深孔预裂爆破法爆破机理

深孔预裂爆破法的爆炸机理及在浅煤层控制顶板冒落中的应用关键字：浅裂缝深孔预裂爆破法控制顶板冒落Ls-dyna3d房式采煤法采空区摘要：在神东采煤区的浅煤层开采中，因为主要顶板厚度大，抗拉强度高而且具有一些小的上覆荷载，导致了大区域的频繁的顶板来压。因此，这就发生了诸如液压支架铁结合，煤壁裂缝透水，大范围的残留矿柱失稳，甚至在房式采煤采空区产生矿内风暴等事故。控制顶板冒落的深孔预裂爆破技术是一种防止大范围顶板来压事故的合适方法，能广泛应用于采矿中并且它在原位试验中表现良好。根据浅煤层的区域条件，本篇论文采用圆柱孔扩张理论来计算三个爆生区——粉碎区、破裂区、弹性震动区；运用Ls-dyna3d软件建立一个展示高能爆破压力波影响下岩石压力和破碎变形变化情况的深孔预裂爆破模型。模型的模拟结果揭示了控制顶板冒落的爆破机理并且能最优化爆破参数。神东矿区应用预裂爆破技术后的现场观测表明，第一次顶板来压长度为17.4米，既没有发生液压支柱的铁结合现象，采煤工作面的形成中也没有产生大的顶板沉降，这表明深孔预裂法在控制顶板冒落中的应用达到了预期效果。1.引言浅煤层广泛分布在中国西北地区的神东矿区。神东矿区的浅煤层有三个特征：浅的埋藏深度、薄的基岩、厚大松散的上覆层；因此它的岩层结构和地压表现相对其他普通煤层来说具有一些特殊性[1~3]。由于厚度大，抗拉强度高和低的上覆荷载，长壁面的第一次顶板来压相当猛烈。来压的区域长度大多数情况下大于35米。因此，顶板来压时容易发生诸如液压支架铁结合，煤壁裂缝透水，大范围的残留矿柱失稳，甚至在房式采煤采空区产生矿内风暴等各种各样的事故。上述现象给浅煤层采矿的安全性带来了很大的威胁，所以我们必须采取有效的措施来避免这些灾难[4~8]。改变顶板岩体的力学条件来弱化其强度是防止顶板来压的最主要的措施。目前，最主要的控制方法是深孔爆破、对软岩注水和充填采空区[9,10]。许多报道已经证明深孔爆破技术是放顶的有效措施并且已经在中国的矿山中取得了广泛的应用[11]。实验室中的数值模拟和物理模拟已经能够优化爆破钻孔深度和放顶长度并且已经取得了一些显著的成果[6,8]。但是到目前为止，控制顶板冒落的深孔爆破机理，特别是对采空区下的浅煤层来说，还有待于系统的研究。结合神东矿区浅煤层的地质条件，本论文运用理论分析和Ls-dyna3d软件的数值模拟来揭示控制顶板冒落的预裂爆破机理并形成放顶设计。这个结果有助于浅煤层条件下的安全采矿。2.大范围顶板来压分析大范围的顶板来压通常发生在类似砂岩和砾岩这类强度高的岩体中，而且来压区域层理，节理裂隙发育不良，从而形成了高强度的整体厚大板状结构[12]。随着长壁面的推进，悬顶面积增加，因为上覆荷载和悬顶岩层的自重影响，岩层开始弯曲沉降直到弯曲应力大于它的极限强度。然后岩层会产生断裂面，断裂面不断扩张，不断产生新的断裂面，直到断裂面贯穿整个岩层，即主要顶板岩层破裂并产生了第一次顶板来压。另外，大范围的顶板破裂和崩落将会导致动态冲击甚至矿内风暴[11]。以神东矿区的131203长壁面为例，该长壁面长650米，宽150米，且3-1-2煤层厚3米，倾角1-3度，正在开采。3-1-2煤层位于3-1-2煤层之下大概6米，3-1-1煤层是2000年之前采用留6米宽矿柱和6米宽的矿房的房式采煤法，当时开采的时候并没有考虑到之下煤层开采的安全性问题。目前为止，在用长壁面开采3-1-2煤层时进入房式采煤空区并不安全。采空区的主要顶板是14.5米厚的砂岩。岩层柱的性质参照表1，采空区下浅煤层长壁工作面结构参照图2。控制顶板冒落前的主要顶板夹在上覆荷载和残留矿柱之间，这个结构可以简化为一个固支梁[13]。根据弹性力学来建立一个如图3的两端固支梁。根据最大抗拉强度准则，这个结构从梁的中间开始断裂，如图3所示。因此，两端固定条件下，可用下式表示岩层形成梁的极限安全长度：Ls≤2hσnq-15;Ls表示梁的极限安全长度，单位米；h是主梁厚度，14.5米；σ是顶板岩层的抗拉强度，3.3MPa；n是安全系数，根据131203长壁面岩体的物理力学参数，计算出第一次顶板来压的长度是37.1米；实际上131203长壁面第一次顶板来压长度是38.6米。顶板来压导致了液压支架的铁结合，顶板推进过程中的沉降，采矿通道中的地面隆起，甚至有可能引起大范围的矿柱失稳和矿内风暴。因此，我们必须采取有效措施防止顶板来压事故。3.控制顶板冒落爆破的力学分析钻孔爆破能够破碎和切削岩石，这将改变第一次顶板来压前顶板的夹紧状态，即顶板破坏由两端固支梁破坏转变为悬臂梁破坏，这与计算顶板来压长度相似。岩石的破碎受两个因素的影响：冲击破传递的动力因素和爆轰气体传递的准静态因素。这两个因素随着岩体强度和物理力学条件的变化有不同的岩体破碎效果。岩石介质中的爆破通常分为两个阶段：冲击波的动力作用和爆轰气体的准静态作用[14~16]。根据岩体爆破特征，我们可以运用圆柱孔扩张理论来分析爆破产生的弹性区和塑性区的应力分布[17]。条形药包爆破产生了大量的高压爆轰气体，当这个强烈的冲击波传递到岩体中的时候会对钻孔产生冲击，导致岩体破碎情况有明显的分区现象，即离爆破点距离不同岩体破碎情况不同。根据岩体的破碎程度不同，破碎岩体分为三个区：粉碎区、破裂区、弹性震动区。爆破分区如图4所示[18,19]。爆破分区的主要特征如下：粉碎区：粉碎区半径很小。在柱状不耦合装药的情况下，粉碎区的半径计算公式如下：Rc=其中：A=2ρCpρCp+ρ0DB=(1+b)2+1+b2-2μd(1-μd）（1-b)2b=μd1-μdα=2-μd1-μd;ρ,ρ0分别是炸药和岩体的密度，kg/m3;Cp,D破裂区：破裂区在粉碎区之外。在不耦合装药的前提下，破裂区的半径是[19]：Rp=(其中σtd单轴动态抗拉强度，MPa；σR是粉碎区与破碎区交界面上的径向应力，MPa；弹性震动区：弹性区在破裂区之外，其中的岩体在动力波和爆轰气体冲击下没有破裂，但是其中仍然有爆破震动，其半径可以用下式估计[20]：R其中q'每个岩体单元中的爆轰载荷，2.93kg/m3，因此弹性震动区的半径大概是2.1—2.9根据矿区的岩层状况和实验室结果，可以获得以下参数: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。整合以上数据到方程中去，计算出粉碎区半径和破裂区半径分别是651.3mm和4数值模拟爆破过程的数值模拟对于分析爆破机理来说越来越重要。LS-DYNA3D软件是最有效的动态分析软件之一，可用来研究非线性冲击动力学问题。它可以用来模拟爆破过程，优化爆破参数以及改善爆破结果[21,22]。4.1爆炸状态方程与仿真模型LS-DYNA3D软件用JWL状态方程来秒速高能炸药爆轰产物体积与压力的关系。描述这个关系的方程如下[23,24]：P=A其中P是爆轰产物单位压力；V是爆轰产物的相对体积；E0是爆轰产物内部原始能量密度；A,B,R1，R2是由爆破实验决定的材料常数。根据岩层条件和有关研究结果[24,25]，实验采用2号煤矿许用乳化炸药。装药参数和JWL状态方程参数见表1。爆炸中心附近岩层稳定性高，采用包含了应变率效应的塑性硬化材料模型。因此，模拟中的岩体模型是一种各向异性运动硬化—热带运动强化的运动硬化塑性模型，这其中考虑了应变率和材料失效的影响。硬化参数β在0到1之间变动以适应各向同性和运动硬化程度。因此，应变率对强度的影响可以用Cowper–Symonds模型来分析，其屈服应力应变的关系是[21]σ其中σ0实原始屈服应力，ε是应变率；c和p是Cowper–Symonds应变率；εpeff是有效塑性应变；E基于岩层条件，建立一个有效钻孔间距为6米的LS-DYNA3D模拟模型用以分析爆炸动载荷下的应力应变响应，揭示控制顶板冒落的深孔预裂爆破机理。模型的几何尺寸长宽高分别是2200cm,1350cm,1000cm；钻孔半径是2.5厘米；钻孔长度1350cm，模型结构如图5。为了消除边界爆破效果的影响，无反应的边界约束条件被用在外围。4.2模拟过程和结果分析从LS-DYNA3D输入模拟结果到LS-PREPOST处理器，主顶板压力响应深孔预裂爆破影响的整个过程都可以通过调整仿真时间来阐释清楚。岩体中随时间变化的有效应力展示在图6中。图6表明岩体中有效应力波范围大约是0.86米在炸药爆轰39.5微秒后。这个范围大概是钻孔附近的粉碎区。爆炸129.5微秒后，有效应力波范围增长到1.43米，包括全部粉碎区和部分破碎区。因为岩石的拉伸强度远小于岩石的抗压强度，当爆破导致的有效应力超过其极限抗拉强度，岩石将会屈服破碎，并进一步发展为一个破碎的区域。当爆炸639.8微秒后，岩石中有效应力波的范围扩张到3.55米，相邻爆破应力叠加，岩体产生反方向的震动反应。这将使岩体易于屈服并且产生脆弱的结构面，从而导致主顶板崩溃。顶板上随时间变化的有效应力如图7所示。数据表明有效应力波是在起爆点开始产生的，然后传递到其他地方。随着爆破时间的增加，有效应力波的作用范围在轴向和径向也随之增加。径向传播使两个临近钻孔间的爆破范围增加。同时，轴向传播使爆破由起始点传向终点。爆破1079.5微秒后，引爆了一半以上的炸药；在2070微秒后，3个钻孔完全引爆，有效应力波的作用范围扩张到3.52米。相邻钻孔爆破应力波的叠加效应使主顶屈服并使原生裂缝扩张。LS-DYNA3D软件的模拟结果表明了高能炸药爆破对岩体应力演化的规律性，揭示了主顶屈服和崩溃随时间，空间变化的规律。与此同时，这个结果表明6米的有效孔间距是一个优化的设计，并提供了一个合理的参数。4.3控制顶板冒落的离散元分析比较控制放顶模型和不采取措施的模型顶板冒落效果，离用散元程序UDEC建立并分析两个模型。现场地质条件和实验室测试得出了煤层和岩层的性质。为了消除边界效应，在两个边界各留一个40米长的矿柱，长壁工作面的设计开挖长度是170米，这种模式的煤层为浅埋煤层，因此上边界直达地表。模型的长高分别是250米，100米。就边界限制条件来说，左右边界限制了水平位移，较低的边界限制了垂直位移。这个模型采用的本构方程是库尔—莫伦准则。长壁工作面在浅埋煤层开采，其距一个长宽6米并且留有6米宽的矿柱的采空区之下距离不远。为了模拟得更加真实，采用一个支撑元件来模拟支撑结构。上覆岩层的移动特征如图8。长壁面开挖达到10米，顶板处于稳定状态；开挖达到20米，未爆破顶板模型的顶板开始破坏冒落，上面的残余矿柱落入采空区，但在控制放顶模型中，主顶板开始破裂沉降，即第一次顶板来压开始了。但是它与普通的顶板来压特征不同，当采取了控制放顶措施之后，主顶随爆破破碎带破裂。因为主顶的破裂长度小于20米，这个体积较小，因此支撑结构处于稳定状态并且不会产生液压支柱的铁结合。这个结果表明，深孔预裂爆破控制放顶达到了预期的效果。当长壁面开挖达到了30米，在未爆破模型中直接顶板冒落但主顶板仍保持稳定，但在控制放顶模型中，主顶板破裂并沿矿柱边缘产生开裂，支架在一个支柱下面，所以主顶板拱结构受力影响直接顶板，这个支架承受高压，这需要一个相应的高支持阻力，以防止随煤层的严重的沉降。当开挖达到40米，无爆破模型中主顶破裂冒落入空区。因为第一次顶板来压的长度太长，上覆岩层荷载太高，导致支架不稳，液压支柱的铁结合，不利于采煤生产的安全性。UDEC模拟的结果表明第一次顶板来压的长度可以通过控制放顶的深孔预裂爆破来减小。这有助于防止大规模的顶板冒落及相应事故，对于煤矿的安全生产意义重大。5现场应用根据顶板来压的计算和前文提到的对控制放顶的模拟，阻止第一次顶板来压的对支架的大的冲击载荷和为了降低地面压力的行为强度，控制放顶的深孔预裂爆破在神东矿区131203工作面实施。5.1爆破设计BZY-160/460钻机用于在空区之下打开切眼。用一个直径113毫米的钻头穿过煤柱和岩石直达设计深度很容易做到。然而，一些爆破孔穿过了3-1-1煤层的空区，一次钻到底非常困难，所以我们采取了一个“三步钻进”的策略来解决这个问题。步骤如下：首先，用一个直径113毫米的钻头直接顶板的岩层顶部。其次，利用直径89毫米的无缝钢管穿过采空区接触3-1-1煤层顶板。最后，使用直径75毫米的钻头钻至设计主顶板设计深度。钻孔要求必须垂直以保证能顺利装药。钻孔布置如图9。从钻孔中心到开切墙大概2.5米，钻孔1和2要平行钻进，孔间距1米，2和3号钻孔空间距为10米，其余孔孔间距为8米。1、2号孔的角度为50度（从运输巷倾向回风巷），剩下孔与这两个孔角度相同，方向相反。钻孔总长度为18.5米，垂直方向深度为14.3米。炮孔采用连续耦合装药法，一次装药短暂延时装药爆破。试验用2号煤矿许用乳化炸药，炸药包直径50毫米，长580毫米，在炮孔中放一个直径63毫米的PVC套管。装药系数0.65到0.80，装药质量2.93kg每米，加固塞由黄泥浆制成充填系数为0.20—0.35.钻进现场如图10。5.2效果分析根据在131203长壁工作面的现场观察，如图11，采取控制放顶措施之后的第一次顶板来压的主顶长度为17.4米。来压的体积远远小于没有采取措施的顶板，但级别是一样的。以前在131201长壁工作面的现场观察表明，未采取任何措施的第一次顶板来言长度为38.6米。主顶破坏区的范围处于爆破区范围之内，因此，在顶板岩层上形成了沿着开切口的一个宽9.2米，深0.6米的矩形凹坑到了通达表面。地表的沉降如图12所示。液压支架的工作阻力记录实时监控系统还表明第一次顶板来压的显现压力强度和周期来压时一个相同的值，但加权强度相对较小。因此，虽然处在一个采空区之下，但是并没有发生液压支架铁结合事故，没有发生严重的沿煤壁步距沉降事故，没有严重的沿煤壁裂隙透水事故，没有大面积的残留矿柱失稳事故，也没有发生矿内风暴事故。因此，长壁工作面的掘进在爆破之后非常顺利。这些结果表明，深孔预裂爆破防止顶板冒落技术达到了预期的效果。6.总结基于神东矿区浅埋煤层的地质条件，第一次顶板来压的长度非常之大，达到了37.1米，很容易引起大面积的顶板冒落事故。采取一些措施来减小来压长度保证长壁工作面的安全生产是非常有必要的。为了防止大面积的顶板冒落及其他安全事故，我们提出了深孔预裂爆破控制放顶技术。本文采取圆柱孔扩张理论来研究爆破机理（爆破范围可分为3个区，粉碎区、破裂区、弹性震动区）并得出了三维大小。计算表明最优的孔间距为8米。用LS-DYNA3D软件来建立一个控制放顶的预裂爆破模型，这个仿真模型分析了爆破冲击波引起的应力场和破坏区域的范围，揭示了控制放顶的爆破机理以及优化了爆破参数。力学分析和数值模拟都为爆破应用提供了合理的依据。采用控制放顶预裂爆破方法之后，第一次顶板来压的长度变为17.4米。这个来压的长度远小于未采取任何措施的值，同时，地面压力也相对降低，不会产生液压支柱铁结合，大面积冒落等事故，因而使得工作面的掘进得意顺利进行。现场观察表明，深孔预裂爆破控制放顶的应用效果是成功的，保证了在采空区之下的长壁工作面书顺利安全掘进。致谢本项目得到了中国国家863国家高技术研究发展计划（NO.2012AA062101），中国国家自然科学基金（NO.51304202），中国江苏省自然科学基金（NO.BK20130190)和中央高校优势学科江苏高等教育机构的项目开发(NO.SZBF2011-6-B35)的经费支持。作者衷心感谢以上机构的经费支持。感谢鄂尔多斯乌兰煤炭集团有限公司的现场实地测试并特别感谢纳嘉阿齐兹和鲍勃科尼蒙斯的建设性意见。参考书目[1]HuangQX.Groundpressurebehavioranddefinitionofshallowseams.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,KangLJ,QiQX,etal.Numericalsimulationofdeep-holeblastinganditsapplicationinmineroofweaken.JournalofChinaCoalSociety2009;34(12):1632–6[inChinese].[17]MuCM,QiJ.Mechanicalcharacteristicsofgas-filledcoalunderblastingload.JournalofChinaCoalSociety2012;37(2):268–73[inChinese].[18]DickRA,FletcherRD,AndreaDV.Explosivesandblastingproceduresmanual.WashingtonD.C.:USBureauofMines;1983.[19]DaiJ.Calculationofradii