高瓦斯低透氣性煤層聚能爆破增透機制*

李向上，鄭俊杰，宋彥琦，郭德勇，馬宏發(fā)，王嘉敏

（1. 煤炭科學研究總院有限公司，北京 100013；2. 中國礦業(yè)大學（北京）力學與建筑工程學院，北京 100083；3. 中國礦業(yè)大學（北京）應急管理與安全工程學院，北京 100083）

作為世界上最大的產(chǎn)煤國家，煤炭資源在我國一次性能源消費結構中約占60%[1]。但我國煤田地質(zhì)構造復雜，多表現(xiàn)為高瓦斯低透氣性煤層，隨著開采深度的增加，煤與瓦斯突出災害加劇[2-4]。現(xiàn)場實踐表明，抽采瓦斯可有效治理煤與瓦斯突出災害，但是高瓦斯低透氣性煤層透氣性非常低，嚴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。

針對如何提高低透氣性煤層透氣性的難題，學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。水力壓裂技術主要通過向煤層注入帶有化學試劑的液體破壞其原生裂隙，達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物質(zhì)會造成地下水的污染。液態(tài)二氧化碳相變致裂技術的原理是：液態(tài)CO2在極短的時間內(nèi)發(fā)生相變（CO2由液態(tài)轉(zhuǎn)為氣態(tài)），產(chǎn)生的應力波和高能氣體作用于煤體產(chǎn)生裂隙，達到增透煤層的效果，但是該技術尚不成熟，尚未大面積推廣。隨著爆破技術的發(fā)展，松動爆破技術被廣泛應用于增透煤層中?，F(xiàn)場實踐表明，采用常規(guī)爆破時常遇到煤層粉碎區(qū)較大而裂隙區(qū)較小的問題，導致煤層致裂增透效果不佳，常規(guī)藥卷平面結構如圖1（a）所示。因此，研究人員提出將聚能爆破技術用于煤層致裂增透中，聚能藥卷平面結構如圖1（b）所示。聚能爆破早期主要用于軍事武器中，二戰(zhàn)結束后，在采礦、石油和隧道開挖中被逐步推廣應用。羅勇等[7-11]對聚能裝置進行了改進，提出了多點、多面聚能爆破切割新技術，并成功將聚能藥包應用于巖石定向斷裂爆破中。楊仁樹等[12-13]采用動態(tài)焦散線實驗方法研究了高靜應力對切縫藥包致裂巖石的影響。Meng 等[14]應用聚能爆破定向破碎堅硬頂板，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可以實現(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。劉健等[17]和高魁等[18]將聚能爆破技術用于巷道掘進中，解決了傳統(tǒng)的鉆眼爆破掘進巷道法在圍巖形成的裂紋中無序擴展的難題?？涤碌萚19]提出了基于高壓水射流切槽的定向聚能護壁爆破新方法。郭德勇等[20-22]和宋彥琦等[23]制定了詳細的聚能爆破增透煤層工藝，同時改進了聚能裝藥爆破技術，提出采用雙孔聚能爆破技術、微差聚能爆破技術及徑向不耦合裝藥技術進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。

圖1 爆破藥卷平面結構Fig. 1 Plane structure of blasting charge coil

要解決松動爆破技術致裂煤層時遇到的煤體粉碎區(qū)嚴重而裂隙區(qū)發(fā)育不佳的難題，進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制。本文擬通過實驗、數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗相結合的方法，研究聚能爆破增透煤層的作用機制。首先，開展聚能爆破與常規(guī)爆破破碎混凝土的對比試驗，利用超動態(tài)應變儀獲取爆破致裂過程中應變磚應變隨時間變化的規(guī)律；隨后，利用ANSYS/LS-DYNA 進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應用于平煤十礦，進一步探討聚能爆破提高煤層透氣性的作用機制，分析聚能爆破提高煤層滲透性的優(yōu)勢。

1 混凝土爆破實驗

1.1 實驗方案

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 個尺寸相同的混凝土模型試件，其中3 個試件進行聚能爆破，另外3 個進行常規(guī)爆破。試件尺寸為80 cm×80 cm×60 cm，將炮孔設置在模型正中心，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6 個應變磚1～6，其中應變磚1、3、5 距炮孔中心10 cm，應變磚2、4、6 距炮孔中心20 cm，應變磚尺寸為2 cm×2 cm×1 cm[24]，如圖2 所示。常規(guī)爆破時，應變磚1～6 記為P1～P6；聚能爆破時，應變磚1～6 記為J1～J6。

圖2 爆破模型中應變磚的布置示意圖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 的長條，兩邊對折成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，保證聚能罩兩側之間的距離為1 cm。實驗前，先將3.5 g TNT 當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 實驗結果及分析

2.1 宏觀裂隙對比分析

將藥卷放入炮孔內(nèi)，炮孔直徑為2.5 cm，邊注入細沙邊滴502 膠水進行封孔。為防止爆破時混凝土試塊飛濺，在試塊上方蓋上厚木板，起爆器連接雷管后進行爆破實驗。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。這是因為，常規(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在試塊粉碎上，而炸藥能量一定，最終導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)長度約3.2 cm，垂直于聚能方向的粉碎區(qū)長度約3.8 cm，可見，2 個方向的粉碎區(qū)長度均小于常規(guī)爆破試件粉碎區(qū)的長度。爆破后，試件同樣形成以炮孔為中心向試件邊界擴展的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。這是因為，聚能藥卷起爆后，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，形成主導裂隙，有利于后續(xù)應力波及爆生氣體進一步致裂試件。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，部分反射回來的爆轟波相互碰撞，強化了垂直于聚能方向的能量，促進了該方向裂紋的擴展?？梢?，由于金屬罩的存在，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 超動態(tài)應變測試對比分析

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

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

圖6 為聚能爆破時各應變磚的應變隨時間變化的情況。由圖6 可知，應變磚J1、J3、J5的壓應變在0～160 μs 內(nèi)達到第1 次峰值，分別為-9.156×10-3、-7.927×10-3、-5.645×10-3，應變峰值相差很大。即水平方向的應變磚的壓應變最大，豎直方向的應變磚的壓應變居中，而對角線方向的應變磚的壓應變最小。這表明聚能爆破改變了藥包的結構，由于在藥包兩側安裝了銅片，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，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，強化了水平方向混凝土所受到的壓應力。這一過程實現(xiàn)了能量在水平方向的匯聚，因此水平方向的應變磚的壓應變最大。爆轟波壓縮金屬罩時發(fā)生反射，經(jīng)金屬罩反射回的爆轟波相互碰撞，增強了豎直方向上的爆轟能量，因此豎直方向處的應變磚壓應變居中。對角線方向的部分爆轟能量轉(zhuǎn)化為聚能射流，因此對角線方向應變磚的壓應變最小。

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

水平方向的應變磚在25 μs 時才產(chǎn)生壓應變，而豎直方向及對角線方向的應變磚在0 μs 時就產(chǎn)生了壓應變，這是由于形成金屬射流時，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，因此水平方向的應變磚產(chǎn)生壓應變的時間稍滯后于其他2 個方向。

對比圖5～6 中水平方向應變磚的應變，發(fā)現(xiàn)聚能爆破時應變磚J1、J2的應變峰值均大于常規(guī)爆破時相同位置處的應變磚應變峰值。以應變磚1 為例，聚能爆破時，應變磚J1的應變峰值為-9.156×10-3，常規(guī)爆破時，應變磚P1應變峰值為-7.410×10-3，聚能爆破時，該處應變磚的壓應變峰值為常規(guī)爆破時的1.24 倍。對比150～400 μs 之間應變磚1～2 的應變，發(fā)現(xiàn)聚能爆破時水平方向應變磚的應變整體大于常規(guī)爆破時的，即聚能爆破產(chǎn)生的有效應變大于常規(guī)爆破，說明由于銅制金屬罩的加入，聚能爆破強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。

對比圖5～6 豎直方向應變磚的應變，發(fā)現(xiàn)聚能爆破時應變磚J3、J4的壓應變峰值與常規(guī)爆破的基本相等。以應變磚3 處的壓應變峰值為例，聚能爆破時為-6.680×10-3，常規(guī)爆破時為-6.960×10-3，聚能爆破時該處應變磚的壓應變峰值為常規(guī)爆破時的0.96 倍，說明2 種爆破方式在此方向致裂能力相近。

對比圖5～6 對角線方向應變磚的應變，發(fā)現(xiàn)聚能爆破時應變磚J5、J6的壓應變峰值遠低于常規(guī)爆破時的。以應變磚5 為例，聚能爆破時的壓應變峰值為-5.542×10-3，常規(guī)爆破時為-6.752×10-3，聚能爆破時的壓應變峰值為常規(guī)爆破時的0.82 倍，說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構，大大強化了水平方向的爆轟能量，對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，由于金屬罩的存在，炸藥能量利用充分，達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

爆破過程對混凝土內(nèi)部造成損傷并產(chǎn)生了微裂紋，同時，聚能爆破致裂過程中聚能射流起到了決定性作用，但這些在實驗過程中不易觀察到，因此利用LS-DYNA 進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，同時對聚能爆破及常規(guī)爆破過程中裂隙演化的規(guī)律進行對比分析。

3.1 材料本構模型及炸藥狀態(tài)方程

爆破過程中，混凝土受到強沖擊作用，表現(xiàn)為高應變、大變形甚至發(fā)生破壞，因此選用H-J-C 本構模型（*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[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。由于該模型具有對稱性，在后處理過程中對其進行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算，通過設置關鍵字Constrained_Solid_in_Ale 實現(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 聚能射流的形成運移及機制分析

聚能射流的形成及運移過程如圖8 所示。炸藥起爆后，爆轟波由炸藥起爆點向外傳播，在3.99 μs 時爆轟波傳播至金屬罩，如圖8（a）所示。聚能罩在爆轟波強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，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)化為了動能，隨著能量的聚集，聚能罩被壓垮的部分越來越多，融合體越來越大，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移侵徹混凝土，如圖8（c）所示，最終形成導向裂縫。

圖8 聚能射流形成及運移過程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)生的壓應力遠遠大于混凝土的抗壓強度，最終導致混凝土粉碎區(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，爆轟波衰減為應力波?；炷猎趬嚎s應力波作用下產(chǎn)生徑向位移，伴隨有切向拉應力的產(chǎn)生，當產(chǎn)生的切向拉應力大于混凝土抗拉強度時，在混凝土內(nèi)部產(chǎn)生徑向裂隙，徑向裂隙在壓縮應力波的作用下不斷擴展延伸，如圖9（c）所示。隨著應力波的衰減，豎直方向混凝土單元的失效速度（形成裂隙速度）越來越慢。而在水平方向，由于金屬罩促進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展。測得水平方向的裂隙長度為26 cm，豎直方向的裂隙長度為22 cm。最終形成一個“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算模型，計算方法、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，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。這是因為常規(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)生的壓縮應力各處相同，因此粉碎區(qū)為圓形，大量的炸藥能量浪費在混凝土粉碎過程中。隨后爆轟波衰減為應力波，應力波作用于混凝土時，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，對比分析應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，對角線方向粉碎區(qū)最長半徑為3.7 cm。聚能方向裂隙的長度為52 cm，豎直方向裂隙的長度為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)長度的1.43 倍、豎直方向粉碎區(qū)長度的1.16 倍，可見，常規(guī)爆破粉碎區(qū)的范圍遠大于聚能爆破粉碎區(qū)的范圍。這說明常規(guī)爆破大量的能量浪費在混凝土粉碎區(qū)，導致后續(xù)裂隙發(fā)育不佳?；炷亮严兜拈L度為42 cm，是聚能爆破水平方向裂隙長度的0.80 倍、豎直方向裂隙長度的0.95 倍。

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

綜上所述，數(shù)值模擬結果再次表明，聚能爆破技術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)嚴重而裂隙區(qū)發(fā)育不佳的難題。

4 聚能爆破裂隙擴展機制探討

聚能藥卷起爆后，爆轟波向外傳播，當其傳播至聚能罩時，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力。應力波及爆生氣體在驅(qū)動裂紋擴展過程中，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力強度因子為：

式中：p為裂隙擴展時尖端所承受的壓力；a為裂隙擴展長度；r為炮孔半徑；f為應力強度因子修正系數(shù)，是關于a與r的函數(shù)；σ 為混凝土的切向應力。

設混凝土斷裂韌度為KIC，則應力波及爆生氣體驅(qū)動混凝土擴展的條件如下：

將式（2）代入式（3），可得：

聚能爆破時，在聚能效應作用下，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力σ 大于非聚能方向，由式（4）可知，聚能效應降低了聚能方向裂隙擴展所需的壓力，更有利于裂隙在聚能方向的發(fā)育與擴展。

5 煤層深孔聚能爆破工程試驗

5.1 工程背景

為進一步探討聚能爆破對煤層致裂增透的影響，以平煤十礦己15,16-24130 工作面為試驗區(qū)，開展聚能爆破與常規(guī)爆破煤層致裂增透對比試驗。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)構造相對簡單，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 試驗方案

根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)條件，為減少試驗誤差，沿煤層傾向布置6 組順層爆破孔，其中3 組進行聚能爆破，另外3 組進行常規(guī)爆破。炮孔直徑75 mm，藥包直徑45 mm。炸藥為三級乳化炸藥，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導向梭，炸藥采用串聯(lián)方式，最后采用黃泥和黃沙相結合的方式進行封孔，為保證封孔效果，黃泥的封孔長度不少于3 m，裝藥過程如圖13 所示。

圖13 聚能爆破裝藥及封孔結構Fig. 13 The structure of shaped charge blasting in hole

爆破工程中，裂紋長度雖能直觀反映爆破效果，但爆破前后裂紋長度并不容易直接測量，而瓦斯體積分數(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數(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)測各抽采孔瓦斯含量，其中前3 d 為爆破前測試的瓦斯含量，后7 d 為爆破后瓦斯含量。試驗結束后，計算6 組試驗對應的抽采孔A、B、C 內(nèi)的瓦斯?jié)舛炔⑶笃淦骄?，各抽采孔瓦斯體積分數(shù)如圖15 所示。

圖15 爆破前后各考察孔內(nèi)平均瓦斯體積分數(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，每個抽采孔平均瓦斯體積分數(shù)約為9.5%。結果表明，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數(shù)均有不同程度的升高。抽采孔A、B、C 的平均瓦斯體積分數(shù)分別為66.32%、52.51%、33.2%，說明聚能爆破能有效地提高煤層的透氣性。同時發(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數(shù)同樣約為9.5%。與圖15（b）對比發(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′的平均瓦斯體積分數(shù)分別為48.62%、35.21%、15.2%，說明常規(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數(shù)均小于聚能爆破，其中抽采孔A′、B′、C′的瓦斯體積分數(shù)分別是抽采孔A、B、C 瓦斯體積分數(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，其增透煤層能力遠強于常規(guī)爆破。

在工程應用中，采用深孔聚能爆破時，鉆孔長度達45 m，封孔長度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，即整個爆破過程是在煤體內(nèi)部發(fā)生的，技術安全有保障；同時，在聚能藥管兩側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，極有可能在爆破時對頂?shù)装瀹a(chǎn)生強烈擾動，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；而厚度達十米甚至數(shù)十米煤層，則應采用多面聚能裝藥增透。

6 結 論

采用實驗、數(shù)值模擬及工程實踐的方法研究了聚能爆破增透煤層機制，論證了聚能爆破可有效解決“常規(guī)爆破增透煤層時煤體粉碎區(qū)嚴重而裂隙區(qū)發(fā)育不佳的難題”，進而提高煤層透氣性，減少煤與瓦斯的突出災害，具體結論如下。

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

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

(4)現(xiàn)場試驗充分表明，聚能爆破能夠有效促進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強于常規(guī)爆破，可達到治理煤與瓦斯突出災害的目的。