李向上，鄭俊杰，宋彥琦，郭德勇，馬宏發(fā)，王嘉敏

（1. 煤炭科學(xué)研究總院有限公司，北京 100013；2. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)（北京）力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083；3. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)（北京）應(yīng)急管理與安全工程學(xué)院，北京 100083）

作為世界上最大的產(chǎn)煤國(guó)家，煤炭資源在我國(guó)一次性能源消費(fèi)結(jié)構(gòu)中約占60%[1]。但我國(guó)煤田地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜，多表現(xiàn)為高瓦斯低透氣性煤層，隨著開采深度的增加，煤與瓦斯突出災(zāi)害加劇[2-4]。現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐表明，抽采瓦斯可有效治理煤與瓦斯突出災(zāi)害，但是高瓦斯低透氣性煤層透氣性非常低，嚴(yán)重制約著瓦斯的抽采效率。因此，如何提高低透氣性煤層的透氣性成為迫切需要解決的問題。

針對(duì)如何提高低透氣性煤層透氣性的難題，學(xué)者們提出采用水力壓裂[5]和液態(tài)CO2相變致裂[6]的措施，并取得了一定的成效。水力壓裂技術(shù)主要通過向煤層注入帶有化學(xué)試劑的液體破壞其原生裂隙，達(dá)到提高煤層透氣性的目的，但是水力壓裂過程中添加的化學(xué)物質(zhì)會(huì)造成地下水的污染。液態(tài)二氧化碳相變致裂技術(shù)的原理是：液態(tài)CO2在極短的時(shí)間內(nèi)發(fā)生相變（CO2由液態(tài)轉(zhuǎn)為氣態(tài)），產(chǎn)生的應(yīng)力波和高能氣體作用于煤體產(chǎn)生裂隙，達(dá)到增透煤層的效果，但是該技術(shù)尚不成熟，尚未大面積推廣。隨著爆破技術(shù)的發(fā)展，松動(dòng)爆破技術(shù)被廣泛應(yīng)用于增透煤層中?，F(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐表明，采用常規(guī)爆破時(shí)常遇到煤層粉碎區(qū)較大而裂隙區(qū)較小的問題，導(dǎo)致煤層致裂增透效果不佳，常規(guī)藥卷平面結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示。因此，研究人員提出將聚能爆破技術(shù)用于煤層致裂增透中，聚能藥卷平面結(jié)構(gòu)如圖1（b）所示。聚能爆破早期主要用于軍事武器中，二戰(zhàn)結(jié)束后，在采礦、石油和隧道開挖中被逐步推廣應(yīng)用。羅勇等[7-11]對(duì)聚能裝置進(jìn)行了改進(jìn)，提出了多點(diǎn)、多面聚能爆破切割新技術(shù)，并成功將聚能藥包應(yīng)用于巖石定向斷裂爆破中。楊仁樹等[12-13]采用動(dòng)態(tài)焦散線實(shí)驗(yàn)方法研究了高靜應(yīng)力對(duì)切縫藥包致裂巖石的影響。Meng 等[14]應(yīng)用聚能爆破定向破碎堅(jiān)硬頂板，確定了巖體的破壞類型和裂縫發(fā)育區(qū)域。Yin 等[15]發(fā)現(xiàn)通過不耦合聚能裝藥技術(shù)可以實(shí)現(xiàn)圍巖體最佳爆破致裂效果。He 等[16]提出了基于雙邊槽管裝藥形式的成形水力光面爆破技術(shù)。劉健等[17]和高魁等[18]將聚能爆破技術(shù)用于巷道掘進(jìn)中，解決了傳統(tǒng)的鉆眼爆破掘進(jìn)巷道法在圍巖形成的裂紋中無(wú)序擴(kuò)展的難題。康勇等[19]提出了基于高壓水射流切槽的定向聚能護(hù)壁爆破新方法。郭德勇等[20-22]和宋彥琦等[23]制定了詳細(xì)的聚能爆破增透煤層工藝，同時(shí)改進(jìn)了聚能裝藥爆破技術(shù)，提出采用雙孔聚能爆破技術(shù)、微差聚能爆破技術(shù)及徑向不耦合裝藥技術(shù)進(jìn)一步提高煤層的增透能力，并在鄭州、平頂山、焦作礦區(qū)成功開展了煤層深孔聚能裝藥爆破增透試驗(yàn)。

圖1 爆破藥卷平面結(jié)構(gòu)Fig. 1 Plane structure of blasting charge coil

要解決松動(dòng)爆破技術(shù)致裂煤層時(shí)遇到的煤體粉碎區(qū)嚴(yán)重而裂隙區(qū)發(fā)育不佳的難題，進(jìn)一步提高低透氣性煤層的滲透性，需要了解聚能爆破致裂增透煤層的作用機(jī)制。本文擬通過實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究聚能爆破增透煤層的作用機(jī)制。首先，開展聚能爆破與常規(guī)爆破破碎混凝土的對(duì)比試驗(yàn)，利用超動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀獲取爆破致裂過程中應(yīng)變磚應(yīng)變隨時(shí)間變化的規(guī)律；隨后，利用ANSYS/LS-DYNA 進(jìn)一步分析聚能爆破與常規(guī)爆破致裂混凝土過程中粉碎區(qū)及裂隙區(qū)的形成過程；最后，將聚能裝藥爆破技術(shù)應(yīng)用于平煤十礦，進(jìn)一步探討聚能爆破提高煤層透氣性的作用機(jī)制，分析聚能爆破提高煤層滲透性的優(yōu)勢(shì)。

1 混凝土爆破實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)方案

為分析聚能爆破與常規(guī)爆破致裂煤巖體裂紋演化的差異特征，澆筑6 個(gè)尺寸相同的混凝土模型試件，其中3 個(gè)試件進(jìn)行聚能爆破，另外3 個(gè)進(jìn)行常規(guī)爆破。試件尺寸為80 cm×80 cm×60 cm，將炮孔設(shè)置在模型正中心，炮孔深20 cm、直徑2.7 cm。在距試件上表面17 cm 的水平面上埋設(shè)6 個(gè)應(yīng)變磚1～6，其中應(yīng)變磚1、3、5 距炮孔中心10 cm，應(yīng)變磚2、4、6 距炮孔中心20 cm，應(yīng)變磚尺寸為2 cm×2 cm×1 cm[24]，如圖2 所示。常規(guī)爆破時(shí)，應(yīng)變磚1～6 記為P1～P6；聚能爆破時(shí)，應(yīng)變磚1～6 記為J1～J6。

圖2 爆破模型中應(yīng)變磚的布置示意圖Fig. 2 Layout of strain bricks in blasting model

1.2 藥卷制作過程

采用PVC 管制作聚能藥管和常規(guī)藥管，藥管長(zhǎng)8 cm、外徑1.5 cm、管壁厚0.1 cm。使用厚0.1 mm的純紫銅片制作聚能金屬罩,首先將紫銅片裁剪成0.8 cm×0.42 cm 的長(zhǎng)條，兩邊對(duì)折成90o，金屬罩軸線高0.2 cm，然后用502 膠水將銅片粘在PVC管內(nèi)側(cè)，保證聚能罩兩側(cè)之間的距離為1 cm。實(shí)驗(yàn)前，先將3.5 g TNT 當(dāng)量的黑索金裝入藥管內(nèi)，然后在藥管中間插上雷管，最后向藥管內(nèi)邊注細(xì)沙邊滴502 膠水，這樣做不僅可以起到一定的封孔作用，還能確保雷管在藥管正中心。聚能藥管具體制作過程如圖3 所示。常規(guī)藥卷PVC管內(nèi)側(cè)不裝金屬罩，其余操作和聚能藥管制作流程相同。

圖3 聚能藥管制作過程Fig. 3 The production of cumulative explosive pipe

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 宏觀裂隙對(duì)比分析

將藥卷放入炮孔內(nèi)，炮孔直徑為2.5 cm，邊注入細(xì)沙邊滴502 膠水進(jìn)行封孔。為防止爆破時(shí)混凝土試塊飛濺，在試塊上方蓋上厚木板，起爆器連接雷管后進(jìn)行爆破實(shí)驗(yàn)。常規(guī)爆破后試件破壞情況如圖4（a）所示。從圖4（a）可以看出，常規(guī)爆破后試件形成的粉碎區(qū)呈圓形，其直徑約4 cm，粉碎圈直徑為炮孔直徑的1.5 倍。試件表面形成以炮孔為中心向試件邊界延伸的4 條主裂隙，伴隨數(shù)條雜亂無(wú)章的微裂隙，4 條主裂隙寬度基本相同，約0.3 cm，裂隙寬度較小。這是因?yàn)?，常?guī)藥包起爆后，爆炸沖擊波向四周均勻傳播，較大一部分炸藥能量浪費(fèi)在試塊粉碎上，而炸藥能量一定，最終導(dǎo)致試塊形成的粉碎區(qū)較大，而裂隙區(qū)較小。

圖4 爆破后試件破壞情況Fig. 4 Photos of specimen failure after blasting

聚能爆破后試件破壞情況如圖4（b）所示。從圖4（b）可以看出，聚能爆破后試件形成的粉碎區(qū)呈橢圓形，其中聚能方向的粉碎區(qū)長(zhǎng)度約3.2 cm，垂直于聚能方向的粉碎區(qū)長(zhǎng)度約3.8 cm，可見，2 個(gè)方向的粉碎區(qū)長(zhǎng)度均小于常規(guī)爆破試件粉碎區(qū)的長(zhǎng)度。爆破后，試件同樣形成以炮孔為中心向試件邊界擴(kuò)展的4 條主裂紋，聚能方向主裂紋寬度約1.1 cm，垂直于聚能方向的主裂紋寬度約0.4 cm，4 條主裂紋的寬度均大于常規(guī)爆破形成的主裂紋的寬度，且聚能方向裂紋的寬度明顯大于垂直于聚能方向的裂紋的寬度。這是因?yàn)椋勰芩幘砥鸨?，爆轟波壓縮銅質(zhì)聚能罩，在聚能方向形成金屬射流侵徹試件，形成主導(dǎo)裂隙，有利于后續(xù)應(yīng)力波及爆生氣體進(jìn)一步致裂試件。垂直于聚能方向形成的裂紋寬度同樣稍大于常規(guī)爆破的，這是由于爆轟波壓縮金屬罩時(shí)，部分反射回來(lái)的爆轟波相互碰撞，強(qiáng)化了垂直于聚能方向的能量，促進(jìn)了該方向裂紋的擴(kuò)展?？梢姡捎诮饘僬值拇嬖?，聚能爆破可以充分利用炸藥能量，從而縮小試件粉碎區(qū)、增大裂隙區(qū)。

2.2 超動(dòng)態(tài)應(yīng)變測(cè)試對(duì)比分析

由于爆破過程易受到外界信號(hào)干擾，因此采用數(shù)據(jù)處理對(duì)波形進(jìn)行篩選，選出重復(fù)性良好、穩(wěn)定的波形進(jìn)行分析。圖5 為常規(guī)爆破時(shí)各應(yīng)變磚的應(yīng)變隨時(shí)間變化的曲線，負(fù)應(yīng)變表示壓縮應(yīng)變，正應(yīng)變表示拉伸應(yīng)變。由圖5 可知， 應(yīng)變磚P1、P3、P5在0～150 μs 內(nèi)均第1 次達(dá)到壓縮應(yīng)變峰值，分別為-7.210×10-3、-6.960×10-3和-6.840×10-3。應(yīng)變磚P2、P4、P6的應(yīng)變隨時(shí)間的變化情況與應(yīng)變磚P1、P3、P5變化規(guī)律基本相同，壓縮應(yīng)變峰值基本相等。表明常規(guī)爆破后形成的爆轟波呈圓形傳播應(yīng)變磚。

圖5 常規(guī)爆破時(shí)各應(yīng)變磚的應(yīng)變隨時(shí)間的變化Fig. 5 The strain-time curves measured from strain gauge in conventional blasting

圖6 為聚能爆破時(shí)各應(yīng)變磚的應(yīng)變隨時(shí)間變化的情況。由圖6 可知，應(yīng)變磚J1、J3、J5的壓應(yīng)變?cè)?～160 μs 內(nèi)達(dá)到第1 次峰值，分別為-9.156×10-3、-7.927×10-3、-5.645×10-3，應(yīng)變峰值相差很大。即水平方向的應(yīng)變磚的壓應(yīng)變最大，豎直方向的應(yīng)變磚的壓應(yīng)變居中，而對(duì)角線方向的應(yīng)變磚的壓應(yīng)變最小。這表明聚能爆破改變了藥包的結(jié)構(gòu)，由于在藥包兩側(cè)安裝了銅片，炸藥起爆后，銅片兩翼面受到爆轟波的巨大壓力后劇烈壓縮變形，最終在軸線方向高速碰撞。由于銅片具有可壓縮性小、密度大等特點(diǎn)，最終在軸線方向形成了高速、高能及高壓的金屬射流。金屬射流侵徹混凝土后，強(qiáng)化了水平方向混凝土所受到的壓應(yīng)力。這一過程實(shí)現(xiàn)了能量在水平方向的匯聚，因此水平方向的應(yīng)變磚的壓應(yīng)變最大。爆轟波壓縮金屬罩時(shí)發(fā)生反射，經(jīng)金屬罩反射回的爆轟波相互碰撞，增強(qiáng)了豎直方向上的爆轟能量，因此豎直方向處的應(yīng)變磚壓應(yīng)變居中。對(duì)角線方向的部分爆轟能量轉(zhuǎn)化為聚能射流，因此對(duì)角線方向應(yīng)變磚的壓應(yīng)變最小。

圖6 聚能爆破時(shí)各應(yīng)變磚的應(yīng)變隨時(shí)間的變化Fig. 6 The strain-time curves measured from strain gauge in cumulative blasting

水平方向的應(yīng)變磚在25 μs 時(shí)才產(chǎn)生壓應(yīng)變，而豎直方向及對(duì)角線方向的應(yīng)變磚在0 μs 時(shí)就產(chǎn)生了壓應(yīng)變，這是由于形成金屬射流時(shí)，首先需要爆轟波壓縮金屬片，金屬片在爆轟波作用下碰撞、融化及運(yùn)移，最終才能形成金屬射流侵徹混凝土，即金屬射流的形成需要一定的時(shí)間，而其他方向的爆轟波則直接作用于混凝土，因此水平方向的應(yīng)變磚產(chǎn)生壓應(yīng)變的時(shí)間稍滯后于其他2 個(gè)方向。

對(duì)比圖5～6 中水平方向應(yīng)變磚的應(yīng)變，發(fā)現(xiàn)聚能爆破時(shí)應(yīng)變磚J1、J2的應(yīng)變峰值均大于常規(guī)爆破時(shí)相同位置處的應(yīng)變磚應(yīng)變峰值。以應(yīng)變磚1 為例，聚能爆破時(shí)，應(yīng)變磚J1的應(yīng)變峰值為-9.156×10-3，常規(guī)爆破時(shí)，應(yīng)變磚P1應(yīng)變峰值為-7.410×10-3，聚能爆破時(shí)，該處應(yīng)變磚的壓應(yīng)變峰值為常規(guī)爆破時(shí)的1.24 倍。對(duì)比150～400 μs 之間應(yīng)變磚1～2 的應(yīng)變，發(fā)現(xiàn)聚能爆破時(shí)水平方向應(yīng)變磚的應(yīng)變整體大于常規(guī)爆破時(shí)的，即聚能爆破產(chǎn)生的有效應(yīng)變大于常規(guī)爆破，說(shuō)明由于銅制金屬罩的加入，聚能爆破強(qiáng)化了水平方向的爆轟能量，提升了水平方向致裂混凝土的能力。

對(duì)比圖5～6 豎直方向應(yīng)變磚的應(yīng)變，發(fā)現(xiàn)聚能爆破時(shí)應(yīng)變磚J3、J4的壓應(yīng)變峰值與常規(guī)爆破的基本相等。以應(yīng)變磚3 處的壓應(yīng)變峰值為例，聚能爆破時(shí)為-6.680×10-3，常規(guī)爆破時(shí)為-6.960×10-3，聚能爆破時(shí)該處應(yīng)變磚的壓應(yīng)變峰值為常規(guī)爆破時(shí)的0.96 倍，說(shuō)明2 種爆破方式在此方向致裂能力相近。

對(duì)比圖5～6 對(duì)角線方向應(yīng)變磚的應(yīng)變，發(fā)現(xiàn)聚能爆破時(shí)應(yīng)變磚J5、J6的壓應(yīng)變峰值遠(yuǎn)低于常規(guī)爆破時(shí)的。以應(yīng)變磚5 為例，聚能爆破時(shí)的壓應(yīng)變峰值為-5.542×10-3，常規(guī)爆破時(shí)為-6.752×10-3，聚能爆破時(shí)的壓應(yīng)變峰值為常規(guī)爆破時(shí)的0.82 倍，說(shuō)明由于銅制金屬罩的存在，聚能爆破在一定范圍內(nèi)降低了對(duì)角線附近的致裂能力。

綜上所述，與常規(guī)爆破相比，銅制金屬罩的加入改變了裝藥結(jié)構(gòu)，大大強(qiáng)化了水平方向的爆轟能量，對(duì)豎直方向混凝土的致裂能力影響不大，在一定范圍內(nèi)降低了對(duì)角線附近混凝土的致裂能力。與常規(guī)爆破的致裂效果相比，聚能爆破時(shí)，由于金屬罩的存在，炸藥能量利用充分，達(dá)到了縮小試件粉碎區(qū)、增大裂隙區(qū)的目的。

3 數(shù)值模擬分析

爆破過程對(duì)混凝土內(nèi)部造成損傷并產(chǎn)生了微裂紋，同時(shí)，聚能爆破致裂過程中聚能射流起到了決定性作用，但這些在實(shí)驗(yàn)過程中不易觀察到，因此利用LS-DYNA 進(jìn)一步分析爆破致裂混凝土過程，以再現(xiàn)聚能爆破中聚能射流侵徹混凝土的過程，同時(shí)對(duì)聚能爆破及常規(guī)爆破過程中裂隙演化的規(guī)律進(jìn)行對(duì)比分析。

3.1 材料本構(gòu)模型及炸藥狀態(tài)方程

爆破過程中，混凝土受到強(qiáng)沖擊作用，表現(xiàn)為高應(yīng)變、大變形甚至發(fā)生破壞，因此選用H-J-C 本構(gòu)模型（*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRET）；金屬罩材料模型選用MAT_JOHNSON_COOK 模型；空氣模型采用MAT_NULL 材料模型；炸藥材料模型為MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN；炸藥爆轟壓力的JWL 狀態(tài)方程[25]為：

式中：p為爆轟波壓力，V為相對(duì)體積，E0為炸藥初始內(nèi)能，A、B、R1、R2及ω 均為炸藥常數(shù)，參數(shù)值參見文獻(xiàn)[26]。

3.2 聚能爆破數(shù)值模擬分析

3.2.1 模型的建立

利用ANSYS/LS-DYNA 軟件建立三維薄板計(jì)算模型。模型均由混凝土、炸藥、聚能罩及空氣4 部分組成，其中炸藥直徑均為1.5 cm，聚能罩厚0.07 cm，混凝土尺寸為80 cm×80 cm×0.5 cm。炮孔位于混凝土試件中心，直徑為2.6 cm。由于該模型具有對(duì)稱性，在后處理過程中對(duì)其進(jìn)行x-y和y-z平面的鏡像處理即可，因此只需建立模型的1/4，圖7 為聚能爆破致裂混凝土的1/4 模型平面圖。采用流固耦合方法計(jì)算，通過設(shè)置關(guān)鍵字Constrained_Solid_in_Ale 實(shí)現(xiàn)固體與流體之間的能量交換，炸藥、聚能罩及空氣3 部分采用ALE 單元，使用多物質(zhì)算法11；混凝土采用Lagrange 單元，單元類型均為Solid 164。

圖7 混凝土的聚能爆破數(shù)值模型Fig. 7 The model of cumulative blasting for concrete

3.2.2 聚能射流的形成運(yùn)移及機(jī)制分析

聚能射流的形成及運(yùn)移過程如圖8 所示。炸藥起爆后，爆轟波由炸藥起爆點(diǎn)向外傳播，在3.99 μs 時(shí)爆轟波傳播至金屬罩，如圖8（a）所示。聚能罩在爆轟波強(qiáng)烈的壓力作用下被劇烈壓縮，經(jīng)過12 μs 后爆轟波由金屬罩尖端壓縮至金屬罩翼面兩端點(diǎn)，隨后金屬罩兩翼面碰撞并開始融合，如圖8（b）所示。由于金屬罩的可壓縮性能低，融合過程中只有一少部分能量轉(zhuǎn)化為內(nèi)能，大部分能量都轉(zhuǎn)化為了動(dòng)能，隨著能量的聚集，聚能罩被壓垮的部分越來(lái)越多，融合體越來(lái)越大，最終金屬罩在爆轟波的壓縮下全部融合。但是融合體的前后端速度不同，融合體的前端速度較大，形成了射流尖端，而融合體的尾部速度較小，形成了杵體，金屬射流不斷向前運(yùn)移侵徹混凝土，如圖8（c）所示，最終形成導(dǎo)向裂縫。

圖8 聚能射流形成及運(yùn)移過程Fig. 8 The formation and migration process of shaped charge jet

3.2.3 聚能爆破致裂混凝土過程分析

炸藥起爆后產(chǎn)生高熱高溫的爆生氣體，氣體迅速填滿整個(gè)炮孔，隨后沖撞炮孔壁并以爆炸沖擊波的形式壓縮混凝土，由于爆炸沖擊波攜帶著高能量，因此產(chǎn)生的壓應(yīng)力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于混凝土的抗壓強(qiáng)度，最終導(dǎo)致混凝土粉碎區(qū)的形成。在豎直方向的混凝土率先粉碎，隨后聚能方向的混凝土粉碎，聚能方向的粉碎區(qū)面積小于非聚能方向的，最終形成的粉碎區(qū)為“啞鈴型”，如圖9（b）所示。隨著爆轟波在混凝土中的傳播，其能量迅速衰減，爆轟波衰減為應(yīng)力波?；炷猎趬嚎s應(yīng)力波作用下產(chǎn)生徑向位移，伴隨有切向拉應(yīng)力的產(chǎn)生，當(dāng)產(chǎn)生的切向拉應(yīng)力大于混凝土抗拉強(qiáng)度時(shí)，在混凝土內(nèi)部產(chǎn)生徑向裂隙，徑向裂隙在壓縮應(yīng)力波的作用下不斷擴(kuò)展延伸，如圖9（c）所示。隨著應(yīng)力波的衰減，豎直方向混凝土單元的失效速度（形成裂隙速度）越來(lái)越慢。而在水平方向，由于金屬罩促進(jìn)了水平方向能量的聚集，因此由更多的能量被用于混凝土的裂隙擴(kuò)展。測(cè)得水平方向的裂隙長(zhǎng)度為26 cm，豎直方向的裂隙長(zhǎng)度為22 cm。最終形成一個(gè)“紡錘型”的裂隙區(qū)，如圖9（d）所示。

圖9 聚能爆破致裂混凝土的過程Fig. 9 Fracture expansion process under the shaped charge blasting

3.3 常規(guī)爆破數(shù)值模擬分析

常規(guī)爆破只包含混凝土、炸藥及空氣3 部分，3 部分的參數(shù)及本構(gòu)方程與聚能爆破完全相同，利用ANSYS/LS-DYNA 軟件建立三維薄板計(jì)算模型，計(jì)算方法、單元類型、網(wǎng)格劃分方法及邊界條件同樣與聚能爆破相同，常規(guī)爆破致裂混凝土的過程如圖10 所示。

圖10 常規(guī)爆破致裂混凝土的過程Fig. 10 Fracture expansion process under the conventional blasting

由圖10（b）可知，炸藥起爆后，爆轟波在傳播至炮孔壁時(shí)，與炮孔壁發(fā)生劇烈碰撞，壓縮孔壁直至孔壁粉碎，粉碎區(qū)呈圓形。這是因?yàn)槌Ｒ?guī)爆破炸藥起爆后，爆轟波由炮孔中心呈圓形向外傳播，產(chǎn)生的壓縮應(yīng)力各處相同，因此粉碎區(qū)為圓形，大量的炸藥能量浪費(fèi)在混凝土粉碎過程中。隨后爆轟波衰減為應(yīng)力波，應(yīng)力波作用于混凝土?xí)r，混凝土的水平及豎直方向優(yōu)先產(chǎn)生裂隙，如圖10（c）所示。隨著應(yīng)力波在混凝土中的傳播，最終混凝土裂隙區(qū)呈圓形分布，如圖10（d）所示。

3.4 混凝土聚能爆破與常規(guī)爆破裂隙對(duì)比分析

為更深入地研究聚能爆破和常規(guī)爆破載荷下混凝土致裂情況的差異性，對(duì)比分析應(yīng)力波傳播至混凝土自由面前一刻的裂隙圖，如圖11 所示。由圖11（a）可知，聚能爆破載荷下混凝土致裂圖包括3 部分：粉碎區(qū)①，聚能射流侵徹區(qū)②，其余部分為混凝土裂隙區(qū)。聚能爆破載荷下混凝土形成的粉碎區(qū)呈啞鈴型，聚能方向粉碎區(qū)半徑為3 cm，對(duì)角線方向粉碎區(qū)最長(zhǎng)半徑為3.7 cm。聚能方向裂隙的長(zhǎng)度為52 cm，豎直方向裂隙的長(zhǎng)度為44 cm，且水平方向附近的裂隙比豎直方向的裂隙密集。常規(guī)爆破載荷下混凝土致裂圖包括混凝土粉碎區(qū)和裂隙區(qū)，如圖11（b）所示。常規(guī)爆破載荷下混凝土形成的粉碎區(qū)為圓形，半徑為4.3 cm，是聚能爆破水平方向粉碎區(qū)長(zhǎng)度的1.43 倍、豎直方向粉碎區(qū)長(zhǎng)度的1.16 倍，可見，常規(guī)爆破粉碎區(qū)的范圍遠(yuǎn)大于聚能爆破粉碎區(qū)的范圍。這說(shuō)明常規(guī)爆破大量的能量浪費(fèi)在混凝土粉碎區(qū)，導(dǎo)致后續(xù)裂隙發(fā)育不佳。混凝土裂隙的長(zhǎng)度為42 cm，是聚能爆破水平方向裂隙長(zhǎng)度的0.80 倍、豎直方向裂隙長(zhǎng)度的0.95 倍。

圖11 聚能爆破與常規(guī)爆破后裂隙擴(kuò)展發(fā)育對(duì)比圖Fig. 11 Propagation characteristics of cracks around blasting borehole

綜上所述，數(shù)值模擬結(jié)果再次表明，聚能爆破技術(shù)可降低混凝土的粉碎區(qū)范圍，增加混凝土的裂隙區(qū)范圍，可有效解決常規(guī)爆破增透煤層過程中遇到的煤體粉碎區(qū)嚴(yán)重而裂隙區(qū)發(fā)育不佳的難題。

4 聚能爆破裂隙擴(kuò)展機(jī)制探討

聚能藥卷起爆后，爆轟波向外傳播，當(dāng)其傳播至聚能罩時(shí)，聚能罩兩翼面在爆轟波高壓下變形并在軸線方向碰撞，由于金屬罩可壓縮性低，融合過程中只有一小部分能量轉(zhuǎn)化為內(nèi)能，大部分能量轉(zhuǎn)化為其動(dòng)能，最終形成具有高速、高能的聚能射流。聚能射流快速侵徹炮孔壁并在混凝土內(nèi)產(chǎn)生沖擊波，混凝土受壓產(chǎn)生徑向位移和伴生的切向拉伸應(yīng)力。應(yīng)力波及爆生氣體在驅(qū)動(dòng)裂紋擴(kuò)展過程中，混凝土發(fā)生張開型斷裂破壞，根據(jù)斷裂理論可知裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子為：

式中：p為裂隙擴(kuò)展時(shí)尖端所承受的壓力；a為裂隙擴(kuò)展長(zhǎng)度；r為炮孔半徑；f為應(yīng)力強(qiáng)度因子修正系數(shù)，是關(guān)于a與r的函數(shù)；σ 為混凝土的切向應(yīng)力。

設(shè)混凝土斷裂韌度為KIC，則應(yīng)力波及爆生氣體驅(qū)動(dòng)混凝土擴(kuò)展的條件如下：

將式（2）代入式（3），可得：

聚能爆破時(shí)，在聚能效應(yīng)作用下，聚能方向相鄰混凝土單元間的速度差比非聚能方向的大，因而聚能方向上相鄰混凝土單元速度差引起的切向拉伸應(yīng)力σ 大于非聚能方向，由式（4）可知，聚能效應(yīng)降低了聚能方向裂隙擴(kuò)展所需的壓力，更有利于裂隙在聚能方向的發(fā)育與擴(kuò)展。

5 煤層深孔聚能爆破工程試驗(yàn)

5.1 工程背景

為進(jìn)一步探討聚能爆破對(duì)煤層致裂增透的影響，以平煤十礦己15,16-24130 工作面為試驗(yàn)區(qū)，開展聚能爆破與常規(guī)爆破煤層致裂增透對(duì)比試驗(yàn)。該工作面煤層平均厚度為3.2 m，煤層傾角為6°～12°。該煤層斷層落差較小，地質(zhì)構(gòu)造相對(duì)簡(jiǎn)單，煤層整體穩(wěn)定性較好。煤層最大瓦斯壓力為3.2 MPa，瓦斯最大含量為12.5 m3/t。工作面瓦斯透氣性系數(shù)為0.052～0.076 m2/(MPa2·d)，屬于低透氣性煤層。

5.2 試驗(yàn)方案

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)條件，為減少試驗(yàn)誤差，沿煤層傾向布置6 組順層爆破孔，其中3 組進(jìn)行聚能爆破，另外3 組進(jìn)行常規(guī)爆破。炮孔直徑75 mm，藥包直徑45 mm。炸藥為三級(jí)乳化炸藥，藥卷密度1.14 g/cm3，如圖12（a）所示，聚能藥管如圖12（b）所示。為便于填裝炸藥，裝藥過程中炸藥前端綁定一個(gè)導(dǎo)向梭，炸藥采用串聯(lián)方式，最后采用黃泥和黃沙相結(jié)合的方式進(jìn)行封孔，為保證封孔效果，黃泥的封孔長(zhǎng)度不少于3 m，裝藥過程如圖13 所示。

圖13 聚能爆破裝藥及封孔結(jié)構(gòu)Fig. 13 The structure of shaped charge blasting in hole

爆破工程中，裂紋長(zhǎng)度雖能直觀反映爆破效果，但爆破前后裂紋長(zhǎng)度并不容易直接測(cè)量，而瓦斯體積分?jǐn)?shù)可以間接反映煤層的增透情況，因此通過比較各抽采孔瓦斯的體積分?jǐn)?shù)，可定量反映爆破后煤層裂隙的增透情況。爆破孔周邊布置瓦斯抽采鉆孔聯(lián)網(wǎng)抽采煤層瓦斯，其中抽采孔的深度為90 m，瓦斯抽采孔距離爆破孔分別為2、5 和8 m，爆破鉆孔方案如圖14 所示。

圖14 爆破鉆孔方案Fig. 14 The specific blasting drilling scheme

連續(xù)10 d 監(jiān)測(cè)各抽采孔瓦斯含量，其中前3 d 為爆破前測(cè)試的瓦斯含量，后7 d 為爆破后瓦斯含量。試驗(yàn)結(jié)束后，計(jì)算6 組試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的抽采孔A、B、C 內(nèi)的瓦斯?jié)舛炔⑶笃淦骄?，各抽采孔瓦斯體積分?jǐn)?shù)如圖15 所示。

圖15 爆破前后各考察孔內(nèi)平均瓦斯體積分?jǐn)?shù)Fig. 15 The average volume fraction of gas in each hole is investigated before and after blasting

如圖15（a）所示，聚能爆破前，每個(gè)抽采孔平均瓦斯體積分?jǐn)?shù)約為9.5%。結(jié)果表明，聚能爆破前各抽采孔附近煤體裂隙發(fā)育程度基本相同。爆破后，各抽采孔的瓦斯體積分?jǐn)?shù)均有不同程度的升高。抽采孔A、B、C 的平均瓦斯體積分?jǐn)?shù)分別為66.32%、52.51%、33.2%，說(shuō)明聚能爆破能有效地提高煤層的透氣性。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，隨著抽采孔與炮孔間距的增大，煤層增透性能逐漸減弱。

由圖15（b）可知，常規(guī)爆破前，各抽采孔平均瓦斯體積分?jǐn)?shù)同樣約為9.5%。與圖15（b）對(duì)比發(fā)現(xiàn)常規(guī)爆破與聚能爆破前各抽采孔附近煤體裂隙發(fā)育程度基本相同。常規(guī)爆破后，抽采孔A′、B′、C′的平均瓦斯體積分?jǐn)?shù)分別為48.62%、35.21%、15.2%，說(shuō)明常規(guī)爆破同樣可以提高煤層的透氣性。但是，常規(guī)爆破后各抽采孔的瓦斯體積分?jǐn)?shù)均小于聚能爆破，其中抽采孔A′、B′、C′的瓦斯體積分?jǐn)?shù)分別是抽采孔A、B、C 瓦斯體積分?jǐn)?shù)的0.73 倍、0.67 倍、0.45 倍。綜上所述，聚能爆破能夠有效促進(jìn)高瓦斯低透氣性煤層裂隙的發(fā)育，從而提高煤層透氣性系數(shù)和瓦斯抽采率，其增透煤層能力遠(yuǎn)強(qiáng)于常規(guī)爆破。

在工程應(yīng)用中，采用深孔聚能爆破時(shí)，鉆孔長(zhǎng)度達(dá)45 m，封孔長(zhǎng)度15 m，這一方面可有效防止爆轟能量外逸，另一方面可有效避免聚能射流與工作面瓦斯相遇產(chǎn)生爆炸，即整個(gè)爆破過程是在煤體內(nèi)部發(fā)生的，技術(shù)安全有保障；同時(shí)，在聚能藥管兩側(cè)安裝的薄層金屬罩使爆破過程更安全。由于平煤礦井煤層較薄（約3 m），而聚能罩方向致裂能力大于非聚能罩方向，若采用多面聚能裝藥，極有可能在爆破時(shí)對(duì)頂?shù)装瀹a(chǎn)生強(qiáng)烈擾動(dòng)，造成頂?shù)装迤屏?。因此，較薄的煤層宜選用雙面聚能裝藥增透；而厚度達(dá)十米甚至數(shù)十米煤層，則應(yīng)采用多面聚能裝藥增透。

6 結(jié) 論

采用實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬及工程實(shí)踐的方法研究了聚能爆破增透煤層機(jī)制，論證了聚能爆破可有效解決“常規(guī)爆破增透煤層時(shí)煤體粉碎區(qū)嚴(yán)重而裂隙區(qū)發(fā)育不佳的難題”，進(jìn)而提高煤層透氣性，減少煤與瓦斯的突出災(zāi)害，具體結(jié)論如下。

(1)常規(guī)爆破后混凝土形成的4 條主裂紋的寬度為0.3 cm，聚能爆破后聚能方向混凝土裂縫的寬度為1.1 cm，與聚能方向垂直方向的混凝土的裂紋寬度為0.4 cm。

(2)對(duì)比相同距離處的應(yīng)變磚峰值，發(fā)現(xiàn)聚能方向應(yīng)變磚的應(yīng)變最大，垂直聚能方向的次之，而對(duì)角線處的應(yīng)變最小。聚能爆破時(shí)聚能方向應(yīng)變磚的應(yīng)變峰值遠(yuǎn)大于常規(guī)爆破的，垂直于聚能方向應(yīng)變磚處的應(yīng)變峰值與常規(guī)爆破的基本相等；對(duì)角線處應(yīng)變磚的應(yīng)變峰值小于常規(guī)爆破應(yīng)變磚的。

(3)利用ANSYS/LS-DYNA 再現(xiàn)了聚能射流形成、運(yùn)移直至侵徹混凝土的整個(gè)過程，聚能爆破后，混凝土形成一個(gè)“啞鈴型”的粉碎區(qū)，且粉碎區(qū)面積較常規(guī)爆破小；而裂隙區(qū)呈“紡錘型”，裂隙較常規(guī)爆破更密集。

(4)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)充分表明，聚能爆破能夠有效促進(jìn)高瓦斯低透氣性煤層裂隙的發(fā)育，從而提高煤層的透氣性系數(shù)和瓦斯抽采率，其增透煤層的能力遠(yuǎn)強(qiáng)于常規(guī)爆破，可達(dá)到治理煤與瓦斯突出災(zāi)害的目的。