穿层爆破在南桐矿瓦斯抽放中的应用与数值模拟

龚 敏，文 斌，王德胜

（北京科技大学 土木与环境工程学院，北京 100083）

1 引 言

穿层深孔爆破特指炮孔经历岩、煤层介质、运用于瓦斯抽放的爆破技术，其爆破目的和参数不仅与常规爆破不同，也与炮孔位于煤层中的本层深孔爆破相异。鉴于穿层抽放对许多高突矿井的重要 性，有必要对穿层爆破特点及理论进行分析。

目前对于煤层深孔爆破的研究大都是对爆破 工艺的介绍，如本煤层瓦斯抽放[1－3]、煤巷边抽边掘[4－5]、石门揭煤[6]、空白带及特殊区域处理[7]等。理论研究方面侧重于本煤层深孔爆破机制分析：蔡峰等[8]利用数值模拟分析了二维条件下双孔同时 起爆应力波叠加与裂纹扩展；程建圣等[9]对有无爆破孔的瓦斯压力、瓦斯流动矢量进行比较；郭德勇等[10]根据断裂力学理论分析了煤层聚能爆破裂隙影响半径；龚敏等[11－12]探讨了煤层深孔爆破控制孔的作用以及松软煤层爆破的合理孔间距。上述研究从总体上说对穿层深孔爆破的应用特点分析很少，理论研究基本处于空白状态。

本文以重庆煤炭集团南桐煤矿穿层深孔爆破为背景，对穿层炮孔布设特点进行了分析；基于大型非线性动力分析软件DYNA3D，建立穿层爆破的数学模型，研究各爆破孔破坏范围及不同控制孔的动应力变化过程；并与实际爆破后各孔抽放效果进行比较，以此探索穿层爆破的一些特点和规律。

2 穿层爆破的布孔特点与研究内容

2.1 穿层深孔爆破布孔的特点

穿层深孔爆破与本煤层深孔爆破的区别在于，前者是爆破孔穿越岩段后到达煤层，炮孔与煤层斜交且长度较短；断面图上炮孔呈平面布置，而后者直接接触煤层，断面图上炮孔呈线直线布置[2]。

为进一步说明穿层爆破的布孔特点，图1、2给出了重庆市南桐煤矿75003 瓦斯抽放巷穿层爆破钻孔设计[13]。在抽放巷布置钻场，钻孔穿越岩石到达5 号煤层进行爆破和瓦斯抽放。由图可知，炮孔与控制孔交错布置，穿层炮孔、控制孔与煤层空间关系十分复杂，为使钻孔见煤点形成5 m×5 m 的抽放网格，不同排钻孔（包括炮孔及控制孔）的倾角不同、穿煤长度不同且需计算确定。孔壁所受爆破应力与在煤体位置和倾角有关，4 个炮孔起爆后应力场分布是不均匀的，这和本煤层爆破各孔形成的应力场有很大差异。

2.2 研究内容

鉴于穿层爆破特点，主要研究如下问题：

①利用DYNA3D动态数值模拟软件，建立穿层多个炮孔控制孔交错布置的数学模型；②根据数值计算结果，比较各个炮孔爆后径向破碎范围，探讨其与药包长度的关系；③对比研究5 个控制孔沿孔轴向方向各点最大应力场变化，探讨其与控制孔位置的关系；④数值计算结果与实测抽放数据的对应关系分析，爆破钻场与非爆破钻场总体抽放流量变化对比。

图1 钻孔布设剖面图 Fig.1 Profile layout for boreholes

图2 钻场钻孔布置平面图 Fig.2 Layout of blasting and control holes in drilling field

3 建模与参数

3.1 模型尺寸和网格划分

采用南桐矿井下数据实体建模。模型类型为Solid164 单元，范围取钻场内包含各控制孔、炮孔进入煤层顶板起至出煤层底板止，5 号煤层厚为 1.58 m，在煤层顶底部各加0.5 m 厚岩层。为保证计算精度，各爆破孔周围进行了网格加密，其他部分用sweep 法进行网格划分。模型尺寸为12.00 m× 15.63 m×2.58 m，网格划分及计算模型见图3，表1给出了模型中建模尺寸和钻孔参数。

根据穿层爆破特点，模型的顶底板平面施加法向位移约束，其余4 个面为煤层走向和倾斜方向，均施加无反射边界条件。

图3 计算模型图 Fig.3 Calculation model

表1 钻孔参数及建模尺寸表 Table 1 Parameters of drill holes and model sizes

3.2 爆破参数

爆破孔与抽放孔直径均为75 mm，采用不耦合装药，线装药密度为1.3 kg/m，4 孔同时起爆，炮孔用黄泥从见煤点向孔外堵5 m（如图1 所示）。

3.3 程序算法

在DYNA3D程序中，动态问题以Lagrange 算法为主，兼有ALE 和Euler 等多种算法，根据穿层爆破特点，本文采用流-固耦合算法。

3.4 炸药状态方程和参数确定

由Lee 最终提出的JWL 状态方程，该方程较精确地描述了爆轰产物膨胀做功过程[14]，DYNA 等众多程序均用其进行爆炸计算。其任意时刻爆轰压力为

式中：V 为相对体积；E0为初始比内能（Pa）；A、B、R1、R2、ω 为与材料性质有关的常数。在已知乳化炸药密度、爆速和绝热系数后由拟合法得到，详细方法不再赘述，仅列出计算结果如表2 所示。

表2 状态方程参数表 Table 2 Parameters of JWL equations

3.5 材料本构模型及破坏准则

根据穿层深孔爆破作用以近区为主的特点，采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC作为煤岩材料本构模型，其默认塑性屈服判断准则为Mises 准则。

空气材料采用MAT_NULL 材料模型，状态方程用线性多项式描述：

式中：u=1/V- 1；p 为爆轰压力；E 为单位体积内能， E= 2.533 × 105J/m3；V 为相对体积；C0～C6均为常数： C0= C1= C2= C3=C6= 0 ， C4= C5=0.4

在DYNA 程序中，用Von Mises 有效应力表征介质的应力特征是重要手段。有效应力表达式为

计算得到单元点的有效应力后，通过添加MAT_ADD_EROSION 关键字来定义材料的破坏，当爆炸应力达到设定强度单元即失效被删除。本文通过分析爆破孔、控制孔附近失效单元的数量确定介质破坏的范围。

从试验工作面提取煤岩样品，在实验室进行测定并获取建模所需力学参数，测取的参数见表3。

表3 现场煤岩力学参数表 Table 3 Mechanical parameters in coal and rock from mine

4 数值计算结果

通过计算，图4 列出了4 个时刻煤层底板平面上的有效应力云图，图5 为模型沿纵向中线剖切后的有效应力云图。

图4 煤层底板（模型底面）平面上有效应力云图 Fig.4 3D nephograms of effective stress in the plane of coal floor (bottom of the model) after blasting

图5 模型纵剖面上有效应力云图 Fig.5 3D nephograms of effective stress along the profile of central line of the model

从图4、5 可知，爆破孔斜穿入煤层后因不同 排的角度及长度不同，应力场大小和形状差别较 大。

5 数值计算结果分析

沿孔轴线的径向应力场及其破坏对爆破后抽放效果影响最大，故主要分析轴向方向径向破坏及应力场变化。根据计算结果，各爆破孔和位于中心的5 号控制孔沿孔轴线均产生径向裂隙，其余控制孔局部形成裂缝。

5.1 爆破孔及中心控制孔沿孔轴向的径向破坏范围

由于同排炮孔的倾角与长度相同，4 号及6 号爆破孔各取一个进行分析，图6 是2、4、8 号爆破孔沿孔轴向的径向破坏范围比较，以孔口为坐标原点。

图6 爆破孔沿孔轴线径向破坏范围比较 Fig.6 Comparison of radial crushed range along blasting holes axis

在距孔口1.3 m 内，各孔破坏半径在0.33～ 0.45 m 间，变化幅度较小。距孔口1.3 m 往后，各排炮孔破坏范围增加，在孔底附近达到最大。4 号、8 号孔平均破坏范围差别较小，分别为0.43 m和0.47 m。炮孔最长的2 号孔平均破坏范围为 0.57 m，较前两孔分别大20%～33%。根据相关文献[15]，长柱状药包单点起爆时，装药长度增加则应力波峰值的衰减系数小、持续时间长而造成破坏范围较大。

5 号控制孔虽不如爆破孔受到直接破坏，但处于4 个爆破孔中心位置，在应力波叠加作用下沿孔轴线方向也受到径向破坏，图7 为5 号控制孔与同排相同长度的4 号爆破孔径向裂缝对比，5 号孔孔口端没有破坏，总体破坏较爆破孔小得多，孔长方向最大裂缝为0.31 m。

图7 爆破孔沿孔轴线径向破坏范围比较 Fig.7 Comparison of radial crushed range along blasting holes axis

5.2 控制孔沿孔轴线各点最大有效应力的比较

对于没有达到径向破坏的其他控制孔，沿孔轴线方向均匀提取计算各点的最大有效应力。如上所述，同排的控制孔在分析时只在前、后排取1 孔即可，图8 表示了1（3）号、7（9）号控制孔长方向各点最大有效应力变化。

图8 控制孔轴线最大有效应力随距离变化的比较 Fig.8 Comparison of max effective stress-distance change along blasting hole

由于1、3 号控制孔直接受装药最长的2 号爆破孔作用，7、9 号控制孔受装药长度最小的8 号炮孔直接作用，故1 号孔在孔轴线各点的最大有效应力较7 号孔明显大得多。对于7/9 号控制孔，沿孔轴向平均有效应力为2.40 MPa，最大为2.9 MPa，而1/3 号控制孔平均有效应力为4.87 MPa，最大为 7.98 MPa，二者分别相差达2.03 倍和2.75 倍。

6 爆后实测抽放量与计算结果的对比

6.1 各爆破孔实际瓦斯抽放量的比较

为研究爆破对瓦斯抽放的影响，爆后对钻场所有爆破孔和控制孔进行了流量和浓度实时检测，并对比分析了70 d 内各炮孔抽放总量的数据（如图9所示，为使图面清晰去掉了与4号孔同排的6号孔）。

图9 不同爆破孔瓦斯流量对比图 Fig.9 Comparison of gas draining flow change for different blasting holes

从图6 及图9 可知，实测瓦斯流量变化与理论计算的径向破坏范围变化基本上是对应的，破坏范围大的总体流量较高。如2 号爆破孔平均裂缝最长，每天瓦斯流量均高于其他两排炮孔，各孔70 d 瓦斯抽放总量分别为163.15、121.46、103.54 m3。

6.2 爆破孔实际瓦斯抽放量与破坏长度的关系

炮孔所受爆破破坏作用是瓦斯抽放量增加的重要因素。从5.1 分析可知，装药长度不同的炮孔径向破坏有一定差异；而瓦斯抽放量的变化又与整个炮孔受爆破破坏的长度有关，图6 表明装药段均产生了裂隙；因此装药长度与瓦斯抽放量变化有直接的关联。为分析它们之间的关系，在得到2 号钻场3 个爆破孔装药长度及抽放数据基础上，将爆破孔装药长度与70 d瓦斯抽放总量关系的拟合曲线如图10 所示。

图10 实测瓦斯抽放量与炮孔装药长度关系 Fig.10 Variations of gas draining gross with length of the charge for blasting holes

图10 显示装药长度变大，瓦斯总流量一定增加，二者呈正相关性。但装药长度增长率高于瓦斯流量增长率，如当装药长度为1.86 m 时，瓦斯抽放量为103.54 m3，而装药长度为3.52 m 时，瓦斯抽放量达169.2 m3，即当装药长度增加89%时瓦斯抽放量增加了63%。

6.3 控制孔实测抽放数据分析

从数值计算结果看，控制孔孔壁所受爆破作用较炮孔小，但实际爆破效果如何需实测数据的验证。图11为现场实测的3个控制孔瓦斯流量随时间变化图。

图11 不同控制孔瓦斯流量对比图 Fig.11 Comparison of gas draining flow change for different control holes

根据图中流量数据比较，5 号控制孔因位处4个爆破孔的中心位置，受各方爆破作用强烈，瓦斯抽放量明显较另两排控制孔大。位于第3 排的7 号孔因与之相邻的9 号爆破孔应力场强度低，瓦斯流量最小。以所测70 d 抽放总量计，5 号孔抽放总量为92.45 m3，1、7 号孔分别为65.95 m3、41.98 m3，5 号孔较其他两孔抽放量增长了40%和120%，但仍较流量最小的8 号爆破孔低12%。

6.4 炮孔、控制孔比较及与非爆钻场抽放量的比较

对于实施深孔爆破的1 号钻场而言，4 个爆破孔爆后平均单孔抽放纯量为0.001 4 m3/min，5 个控制孔平均单孔抽放量0.000 9 m3/min，爆破孔较控制 孔流量平均高55%。

为进行对比，12 号钻场抽放孔布置与1 号钻场完全相同，但所有孔不实施爆破，1 号钻场爆破后与其同时进行接入抽放管进行抽放。经实测全部孔平均单孔瓦斯抽放纯量为0.000 77 m3/min，1 号钻场全部孔平均流量为0.001 15 m3/min，爆破钻场与非爆钻场比较，单孔平均流量增加49%。

7 结 论

（1）在孔位布置上，穿层爆破较本煤层爆破呈现明显不同的特点，导致应力波传播及相互作用上有较大差异，此外由于各孔斜穿煤层，煤层不同断面上应力分布存在不均匀性，因此，不能简单套用本层深孔爆破理论进行分析。

（2）装药长度决定了应力峰值的持续时间，也对破坏范围大小具有一定影响。在南桐矿试验条件下，装药长度为1.86 m 和2.57 m 的爆破孔平均径向破坏范围差别不大，而长度为3.23 m 的炮孔破坏范围较前两排孔大20%～33%。

（3）位于炮孔中心位置的控制孔（如5 号孔）所受应力场强度为各控制孔中最大，且沿孔轴向的大部分位置出现径向裂隙，但破坏范围小于各爆破孔。其余控制孔所受有效应力与同排爆破孔爆破作用强度相关，本次模拟计算时，以控制孔轴线上各点最大有效应力比较，与煤层倾角为29º 的控制孔较倾角为58º控制孔应力大2.03 倍。

（4）爆破孔装药长度是决定爆破孔瓦斯流量大 小的重要因素。当爆破孔装药长度增加时，瓦斯抽放量增大，在本文试验条件下，装药长度增加89%时，实测抽放总量增加了63%。

（5）所有爆破孔瓦斯抽放量均大于控制孔。在控制孔中，中心控制孔瓦斯流量最大，上排（与煤层倾角较小）孔次之，下排最小，本文试验条件下中心控制孔较其他两排控制孔的单孔抽放量分别大40%和120%。

（6）试验矿井进行爆破的抽放钻场瓦斯抽放效 果明显好于没有进行爆破的对比钻场，爆破钻场平均单孔流量较后者增加49%。

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