何满潮，郭鹏飞，张晓虎，王 炯

(1.中国矿业大学(北京)深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，北京 100083； 2.中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院，北京 100083)

在传统的沿空留巷技术中，沿空侧采空区上覆岩体一般不易沿沿空侧巷道顶板断裂，不仅易造成采空区上覆岩层在垮落过程中带动沿空巷道顶板形成滑落失稳和旋转失稳[1-3]，而且通过采空区老顶岩层将采空区上覆岩层压力传递至沿空巷道顶板和实体煤[4]，导致沿空巷道顶板下沉量大、来压期间顶板难支护、沿空巷帮成帮效果不理想、实体煤侧巷帮片帮等问题，给沿空巷道的成巷、巷道维护及安全生产带来了很大难度，大大增加了留巷成本，严重制约着沿空留巷技术的发展[5-10]。

通过双向聚能拉张爆破技术，在工作面回采前对巷道顶板进行定向预裂是改变沿空巷道顶板结构及其围岩应力分布的有效途径之一。然而，目前对双向聚能拉张爆破技术的顶板切缝研究较少[11-13]。在切顶卸压沿空留巷技术中，预裂炮孔的间距是巷道顶板定向预裂中的一个关键参数。在双向聚能拉张爆破切顶卸压技术的研究和应用中，预裂炮孔的间距研究还未引起足够的重视。因此，本文中基于双向聚能拉张爆破技术，采用数值模拟试验和现场试验相结合的方法，研究优化预裂炮孔间距，保证预裂效果，对切顶卸压沿空留巷技术的研究和应用具有重大的意义。

1 双向聚能拉张爆破机制

1.1 双向聚能拉张爆破原理

双向聚能拉张爆破是预裂爆破的一种，有别于传统的预裂爆破，它通过聚能管与普通矿用炸药的有效结合，改变了爆轰波与围岩相互作用的动力学过程：即炸药爆炸后沿聚能方向形成切向拉应力，爆轰压力最大限度地转化为对围岩的张拉作用，从而使沿巷道轴向方向形成有效的切缝面。

双向聚能拉张爆破与普通的爆破存在很大差异。第1阶段，炸药起爆后，经过迅速复杂的化学反应生成高温、高压气体，爆生气体冲击孔壁与炸药间的聚能管壁，冲击聚能管受到突然的高压作用，与爆生气体一起对孔壁形成冲击压力。接着聚能管上的聚能孔使爆生气体与孔壁接触形成的压应力迅速转化为沿聚能方向的拉张应力，如图1所示。由于岩石具有抗压怕拉的特性，孔壁沿聚能方向发生拉裂破坏，生成初始径向裂缝。第2阶段，爆生气体压力达到峰值后逐渐衰减，压力脉冲作用于孔壁和初始径向裂缝，促使初始裂缝进一步扩展。炸药起爆后作用于孔壁的应力主要包括径向压应力和垂直于初始径向裂缝的切向拉应力。切向拉应力在径向裂缝尖端的应力集中、爆生气体的准动态膨胀作用和侵彻作用共同使初始径向裂缝发生进一步扩展。双向聚能拉张爆破作用原理如图1所示。

1.2 双向聚能拉张爆破切顶卸压机制

大量的工程实践表明，当不进行切顶或切顶不充分时，随着工作面的推进，沿空侧采空区大面积悬顶。当悬顶面积达到极限时，沿空巷道顶板首先在实体煤壁内发生断裂，造成沿空巷道顶板压力大、巷道围岩变形严重、实体侧煤壁片帮等，如图2所示。

双向聚能拉张爆破切顶卸压是通过双向聚能拉张爆破使巷道顶板与采空区顶板间形成一个切缝面，切断采空区顶板与巷道顶板的联系。切缝面形成后，采空区顶板沿切缝面断裂，沿空巷道顶板形成“切顶短臂梁结构”，能够最大限度地削弱采空区顶板对沿空巷道顶板的影响，切断沿空巷道顶板与采空区上覆岩层的应力传递，减小沿空巷道顶板的下沉，降低巷道顶板压力，如图3所示。因此，是否能够形成连续有效的切缝面是切顶卸压沿空留巷成功实施与否的前提和关键。由于双向聚能拉张爆破在聚能方向上产生的裂缝长度有一定的极限，因此，只有当炮孔间距合适时，炮孔与炮孔之间才能够形成完整的切缝面。

2 数值模拟

2.1 数值模型的建立

由于现场试验条件为浅埋深、薄煤层顶板，岩层为近水平，各岩层赋存条件简单且稳定，考虑到初始地应力比爆轰气体形成的压应力小得多，数值模拟过程中对初始地应力忽略不计。采用动力分析软件LS-DYNA进行双向聚能拉张爆破的二维数值模拟，计算岩石爆破过程中裂纹扩展过程、应力分布规律等，初步确定合理的炮孔间距。炸药材料模型采用MAT_HIGH_EXPLO_SIVE_BURN。模型中炸药起爆后采用JWL状态方程描述爆轰产物的压力-体积关系：

(1)

式中：p为爆轰产物的压力，A、B、R1、R2和ω为由试验确定的材料常数，V为爆轰产物的相对体积，E0为爆轰产物的初始内能密度。炸药采用二级矿用水胶炸药，炸药参数及JWL状态方程参数见表1。

表1 炸药参数Table 1 Explosive parameters

采用Johnson-Holmquist模型研究爆炸荷载作用下岩石聚能爆破过程的裂纹扩展过程。岩石参数依照禾草沟二号煤矿1105工作面老顶细砂岩进行选取，具体参数值如表2所示，其中ρ为密度，ν为泊松比，cP和cS分别为P波和S波波速，K为体积模量，G为剪切模量，fc为单轴抗压强度，T为单轴抗拉强度。

表2 模型中岩石基本力学参数Table 2 Basic mechanical parameters of rock in the model

聚能材料选用PVC管材，PVC管在双向聚能张拉爆破中最主要的作用是在聚能方向(聚能孔侧)上产生聚能拉张效应。由于爆炸是一个非常短暂的过程，PVC管发生相变(汽化)是在岩石产生张拉裂缝之后发生的，此时PVC管对裂缝的扩展影响不大，该时期对裂缝扩展影响较大的是高压爆轰气体对爆生裂纹产生的张拉应力及其气楔作用，因此，数值模拟中未考虑温度对PVC管的影响。PVC管的本构方程选用与应变率相关、可考虑失效的塑性随动模型。通过在β=0(仅随动硬化)和β=1(仅各向同性硬化)间调整硬化参数来选择各向同性或随动硬化。应变率用Cowper-Symonds模型来考虑，用与应变率有关的因数表示屈服应力：

(2)

表3 聚能管材力学参数Table 3 Mechanical parameters of shaped pipe

根据断裂力学理论，当裂缝端部应力强度因子(KⅠ)大于岩石的断裂韧度(KⅠC)即开始起裂，反之则开始止裂。现以双向聚能拉伸爆破炮孔壁对称裂纹为例，断裂力学模型如图4所示，在裂纹扩展过程中，当聚能射流接触初始裂纹尖端时，裂纹尖端的应力强度因子为：

(3)

式中：a0为初始聚能裂纹长度，r为药卷半径，p0为炸药粒子充满炮孔时的压力，F为应力强度因子修正系数，是炮孔半径和裂缝长度的函数：

(4)

(5)

当以KⅠC表示岩石的断裂韧度时，起裂及裂纹扩展的条件为：

(6)

当裂纹起裂以后，后续爆炸气体气楔作用进一步迫使裂纹进一步扩展，而裂隙扩展导致爆炸气体压力下降，为保证裂纹持续扩展，爆炸气体瞬时压力p需满足：

(7)

同时，在非聚能方向裂纹起裂的条件为：

(8)

2.2 方案设计

在方案设计中，爆破方式分为连孔爆破和间隔爆破两种(见图5)，爆破后沿炮孔径向产生的裂缝沿炮孔连线形成一条完整的预裂线，在非聚能方向上不生成或少生成破坏性裂纹的炮孔间距是合理的。详细设计方案如表4所示，其中L为炮孔间距，D为炮孔直径。

表4 方案设计Table 4 Schematic design

2.3 结果及分析

通过数值模拟得到了不同炮孔间距条件下间隔爆破和连孔爆破后的应力波传播规律和裂缝扩展情况，如图6～7所示。由图6可知，对于沿y方向的应力，当进行间隔爆破时，间距为400 mm时，爆破孔的应力波经过间隔孔的反射叠加后在间隔孔上、下形成拉应力；间距为500 mm时，爆破孔的应力波经过间隔孔的反射叠加后在间隔孔上下形成拉应力，该拉应力大于炮孔孔壁围岩的抗拉强度，能够沿炮孔中心线形成有效预裂。当炮孔间距为600 mm时，无论是间隔爆破还是连孔爆破，炮孔间均无法形成有效的应力叠加，不能形成连续有效的裂缝。

由图7可知，间距为600 mm时，炮孔间距过大，导致爆破后叠加后的应力不能使岩石产生有效裂缝。对于沿y方向的应力，当进行连孔爆破时，间距400 mm炮孔在两炮孔连线中点应力产生强烈的叠加效应，沿炮孔连线两侧产生较大压应力；间距500 mm炮孔在两炮孔连线中点应力叠加为拉应力，利于切缝的产生。在数值计算的过程中，对图5中的测点进行y向应力监测。

如图8(a)所示，间隔爆破时，400和500 mm间距炮孔在炸药起爆后0.06 ms，测点y向应力均增大至约0.12 GPa；在起爆后0.12 ms，测点y向应力迅速衰减至0.05 GPa，直至起爆后0.48 ms，测点y向应力均趋于稳定，小于0.02 GPa；600 mm间距炮孔在起爆后0.09 ms测点Y向应力增大至0.12 GPa， 0.48 ms时测点y向应力均趋于稳定。连孔爆破时，炸药起爆后0.06 ms，不同间距炮孔的测点y向应力均增大至0.46 GPa；400和600 mm间距炮孔起爆后0.2 ms，测点y向应力衰减至0.05 GPa，并逐渐趋于稳定，而500 mm间距炮孔起爆后0.2 ms，测点y向应力衰减至0.10 GPa，并逐渐趋于稳定。

综上所述，间隔爆破时产生的爆轰气体对初始裂缝作用时间比连孔爆破的作用时间长，因此，在现场采用间隔爆破的方法进行现场试验。由应力云图及裂缝效果可知，间隔爆破时，双向聚能拉张爆破的炮孔间距为500 mm较为合理。

3 现场试验

3.1 工程概况

在1105工作面进行禾草沟二号煤矿顶板定向预裂的现场试验。采用倾斜长壁采煤法，工作面走向长度为120 m，倾向长度为1 140 m。该工作面主采煤层为3号煤层，煤层厚度为0.72～0.84 m，平均厚度为0.8 m。3号煤层位于三叠系上统瓦窑堡组，为全区可采薄煤层。煤层埋深在56～232 m之间，由东向西倾伏，煤层倾角为1°～3°。该煤层直接顶为0～2.5 m的泥质粉砂岩，硬度为4；老顶为0～16 m的细砂岩，硬度为5；煤层底板岩性除局部地段为抗压强度较大、稳定性较好的砂岩外，多以泥质粉砂岩、粉砂岩为主，抗压强度小，稳定性较差。

3.2 方案设计

考虑到连孔爆破对巷道顶板及原有支护的影响，并结合数值模拟结果，现场试验方案均采用间隔爆破的方式。共设置3种试验方案，炮孔间距分别为400、500、600 mm，炮孔深度均为3.5 m，炮孔与铅垂线的夹角均为20°，如表4所示。试验过程中，各个爆破孔均使用1根聚能管，并在聚能管中部安装3卷相同规格的三级矿用水胶炸药(炸药连续安装，用1发雷管引爆)。装药结构如图9所示，炮孔直径为48 mm，聚能管直径为36 mm，药卷直径为32 mm，因此，装药结构不耦合系数为1.5。

各个方案详细参数设计如表5所示，试验方案位置如图10所示。

表5 现场试验方案设计Table 5 Design of field test scheme

3.3 试验结果

由于爆破后无法对两相邻炮孔之间形成的裂缝进行直观的观测，因此现场通过对间隔孔进行窥视，作为判断两相邻炮孔间是否形成连续切缝面的依据。经过现场试验，使用CXK6矿用本安型钻孔成像仪分别对间距为400、500、600 mm的间隔孔进行窥视，并对窥视数据进行处理，得到400、500、600 mm间隔孔沿炮孔轴向展开图，如图11所示。

由图11(a)可知，间距400 mm的炮孔爆破后，间隔孔内自1.3 m至孔底生成了明显的连续裂缝，且裂缝沿炮孔连线扩展，说明炮孔间距400 mm时，炮孔间能够形成沿炮孔连线的连续切缝面。图11(c)中的间隔孔内0～3.5m均没有裂缝，说明600 mm间距已超过径向裂缝扩展的极限，600 mm的炮孔间距不能使炮孔间形成有效的切缝面。图11(b)显示，爆破后间隔孔内自1.1 m直至孔底生成明显的连续裂缝，且裂缝沿炮孔连线扩展，说明炮孔间距为500 mm时，炮孔间能够形成沿炮孔连线的连续切缝面。因此，在同一地质条件下，当炮孔间距为400或500 mm时，沿炮孔中心线均能形成有效切缝面，而炮孔间距为500 mm时比400 mm时成本更低。3个试验方案中，炮孔间距取500 mm时为最优方案。

分别在图10所示3个方案对应区域布置测点，在各个测点分别监测巷道顶底板位移及巷道内单体支柱受力，结果如图12所示。由图12可知，当炮孔间距为400和500 mm时，对应区域巷道顶底板位移量分别为121和123 mm，顶底板最大位移量相差不大，比炮孔间距为600 mm时对应区域巷道顶底板的位移量减小了34～36 mm；当炮孔间距为600 mm时，对应区域巷道内单体支柱压力最后稳定值为39.8 MPa，比500 mm间距炮孔对应区域大2.4 MPa，而400 mm间距炮孔对应区域单体支柱压力最后稳定值仅比500 mm间距炮孔对应区域减小0.1 MPa。

综上所述，400 mm间距炮孔和500 mm间距炮孔分别进行爆破后，均能够形成连续有效的切缝面，达到满意的切顶卸压效果；600 mm间距炮孔爆破后不能形成连续裂缝，顶底板位移量大，巷内单体液压支柱受力较大。因此，对间距为500 mm的炮孔进行双向聚能拉张爆破，能够形成沿炮孔连线的连续裂缝，从而形成有效切缝面，有效控制沿空巷道顶底板位移及沿空巷道顶板压力。

4 结 论

(1) 数值模拟结果表明，600 mm间距炮孔间隔爆破或连孔爆破时不能使炮孔间产生连续的裂缝；间距为500、400 mm的炮孔间隔爆破或连孔爆破时，炮孔间均能够产生连续的有效裂缝。

(2) 现场试验结果表明，炮孔间距为400和500 mm、间隔爆破时，炮孔间均产生连续裂缝，裂缝长度达2.4 m，并能够有效控制沿空巷道顶底板位移及沿空巷道顶板压力。综合考虑到施工、经济等因素，间隔爆破、500 mm的炮孔间距为同一地质条件下3种试验设计中的最优方案。

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