深孔預裂爆破法爆破機理

深孔預裂爆破法的爆炸機理及在淺煤層控制頂板冒落中的應用關(guān)鍵字：淺裂縫深孔預裂爆破法控制頂板冒落Ls-dyna3d房式采煤法采空區(qū)摘要：在神東采煤區(qū)的淺煤層開采中，因為主要頂板厚度大，抗拉強度高而且具有一些小的上覆荷載，導致了大區(qū)域的頻繁的頂板來壓。因此，這就發(fā)生了諸如液壓支架鐵結(jié)合，煤壁裂縫透水，大范圍的殘留礦柱失穩(wěn)，甚至在房式采煤采空區(qū)產(chǎn)生礦內(nèi)風暴等事故?？刂祈敯迕奥涞纳羁最A裂爆破技術(shù)是一種防止大范圍頂板來壓事故的合適方法，能廣泛應用于采礦中并且它在原位試驗中表現(xiàn)良好。根據(jù)淺煤層的區(qū)域條件，本篇論文采用圓柱孔擴張理論來計算三個爆生區(qū)——粉碎區(qū)、破裂區(qū)、彈性震動區(qū)；運用Ls-dyna3d軟件建立一個展示高能爆破壓力波影響下巖石壓力和破碎變形變化情況的深孔預裂爆破模型。模型的模擬結(jié)果揭示了控制頂板冒落的爆破機理并且能最優(yōu)化爆破參數(shù)。神東礦區(qū)應用預裂爆破技術(shù)后的現(xiàn)場觀測表明，第一次頂板來壓長度為17.4米，既沒有發(fā)生液壓支柱的鐵結(jié)合現(xiàn)象，采煤工作面的形成中也沒有產(chǎn)生大的頂板沉降，這表明深孔預裂法在控制頂板冒落中的應用達到了預期效果。1.引言淺煤層廣泛分布在中國西北地區(qū)的神東礦區(qū)。神東礦區(qū)的淺煤層有三個特征：淺的埋藏深度、薄的基巖、厚大松散的上覆層；因此它的巖層結(jié)構(gòu)和地壓表現(xiàn)相對其他普通煤層來說具有一些特殊性[1~3]。由于厚度大，抗拉強度高和低的上覆荷載，長壁面的第一次頂板來壓相當猛烈。來壓的區(qū)域長度大多數(shù)情況下大于35米。因此，頂板來壓時容易發(fā)生諸如液壓支架鐵結(jié)合，煤壁裂縫透水，大范圍的殘留礦柱失穩(wěn)，甚至在房式采煤采空區(qū)產(chǎn)生礦內(nèi)風暴等各種各樣的事故。上述現(xiàn)象給淺煤層采礦的安全性帶來了很大的威脅，所以我們必須采取有效的措施來避免這些災難[4~8]。改變頂板巖體的力學條件來弱化其強度是防止頂板來壓的最主要的措施。目前，最主要的控制方法是深孔爆破、對軟巖注水和充填采空區(qū)[9,10]。許多報道已經(jīng)證明深孔爆破技術(shù)是放頂?shù)挠行Т胧┎⑶乙呀?jīng)在中國的礦山中取得了廣泛的應用[11]。實驗室中的數(shù)值模擬和物理模擬已經(jīng)能夠優(yōu)化爆破鉆孔深度和放頂長度并且已經(jīng)取得了一些顯著的成果[6,8]。但是到目前為止，控制頂板冒落的深孔爆破機理，特別是對采空區(qū)下的淺煤層來說，還有待于系統(tǒng)的研究。結(jié)合神東礦區(qū)淺煤層的地質(zhì)條件，本論文運用理論分析和Ls-dyna3d軟件的數(shù)值模擬來揭示控制頂板冒落的預裂爆破機理并形成放頂設(shè)計。這個結(jié)果有助于淺煤層條件下的安全采礦。2.大范圍頂板來壓分析大范圍的頂板來壓通常發(fā)生在類似砂巖和礫巖這類強度高的巖體中，而且來壓區(qū)域?qū)永恚?jié)理裂隙發(fā)育不良，從而形成了高強度的整體厚大板狀結(jié)構(gòu)[12]。隨著長壁面的推進，懸頂面積增加，因為上覆荷載和懸頂巖層的自重影響，巖層開始彎曲沉降直到彎曲應力大于它的極限強度。然后巖層會產(chǎn)生斷裂面，斷裂面不斷擴張，不斷產(chǎn)生新的斷裂面，直到斷裂面貫穿整個巖層，即主要頂板巖層破裂并產(chǎn)生了第一次頂板來壓。另外，大范圍的頂板破裂和崩落將會導致動態(tài)沖擊甚至礦內(nèi)風暴[11]。以神東礦區(qū)的131203長壁面為例，該長壁面長650米，寬150米，且3-1-2煤層厚3米，傾角1-3度，正在開采。3-1-2煤層位于3-1-2煤層之下大概6米，3-1-1煤層是2000年之前采用留6米寬礦柱和6米寬的礦房的房式采煤法，當時開采的時候并沒有考慮到之下煤層開采的安全性問題。目前為止，在用長壁面開采3-1-2煤層時進入房式采煤空區(qū)并不安全。采空區(qū)的主要頂板是14.5米厚的砂巖。巖層柱的性質(zhì)參照表1，采空區(qū)下淺煤層長壁工作面結(jié)構(gòu)參照圖2?？刂祈敯迕奥淝暗闹饕敯鍔A在上覆荷載和殘留礦柱之間，這個結(jié)構(gòu)可以簡化為一個固支梁[13]。根據(jù)彈性力學來建立一個如圖3的兩端固支梁。根據(jù)最大抗拉強度準則，這個結(jié)構(gòu)從梁的中間開始斷裂，如圖3所示。因此，兩端固定條件下，可用下式表示巖層形成梁的極限安全長度：Ls≤2hσnq-15;Ls表示梁的極限安全長度，單位米；h是主梁厚度，14.5米；σ是頂板巖層的抗拉強度，3.3MPa；n是安全系數(shù)，根據(jù)131203長壁面巖體的物理力學參數(shù)，計算出第一次頂板來壓的長度是37.1米；實際上131203長壁面第一次頂板來壓長度是38.6米。頂板來壓導致了液壓支架的鐵結(jié)合，頂板推進過程中的沉降，采礦通道中的地面隆起，甚至有可能引起大范圍的礦柱失穩(wěn)和礦內(nèi)風暴。因此，我們必須采取有效措施防止頂板來壓事故。3.控制頂板冒落爆破的力學分析鉆孔爆破能夠破碎和切削巖石，這將改變第一次頂板來壓前頂板的夾緊狀態(tài)，即頂板破壞由兩端固支梁破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閼冶哿浩茐?，這與計算頂板來壓長度相似。巖石的破碎受兩個因素的影響：沖擊破傳遞的動力因素和爆轟氣體傳遞的準靜態(tài)因素。這兩個因素隨著巖體強度和物理力學條件的變化有不同的巖體破碎效果。巖石介質(zhì)中的爆破通常分為兩個階段：沖擊波的動力作用和爆轟氣體的準靜態(tài)作用[14~16]。根據(jù)巖體爆破特征，我們可以運用圓柱孔擴張理論來分析爆破產(chǎn)生的彈性區(qū)和塑性區(qū)的應力分布[17]。條形藥包爆破產(chǎn)生了大量的高壓爆轟氣體，當這個強烈的沖擊波傳遞到巖體中的時候會對鉆孔產(chǎn)生沖擊，導致巖體破碎情況有明顯的分區(qū)現(xiàn)象，即離爆破點距離不同巖體破碎情況不同。根據(jù)巖體的破碎程度不同，破碎巖體分為三個區(qū)：粉碎區(qū)、破裂區(qū)、彈性震動區(qū)。爆破分區(qū)如圖4所示[18,19]。爆破分區(qū)的主要特征如下：粉碎區(qū)：粉碎區(qū)半徑很小。在柱狀不耦合裝藥的情況下，粉碎區(qū)的半徑計算公式如下：Rc=其中：A=2ρCpρCp+ρ0DB=(1+b)2+1+b2-2μd(1-μd）（1-b)2b=μd1-μdα=2-μd1-μd;ρ,ρ0分別是炸藥和巖體的密度，kg/m3;Cp,D破裂區(qū)：破裂區(qū)在粉碎區(qū)之外。在不耦合裝藥的前提下，破裂區(qū)的半徑是[19]：Rp=(其中σtd單軸動態(tài)抗拉強度，MPa；σR是粉碎區(qū)與破碎區(qū)交界面上的徑向應力，MPa；彈性震動區(qū)：彈性區(qū)在破裂區(qū)之外，其中的巖體在動力波和爆轟氣體沖擊下沒有破裂，但是其中仍然有爆破震動，其半徑可以用下式估計[20]：R其中q'每個巖體單元中的爆轟載荷，2.93kg/m3，因此彈性震動區(qū)的半徑大概是2.1—2.9根據(jù)礦區(qū)的巖層狀況和實驗室結(jié)果，可以獲得以下參數(shù):ρ0=1000kg/m3,D=3600m/s,ρ=2500kg/m3,Cp=3300m/s,μ=0.25,σc=33.0MPa,σtd=3.3MPa,rc=25mm,rb=37.5mm,le=1.0。整合以上數(shù)據(jù)到方程中去，計算出粉碎區(qū)半徑和破裂區(qū)半徑分別是651.3mm和4數(shù)值模擬爆破過程的數(shù)值模擬對于分析爆破機理來說越來越重要。LS-DYNA3D軟件是最有效的動態(tài)分析軟件之一，可用來研究非線性沖擊動力學問題。它可以用來模擬爆破過程，優(yōu)化爆破參數(shù)以及改善爆破結(jié)果[21,22]。4.1爆炸狀態(tài)方程與仿真模型LS-DYNA3D軟件用JWL狀態(tài)方程來秒速高能炸藥爆轟產(chǎn)物體積與壓力的關(guān)系。描述這個關(guān)系的方程如下[23,24]：P=A其中P是爆轟產(chǎn)物單位壓力；V是爆轟產(chǎn)物的相對體積；E0是爆轟產(chǎn)物內(nèi)部原始能量密度；A,B,R1，R2是由爆破實驗決定的材料常數(shù)。根據(jù)巖層條件和有關(guān)研究結(jié)果[24,25]，實驗采用2號煤礦許用乳化炸藥。裝藥參數(shù)和JWL狀態(tài)方程參數(shù)見表1。爆炸中心附近巖層穩(wěn)定性高，采用包含了應變率效應的塑性硬化材料模型。因此，模擬中的巖體模型是一種各向異性運動硬化—熱帶運動強化的運動硬化塑性模型，這其中考慮了應變率和材料失效的影響。硬化參數(shù)β在0到1之間變動以適應各向同性和運動硬化程度。因此，應變率對強度的影響可以用Cowper–Symonds模型來分析，其屈服應力應變的關(guān)系是[21]σ其中σ0實原始屈服應力，ε是應變率；c和p是Cowper–Symonds應變率；εpeff是有效塑性應變；E基于巖層條件，建立一個有效鉆孔間距為6米的LS-DYNA3D模擬模型用以分析爆炸動載荷下的應力應變響應，揭示控制頂板冒落的深孔預裂爆破機理。模型的幾何尺寸長寬高分別是2200cm,1350cm,1000cm；鉆孔半徑是2.5厘米；鉆孔長度1350cm，模型結(jié)構(gòu)如圖5。為了消除邊界爆破效果的影響，無反應的邊界約束條件被用在外圍。4.2模擬過程和結(jié)果分析從LS-DYNA3D輸入模擬結(jié)果到LS-PREPOST處理器，主頂板壓力響應深孔預裂爆破影響的整個過程都可以通過調(diào)整仿真時間來闡釋清楚。巖體中隨時間變化的有效應力展示在圖6中。圖6表明巖體中有效應力波范圍大約是0.86米在炸藥爆轟39.5微秒后。這個范圍大概是鉆孔附近的粉碎區(qū)。爆炸129.5微秒后，有效應力波范圍增長到1.43米，包括全部粉碎區(qū)和部分破碎區(qū)。因為巖石的拉伸強度遠小于巖石的抗壓強度，當爆破導致的有效應力超過其極限抗拉強度，巖石將會屈服破碎，并進一步發(fā)展為一個破碎的區(qū)域。當爆炸639.8微秒后，巖石中有效應力波的范圍擴張到3.55米，相鄰爆破應力疊加，巖體產(chǎn)生反方向的震動反應。這將使巖體易于屈服并且產(chǎn)生脆弱的結(jié)構(gòu)面，從而導致主頂板崩潰。頂板上隨時間變化的有效應力如圖7所示。數(shù)據(jù)表明有效應力波是在起爆點開始產(chǎn)生的，然后傳遞到其他地方。隨著爆破時間的增加，有效應力波的作用范圍在軸向和徑向也隨之增加。徑向傳播使兩個臨近鉆孔間的爆破范圍增加。同時，軸向傳播使爆破由起始點傳向終點。爆破1079.5微秒后，引爆了一半以上的炸藥；在2070微秒后，3個鉆孔完全引爆，有效應力波的作用范圍擴張到3.52米。相鄰鉆孔爆破應力波的疊加效應使主頂屈服并使原生裂縫擴張。LS-DYNA3D軟件的模擬結(jié)果表明了高能炸藥爆破對巖體應力演化的規(guī)律性，揭示了主頂屈服和崩潰隨時間，空間變化的規(guī)律。與此同時，這個結(jié)果表明6米的有效孔間距是一個優(yōu)化的設(shè)計，并提供了一個合理的參數(shù)。4.3控制頂板冒落的離散元分析比較控制放頂模型和不采取措施的模型頂板冒落效果，離用散元程序UDEC建立并分析兩個模型。現(xiàn)場地質(zhì)條件和實驗室測試得出了煤層和巖層的性質(zhì)。為了消除邊界效應，在兩個邊界各留一個40米長的礦柱，長壁工作面的設(shè)計開挖長度是170米，這種模式的煤層為淺埋煤層，因此上邊界直達地表。模型的長高分別是250米，100米。就邊界限制條件來說，左右邊界限制了水平位移，較低的邊界限制了垂直位移。這個模型采用的本構(gòu)方程是庫爾—莫倫準則。長壁工作面在淺埋煤層開采，其距一個長寬6米并且留有6米寬的礦柱的采空區(qū)之下距離不遠。為了模擬得更加真實，采用一個支撐元件來模擬支撐結(jié)構(gòu)。上覆巖層的移動特征如圖8。長壁面開挖達到10米，頂板處于穩(wěn)定狀態(tài)；開挖達到20米，未爆破頂板模型的頂板開始破壞冒落，上面的殘余礦柱落入采空區(qū)，但在控制放頂模型中，主頂板開始破裂沉降，即第一次頂板來壓開始了。但是它與普通的頂板來壓特征不同，當采取了控制放頂措施之后，主頂隨爆破破碎帶破裂。因為主頂?shù)钠屏验L度小于20米，這個體積較小，因此支撐結(jié)構(gòu)處于穩(wěn)定狀態(tài)并且不會產(chǎn)生液壓支柱的鐵結(jié)合。這個結(jié)果表明，深孔預裂爆破控制放頂達到了預期的效果。當長壁面開挖達到了30米，在未爆破模型中直接頂板冒落但主頂板仍保持穩(wěn)定，但在控制放頂模型中，主頂板破裂并沿礦柱邊緣產(chǎn)生開裂，支架在一個支柱下面，所以主頂板拱結(jié)構(gòu)受力影響直接頂板，這個支架承受高壓，這需要一個相應的高支持阻力，以防止隨煤層的嚴重的沉降。當開挖達到40米，無爆破模型中主頂破裂冒落入空區(qū)。因為第一次頂板來壓的長度太長，上覆巖層荷載太高，導致支架不穩(wěn)，液壓支柱的鐵結(jié)合，不利于采煤生產(chǎn)的安全性。UDEC模擬的結(jié)果表明第一次頂板來壓的長度可以通過控制放頂?shù)纳羁最A裂爆破來減小。這有助于防止大規(guī)模的頂板冒落及相應事故，對于煤礦的安全生產(chǎn)意義重大。5現(xiàn)場應用根據(jù)頂板來壓的計算和前文提到的對控制放頂?shù)哪M，阻止第一次頂板來壓的對支架的大的沖擊載荷和為了降低地面壓力的行為強度，控制放頂?shù)纳羁最A裂爆破在神東礦區(qū)131203工作面實施。5.1爆破設(shè)計BZY-160/460鉆機用于在空區(qū)之下打開切眼。用一個直徑113毫米的鉆頭穿過煤柱和巖石直達設(shè)計深度很容易做到。然而，一些爆破孔穿過了3-1-1煤層的空區(qū)，一次鉆到底非常困難，所以我們采取了一個“三步鉆進”的策略來解決這個問題。步驟如下：首先，用一個直徑113毫米的鉆頭直接頂板的巖層頂部。其次，利用直徑89毫米的無縫鋼管穿過采空區(qū)接觸3-1-1煤層頂板。最后，使用直徑75毫米的鉆頭鉆至設(shè)計主頂板設(shè)計深度。鉆孔要求必須垂直以保證能順利裝藥。鉆孔布置如圖9。從鉆孔中心到開切墻大概2.5米，鉆孔1和2要平行鉆進，孔間距1米，2和3號鉆孔空間距為10米，其余孔孔間距為8米。1、2號孔的角度為50度（從運輸巷傾向回風巷），剩下孔與這兩個孔角度相同，方向相反。鉆孔總長度為18.5米，垂直方向深度為14.3米。炮孔采用連續(xù)耦合裝藥法，一次裝藥短暫延時裝藥爆破。試驗用2號煤礦許用乳化炸藥，炸藥包直徑50毫米，長580毫米，在炮孔中放一個直徑63毫米的PVC套管。裝藥系數(shù)0.65到0.80，裝藥質(zhì)量2.93kg每米，加固塞由黃泥漿制成充填系數(shù)為0.20—0.35.鉆進現(xiàn)場如圖10。5.2效果分析根據(jù)在131203長壁工作面的現(xiàn)場觀察，如圖11，采取控制放頂措施之后的第一次頂板來壓的主頂長度為17.4米。來壓的體積遠遠小于沒有采取措施的頂板，但級別是一樣的。以前在131201長壁工作面的現(xiàn)場觀察表明，未采取任何措施的第一次頂板來言長度為38.6米。主頂破壞區(qū)的范圍處于爆破區(qū)范圍之內(nèi)，因此，在頂板巖層上形成了沿著開切口的一個寬9.2米，深0.6米的矩形凹坑到了通達表面。地表的沉降如圖12所示。液壓支架的工作阻力記錄實時監(jiān)控系統(tǒng)還表明第一次頂板來壓的顯現(xiàn)壓力強度和周期來壓時一個相同的值，但加權(quán)強度相對較小。因此，雖然處在一個采空區(qū)之下，但是并沒有發(fā)生液壓支架鐵結(jié)合事故，沒有發(fā)生嚴重的沿煤壁步距沉降事故，沒有嚴重的沿煤壁裂隙透水事故，沒有大面積的殘留礦柱失穩(wěn)事故，也沒有發(fā)生礦內(nèi)風暴事故。因此，長壁工作面的掘進在爆破之后非常順利。這些結(jié)果表明，深孔預裂爆破防止頂板冒落技術(shù)達到了預期的效果。6.總結(jié)基于神東礦區(qū)淺埋煤層的地質(zhì)條件，第一次頂板來壓的長度非常之大，達到了37.1米，很容易引起大面積的頂板冒落事故。采取一些措施來減小來壓長度保證長壁工作面的安全生產(chǎn)是非常有必要的。為了防止大面積的頂板冒落及其他安全事故，我們提出了深孔預裂爆破控制放頂技術(shù)。本文采取圓柱孔擴張理論來研究爆破機理（爆破范圍可分為3個區(qū)，粉碎區(qū)、破裂區(qū)、彈性震動區(qū)）并得出了三維大小。計算表明最優(yōu)的孔間距為8米。用LS-DYNA3D軟件來建立一個控制放頂?shù)念A裂爆破模型，這個仿真模型分析了爆破沖擊波引起的應力場和破壞區(qū)域的范圍，揭示了控制放頂?shù)谋茩C理以及優(yōu)化了爆破參數(shù)。力學分析和數(shù)值模擬都為爆破應用提供了合理的依據(jù)。采用控制放頂預裂爆破方法之后，第一次頂板來壓的長度變?yōu)?7.4米。這個來壓的長度遠小于未采取任何措施的值，同時，地面壓力也相對降低，不會產(chǎn)生液壓支柱鐵結(jié)合，大面積冒落等事故，因而使得工作面的掘進得意順利進行?，F(xiàn)場觀察表明，深孔預裂爆破控制放頂?shù)膽眯Ч浅晒Φ?，保證了在采空區(qū)之下的長壁工作面書順利安全掘進。致謝本項目得到了中國國家863國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃（NO.2012AA062101），中國國家自然科學基金（NO.51304202），中國江蘇省自然科學基金（NO.BK20130190)和中央高校優(yōu)勢學科江蘇高等教育機構(gòu)的項目開發(fā)(NO.SZBF2011-6-B35)的經(jīng)費支持。作者衷心感謝以上機構(gòu)的經(jīng)費支持。感謝鄂爾多斯烏蘭煤炭集團有限公司的現(xiàn)場實地測試并特別感謝納嘉阿齊茲和鮑勃科尼蒙斯的建設(shè)性意見。參考書目[1]HuangQX.Groundpressurebehaviorandde?nitionofshallowseams.ChinaRockMechanicsandRockEngineering2002;21(8):1174–7[inChinese].[2]HuangQX,QianMG,ShiPW.Structuralanalysisofmainroofstabilityduringperiodicweightinginlongwallface.JournalofChinaCoalSociety1999;24(6):581–5[inChinese].[3]ZhangDS,FanGW,LiuYD,etal.FieldtrialsofaquiferprotectioninlongwallminingofshallowcoalseamsinChina.InternationalJournalofRockMechanicsandMiningSciences2010;47:908–14.[4]YangZL.Stabilityofnearlyhorizontalroofstratainshallowseamlongwallmining.InternationalJournalofRockMechanicsandMiningSciences2010;47:672–7.[5]TuSH,DouFJ,WanZJ,etal.Stratacontroltechnologyofthefullymechanizedfaceinshallowcoalseamclosetotheaboveroom-and-pillargob.JournalofChinaCoalSociety2011;36(3):366–70[inChinese].[6]FangXQ,HaoXJ,LanYW.Determinationofreasonableforcedcavingintervalinshallow-buriedseamwithhardandthinbedrock.ChinaRockMechanicsandRockEngineering2010;29(2):388–93[inChinese].[7]ZhangJ.Analysisofweightinglawofindividualjackslong-wallfaceinNanliangshallowseamcoveredwiththicksoil.JournalofHunanUniversityofScienceandTechnology2007;22(4):6–10[inChinese].[8]ZhangJ.Studyonforcedroofcavingtohardroofbydeep-holepre-blastinginshallowcoalseam.JournalofMiningandSafetyEngineering2012;29(3):339–43[inChinese].[9]ChenRH,QianMG,MiaoXX.Numericalsimulationinminingpressurecontrolofthickandstrongstratumcavingbywater-infusionsofteningmethod.ChinaRockMechanicsandRockEngineering2005;24(13):2266–71[inChinese].[10]ZhaoHZ.TheblastofhardrooffromgroundinshallowseaminIndia.GroundPressureandStrataControl1999;16(4):22–6[inChinese].[11]XiongRQ.Investigationofmechanismofrooffailureduetoweightingovergreatextent.JournalofChinaCoalSociety1995;20(S1):38–41[inChinese].[12]JinZM,ZhangHX,KangTH.Studyonmechanismofroofweightingovergreatextent.ShanxiCoal1994;6:14–7[inChinese].[13]XuZL.Elasticmechanics.4thed..Beijing:HigherEducationPress;2006[inChinese].[14]YangXL,WangSR.Mesomechanismofdamageandfractureonrockblasting.ExplosionandShockWaves2000;20(3):247–52[inChinese].[15]YangXL,WangMS.Mechanismofrockcrackgrowthunderdetonationgasloading.ExplosionandShockWaves2001;21(2):111–6[inChinese].[16]LiCR,Kan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