时，岩石中心测点单元的压力峰值为12.16 MPa；当炮孔间距为500 mm 时，岩石中心测点单元的压力峰值为11.15 MPa；当炮孔间距为600 mm 时，岩石中心测点单元的压力峰值为9.55 MPa。从中可以得知炮孔间距越小，相邻炮孔间的应力叠加作用越强，炮孔间的岩体损伤破碎范围就越大，反之，间距过大又导致裂纹无法贯通。在利用双向聚能爆破切顶中，需要两炮孔间的裂隙基本贯通，但不能使炮孔之间的岩体大面积破碎损伤，因此合理的选择炮孔间距尤为重要。

不同炮孔间距的径向贯穿裂纹图如图8，从图可知，当炮孔间距为400 mm 时，由于炮孔间距短导致应力叠加作用强，岩体破坏的范围较大，裂纹的面积也较大；当炮孔间距为500 mm 时，裂纹刚好贯通，能形成良好的切缝效果；当炮孔间距为600 mm时，炮孔间的应力叠加作用减弱，裂纹无法贯通。

图8 不同炮孔间距下径向裂隙图Fig.8 Radial fracture diagram under different hole spacing

3 聚能爆破试验及应用效果评价

3.1 试验工作面概况

所研究工作面可采走向长度1 725 m，倾斜长度180 m，煤层倾角1°～4°，平均倾角3°，工作面位置如图9。煤层平均厚度2.4 m，结构简单、含1～3 层岩性为灰黑色砂质泥岩的夹矸。直接顶为6.4～11.5 m 的粉砂质泥岩、泥岩；基本顶为12.9～19.0 m 的中粗砂岩、细砂岩；底板为粉砂质泥岩、泥岩，厚度为0.94～1.0 m，煤层综合柱状图10。工作面开采方式为切顶卸压无煤柱开采，沿空留巷采用以“切顶卸压+补强锚索支护”为主的工艺，通过对顶板爆破定向断裂的方式形成切缝，在局部范围切断工作面顶板应力传递，减弱巷道顶板压力，维护巷道顶板完整性。

图9 巷道位置平面图Fig.9 Roadway location plan

图10 8206 工作面煤层综合柱状图Fig.10 Coal seam comprehensive histogram of 8206 working face

3.2 试验参数的选取及制定爆破试验方案

3.2.1 爆破孔深度

为使工作面切顶范围内岩体垮落碎胀后能够有效充填采空区，进而对采空区上覆岩层起到必要支撑作用，减缓成巷上覆岩的下沉及回转变形。参考文献［20］中给出了复合顶板切顶高度为：

式中：HF为切顶高度，m；HM为煤层采高，取工作面最大采高3.0 m；△H1为顶板下沉量，m；△H2为底鼓量，m；K 为碎胀系数，直接顶细砂岩碎胀系数取1.42，伪顶泥岩取碎胀系数1.32，试验中碎脂系数取1.34。

不考虑顶板下沉量和底鼓量，计算得HF=8.8 m，初步确定切顶高度为9 m；为减小切落顶板垮落时对留巷顶板的摩擦力作用，且使顶板更容易垮落，要求留巷切缝孔与铅垂线成15°夹角，最终确定爆破孔深度为9.6 m。

3.2.2 炮孔直径50 mm

双向聚能管采用特制PVC 聚能管，聚能管外径为42 mm，内径为36.5 mm，管长为1 500 mm，聚能孔直径为4 mm。炸药采用煤矿许用三级乳化炸药，炸药规格为直径φ35 mm×300 mm/卷，电雷管采用同一段煤矿许用瞬发电雷管，爆破孔口采用水炮泥封孔。装水炮泥的炮袋为φ42 mm×300 mm 塑料或纸质炮袋，水炮泥外剩余部分用黏土炮泥封实。炮泥、炮袋材质均应符合现行《煤矿安全规程》相关规定。

3.2.3 试验方案

在工作面辅运巷距切眼20～80 m 处进行聚能爆破预裂顶板试验，试验分为8 段进行，距切眼20～50 m 处，通过单孔爆破试验确定合理的装药量，单孔试验每段6 m（试验距离根据结果改进），共计5 段；50～80 m 分为3 段，50～60 m 段进行间距400 mm 联孔隔爆破试验，在60～70 m 段，进行间距500 mm 连续爆破试验，70～80 m 进行600 mm 的连续爆破试验。爆破试验方案见表4。

表4 爆破试验方案Table 4 Blasting test scheme

3.3 聚能爆破试验效果

在爆破试验后，需进行钻孔窥视观察其爆破效果，单孔直接进行爆破孔窥视，联孔爆破试验是在爆破后补打窥视孔进行窥视。在煤巷内经过多次窥视后发现方案5 预裂效果较好，确定其装药结构4+4+3+3+2；再进行联孔爆破试验，得到3 个试验的钻孔窥视图如图11，发现间距400 mm 时，钻孔四周破坏严重，裂隙发育，其预裂效果不佳；间距500 mm 时，钻孔壁上的裂隙对称分布，其它方向岩石无明显损伤，预裂效果较好；间距600 mm 时，孔壁上无明显裂隙；综上，炮孔间距500 mm 时预裂效果最佳。

图11 钻孔窥视图Fig.11 Drilling view

为了对聚能爆破的效果进行更好的评价，在聚能爆破切顶后，对工作面进行长时间的矿压观测，将工作面支架沿倾向根据离切顶线的位置分为：未切顶侧支架（编号为3#、11#、19#、27#、35#）、工作面中部支架（编号为43#、51#、59#、67#、75#）、切顶侧支架（编号为83#、91#、99#、107#、115#）3 部分，记录得到了各部分液压支架最大工作阻力，工作面倾向不同位置液压支架最大工作阻力如图12。

图12 工作面倾向不同位置液压支架最大工作阻力Fig.12 Maximum working resistance of hydraulic support at different positions of working face inclination

从图12 分析可知，未切顶侧支架最大工作阻力达到41.3 M Pa，平均值为31.5 MPa；工作面中部支架最大工作阻力为40.6 MPa，平均值为30.7 MPa；切顶侧支架最大工作阻力为40.3 MPa，平均值为27.3 MPa。可以看出切顶侧来压强度最小，切顶侧最大工作阻力较未切顶侧降低了13%；并且切顶侧支架在一段时间内支架最大工作阻力变化波动小。综上所述，预裂爆破切缝后工作面支架工作阻力显著降低，切顶卸压效果明显，说明聚能爆破效果较好，验证了爆破参数的合理性。

4 结 语

1）基于岩石爆破理论分析了双向聚能爆破的作用规律，通过ANSYS/LSDYNA 软件建立单孔聚能爆破模型、不同炮孔间距下的双孔聚能爆破模型；数值分析表明双向聚能爆破能有效的将爆破能量作用于聚能方向孔壁，导致岩体损伤并形成初始导向裂纹，其他方向孔壁岩石的损伤较小，在应力波及爆生气体作用下裂纹扩展形成单一的贯穿裂纹。双孔爆破模型表明相邻炮孔产生应力波叠加作用能够增大裂纹尖端的应力强度，促进裂纹的扩展，且炮孔间距越小，叠加作用越强；炮孔间距500 mm 时，两炮孔间能形成良好的贯通裂纹。

2）基于数值模拟结果、前人的研究成果、所研究工作面的工程地质条件，制定了现场的爆破试验方案，根据试验结果，4+4+3+3+2 的单孔装药结构能够有效的预裂顶板。通过钻孔窥视发现：炮孔间距500 mm 时，孔壁有对称的单一贯通裂纹，其联孔爆破效果最佳。

3）为了更好的评价聚能爆破的效果，在聚能爆破切顶后，对工作面不同位置处的液压支架工作阻力进行观测，发现切顶侧的液压支架工作阻力明显要小，平均小13%。说明聚能爆破切顶效果较好，验证了爆破参数的可行性。