高應(yīng)力低滲透煤層預(yù)裂爆破過程中控制孔作用

王海東

(1.煤炭科學(xué)研究總院 沈陽研究院, 遼寧 撫順 113001; 2.煤礦安全國家重點實驗室, 遼寧 撫順 113001)

?

高應(yīng)力低滲透煤層預(yù)裂爆破過程中控制孔作用

王海東1,2

(1.煤炭科學(xué)研究總院 沈陽研究院, 遼寧 撫順 113001; 2.煤礦安全國家重點實驗室, 遼寧 撫順 113001)

在深孔控制預(yù)裂爆破增加煤體透氣性過程中,控制孔所起的導(dǎo)向致裂作用受地應(yīng)力的影響程度通過理論分析相對復(fù)雜。針對這一情況,采用數(shù)值計算方法模擬爆炸波與爆生氣體在煤體內(nèi)的傳播致裂過程和控制孔臨空面的反射疊加導(dǎo)向致裂過程,研究高、低地應(yīng)力情況下控制孔的導(dǎo)向致裂增透作用。結(jié)果表明:高地應(yīng)力煤層深孔預(yù)裂控制爆破時,控制孔主要起到卸壓孔和抽放孔的作用,其導(dǎo)向致裂效應(yīng)不如低地應(yīng)力情況下的顯著;控制孔尺寸越大,煤體爆破后控制孔周圍煤體裂隙區(qū)范圍越大;深孔爆破增透技術(shù)在高應(yīng)力低透煤層的增透防突中仍可獲得較好的增透效果。

控制預(yù)裂爆破; 控制孔; 爆炸波; 爆生氣體

深孔控制預(yù)裂爆破主要是在煤層中引爆炸藥,使炮孔周圍產(chǎn)生大量徑向裂隙,并且利用控制鉆孔臨空界面的導(dǎo)向作用,增加控制孔與爆破孔之間的裂隙,即瓦斯流向抽采孔的有效通道,從而增加煤層透氣性。深孔控制預(yù)裂爆破技術(shù)是一種應(yīng)用前景較好的低滲透煤層增透方法,該技術(shù)在防治煤與瓦斯突出及增加抽采效果方面取得了較好的效果,其相關(guān)理論研究也已經(jīng)取得了一定的進展,但深部高應(yīng)力低滲透煤層控制預(yù)裂爆破增透技術(shù)的增透效果和機理還有待進一步研究,而且深孔控制預(yù)裂爆破過程中,控制孔所起的導(dǎo)向致裂作用采用理論分析方法相對復(fù)雜。為此,文中就深部高應(yīng)力低滲透煤層控制預(yù)裂爆破過程中控制孔作用機理進行研究,主要利用數(shù)值計算方法分析高、低地應(yīng)力情況下控制孔的導(dǎo)向增透作用及爆炸波與爆生氣體在煤體內(nèi)的傳播致裂和在控制孔臨空面的反射疊加導(dǎo)向致裂過程。

1　數(shù)值計算模型

利用FLAC3D有限差分軟件的動力求解模塊對深孔爆破產(chǎn)生的爆炸波和高壓爆生氣體的致裂過程進行動力模擬,探究高應(yīng)力煤層深孔爆破致裂增透過程中控制孔作用效果及影響。由于深孔爆破煤層受力狀態(tài)為三向應(yīng)力狀態(tài),炮孔裝藥長度至少幾十米,封孔長度也在十米左右,因此,將其簡化為二維平面應(yīng)變問題進行研究。

1.1有限差分計算模型

選取處于靜水壓力狀態(tài)下厚度為4 m的煤層作為研究對象,其上覆巖層和底板巖層平均密度為2 500 kg/m3。數(shù)值計算模型有限差分模型局部網(wǎng)格放大圖如圖1所示。模型中左右?guī)r體寬度均為100 m,上覆巖層一直延至地表,模型平面法向方向取單位長度。炮孔直徑φ選取90 mm。地應(yīng)力平衡的靜力計算期間模型四周和底部為法向位移固定邊界條件。動力計算期間模型四周和底部為黏彈性自由邊界場條件,以吸收從炮孔爆炸內(nèi)源傳至模型邊界的外行波。

圖1　煤層深孔爆破有限差分模型(局部網(wǎng)格放大)

Fig. 1Finite difference mesh for long-hole blasting of coal seam(local magnification)

1.2煤體本構(gòu)模型

煤層深孔爆破增透主要是依靠爆炸波的沖擊震裂效應(yīng)和爆生氣體的動態(tài)擴展裂紋效應(yīng),在煤體中沿炮孔徑向產(chǎn)生大量的裂隙,形成從煤體內(nèi)部流向抽放孔的滲流通道,使煤體內(nèi)的瓦斯得以抽采出來,降低煤層的應(yīng)力、瓦斯含量和瓦斯壓力,達到增透防突出的目的。爆破作用下煤體內(nèi)大量后生裂隙的產(chǎn)生須克服煤層地應(yīng)力和煤體的抗拉強度,因此,煤體力學(xué)強度參數(shù)的合理確定是獲得可靠結(jié)果的必要前提。文中引入廣義Hoek-Brown(HB)準則[1]來表征煤體的力學(xué)本構(gòu)關(guān)系。廣義HB準則是在Griffith理論和修正的Griffith理論基礎(chǔ)上,通過對大量室內(nèi)和現(xiàn)場巖石三軸實驗數(shù)據(jù)的統(tǒng)計分析而建立起來的。該準則適用于系統(tǒng)失穩(wěn)受應(yīng)力控制的含有大量節(jié)理、裂隙的巖體材料,不適用于系統(tǒng)失穩(wěn)受結(jié)構(gòu)控制的含單一或幾條大型節(jié)理、裂隙的巖體材料。鑒于煤體內(nèi)部結(jié)構(gòu)特點,HB準則能很好地反應(yīng)煤體的力學(xué)失穩(wěn)現(xiàn)象。

HB準則通過地質(zhì)強度指標參數(shù)GSI來反應(yīng)煤巖體內(nèi)節(jié)理、裂隙密度對煤巖體力學(xué)強度的影響,并結(jié)合完整煤巖塊的單軸抗壓強度σci和完整煤巖塊的材料常數(shù)mi共同推導(dǎo)出煤巖體的物理力學(xué)強度參數(shù)。廣義HB準則的統(tǒng)一數(shù)學(xué)表達式為

式中:σ1、σ3——煤巖體破壞時的最大和最小主應(yīng)力,MPa;

mb、s、a——煤巖體的材料常數(shù)。

mb反映煤巖體的軟硬程度,mb越大,煤巖體越堅硬;s反映煤巖體的破碎程度,s越小,煤巖體越破碎,其取值范圍為0～1。上述三個材料常數(shù)可由實驗確定,若缺少實驗數(shù)據(jù)可按如下公式計算:

以往理論分析和數(shù)值模擬研究大都采用Mohr-Coulomb(MC)準則來描述煤巖體的破壞行為,加之FLAC3D內(nèi)嵌的MC本構(gòu)模型可以反應(yīng)煤體受拉破壞的力學(xué)行為,為此,數(shù)值模擬計算中煤體同樣選取帶拉伸破壞準則的MC模型。HB模型轉(zhuǎn)化為MC模型參數(shù)的公式如下,其詳細的推導(dǎo)過程見文獻[1]。

式中:φ——煤體的內(nèi)摩擦角，(°);

c——煤體的內(nèi)聚力,MPa;

σcm——煤體三軸抗壓強度,MPa;

γ——煤層上覆巖層平均容重,kg/m3;

H——煤層上覆巖層平均覆巖厚度,m。

由HB模型轉(zhuǎn)化得到的煤體MC模型參數(shù)如表1所示,其中煤體內(nèi)摩擦角是修正后的內(nèi)摩擦角[2]。相關(guān)實驗結(jié)果表明[3-4],傳統(tǒng)的巴西劈裂間接實驗方法往往高估煤體的單軸抗拉強度,直接拉伸法和巴西劈裂法獲得的煤體單軸抗拉強度范圍分別為0.4～1.1 MPa和2.0～3.3 MPa。表1的煤體單軸抗拉強度在0.08～0.33 MPa之間,與直接拉伸法的實驗結(jié)果比較接近,可見,文中選取的煤體參數(shù)是比較合理的。

表1煤體物理力學(xué)參數(shù)

Table 1Mechanical parameters of coal seam

1.3爆炸荷載的確定

1.3.1爆炸波荷載時程曲線計算

實驗研究和工程實踐已經(jīng)證實,炸藥在引爆后炮孔內(nèi)會生成迅速膨脹的高溫、高壓爆生氣體,爆生氣體撞擊炮孔壁后在炮孔附近生成高峰值的爆炸沖擊波,并將炮孔周圍一定范圍內(nèi)的巖體壓碎形成粉碎區(qū)。盡管粉碎區(qū)至炮孔中心的距離一般不超過2～4倍的炮孔半徑,但沖擊波在粉碎區(qū)內(nèi)消耗了大量的能量,傳過粉碎區(qū)之后將衰減為應(yīng)力波。煤巖體在應(yīng)力波的作用下將生產(chǎn)大量沿炮孔徑向的拉伸裂隙,高壓爆生氣體流入裂隙內(nèi)后將繼續(xù)擴大裂隙,此區(qū)域稱為裂隙區(qū)。隨著裂隙的擴展,應(yīng)力波和爆生氣體的能量也隨之衰減,使得裂隙區(qū)之外的巖體不能繼續(xù)產(chǎn)生裂隙,只是發(fā)生震動現(xiàn)象,該區(qū)域可稱為震動區(qū)或彈性區(qū)。鑒于爆炸過程的瞬時性,很難精確測定爆生氣體和爆炸波的壓力峰值,加之后續(xù)煤巖體中生成裂隙時空的分布規(guī)律復(fù)雜,更難精確測定裂隙內(nèi)爆生氣體的變化規(guī)律。因此,研究者基于大量的實驗研究和工程實踐,對煤巖體爆破問題進行適當簡化,發(fā)展了一些理論計算方法來確定爆生氣體和爆炸波的峰值壓力[5-6]。柱狀耦合裝藥情況下爆生氣體和爆炸波峰值壓力的理論公式如下:

(1)

(2)

式中:pg——爆生氣體的壓力峰值,GPa;

ps——爆炸波的峰值壓力,GPa;

vD——炸藥的爆速,m/s;

ρ0——炸藥的密度,kg/m3;

ρc——煤體的密度,kg/m3;

vp——煤體的壓縮波波速,m/s。

選取的炸藥類型為三級煤礦許用型水膠(或乳化)炸藥,裝藥形式為柱狀耦合裝藥,采用式(1)和式(2)計算得到爆生氣體和爆炸波的壓力峰值,再利用有限元軟件ABAQUS模擬炸藥的爆炸過程。炸藥的特性參數(shù)及計算結(jié)果見表2,獲得的炮孔壁歸一化爆炸波應(yīng)力時程曲線如圖2所示。有限元模擬獲得的爆炸波時程曲線峰值壓力為1.04 GPa,與理論計算公式(1)得到的壓力峰值1.24 GPa相差17%,兩種方法的計算結(jié)果比較接近。實際數(shù)值計算中采用有限元模擬得到歸一化時程曲線,曲線峰值壓力選取理論公式的計算結(jié)果。

表2炸藥相關(guān)參數(shù)及理論計算結(jié)果

Table 2Parameters for explosive and analytical results

圖2　歸一化爆炸波應(yīng)力時程曲線

1.3.2爆生氣體時程曲線計算

相關(guān)理論分析認為[7-9],爆生氣體在裂紋中的衰減規(guī)律近似指數(shù)形式。為此,文中選取的爆生氣體在裂紋中隨時間變化的規(guī)律符合如下公式:

(3)

(4)

r2、rc——炮孔原始半徑和生成粉碎區(qū)后的擴腔半徑,m;

α——裂紋相對擴展速度,α=v/vp;

v——裂紋擴展的絕對速度,m/s。

圖3　爆生氣體時程曲線

2　數(shù)值計算結(jié)果分析

控制孔與爆破孔的孔間距一般是根據(jù)煤層爆破單孔影響范圍來確定,控制孔主要起到導(dǎo)向致裂、卸除孔周邊地應(yīng)力和抽放瓦斯的作用。上述理論分析表明,控制孔對于爆破孔與控制孔中心連線的裂隙開裂具有顯著的導(dǎo)裂作用,下面通過數(shù)值模擬分別對控制孔在低、高地應(yīng)力煤層深孔控制爆破中的導(dǎo)裂效果進行模擬,并分析該爆破技術(shù)在深埋高應(yīng)力低透氣性煤層中增透防突的適用性。

2.1控制孔導(dǎo)向致裂效果

為定量分析控制孔在高低兩種地應(yīng)力煤層中的導(dǎo)裂效果,給出了爆炸波單獨作用下,靜水壓力5 MPa和30 MPa兩種煤層深孔控制爆破過程中的速度和裂隙區(qū)分布,如圖4、5所示。其中,煤層孔間距均取3.5 m,控制孔半徑rcon是爆破孔半徑rb的兩倍,煤層原始瓦斯壓力取2.0 MPa。由圖4可以看出,炮孔炸藥引爆后,爆炸波從左右兩炮孔沿各自炮孔的徑向向外傳播,當t=2.0 ms時,爆炸波并未傳至中間控制孔位置處,只是在以左右爆孔為圓心形成了一定范圍的爆生初始裂隙,裂隙長L=1.6 m(圖4b);由于左右炮孔距中間控制孔的間距相同,當t=3.8 ms時,從左右炮孔傳來的爆炸波波峰在中間控制孔豎向?qū)ΨQ面上相遇,在控制孔臨空面及其附近發(fā)生復(fù)雜的波場疊加效應(yīng)(圖4c),使得從控制孔臨空面開始沿控制孔與爆破孔中心連線產(chǎn)生拉伸裂隙,且拉伸裂隙起裂位置為控制孔表面,但并未與相鄰炮孔的徑向裂隙相互聯(lián)通(圖4d);當t=50 ms時,爆生裂隙的發(fā)展已基本穩(wěn)定,控制孔與爆破孔之間的裂隙已經(jīng)相互貫通(圖4f);低地應(yīng)力煤層控制孔的導(dǎo)向致裂效應(yīng)明顯;隨著爆炸波繼續(xù)向外傳播,其能量逐漸衰減,在煤體內(nèi)引起的最大質(zhì)點振動速度vmax由t=2.0 ms的幾米每秒衰減到t=50 ms時的幾厘米每秒(圖4a和圖4e)。

圖4爆炸波單獨作用下煤層速度和裂隙區(qū)分布

(σxx=σyy=σzz=5 MPa)

Fig. 4Crack length of coal seam under action of blast wave(σxx=σyy=σzz=5 MPa)

爆炸波單獨作用下的高應(yīng)力煤層深孔控制爆破結(jié)果(圖5)表明,由于煤層高地應(yīng)力的存在,當爆炸波傳至控制孔附近時,盡管也同樣發(fā)生上述的復(fù)雜波場疊加效應(yīng),但爆炸波疊加后在控制孔附近引起的應(yīng)力并不能克服煤層的高地應(yīng)力使煤體產(chǎn)生裂隙;復(fù)雜波場疊加的t=3.8 ms時刻和裂隙擴展基本穩(wěn)定的t=50 ms時刻對應(yīng)的煤層爆生裂隙區(qū)范圍幾乎一致(裂隙長L=0.4 m)?？梢?高地應(yīng)力煤層深孔控制爆破時,控制孔的致裂效果并不如低地應(yīng)力煤層顯著。

圖5爆炸波單獨作用下煤層裂隙區(qū)分布

(σxx=σyy=σzz=30 MPa)

Fig. 5Crack length of coal seam under action of blast wave(σxx=σyy=σzz=30 MPa)

2.2深孔控制爆破的適用性

同時考慮爆炸波、爆生氣體、煤層瓦斯壓力(p0=2 MPa)和煤層地應(yīng)力(σ=30 MPa)作用,爆破結(jié)束后三種控制孔尺寸模型對應(yīng)的拉伸爆生裂隙區(qū)如圖6所示,其中,孔間距均為3.5 m。數(shù)值結(jié)果表明,爆破孔周圍的裂隙均沿兩孔中心連線方向與控制孔聯(lián)通,單孔的增透半徑可達3.5 m,且隨著控制孔尺寸(rcon)的增大,兩孔中心連線附近煤體的裂隙范圍增大。其原因是,控制孔尺寸越大,鉆孔過程中對控制孔周圍煤體造成的卸壓范圍越大,而且爆炸應(yīng)力波在控制孔周圍反射的面積也越大,致使疊加應(yīng)力強度增大,最終造成控制孔周圍的裂隙區(qū)范圍增大。因此,實際工程中應(yīng)結(jié)合具體工程的情況和經(jīng)濟效益,盡可能地將深孔爆破與大孔徑控制孔的松動卸壓技術(shù)結(jié)合起來,充分發(fā)揮各自的優(yōu)勢,獲得更為理想的增透效果。

圖6爆炸波和爆生氣體共同作用下煤層裂隙區(qū)分布

(σxx=σyy=σzz=30 MPa)

Fig.6Crack length of coal seam under action of blast wave and explsion gas(σxx=σyy=σzz=30 MPa)

表3給出了作者所在的煤科院沈陽研究院和我國其他單位開展的幾個典型的煤層深孔預(yù)裂爆破的現(xiàn)場工業(yè)實驗[12-14]相關(guān)信息。從中可知,數(shù)值模擬獲得的煤層單孔爆破裂隙區(qū)半徑、地應(yīng)力、原始瓦斯壓力及煤層堅固性系數(shù)與潘三礦1741(3)工作面、五龍礦3321工作面和平煤十二礦31010工作面煤層深孔爆破現(xiàn)場工業(yè)實驗測得的增透范圍基本相同,這也進一步驗證了文中考慮爆生氣體影響下煤層深孔控制爆破數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。由此證明,深孔控制爆破應(yīng)用在深埋高應(yīng)力低透氣性瓦斯煤層的增透防突上仍可獲得較好的效果。

表3數(shù)值模擬和典型現(xiàn)場實驗的爆破影響半徑

Table 3Crack length for numerical simulation and typical field application

3　結(jié)　論

(1)煤層深孔控制爆破過程中,控制孔在高應(yīng)力煤層中主要起到卸壓孔和抽放孔的作用,其導(dǎo)向致裂效應(yīng)不如低地應(yīng)力情況下的顯著。

(2)煤層深孔控制爆破在高應(yīng)力低滲透煤層的增透上仍可獲得較好的效果,實際工程中應(yīng)結(jié)合具體工程的情況和經(jīng)濟效益,盡可能地將深孔爆破與大孔徑控制孔的松動卸壓技術(shù)結(jié)合起來,充分發(fā)揮各自的優(yōu)勢,獲得更好的增透效果。

[1]EVERT HOEK. Pratical rock engineering[M/OL]. Canada: Evert Hoek Consulting Engineer Inc, 2007. [2012-03-01]. http://www.rocscience.com/education/hoeks-corner.

[2]楊圣奇, 溫森. 不同直徑煤樣強度參數(shù)確定方法的探討[J]. 巖土工程學(xué)報, 2010, 32(6): 881-891.

[3]MEDHURST T P, BROWN E T. A study of the mechanical behavior of coal for pillar design[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 1998, 35(8): 1087-1105.

[4]齊慶新. 煤的直接單軸拉伸特性的試驗研究[J]. 煤礦開采, 2001, 46(4): 15-18.

[5]郭進平, 聶興信. 新編爆破工程實用技術(shù)大全[M]. 北京: 光明日報出版社, 2002.

[6]吳亮, 盧文波, 宗琦. 巖石中柱狀裝藥爆炸能量分布[J]. 巖土力學(xué), 2006, 27(5): 735-739.

[7]李寧, 陳莉靜, 張平. 爆生氣體驅(qū)動巖石裂紋動態(tài)擴展分析[J]. 巖土工程學(xué)報, 2006, 28(4): 460-463.

[8]盧文波, 陶振宇. 預(yù)裂爆破中炮孔壓力變化歷程的理論分析[J]. 爆炸與沖擊, 1994, 14(2): 140-147.

[9]NILSON R H. An integral method for predicting hydraulic fracture propagation driven by gasses or liquids[J]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 1986, 10(2): 191-211.

[10]張奇. 巖石爆破的粉碎區(qū)及其空腔膨脹[J]. 爆炸與沖擊, 1990,10(1): 68-75.

[11]宗琦. 巖石爆破的擴腔作用及能量消耗[J]. 煤炭學(xué)報, 1997, 22(4): 58-62.

[12]張興華. 利用深孔控制預(yù)裂爆破強化瓦斯抽放消除回采工作面突出危險性[J]. 煤礦安全, 2006, 37(2): 22-24.

[13]王海東. 深部開采低透氣性煤層預(yù)裂控制爆破增透機理研究[D]. 哈爾濱: 中國地震局工程力學(xué)研究所, 2012.

[14]謝友友, 張連軍, 林柏泉, 等. 穿層深孔控制爆破有效影響半徑的確定[J]. 煤礦安全, 2008, 39(11): 11-14.

(編輯荀海鑫)

Controlled-hole mechanism of pre-splitting controlled blasting in highly stressed deep mine

WANGHaidong1,2

(1.Shenyang Branch of China Coal Research Institute, Fushun 113001, China; 2.State Key Laboratory China of Coal Safety, Fushun 113001, China)

Aimed at addressing the effect of the geo-stress of coal mine on the directional fracturing effect of controlled hole in pre-splitting controlled blasting, this paper introduces the study on the fracturing process induced by blast wave and explosion gas in coal seam using numerical simulation method. The results indicate that controlled holes in deeply buried coal seams produce a less obvious directional fracturing effect than in shallowly buried coal seams. The long-hole controlled blasting technique can also lend itself better to enhancing the permeability of deeply buried low permeable coal seam and yield promising results.

controlled pre-splitting blasting; controlled hole; blast wave; explosion gas

1671-0118(2012)06-0571-06

2012-10-19

王海東(1978-),男,黑龍江省綏化人,工程師，博士,研究方向：煤礦瓦斯安全，E-mail:whd_@163.com。

TD235

A