工程科学学报，第40卷，第12期：1488-1494,2018年12月 Chinese Joural of Engineering,Vol.40,No.12:1488-1494,December 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.12.006;http://journals.ustb.edu.cn 装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影响 郭德勇)区，张超)，朱同功)，潘竞俊) 1)中国矿业大学（北京）资源与安全工程学院，北京1000832)平顶山天安煤业股份有限公司十矿，平顶山467013 ☒通信作者，E-mail:kjkg@cumt山.edu.cm 摘要针对装药结构对聚能爆破煤层增透的影响，在分析装药结构对爆炸应力波传播特性、爆破裂隙分区影响的基础上， 基于平煤十矿己组煤层瓦斯地质条件设计了煤层深孔聚能爆破现场试验方案，通过现场试验探讨了装药结构对煤层深孔聚 能爆破在水平方向和竖直方向上的影响.实验结果表明：装药结构影响煤层深孔聚能爆破增透效果，煤层深孔聚能爆破后，在 水平方向爆破影响区内瓦斯抽采浓度平均增幅为52.78%：竖直方向上距离爆破孔相同距离的考察孔在爆破后，处于爆破孔 上方的考察孔无炮烟逸出，处于下方的考察孔有炮烟逸出，证明偏心不耦合装药结构对爆破孔上方煤层影响小于对下方煤层 影响，爆破孔上方爆破裂隙范围小于下方爆破裂隙范围 关键词聚能爆破：装药结构；爆破致裂；煤层增透：瓦斯抽采 分类号TD712 Effect of charge structure on deep-hole cumulative blasting to improve coal seam permeability GUO De-yong,ZHANG Chao,ZHU Tong-gong,PAN Jing-jun) 1)School of Resource and Safety Engineering,China University of Mining and Technology (Beijing),Beijing 100083,China 2)No.10 Mine,Pingdingshan Tian'an Coal Corporation Ltd.,Pingdingshan 467013,China Corresponding author,E-mail:kjkfg@cumtb.edu.cn ABSTRACT The charge structure is an important aspect of deep-hole cumulative blasting,and its influence on the blasting effect cannot be ignored;a reasonable charge structure can improve the rate of explosive energy utilization,thereby improving the blasting effect.In the study of the mechanism of deep-hole cumulative blasting in coal seam,the concentric decoupled charge structure is exten- sively analyzed.However,in the field test,the centers of the explosive charge and blast hole are offset because of the effect of gravity. Moreover,an eccentric decoupled charge structure is formed,which changes the decoupling coefficient around the blast hole and affects the blasting effect.This study focuses on the influence of the charge structure on improving coal seam permeability.The influence of the charge structure on the propagation characteristics of the explosion-induced stress wave and the partition of the explosion fracture was analyzed.A field experiment on coal seam deep-hole cumulative blasting was designed based on the gas geological conditions of the Ji group seam in Pingdingshan Coal Mine.Additionally,the influence of the charge structure on the horizontal and vertical directions of coal seam was discussed.Experimental results of deep-hole cumulative blasting in coal seam indicate that the charge structure has an influence on coal seam permeability.In the horizontal blasting area,the average increase in gas concentration is 52.78%after blas- ting.In the inspection holes located above and below the blast hole respectively,at a vertical distence of 1 m,after blasting,no blas- ting smoke escapes from the hole above the blast hole,but the blasting smoke escapes from the hole below the blast hole,which proves that the influence of the eccentric decoupled charge structure on coal seam below the blast hole is greater than that on coal seam above it.Moreover,the range of the fracture above the blast hole is smaller than that below the blast hole. KEY WORDS cumulative blasting;charge structure;blast cracking fracture;increasing permeability;gas extraction 收稿日期：2018-05-29 基金项目：国家自然科学基金资助项目(41430640，U1704242)
工程科学学报,第 40 卷,第 12 期:1488鄄鄄1494,2018 年 12 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 40, No. 12: 1488鄄鄄1494, December 2018 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2018. 12. 006; http: / / journals. ustb. edu. cn 装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影响 郭德勇1) 苣 , 张 超1) , 朱同功2) , 潘竞俊2) 1)中国矿业大学(北京)资源与安全工程学院, 北京 100083 2)平顶山天安煤业股份有限公司十矿, 平顶山 467013 苣通信作者, E鄄mail: kjkfg@ cumtb. edu. cn 摘 要 针对装药结构对聚能爆破煤层增透的影响,在分析装药结构对爆炸应力波传播特性、爆破裂隙分区影响的基础上, 基于平煤十矿己组煤层瓦斯地质条件设计了煤层深孔聚能爆破现场试验方案,通过现场试验探讨了装药结构对煤层深孔聚 能爆破在水平方向和竖直方向上的影响. 实验结果表明:装药结构影响煤层深孔聚能爆破增透效果,煤层深孔聚能爆破后,在 水平方向爆破影响区内瓦斯抽采浓度平均增幅为 52郾 78% ;竖直方向上距离爆破孔相同距离的考察孔在爆破后,处于爆破孔 上方的考察孔无炮烟逸出,处于下方的考察孔有炮烟逸出,证明偏心不耦合装药结构对爆破孔上方煤层影响小于对下方煤层 影响,爆破孔上方爆破裂隙范围小于下方爆破裂隙范围. 关键词 聚能爆破; 装药结构; 爆破致裂; 煤层增透; 瓦斯抽采 分类号 TD712 收稿日期: 2018鄄鄄05鄄鄄29 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(41430640, U1704242) Effect of charge structure on deep鄄hole cumulative blasting to improve coal seam permeability GUO De鄄yong 1) 苣 , ZHANG Chao 1) , ZHU Tong鄄gong 2) , PAN Jing鄄jun 2) 1) School of Resource and Safety Engineering, China University of Mining and Technology (Beijing), Beijing 100083, China 2) No. 10 Mine, Pingdingshan Tian爷an Coal Corporation Ltd. , Pingdingshan 467013, China 苣Corresponding author, E鄄mail: kjkfg@ cumtb. edu. cn ABSTRACT The charge structure is an important aspect of deep鄄hole cumulative blasting, and its influence on the blasting effect cannot be ignored; a reasonable charge structure can improve the rate of explosive energy utilization, thereby improving the blasting effect. In the study of the mechanism of deep鄄hole cumulative blasting in coal seam, the concentric decoupled charge structure is exten鄄 sively analyzed. However, in the field test, the centers of the explosive charge and blast hole are offset because of the effect of gravity. Moreover, an eccentric decoupled charge structure is formed, which changes the decoupling coefficient around the blast hole and affects the blasting effect. This study focuses on the influence of the charge structure on improving coal seam permeability. The influence of the charge structure on the propagation characteristics of the explosion鄄induced stress wave and the partition of the explosion fracture was analyzed. A field experiment on coal seam deep鄄hole cumulative blasting was designed based on the gas geological conditions of the Ji group seam in Pingdingshan Coal Mine. Additionally, the influence of the charge structure on the horizontal and vertical directions of coal seam was discussed. Experimental results of deep鄄hole cumulative blasting in coal seam indicate that the charge structure has an influence on coal seam permeability. In the horizontal blasting area, the average increase in gas concentration is 52郾 78% after blas鄄 ting. In the inspection holes located above and below the blast hole respectively, at a vertical distence of 1 m, after blasting, no blas鄄 ting smoke escapes from the hole above the blast hole, but the blasting smoke escapes from the hole below the blast hole, which proves that the influence of the eccentric decoupled charge structure on coal seam below the blast hole is greater than that on coal seam above it. Moreover, the range of the fracture above the blast hole is smaller than that below the blast hole. KEY WORDS cumulative blasting; charge structure; blast cracking fracture; increasing permeability; gas extraction
郭德勇等：装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影响 ·1489· 煤炭是我国的主要能源]，在一次能源生产和 y 消费结构中比重分别占76%和66%.我国煤矿瓦 斯事故频发的主要原因是煤层透气性低，瓦斯抽采 聚能药包 困难].针对煤层透气性低的特点，采用爆破强制 增透瓦斯抽采技术逐渐受到重视.国内外许多学者 进行了多种强化抽采瓦斯的实验研究，如利用煤层 高压注水、水力割缝、松动爆破、聚能爆破等技术来 提高煤层透气性[3-).其中，聚能爆破增透致裂机 爆破孔 理研究取得重要进展1-14].在聚能爆破增透致裂 机理研究中，均针对同心不耦合装药结构进行分析， 图1不耦合装药结构图 但在煤层深孔聚能爆破现场试验中，由于重力作用 Fig.1 Section view of decoupled charge structure 聚能药包会贴在爆破孔下沿，形成偏心不耦合装药 面直角坐标系，此时爆破孔壁上任意方向的径向装 结构.针对装药结构对爆破的影响进行了大量研 药不耦合系数K为： 究，Rollins与Ucartis)建立了一种非对称不耦合装药 K= LoB=R -sin 结构模型，用以计算爆破孔壁上任意一点所受爆炸 LoA rosin a sin a 载荷；宗琦与孟德君16通过分析爆炸能量在爆破孔 (1) 界面的折射反射规律，对不同装药结构对爆炸能量 式中，R为爆破孔半径，。为聚能药包半径，h为聚能 传递的影响进行了研究.刘优平等运用数值模 药包中心O与爆破孔中心O'的距离，h∈[0，R- 拟方法对不同装药量、不同不耦合系数的6种装药 r。].已知爆破孔半径为44.5mm,聚能药包半径为 结构进行研究，结合现场试验确定了最佳的深孔爆 25mm,将数据带人式(1)，利用MATLAB软件可得 破装药结构.岳中文等1]采用动态焦散线实验，对 不耦合系数K随a及h的变化规律，如图2所示. 在偏心不耦合装药结构下不同切槽形状对爆源近区 裂纹动态力学特征的影响进行了研究.在深部煤层 2.4 进行深孔聚能爆破增透试验时，煤层处于高地应力、 3.0 2.2 高地温环境，煤体的力学特征与浅部明显不同[)， 25 2.0 因此在探讨偏心不耦合装药结构对煤层深孔聚能爆 <2.0 破增透的影响时应考虑地应力因素.本文基于聚能 1.6 装药结构特点，结合平煤十矿己组煤层瓦斯地质条 1.5 1.4 件，研究了装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影 1.0 20 响，通过煤层深孔聚能爆破现场试验进行验证 3 23o50m6 1装药结构对煤体爆炸载荷影响分析 图2不耦合系数K随：及h的变化规律 Fig.2 Variation of decoupling coefficient K with a and h 在煤层进行深孔聚能爆破时，爆炸载荷作用下 煤体增透效果不仅与聚能流的侵彻作用、应力波和 由图2可知，当爆破孔中心与药包中心距离h 爆生气体综合作用紧密相关，也与装药结构密切相 不变时，随α逐渐增大，不耦合系数K随之减小；随 关.装药结构的合理选取直接影响到煤层裂隙范 h增加，K的变化范围逐渐增大 围，进而影响到瓦斯抽采效果.不耦合装药爆破可 1.2传入爆破孔壁的爆炸载荷分析 以降低传入爆破孔壁的应力波峰值，同时可以延长 根据不耦合装药结构特点，在竖直方向，即y轴 应力波作用时间.基于不耦合装药结构特点，对传 方向，可得传入爆破孔壁爆炸载荷P,为： 入爆破孔壁的爆炸载荷进行分析. P=oD: -6η-6N 1.1深孔聚能爆破装药结构 (2) 8 在煤层顺层进行深孔聚能爆破时，聚能药包受 式中，P为炸药密度，D为炸药爆速，n=lo/儿1为轴向 重力作用影响会出现偏移，形成偏心不耦合装药结 装药不耦合系数，，为爆破孔长度（除封孔长度），l, 构，如图1所示 为装药长度，N为压力增大系数 以图1中聚能药包剖面圆心0为原点，建立平 由式(2)可知，P随K的增大而减小，当h一定
郭德勇等: 装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影响 煤炭是我国的主要能源[1] ,在一次能源生产和 消费结构中比重分别占 76% 和 66% . 我国煤矿瓦 斯事故频发的主要原因是煤层透气性低,瓦斯抽采 困难[2] . 针对煤层透气性低的特点,采用爆破强制 增透瓦斯抽采技术逐渐受到重视. 国内外许多学者 进行了多种强化抽采瓦斯的实验研究,如利用煤层 高压注水、水力割缝、松动爆破、聚能爆破等技术来 提高煤层透气性[3鄄鄄10] . 其中,聚能爆破增透致裂机 理研究取得重要进展[11鄄鄄14] . 在聚能爆破增透致裂 机理研究中,均针对同心不耦合装药结构进行分析, 但在煤层深孔聚能爆破现场试验中,由于重力作用 聚能药包会贴在爆破孔下沿,形成偏心不耦合装药 结构. 针对装药结构对爆破的影响进行了大量研 究,Rollins 与 Ucar [15]建立了一种非对称不耦合装药 结构模型,用以计算爆破孔壁上任意一点所受爆炸 载荷;宗琦与孟德君[16]通过分析爆炸能量在爆破孔 界面的折射反射规律,对不同装药结构对爆炸能量 传递的影响进行了研究. 刘优平等[17] 运用数值模 拟方法对不同装药量、不同不耦合系数的 6 种装药 结构进行研究,结合现场试验确定了最佳的深孔爆 破装药结构. 岳中文等[18] 采用动态焦散线实验,对 在偏心不耦合装药结构下不同切槽形状对爆源近区 裂纹动态力学特征的影响进行了研究. 在深部煤层 进行深孔聚能爆破增透试验时,煤层处于高地应力、 高地温环境,煤体的力学特征与浅部明显不同[19] , 因此在探讨偏心不耦合装药结构对煤层深孔聚能爆 破增透的影响时应考虑地应力因素. 本文基于聚能 装药结构特点,结合平煤十矿己组煤层瓦斯地质条 件,研究了装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影 响,通过煤层深孔聚能爆破现场试验进行验证. 1 装药结构对煤体爆炸载荷影响分析 在煤层进行深孔聚能爆破时,爆炸载荷作用下 煤体增透效果不仅与聚能流的侵彻作用、应力波和 爆生气体综合作用紧密相关,也与装药结构密切相 关. 装药结构的合理选取直接影响到煤层裂隙范 围,进而影响到瓦斯抽采效果. 不耦合装药爆破可 以降低传入爆破孔壁的应力波峰值,同时可以延长 应力波作用时间. 基于不耦合装药结构特点,对传 入爆破孔壁的爆炸载荷进行分析. 1郾 1 深孔聚能爆破装药结构 在煤层顺层进行深孔聚能爆破时,聚能药包受 重力作用影响会出现偏移,形成偏心不耦合装药结 构,如图 1 所示. 以图 1 中聚能药包剖面圆心 O 为原点,建立平 图 1 不耦合装药结构图 Fig. 1 Section view of decoupled charge structure 面直角坐标系,此时爆破孔壁上任意方向的径向装 药不耦合系数 K 为: K = lOB lOA = R r0 sin 琢 sin [ 仔 - 琢 - arcsin ( h R sin 琢 ) ] (1) 式中,R 为爆破孔半径,r0为聚能药包半径,h 为聚能 药包中心 O 与爆破孔中心 O忆的距离,h沂[0,R - r0 ]. 已知爆破孔半径为 44郾 5 mm,聚能药包半径为 25 mm,将数据带入式(1),利用 MATLAB 软件可得 不耦合系数 K 随 琢 及 h 的变化规律,如图 2 所示. 图 2 不耦合系数 K 随 琢 及 h 的变化规律 Fig. 2 Variation of decoupling coefficient K with 琢 and h 由图 2 可知,当爆破孔中心与药包中心距离 h 不变时,随 琢 逐渐增大,不耦合系数 K 随之减小;随 h 增加,K 的变化范围逐渐增大. 1郾 2 传入爆破孔壁的爆炸载荷分析 根据不耦合装药结构特点,在竖直方向,即 y 轴 方向,可得传入爆破孔壁爆炸载荷 Pt为: Pt = 籽0D 2 8 K - 6 浊 - 6N (2) 式中,籽0为炸药密度,D 为炸药爆速,浊 = l 0 / l 1为轴向 装药不耦合系数,l 0为爆破孔长度(除封孔长度),l 1 为装药长度,N 为压力增大系数. 由式(2)可知,Pt随 K 的增大而减小,当 h 一定 ·1489·
·1490· 工程科学学报，第40卷，第12期 时，P随α的增大而减小；在y轴（图1）正方向，P 随着h的增大而减小：在y轴（图1）负方向，P随着 h的增大而增大. 在水平方向，即x轴方向，由于聚能槽的存在， 爆破孔壁所受压力P,的表达式会与非聚能方向上 的表达式不同.聚能射流遇到炮孔壁时产生的压 力20]为： 12 P.=4VP (3) 式中，·为聚能槽密度，若聚能槽密度大于炮孔附近 升 煤岩体密度，则ρ选用煤岩体密度：为聚能射流最 大速度 图3钻孔围岩受力图 Fig.3 Force diagram of borehole surrounding rock 煤岩体中炸药爆炸产生冲击波，爆炸应力波压 力P随距爆源中心距离衰减规律可由下式表示： 根据钻孔几何特性，运用极坐标对如上模型进 行分析，可得距离钻孔中心r处围岩上某一点的受 P=P. (4) 力情况如下： 式中，r为距爆源中心距离；a为压力衰减指数.其 取值由下式确定： =a-0a.(-4号+3g c0s20+ a=2±1-μa (5) (a+1a.-)] 式中，心为煤岩体动态泊松比，爆炸载荷为冲击波时 0m=2[1-A)a:(1+3)es20- 等式右边取正，衰减为应力波时取负 2聚能爆破煤岩体影响区分析 (a+m.+)] 关于爆破影响区域界定，在爆破工程中一般采 m=1-A1+2-3) 用经验公式或相似模型进行计算和分析.由于聚能 (7) 爆破装药结构不同于普通爆破，在水平方向上安装 有聚能槽，因此对爆破影响范围的确定存在水平方 式中，·0、0、T分别为该点处的径向、切向和剪切 向和竖直方向上的差异.为便于分析，在确定水平 应力：0为该点与钻孔中心连线和水平线的夹角.由 方向裂隙范围时，采用爆破相关理论进行计算，同时 上式可以看出，当r=R时，0o、T均为0.说明在围 引入聚能影响系数确定水平方向裂隙范围. 岩初始应力场下，钻孔壁边缘处的围岩只受切向应 2.1钻孔围岩初始应力场分析 力作用.由式(7)可得钻孔周边一点切向应力为： 在进行煤层深孔聚能爆破试验过程中，需要在 0。=0.[(1-入)cos20-(1+A)](8) 巷道中向煤层打顺层钻孔，其中一部分钻孔为瓦斯 当爆破孔壁周边切向应力σ。不小于煤岩体抗 抽采孔，另一部分钻孔为爆破孔.在钻孔成型后，钻 压强度时，即认为围岩进入塑性状态.爆破孔壁附 孔壁附近应力状态发生改变.由于试验区无明显地 近塑性区的出现，一方面使应力向围岩深部转移：另 质构造，则视钻孔在垂直方向上受上覆岩层压应力 一方面钻孔壁附近围岩开始卸载直至到残余强度， 作用记为σ：，水平方向受上覆岩层侧向压应力作用 产生裂隙，导致容积增大，围岩向钻孔中心发生位 记为oσ，且存在如下关系： 移.并逐渐解除塑性区的应力状态 (o:=p.gH 2.2聚能爆破粉碎区 (6) 对于不耦合装药结构，在y轴方向上由式(2) (0x=0,=入0： 其中，P,为上覆岩层平均密度；g为重力加速度；H为 可得： 上覆岩层厚度：入为侧向应力系数. 对钻孔围岩初始应力场研究时，以钻孔轴线垂 8(R+ (9) 直的平面为分析对象，如图3所示
工程科学学报,第 40 卷,第 12 期 时,Pt随 琢 的增大而减小;在 y 轴(图 1)正方向,Pt 随着 h 的增大而减小;在 y 轴(图 1)负方向,Pt随着 h 的增大而增大. 在水平方向,即 x 轴方向,由于聚能槽的存在, 爆破孔壁所受压力 Pt的表达式会与非聚能方向上 的表达式不同. 聚能射流遇到炮孔壁时产生的压 力[20]为: Pt = 1 4 v 2 籽 (3) 式中,籽 为聚能槽密度,若聚能槽密度大于炮孔附近 煤岩体密度,则 籽 选用煤岩体密度;v 为聚能射流最 大速度. 煤岩体中炸药爆炸产生冲击波,爆炸应力波压 力 P 随距爆源中心距离衰减规律可由下式表示: P = Pt ( R ) r a (4) 式中,r 为距爆源中心距离;a 为压力衰减指数. 其 取值由下式确定: a = 2 依 滋d 1 - 滋d (5) 式中,滋d为煤岩体动态泊松比,爆炸载荷为冲击波时 等式右边取正,衰减为应力波时取负. 2 聚能爆破煤岩体影响区分析 关于爆破影响区域界定,在爆破工程中一般采 用经验公式或相似模型进行计算和分析. 由于聚能 爆破装药结构不同于普通爆破,在水平方向上安装 有聚能槽,因此对爆破影响范围的确定存在水平方 向和竖直方向上的差异. 为便于分析,在确定水平 方向裂隙范围时,采用爆破相关理论进行计算,同时 引入聚能影响系数确定水平方向裂隙范围. 2郾 1 钻孔围岩初始应力场分析 在进行煤层深孔聚能爆破试验过程中,需要在 巷道中向煤层打顺层钻孔,其中一部分钻孔为瓦斯 抽采孔,另一部分钻孔为爆破孔. 在钻孔成型后,钻 孔壁附近应力状态发生改变. 由于试验区无明显地 质构造,则视钻孔在垂直方向上受上覆岩层压应力 作用记为 滓z,水平方向受上覆岩层侧向压应力作用 记为 滓x、滓y,且存在如下关系: 滓z = 籽rgH 滓x = 滓y = 姿滓 { z (6) 其中,籽r为上覆岩层平均密度;g 为重力加速度;H 为 上覆岩层厚度;姿 为侧向应力系数. 对钻孔围岩初始应力场研究时,以钻孔轴线垂 直的平面为分析对象,如图 3 所示. 图 3 钻孔围岩受力图 Fig. 3 Force diagram of borehole surrounding rock 根据钻孔几何特性,运用极坐标对如上模型进 行分析,可得距离钻孔中心 r 处围岩上某一点的受 力情况如下: 滓r0 = [ 1 2 (姿 - 1)滓z (1 - 4 R 2 r 2 + 3 R 4 r 4 )·cos 2兹 + (姿 + 1)滓z (1 - R 2 r 2 ) ] 滓兹0 = [ 1 2 (1 - 姿)滓z (1 + 3 R 4 r 4 ) cos 2兹 - (姿 + 1)滓z (1 + R 2 r 2 ) ] 子r兹0 = 1 2 (1 - 姿)滓z (1 + 2 R 2 r 2 - 3 R 4 r ) ì î í ï ï ï ï ï ïï ï ï ï ï ï ïï 4 (7) 式中,滓r0 、滓兹0 、子r兹0分别为该点处的径向、切向和剪切 应力;兹 为该点与钻孔中心连线和水平线的夹角. 由 上式可以看出,当 r = R 时,滓r0 、子r兹0均为0. 说明在围 岩初始应力场下,钻孔壁边缘处的围岩只受切向应 力作用. 由式(7)可得钻孔周边一点切向应力为: 滓兹 = 滓z[(1 - 姿)cos 2兹 - (1 + 姿)] (8) 当爆破孔壁周边切向应力 滓兹不小于煤岩体抗 压强度时,即认为围岩进入塑性状态. 爆破孔壁附 近塑性区的出现,一方面使应力向围岩深部转移;另 一方面钻孔壁附近围岩开始卸载直至到残余强度, 产生裂隙,导致容积增大,围岩向钻孔中心发生位 移. 并逐渐解除塑性区的应力状态. 2郾 2 聚能爆破粉碎区 对于不耦合装药结构,在 y 轴方向上由式(2) 可得: Pt1 = 籽0D 2 ( 8 r0 R + ) h 6 浊 - 3N Pt2 = 籽0D 2 ( 8 r0 R - ) h 6 浊 - 3 ì î í ï ï ï ï N (9) ·1490·
郭德勇等：装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影响 ·1491· 上式分别表示在y轴方向上（图1），爆破孔壁 在y轴正负方向上裂隙发育区半径r21、T2分 上沿和下沿所受爆炸载荷大小.根据爆源近区冲击 别为： 波压力随距爆源中心距离衰减规律，径向应力峰值 Sed 大于煤体动态抗压强度时煤体破碎，当满足如下条 ra=1-d1-uaSu+o. 件时： (16) P=0:=S (10) 在y轴正负方向上粉碎区半径112分别为： r=1-d1-ua(Su +ox 在x轴方向上引入裂隙发展区聚能影响系数 7=R k2,x轴方向裂隙发育区半径ra为： (11) h2r13 I Sed 瑞 =R PoDo16 (17) 8R-6n3w） ra=1-dl(Su+o:) 2.4聚能爆破裂隙扩展区 式中，σ为爆破在煤岩体中产生的径向应力，S为 聚能爆破前期煤岩体主要受到爆炸应力波作 爆源近区煤岩体的动态抗压强度 用，后期主要受到爆生气体静压作用，前期作用时间 在x轴方向上（图1）引入粉碎区聚能影响系数 较短，后期作用时间较长.在爆破孔周边煤岩体在 k1,x轴方向的粉碎区半径r13为： 应力波作用下已经形成一定范围的粉碎区和裂隙发 育区，爆生气体逐渐进入裂隙内，进一步改变煤岩体 T13=R1 8S (N 12) 受力状态 2.3聚能爆破裂隙发育区 假设在爆生气体进入裂隙中时，裂隙面受到气 聚能爆破裂隙发育区主要由拉伸破坏形成，随 体压力与爆破孔内气体压力相同，且考虑气体从裂 着爆炸应力波传播距离的不断增大，煤岩体单位面 隙中泄露的影响，得到裂纹扩展到长度L时，孔壁压 积上的能量密度下降，导致应力波急剧衰减，粉碎区 力表达式[2)为： 外围的压缩应力波已不能直接引起岩体的压缩破 (18) 坏，但径向压缩作用伴生的切向拉应力产生拉伸破 B=B(伦) 坏而形成径向裂隙，同时应变能释放产生径向拉应 其中，P。为作用在爆破孔壁处的初始静压，近似以冲 力，使岩体破坏产生环向裂隙，径向和环向裂隙交错 击压力峰值P,代替，裂纹尖端的应力强度因子] 形成裂隙发育区 为： 煤岩体环向拉应力σ。与径向压应力σ，的关系 P1-0 如下： (19) 0。二1-a (13) 式中，为裂隙长度：x为裂隙扩展方向的坐标；σ为 在爆破粉碎区与爆破裂隙区的界面上，存在如 垂直裂隙面的地应力. 下关系： 由上述聚能爆破裂隙范围计算公式可得，随着 0.=Sa (14) 地应力增大，相应的爆破裂隙范围会随之减小，表明 在爆破粉碎区外，爆炸冲击波衰减为爆炸应力 地应力会影响煤层深孔聚能爆破增透致裂过程，随 波继续传播，当煤岩体所受环向应力峰值大于煤岩 着爆炸应力波向四周传播，应力幅值逐渐衰减，地应 体动态抗拉强度S时，将产生径向裂隙 力对爆破裂隙扩展影响程度逐渐增大，随着垂直于 由式(7)可知，在y轴方向上（图1），随着距钻 裂隙扩展方向的地应力增大，爆破裂隙扩展范围逐 孔中心距离r增加，σ0会趋近于σ，为简化计算，令 渐减小 σ赋值为σ煤岩体通常不是均质完整的，其中含 以平煤十矿己组煤层为例，试验工作面垂直地 有大量的断层、节理、裂隙等结构面，所以煤体可认 应力o:=12.85MPa,水平地应力o,=28.38MPa, 为是存在损伤的岩体，因此引入损伤因子d.结合式 煤体单轴抗压强度4.94MPa,单轴抗拉强度0.37 (4)、式(7)、式(9)、式(13)和式(14)，当满足如下 MPa,泊松比0.4，爆破采用三级煤矿许用炸药，药卷 条件时： 半径25mm,密度1140kg·m-3,爆速3200ms1.可 Oe=S+o (15) 得到聚能爆破范围如表1所示
郭德勇等: 装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影响 上式分别表示在 y 轴方向上(图 1),爆破孔壁 上沿和下沿所受爆炸载荷大小. 根据爆源近区冲击 波压力随距爆源中心距离衰减规律,径向应力峰值 大于煤体动态抗压强度时煤体破碎,当满足如下条 件时: Pt = 滓r = Scd (10) 在 y 轴正负方向上粉碎区半径 r11 、r12分别为: r11 = R ( 籽0D 2 8S ( cd r0 R + ) h 6 浊 - 3N ) 1 - 滋d 2 - 滋d r12 = R ( 籽0D 2 8S ( cd r0 R - ) h 6 浊 - 3N ) 1 - 滋d 2 - 滋 ì î í ï ï ï ï d (11) 式中,滓r为爆破在煤岩体中产生的径向应力,Scd为 爆源近区煤岩体的动态抗压强度. 在 x 轴方向上(图 1)引入粉碎区聚能影响系数 k1 ,x 轴方向的粉碎区半径 r13为: r13 = Rk1 ( 籽0D 2 8Scd r 6 0 (R 2 - h 2 ) 3浊 - 3N ) 1 - 滋d 2 - 滋d (12) 2郾 3 聚能爆破裂隙发育区 聚能爆破裂隙发育区主要由拉伸破坏形成,随 着爆炸应力波传播距离的不断增大,煤岩体单位面 积上的能量密度下降,导致应力波急剧衰减,粉碎区 外围的压缩应力波已不能直接引起岩体的压缩破 坏,但径向压缩作用伴生的切向拉应力产生拉伸破 坏而形成径向裂隙,同时应变能释放产生径向拉应 力,使岩体破坏产生环向裂隙,径向和环向裂隙交错 形成裂隙发育区. 煤岩体环向拉应力 滓兹与径向压应力 滓r的关系 如下: 滓兹 = 滋d 1 - 滋d 滓r (13) 在爆破粉碎区与爆破裂隙区的界面上,存在如 下关系: 滓r = Scd (14) 在爆破粉碎区外,爆炸冲击波衰减为爆炸应力 波继续传播,当煤岩体所受环向应力峰值大于煤岩 体动态抗拉强度 Std时,将产生径向裂隙. 由式(7)可知,在 y 轴方向上(图 1),随着距钻 孔中心距离 r 增加,滓兹0会趋近于 滓x,为简化计算,令 滓兹0赋值为 滓x . 煤岩体通常不是均质完整的,其中含 有大量的断层、节理、裂隙等结构面,所以煤体可认 为是存在损伤的岩体,因此引入损伤因子 d. 结合式 (4)、式(7)、式(9)、式(13)和式(14),当满足如下 条件时: 滓兹 = Std + 滓x (15) 在 y 轴正负方向上裂隙发育区半径 r21 、r22 分 别为: r21 = r11 1 - d 滋d 1 - 滋 ( d Scd Std + 滓 ) x 1 - 滋d 2 - 3滋d r22 = r12 1 - d 滋d 1 - 滋 ( d Scd Std + 滓 ) x 1 - 滋d 2 - 3滋 ì î í ï ï ï ï d (16) 在 x 轴方向上引入裂隙发展区聚能影响系数 k2 ,x 轴方向裂隙发育区半径 r23为: r23 = k2 r13 1 - [ d Scd (Std + 滓z ] ) 1 - 滋d 2 - 3滋d (17) 2郾 4 聚能爆破裂隙扩展区 聚能爆破前期煤岩体主要受到爆炸应力波作 用,后期主要受到爆生气体静压作用,前期作用时间 较短,后期作用时间较长. 在爆破孔周边煤岩体在 应力波作用下已经形成一定范围的粉碎区和裂隙发 育区,爆生气体逐渐进入裂隙内,进一步改变煤岩体 受力状态. 假设在爆生气体进入裂隙中时,裂隙面受到气 体压力与爆破孔内气体压力相同,且考虑气体从裂 隙中泄露的影响,得到裂纹扩展到长度 L 时,孔壁压 力表达式[21]为: PI = P0 ( R ) L 1郾 5 (18) 其中,P0为作用在爆破孔壁处的初始静压,近似以冲 击压力峰值 Pt 代替,裂纹尖端的应力强度因子[22] 为: KI = 2 [ L + R 仔(1 - d ] ) 1 / 2 乙 L+R 0 PI - 滓 [(L + R) 2 - x 2 ] 1 / 2 dx (19) 式中,L 为裂隙长度;x 为裂隙扩展方向的坐标;滓 为 垂直裂隙面的地应力. 由上述聚能爆破裂隙范围计算公式可得,随着 地应力增大,相应的爆破裂隙范围会随之减小,表明 地应力会影响煤层深孔聚能爆破增透致裂过程,随 着爆炸应力波向四周传播,应力幅值逐渐衰减,地应 力对爆破裂隙扩展影响程度逐渐增大,随着垂直于 裂隙扩展方向的地应力增大,爆破裂隙扩展范围逐 渐减小. 以平煤十矿己组煤层为例,试验工作面垂直地 应力 滓z = 12郾 85 MPa,水平地应力 滓x = 28郾 38 MPa, 煤体单轴抗压强度 4郾 94 MPa,单轴抗拉强度 0郾 37 MPa,泊松比 0郾 4,爆破采用三级煤矿许用炸药,药卷 半径 25 mm,密度 1140 kg·m - 3 ,爆速 3200 m·s - 1 . 可 得到聚能爆破范围如表 1 所示. ·1491·
·1492· 工程科学学报，第40卷，第12期 表1平煤十矿己5-24100工作面煤层深孔聚能爆破理论裂隙范围 Table 1 Theoretical result of the fracture zone range of deep-hole cumu- lative blasting in 24100 working face of No.10 coal mine of Pingdingshan 爆破彩响区 y轴正方向 y轴负方向 x轴方向裂 裂隙范围/cm裂隙范围/cm 隙范围/cm 爆破粉碎区 2.41 23.00 8.26 爆破裂隙区 5.55 51.06 38.41 聚能爆破现场试验验证 38*373635 34"33"3231" 30292827*26252423 22 12.45m 10.5m8.75m6.6m 3.1试验工作面瓦斯地质条件 己，-24100回风巷 平煤十矿己1s一24100工作面位于己四采区西翼 聚能爆破孔 一瓦斯抽采孔 图4爆破孔布置图 第四区段，东翼是已开采的己s~24110工作面和己s Fig.4 Sketch map of the cumulative blasting boreholes 24090工作面，东邻己四系统，西至26勘探线，南邻 爆破孔施工顺序按照爆破孔编号从1到5依 己s24080采空区，北部未开采.地面标高190~ 次施工，施工时间为每天0：00~8：00之间，为避免 300m,工作面标高-560~-693m,埋深720~960 煤层顺层钻孔容易发生形变、塌孔等现象，在聚能爆 m.该工作面所采煤层为己s煤层，距停采线500m 破装药前将钻杆拔出，保证爆破孔完整. 以里范围，己5、己6煤层合层，己5-16煤厚3.5~4.0 3.2.2煤层深孔聚能爆破竖直方向上影响试验 m,煤的坚固性系数0.2~0.6，平均煤厚3.7m,煤层 为考察煤层深孔聚能爆破在竖直方向上的影响 倾角10°~16°，煤层结构稳定.煤层最大瓦斯压力 范围，沿煤层倾向布置5个顺层爆破孔（分别记为 2.95MPa,最大瓦斯含量20.04m3t-1. 6”~10"爆破孔)并在距爆破孔上下1m处各布置一 3.2爆破钻孔设计 根据试验方案和现场工程地质条件，设计两组 个钻孔作为考察孔（分别记为6~101、6”~100）， 爆破孔间距均为12m,装药量均为12kg,爆破孔及 煤层深孔聚能爆破试验来分析爆破时煤层增透在水 考察孔布置如图5所示 平方向、竖直方向的影响范围.现场试验所用聚能 药包由煤矿需用乳化炸药和“V”形角铝制成，试验 设计爆破孔长度45m,爆破孔半径44.5mm,装药半 1.5m 径25mm,采用“黄砂+黄泥”进行封孔，封孔里段用 1.5m 黄砂充填，外段用黄泥封堵 3.2.1煤层深孔聚能爆破水平方向上影响试验 为考察煤层深孔聚能爆破在水平方向上的影响 ●爆破孔O抽采孔0考察孔 范围及增透效果，沿煤层倾向布置5个顺层爆破孔， 图5爆破孔及考察孔布置图 爆破孔间距分别为12.45、10.50、8.75和6.60m,装 Fig.5 Sketch map of the cumulative blasting boreholes and inspec- 药量均为16kg,爆破孔布置如图4所示 tion holes 爆破参数如表2所示. 3.3深孔聚能爆破煤层致裂增透效果分析 表2平煤十矿己15~24100工作面煤层深孔聚能爆破参数 3.3.1煤层深孔聚能爆破增透水平方向影响分析 Table 2 Parameters of cumulative blasting in 24100 working face of No. 为探讨煤层深孔聚能爆破增透在水平方向的影 10 coal mine of Pingdingshan 响，选取1"爆破孔附近的33"~38"号抽采孔在爆破 爆破孔半径/孔深/倾角/封孔装药量/两侧抽 前后瓦斯抽采数据进行分析，其中，第3d为爆破当 如 mm ()长度/m 采孔号 天，现场实测数据如图6所示. 1* 44.5 45 -12 24 34,35年 对1"爆破孔起爆前后平均瓦斯体积分数增幅 2# 44.5 45 -12 24 16 30*,31 情况进行考察，其中33"~38抽采孔与1"爆破孔间 3* 44.5 -12 24 6 27*28* 距分别为：4.9、1.85、1.25、4.4、7.45和10.5m.根 Yw 44.5 45 -12 24 16 24*.25+ 据现场实测数据可得到1"爆破孔起爆前后爆破孔 5* 44.5 45 -12 24 16 22*23# 和抽采孔距离与抽采孔平均瓦斯体积分数增幅的关
工程科学学报,第 40 卷,第 12 期 表 1 平煤十矿己15 鄄鄄24100 工作面煤层深孔聚能爆破理论裂隙范围 Table 1 Theoretical result of the fracture zone range of deep鄄hole cumu鄄 lative blasting in 24100 working face of No. 10 coal mine of Pingdingshan 爆破影响区 y 轴正方向 裂隙范围/ cm y 轴负方向 裂隙范围/ cm x 轴方向裂 隙范围/ cm 爆破粉碎区 2郾 41 23郾 00 8郾 26 爆破裂隙区 5郾 55 51郾 06 38郾 41 3 聚能爆破现场试验验证 3郾 1 试验工作面瓦斯地质条件 平煤十矿己15 鄄鄄24100 工作面位于己四采区西翼 第四区段,东翼是已开采的己15 鄄鄄 24110 工作面和己15 鄄鄄 24090 工作面,东邻己四系统,西至 26 勘探线,南邻 己15 鄄鄄24080 采空区,北部未开采. 地面标高 190 ~ 300 m,工作面标高 - 560 ~ - 693 m,埋深 720 ~ 960 m. 该工作面所采煤层为己15煤层,距停采线 500 m 以里范围,己15 、己16煤层合层,己15 - 16煤厚 3郾 5 ~ 4郾 0 m,煤的坚固性系数 0郾 2 ~ 0郾 6,平均煤厚 3郾 7 m,煤层 倾角 10毅 ~ 16毅,煤层结构稳定. 煤层最大瓦斯压力 2郾 95 MPa,最大瓦斯含量 20郾 04 m 3·t - 1 . 3郾 2 爆破钻孔设计 根据试验方案和现场工程地质条件,设计两组 煤层深孔聚能爆破试验来分析爆破时煤层增透在水 平方向、竖直方向的影响范围. 现场试验所用聚能 药包由煤矿需用乳化炸药和“V冶形角铝制成,试验 设计爆破孔长度 45 m,爆破孔半径 44郾 5 mm,装药半 径 25 mm,采用“黄砂 + 黄泥冶进行封孔,封孔里段用 黄砂充填,外段用黄泥封堵. 3郾 2郾 1 煤层深孔聚能爆破水平方向上影响试验 为考察煤层深孔聚能爆破在水平方向上的影响 范围及增透效果,沿煤层倾向布置 5 个顺层爆破孔, 爆破孔间距分别为 12郾 45、10郾 50、8郾 75 和 6郾 60 m,装 药量均为 16 kg,爆破孔布置如图 4 所示. 爆破参数如表 2 所示. 表 2 平煤十矿己15 鄄鄄24100 工作面煤层深孔聚能爆破参数 Table 2 Parameters of cumulative blasting in 24100 working face of No. 10 coal mine of Pingdingshan 爆破 孔 孔半径/ mm 孔深/ m 倾角/ (毅) 封孔 长度/ m 装药量/ kg 两侧抽 采孔号 1 # 44郾 5 45 - 12 24 16 34 # 、35 # 2 # 44郾 5 45 - 12 24 16 30 # 、31 # 3 # 44郾 5 45 - 12 24 16 27 # 、28 # 4 # 44郾 5 45 - 12 24 16 24 # 、25 # 5 # 44郾 5 45 - 12 24 16 22 # 、23 # 图 4 爆破孔布置图 Fig. 4 Sketch map of the cumulative blasting boreholes 爆破孔施工顺序按照爆破孔编号从 1 #到 5 #依 次施工,施工时间为每天 0:00 ~ 8:00 之间,为避免 煤层顺层钻孔容易发生形变、塌孔等现象,在聚能爆 破装药前将钻杆拔出,保证爆破孔完整. 3郾 2郾 2 煤层深孔聚能爆破竖直方向上影响试验 为考察煤层深孔聚能爆破在竖直方向上的影响 范围,沿煤层倾向布置 5 个顺层爆破孔(分别记为 6 # ~ 10 #爆破孔)并在距爆破孔上下 1 m 处各布置一 个钻孔作为考察孔(分别记为 6 # U ~ 10 # U、6 # D ~ 10 # D ), 爆破孔间距均为 12 m,装药量均为 12 kg,爆破孔及 考察孔布置如图 5 所示. 图 5 爆破孔及考察孔布置图 Fig. 5 Sketch map of the cumulative blasting boreholes and inspec鄄 tion holes 3郾 3 深孔聚能爆破煤层致裂增透效果分析 3郾 3郾 1 煤层深孔聚能爆破增透水平方向影响分析 为探讨煤层深孔聚能爆破增透在水平方向的影 响,选取 1 #爆破孔附近的 33 # ~ 38 #号抽采孔在爆破 前后瓦斯抽采数据进行分析,其中,第 3 d 为爆破当 天,现场实测数据如图 6 所示. 对 1 #爆破孔起爆前后平均瓦斯体积分数增幅 情况进行考察,其中 33 # ~ 38 #抽采孔与 1 #爆破孔间 距分别为:4郾 9、1郾 85、1郾 25、4郾 4、7郾 45 和 10郾 5 m. 根 据现场实测数据可得到 1 #爆破孔起爆前后爆破孔 和抽采孔距离与抽采孔平均瓦斯体积分数增幅的关 ·1492·
郭德勇等：装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影响 ·1493· 表3平煤十矿己5-24100工作面考察孔炮烟逸出情况 Table 3 Condition of the blasting smoke of inspection holes in 24100 60 -33 米-34 working face of No.10 coal mine of Pingdingshan 4-35 孔别编号 逸出情况 孔别编号 逸出情况 4 -36 -37 6醋 否 % 是 38* 7猎 西 7猎 思 8陆 否 8酷 品 6 810121416 是 时间 91 否 9 10元 否 105 能 图6平煤十矿己s-24100工作面瓦斯体积分数变化图 Fig.6 Diagram of the volume fraction of gas before and after blasting 方向上的影响范围不同，对爆破孔上方影响范围小 in 24100 working face of No.10 coal mine of Pingdingshan 于对爆破孔下方影响范围，与理论计算结果一致，对 系，如图7所示. 比上文理论计算结果，由于在爆破孔上下方布置了 100r 考察孔形成空孔效应，且煤体中存在大量弱面，因此 90 94 实际裂隙范围要比理论计算范围大. 80 70 60 4结论 50 5i6 0 38.55 (1)装药结构影响传入爆破孔壁爆炸载荷.随 30 着聚能药包中心与爆破孔中心偏离距离增加，爆破 20 22.99 10 6.87 孔各方向不耦合系数变化范围增大，传人爆破孔上 0.92 0 ◆ 方爆炸载荷小于传入爆破孔下方爆炸载荷 -10 34567891011 (2)偏心不耦合装药条件下聚能爆破时，传入 与1爆皱孔距离m 爆破孔壁爆炸载荷呈现上下不对称现象.在爆破孔 图7平煤十矿己~24100工作面瓦斯体积分数增幅与距爆破孔 竖直方向上爆破裂隙范围不同，爆破孔上方裂隙范 距离关系图 围小于爆破孔下方裂隙范围. Fig.7 Relationship diagram of the increasing rate of gas extraction and distance between I*blast hole and other extraction holes in 24100 (3)煤层深孔聚能爆破前后，水平方向上距离 working face of No.10 coal mine of Pingdingshan 爆破孔7.45m内瓦斯体积分数平均增幅为 52.78%,煤层增透效果明显；竖直方向上距爆破孔 当瓦斯抽采孔距离爆破孔2m以内时，瓦斯体 相同距离的考察孔，在爆破后处于爆破孔上方的考 积分数增幅在55%以上，随着距离爆破孔越远，爆 察孔无炮烟逸出，处于下方的考察孔有炮烟逸出，证 破前后抽采孔瓦斯体积分数增幅逐渐下降：当距离 明偏心不耦合装药结构对爆破孔竖直方向影响范围 爆破孔7.45m时，瓦斯体积分数增幅仅为6.87%； 不同，对爆破孔上方的影响范围小于对爆破孔下方 而当距爆破孔为10.5m时，瓦斯体积分数增幅几乎 的影响范围. 没有发生变化，可以认为此处已经在聚能爆破影响 范围以外.此外，在图7中，距1"爆破孔4.9m的 参考文献 33抽采孔瓦斯体积分数增幅大于距1"爆破孔4.4m [I]Yuan L Strategic thinking of simultaneous exploitation of coal and 的36"瓦斯体积分数增幅，分析认为由于33、36抽 gas in deep mining.J China Coal Soc,2016,41(1):I 采孔分别在1爆破孔两侧，且33"抽采孔所在煤层 (袁亮.我国深部煤与瓦斯共采战略思考.煤炭学报，2016 区域又受到2"爆破孔的爆破增透作用，因此出现了 41(1):1) [2]Yu B F.Technical Manual for Prevention and Utilization of Coal 瓦斯体积分数增幅升高的情况. Mine Gas Disaster.Beijing:China Coal Industry Publishing 3.3.2煤层深孔聚能爆破增透竖直方向影响分析 Hou5e,2005 为探讨煤层深孔聚能爆破增透在竖直方向的影 (于不凡.煤矿瓦斯灾害防治及利用技术手册.北京：煤炭工 响，爆破前将考察孔用黄泥封堵，爆破后将黄泥捅 业出版社，2005) 开，考察孔炮烟逸出情况如表3所示. [3]Huang B X,Cheng Q Y,Liu C Y,et al.Hydraulic fracturing the- ory of coal-rock mass and its technical framework.Min Saf Eng. 爆破孔起爆后，爆破孔上方考察孔无炮烟逸出， 2011,28(2):167 爆破孔下方考察孔有炮烟逸出，证明爆破孔在竖直 (黄炳香，程庆迎，刘长友，等.煤岩体水力致裂理论及其工
郭德勇等: 装药结构对煤层深孔聚能爆破增透的影响 图 6 平煤十矿己15 鄄鄄24100 工作面瓦斯体积分数变化图 Fig. 6 Diagram of the volume fraction of gas before and after blasting in 24100 working face of No. 10 coal mine of Pingdingshan 系,如图 7 所示. 图 7 平煤十矿己15 鄄鄄24100 工作面瓦斯体积分数增幅与距爆破孔 距离关系图 Fig. 7 Relationship diagram of the increasing rate of gas extraction and distance between 1 # blast hole and other extraction holes in 24100 working face of No. 10 coal mine of Pingdingshan 当瓦斯抽采孔距离爆破孔 2 m 以内时,瓦斯体 积分数增幅在 55% 以上,随着距离爆破孔越远,爆 破前后抽采孔瓦斯体积分数增幅逐渐下降;当距离 爆破孔 7郾 45 m 时,瓦斯体积分数增幅仅为 6郾 87% ; 而当距爆破孔为 10郾 5 m 时,瓦斯体积分数增幅几乎 没有发生变化,可以认为此处已经在聚能爆破影响 范围以外. 此外,在图 7 中,距 1 # 爆破孔 4郾 9 m 的 33 #抽采孔瓦斯体积分数增幅大于距 1 #爆破孔 4郾 4 m 的 36 #瓦斯体积分数增幅,分析认为由于 33 # 、36 #抽 采孔分别在 1 #爆破孔两侧,且 33 #抽采孔所在煤层 区域又受到 2 #爆破孔的爆破增透作用,因此出现了 瓦斯体积分数增幅升高的情况. 3郾 3郾 2 煤层深孔聚能爆破增透竖直方向影响分析 为探讨煤层深孔聚能爆破增透在竖直方向的影 响,爆破前将考察孔用黄泥封堵,爆破后将黄泥捅 开,考察孔炮烟逸出情况如表 3 所示. 爆破孔起爆后,爆破孔上方考察孔无炮烟逸出, 爆破孔下方考察孔有炮烟逸出,证明爆破孔在竖直 表 3 平煤十矿己15 鄄鄄24100 工作面考察孔炮烟逸出情况 Table 3 Condition of the blasting smoke of inspection holes in 24100 working face of No郾 10 coal mine of Pingdingshan 孔别编号 逸出情况 孔别编号 逸出情况 6 # U 否 6 # D 是 7 # U 否 7 # D 是 8 # U 否 8 # D 是 9 # U 否 9 # D 是 10 # U 否 10 # D 是 方向上的影响范围不同,对爆破孔上方影响范围小 于对爆破孔下方影响范围,与理论计算结果一致,对 比上文理论计算结果,由于在爆破孔上下方布置了 考察孔形成空孔效应,且煤体中存在大量弱面,因此 实际裂隙范围要比理论计算范围大. 4 结论 (1)装药结构影响传入爆破孔壁爆炸载荷. 随 着聚能药包中心与爆破孔中心偏离距离增加,爆破 孔各方向不耦合系数变化范围增大,传入爆破孔上 方爆炸载荷小于传入爆破孔下方爆炸载荷. (2)偏心不耦合装药条件下聚能爆破时,传入 爆破孔壁爆炸载荷呈现上下不对称现象. 在爆破孔 竖直方向上爆破裂隙范围不同,爆破孔上方裂隙范 围小于爆破孔下方裂隙范围. (3)煤层深孔聚能爆破前后,水平方向上距离 爆破 孔 7郾 45 m 内 瓦 斯 体 积 分 数 平 均 增 幅 为 52郾 78% ,煤层增透效果明显;竖直方向上距爆破孔 相同距离的考察孔,在爆破后处于爆破孔上方的考 察孔无炮烟逸出,处于下方的考察孔有炮烟逸出,证 明偏心不耦合装药结构对爆破孔竖直方向影响范围 不同,对爆破孔上方的影响范围小于对爆破孔下方 的影响范围. 参 考 文 献 [1] Yuan L. Strategic thinking of simultaneous exploitation of coal and gas in deep mining. J China Coal Soc, 2016, 41(1): 1 (袁亮. 我国深部煤与瓦斯共采战略思考. 煤炭学报, 2016, 41(1): 1) [2] Yu B F. Technical Manual for Prevention and Utilization of Coal Mine Gas Disaster. Beijing: China Coal Industry Publishing House, 2005 (于不凡. 煤矿瓦斯灾害防治及利用技术手册. 北京: 煤炭工 业出版社, 2005) [3] Huang B X, Cheng Q Y, Liu C Y, et al. Hydraulic fracturing the鄄 ory of coal鄄rock mass and its technical framework. J Min Saf Eng, 2011, 28(2): 167 (黄炳香, 程庆迎, 刘长友, 等. 煤岩体水力致裂理论及其工 ·1493·
·1494. 工程科学学报，第40卷，第12期 艺技术框架.采矿与安全工程学报，2011,28(2)：167) Chin J Rock Mech Eng,2014,33(12):2490 [4]Feng YJ,Kang H P.Hydraulic fracturing initiation and propaga- (刘健，刘泽功，高魁，等.深孔定向聚能爆破增透机制模拟 tion.Chin J Rock Mech Eng,2013,32(Suppl 2):3169 试验研究及现场应用.岩石力学与工程学报，2014,33 (冯彦军，康红普.水力压裂起裂与扩展分析.岩石力学与工 (12):2490) 程学报，2013,32（增刊2）：3169) [14]Guo D Y,Zhao J C,Lii P F,et al.Dynamic effects of deep-hole [5]Gong M,Liu W B,Wang D S,et al.Controlled blasting tech- cumulative blasting in coal seam and its application.Chin J Eng nique to improve gas pre-drainage effect in a coal mine.Univ Sci 2016,38(12):1681 Technol Beijing,2006,28(3):223 (郭德勇，赵杰超，吕鹏飞，等.煤层深孔聚能爆破动力效应 (龚敏，刘万波，王德胜，等.提高煤矿瓦斯抽放效果的控制 分析与应用.工程科学学报，2016,38(12)：1681) 爆破技术.北京科技大学学报，2006,28(3)：223) [15]Rollins RR,Ucar R.Nonsymmetrical decoupling /19th U S [6]Cai F,Liu Z G.Zhang CJ,et al.Numerical simulation of impro- Symposium on Rock Mechanics.Lake Tahoe,1978:193 ving permeability by deep-hole presplitting explosion in loose-soft [16]Zong Q.Meng D J.Influence of different kinds of hole charging and low permeability coal seam.China Coal Soc,2007,32(5): structure on explosion energy transmission.Chin J Rock Mech 499 Eng,2003,22(4):641 (蔡蜂，刘泽功，张朝举，等.高瓦斯低透气性煤层深孔预裂 (宗琦，孟德君.炮孔不同装药结构对爆破能量影响的理论 爆破增透数值模拟.煤炭学报，2007,32(5)：499) 探讨.岩石力学与工程学报，2003,22(4)：641) [7]Zhu W C.Wei C H,Li S,et al.Numerical modeling on destress [17]Liu Y P,Gong M,Huang G H.Numerical analysis method for blasting in coal seam for enhancing gas drainage.Int Rock Mech optimizing charging structure of deep-hole blasting and its appli- Min Sci,2013,59:179 cation.Rock Soil Mech,2012,33(6):1883 [8]Lei Y,Liu JJ,Zhang S N,et al.Contrast test of different perme- (刘优平，龚敏，黄刚海.深孔爆破装药结构优选数值分析 ability improvement technologies for gas-rich low-permeability coal 方法及其应用.岩土力学，2012.33(6)：1883) seams.J Nat Gas Sci Eng,2016,33:1282 [18]Yue Z W,Qiu P,Yang R S,et al.Experimental study on crack [9]Cao S G,Li Y,Liu Y B,et al.Influence of deep-hole controlled dynamic mechanical characteristic near blasting source of grooved pre-cracking explosion on microstructure of coal.Chin J Rock borehole with eccentric decouple charge.Chin J Rock Mech Eng, Mech Eng,2009,28(4):673 2017,36(Suppl2):3792 (曹树刚，李勇，刘延保，等.深孔控制预裂爆破对煤体微观 (岳中文，邱鹏，杨仁树，等.切槽炮孔偏心装药爆源近区裂 结构的影响.岩石力学与工程学报，2009,28(4)：673) 纹动态力学特征实验研究.岩石力学与工程学报，2017,36 [10]Liu J C,Wang H T,Yuan Z G,et al.Experimental study of (增刊2)：3792) pre-splitting blasting enhancing pre-drainage rate of low permea- [19]He M C,Xie H P,Peng S P,et al.Study on rock mechanics in bility heading face.Procedia Eng,2011,26:818 deep mining engineering.Chin Rock Mech Eng,2005,24 [11]Guo D Y,Pei H B,Song J C,et al.Study on splitting mecha- (16):2803 nism of coal bed deep-hole cumulative blasting to improve perme- (何满潮，谢和平，彭苏萍，等.深部开采岩体力学研究。岩 ability.J China Coal Soc,2008,33(12):1381 石力学与工程学报，2005,24(16)：2803) (郭德勇，裴海波，宋建成，等.煤层深孔聚能爆破致裂增透 [20]Gao E X,Yang R S.Blasting Engineering.Xuzhou:China Uni- 机理研究.煤炭学报，2008,33(12)：1381) versity of Mining and Technology Press,1999 [12]Mu C M,Wang H L,Huang W Y,et al.Increasing permeability (高尔新，杨仁树.爆破工程.徐州：中国矿业大学出版社， mechanism using directional cumulative blasting in coal seams 1999) with high concentration of gas and low permeability.Rock Soil [21]Zhang Z C.On the initiating,glowing branching and sloping of Meh,2013,34(9):2496 crack in rock blasting.Blasting,1999,16(4):21 (穆朝民，王海露，黄文尧，等。高瓦斯低透气性煤体定向聚 (张志呈.岩石爆破裂纹的起裂、扩展、分岔与止裂.爆破， 能爆破增透机制.岩土力学，2013,34(9)：2496) 1999,16(4):21) [13]Liu J,Liu Z G,Gao K,et al.Experimental study and applica- [22]Barenblatt G I.The mathematical theory of equilibrium eracks in tion of directional focused energy blasting in deep boreholes. brittle fracture.Adr Appl Mech,1962,7:55
工程科学学报,第 40 卷,第 12 期 艺技术框架. 采矿与安全工程学报, 2011, 28(2): 167) [4] Feng Y J, Kang H P. Hydraulic fracturing initiation and propaga鄄 tion. Chin J Rock Mech Eng, 2013, 32(Suppl 2): 3169 (冯彦军, 康红普. 水力压裂起裂与扩展分析. 岩石力学与工 程学报, 2013, 32(增刊 2): 3169) [5] Gong M, Liu W B, Wang D S, et al. Controlled blasting tech鄄 nique to improve gas pre鄄drainage effect in a coal mine. J Univ Sci Technol Beijing, 2006, 28(3): 223 (龚敏, 刘万波, 王德胜, 等. 提高煤矿瓦斯抽放效果的控制 爆破技术. 北京科技大学学报, 2006, 28(3): 223) [6] Cai F, Liu Z G, Zhang C J, et al. Numerical simulation of impro鄄 ving permeability by deep鄄hole presplitting explosion in loose鄄soft and low permeability coal seam. J China Coal Soc, 2007, 32(5): 499 (蔡峰, 刘泽功, 张朝举, 等. 高瓦斯低透气性煤层深孔预裂 爆破增透数值模拟. 煤炭学报, 2007, 32(5): 499) [7] Zhu W C, Wei C H, Li S, et al. Numerical modeling on destress blasting in coal seam for enhancing gas drainage. Int J Rock Mech Min Sci, 2013, 59: 179 [8] Lei Y, Liu J J, Zhang S N, et al. Contrast test of different perme鄄 ability improvement technologies for gas鄄rich low鄄permeability coal seams. J Nat Gas Sci Eng, 2016, 33: 1282 [9] Cao S G, Li Y, Liu Y B, et al. Influence of deep鄄hole controlled pre鄄cracking explosion on microstructure of coal. Chin J Rock Mech Eng, 2009, 28(4): 673 (曹树刚, 李勇, 刘延保, 等. 深孔控制预裂爆破对煤体微观 结构的影响. 岩石力学与工程学报, 2009, 28(4): 673) [10] Liu J C, Wang H T, Yuan Z G, et al. Experimental study of pre鄄splitting blasting enhancing pre鄄drainage rate of low permea鄄 bility heading face. Procedia Eng, 2011, 26: 818 [11] Guo D Y, Pei H B, Song J C, et al. Study on splitting mecha鄄 nism of coal bed deep鄄hole cumulative blasting to improve perme鄄 ability. J China Coal Soc, 2008, 33(12): 1381 (郭德勇, 裴海波, 宋建成, 等. 煤层深孔聚能爆破致裂增透 机理研究. 煤炭学报, 2008, 33(12): 1381) [12] Mu C M, Wang H L, Huang W Y, et al. Increasing permeability mechanism using directional cumulative blasting in coal seams with high concentration of gas and low permeability. Rock Soil Mech, 2013, 34(9): 2496 (穆朝民, 王海露, 黄文尧, 等. 高瓦斯低透气性煤体定向聚 能爆破增透机制. 岩土力学, 2013, 34(9): 2496) [13] Liu J, Liu Z G, Gao K, et al. Experimental study and applica鄄 tion of directional focused energy blasting in deep boreholes. Chin J Rock Mech Eng, 2014, 33(12): 2490 (刘健, 刘泽功, 高魁, 等. 深孔定向聚能爆破增透机制模拟 试验研究及现场应用. 岩石力学与工程学报, 2014, 33 (12): 2490) [14] Guo D Y, Zhao J C, L俟 P F, et al. Dynamic effects of deep鄄hole cumulative blasting in coal seam and its application. Chin J Eng, 2016, 38(12): 1681 (郭德勇, 赵杰超, 吕鹏飞, 等. 煤层深孔聚能爆破动力效应 分析与应用. 工程科学学报, 2016, 38(12): 1681) [15] Rollins R R, Ucar R. Nonsymmetrical decoupling / / 19th U S Symposium on Rock Mechanics. Lake Tahoe, 1978: 193 [16] Zong Q, Meng D J. Influence of different kinds of hole charging structure on explosion energy transmission. Chin J Rock Mech Eng, 2003, 22(4): 641 (宗琦, 孟德君. 炮孔不同装药结构对爆破能量影响的理论 探讨. 岩石力学与工程学报, 2003, 22(4): 641) [17] Liu Y P, Gong M, Huang G H. Numerical analysis method for optimizing charging structure of deep鄄hole blasting and its appli鄄 cation. Rock Soil Mech, 2012, 33(6): 1883 (刘优平, 龚敏, 黄刚海. 深孔爆破装药结构优选数值分析 方法及其应用. 岩土力学, 2012, 33(6): 1883) [18] Yue Z W, Qiu P, Yang R S, et al. Experimental study on crack dynamic mechanical characteristic near blasting source of grooved borehole with eccentric decouple charge. Chin J Rock Mech Eng, 2017, 36(Suppl 2): 3792 (岳中文, 邱鹏, 杨仁树, 等. 切槽炮孔偏心装药爆源近区裂 纹动态力学特征实验研究. 岩石力学与工程学报, 2017, 36 (增刊 2): 3792) [19] He M C, Xie H P, Peng S P, et al. Study on rock mechanics in deep mining engineering. Chin J Rock Mech Eng, 2005, 24 (16): 2803 (何满潮, 谢和平, 彭苏萍, 等. 深部开采岩体力学研究. 岩 石力学与工程学报, 2005, 24(16): 2803) [20] Gao E X, Yang R S. Blasting Engineering. Xuzhou: China Uni鄄 versity of Mining and Technology Press, 1999 (高尔新, 杨仁树. 爆破工程. 徐州: 中国矿业大学出版社, 1999) [21] Zhang Z C. On the initiating, glowing branching and sloping of crack in rock blasting. Blasting, 1999, 16(4): 21 (张志呈. 岩石爆破裂纹的起裂、扩展、分岔与止裂. 爆破, 1999, 16(4): 21) [22] Barenblatt G I. The mathematical theory of equilibrium cracks in brittle fracture. Adv Appl Mech, 1962, 7: 55 ·1494·