柱狀聚能藥管聚能罩角度對煤層爆破增透效果試驗研究

楊 帥 ，劉澤功,2 ，張健玉 ，傅師貴 ，喬國棟 ，張 鑫

（1.安徽理工大學 安全科學與工程學院, 安徽 淮南 232001；2.安徽理工大學 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室, 安徽 淮南 232001）

0 引 言

根據煤礦事故統(tǒng)計分析，礦井瓦斯突出事故仍是我國煤礦主要事故，現(xiàn)階段瓦斯災害防治所面臨的局勢依然十分嚴峻[1]。現(xiàn)行的煤礦的防突措施主要有開采保護層[2]、大面積預抽煤層瓦斯[3]、煤層注水[4]、水力壓裂[5]和預裂爆破[6-7]等。預裂爆破由于其工藝簡單，成本較低的優(yōu)點被廣泛應用于高瓦斯低透氣性煤層的增透工作中[7]。然而常規(guī)的爆破方式產生的裂紋擴展無序且能量大多損耗在粉碎區(qū)，影響了增透效果。聚能爆破作為一種可以定向控制裂紋發(fā)展的技術[8]，被廣泛應用于低透煤層爆破增透實踐。

眾多學者對聚能爆破的理論研究和現(xiàn)場實踐開展了大量的研究。理論研究方面，羅勇[9]根據爆炸力學和巖石斷裂力學理論，研究了巖石中聚能藥包定向斷裂控制爆破的裂紋萌生和擴展機理，并進行了試驗驗證。郭德勇等[10]研究了爆破參數(shù)和裝藥結構對煤層聚能爆破致裂的影響，發(fā)現(xiàn)偏心不耦合裝藥結構對爆破孔上方煤層影響小于對下方煤層影響，爆破孔上方爆破裂隙范圍小于下方爆破裂隙范圍.劉健等[11]通過在實驗室開展聚能爆破相似模擬試驗，研究了聚能方向和非聚能方向的裂縫特征、應力變化規(guī)律。PAN[12]研究了普通爆破和聚能爆破對含夾矸煤層的損傷特征，發(fā)現(xiàn)聚能爆破能較普通爆破能在夾矸中產生長而寬的定向主裂紋。高魁等[13]分析了聚能爆破產生的應力波在逆斷層構造帶的傳播規(guī)律，得到爆破振動的累積損傷使煤巖交界面的破壞最為嚴重，加大了煤巖體的損傷程度和破壞范圍，為瓦斯動力災害的發(fā)生提供弱面的結論。SONG 等[14]利用數(shù)值模擬研究裝藥不耦合系數(shù)對聚能爆破的影響，并進行了試驗。結果表明，當不耦合系數(shù)處于1.67～2 時，有效提高了煤層滲透率?，F(xiàn)場實踐方面，郭德勇等[15]將聚能爆破和控制孔相結合并在平煤股份十礦己組煤層進行試驗。結果證明控制孔能有效提高增透效果，前、后期鉆孔內平均瓦斯體積分數(shù)增幅分別是無控制孔一側平均瓦斯體積分數(shù)增幅的1.78 和2.48 倍。宋彥琦等[16]在平頂山開展了煤層多孔聚能爆破現(xiàn)場試驗，結果表明多孔聚能爆破能有效提高煤體致裂程度，同時確定了多孔聚能爆破最佳相鄰炮孔間距。穆朝民等[17]在潘三礦進行定向聚能爆破后對瓦斯抽采數(shù)據進行了對比，最大抽采量為原始抽采量的470 倍，有效抽采半徑可達7 m。以上成果一定程度推動了聚能爆破的研究進程。然而，目前的研究多集中于聚能爆破的斷裂機理和現(xiàn)場工程應用，對影響聚能爆破效果的關鍵因素，特別是聚能罩錐角的研究相對較少。

因此，通過理論分析、相似模擬試驗和數(shù)值模擬結合的方法，系統(tǒng)研究不同聚能罩錐角爆破對煤體爆生裂紋的擴展規(guī)律和應力演變情況。研究成果對高瓦斯低透煤層的聚能爆破增透有一定的參考價值。

1 聚能爆破致裂機理

1.1 聚能罩角度對聚能射流速度的影響

為研究聚能罩錐角對聚能射流速度的影響，考慮聚能罩為軸對稱結構，因此建立二分之一聚能罩微元閉合模型，如圖1 所示。

圖1 聚能罩微元閉合示意Fig.1 Schematic of microelement closure of shaped charge hood

OC為金屬罩的初始位置，而α角為聚能罩頂角角度的一半。當爆轟波傳播至金屬罩的A點處時，A點開始運動，其被壓垮的速度為v0，與聚能罩發(fā)現(xiàn)形成的壓垮角為δ。當A點運動至軸線上的B點時，爆轟波傳播至金屬罩的C處，AC段的金屬罩運動至BC的位置，BC與軸線OH的夾角為β。過C點作CF線垂直于AB連線.當爆轟波由A點傳播至C點時，金屬罩A點被壓垮并以速度v0運動至OH上的B點，在此時間內E點運動至B點，假設其運動速度為v1。如果以碰撞點作為坐標系原點，則能夠看作金屬罩壁以相對速度v2向碰撞點運動，則根據正弦定理有：

化簡得：

聚能罩的壓垮過程可以看作定常流體沖擊剛性壁面的概況，在碰撞點較遠處可以認為壓力和密度近似相同。那么在靜坐標中，聚能射流的速度為：

將式（3）代入式（2）中，可得:

潘泱波[18]認為在炸藥瞬時爆轟條件下，罩壁平行的向軸線壓合。此時可認為α=β，則有：

由式（5）可以看出，隨著聚能罩開口角度的減少，聚能射流的速度會增加。但隨著聚能射流速度的增加，射流的質量會發(fā)生變化。聚能射流質量計算公式[19]為：

式中：m為聚能罩的質量。

根據動能和動量計算公式，得到部分不同角度下動能和動量變化如圖2 所示?？梢钥闯觯S著聚能罩角度小于60°，產生的動能和動量都在不斷減小。因此，決定本次試驗最小聚能罩角度為60°。

圖2 動能和動量隨角度變化情況Fig.2 Changes in kinetic energy and momentum with angle

1.2 聚能罩角度對應力的影響

在不耦合裝藥的條件下。WU 等[20]認為可將爆轟波在聚能方向上的傳播簡化為沿水平方向傳播，那么當聚能方向產生的爆轟波傳播到聚能罩，壓垮聚能罩形成聚能射流的爆轟波分量為：

式中：P0為初始爆轟壓力，ρ0為炸藥的密度，kg/m3；P為聚能方向的爆轟壓力，MPa；k為爆轟產物的各向同性指數(shù)，通常取3。

在理想爆轟條件下，可近似滿足二次流的情況[21]。聚能射流在未進入煤體前的衰減可簡化為：

式中：R0為聚能裝藥的等效半徑；r為炮孔半徑；γ為一維流冪指數(shù)，對于柱狀對稱，γ取2。

將式（7）代入式（6），可得聚能射流作用于炮孔處煤體的應力大小P1為：

式中：λ為壓力放大系數(shù)。

由式（8）可以看出，隨著聚能罩開口角度的減小，聚能方向上作用于炮孔煤體附近的應力大小會增加。擴展過程中，裂隙尖端應力強度因子K1為：

式中：F為應力強度因子修正系數(shù)；rb為炮孔半徑；a為裂隙長度；σθ為徑向應力。

根據斷裂力學理論，裂紋起裂擴展是由于巖石的斷裂韌性小于裂隙尖端應力強度因子。因此，在聚能方向上滿足爆破裂隙持續(xù)擴展的爆生氣體壓力為：

聚能射流侵徹出的導向切縫遠大于粉碎區(qū)的其他細小裂紋，爆破后會引導大量的高壓爆生氣體進入，聚能方向上的爆生氣體壓力隨之增大，即P1值增大；根據能量守恒定律，非聚能方向上的爆生氣體作用能力隨之減弱。因此，聚能裝藥結構導致聚能方向上裂紋的演化能力提升的同時，削減了非聚能方向上裂紋的演化能力[22]。

2 聚能爆破相似模擬試驗

2.1 試驗平臺搭建

試驗采用課題組自主研制的爆破模擬試驗系統(tǒng)，如圖3、圖4 所示。系統(tǒng)包括：300 mm×300 mm×300 mm 氣固耦合雙向加載試驗箱體、瓦斯模擬充氣裝置、高清影像拍攝設備、LK2109A/B 型超動態(tài)應變儀數(shù)據采集裝置和炸藥引爆裝置。氣固耦合雙向加載試驗箱體建可實現(xiàn)兩向加載及密封充氣，能夠模擬現(xiàn)場地應力作用以及煤體中含吸附瓦斯壓力作用的功能。試驗系統(tǒng)可從爆破后煤體宏觀裂紋、內部損傷和應變數(shù)據等多角度對試驗模型進行研究。

圖3 聚能爆破煤體斷裂力學模型Fig.3 Fracture mechanical model of coal body for concentrated energy blasting

圖4 試驗系統(tǒng)示意Fig.4 Schematic of test system

2.2 試驗模型參數(shù)選取

試驗原型選自淮南某礦C13-1 煤層，C13-1 煤層厚度平均4.5 m，水平層理，以塊狀暗煤為主，夾亮、鏡煤條帶，屬半暗-半亮型煤。原巖煤層及力學參數(shù)見表1。

表1 原煤物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of raw coal

通過課題組進行的多組相似配比試驗，確定了相似模擬試驗的材料配比，見表2。

表2 相似模擬材料配比參數(shù)Table 2 Proportioning parameters of similar simulated materials

利用電液伺服壓力試驗機對試樣進行試樣力學參數(shù)測定，得到試驗材料的相關物理力學參數(shù)，見表3。

表3 相似模擬試塊力學參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of similar simulation test block

根據Froude 相似定律，試驗需滿足以下關系：

式中：Kσ，Kρ和Kl分別為應力，密度和長度的比例系數(shù)；m 和p 分別為相似模擬模型和原煤模型。

經計算，試驗模型與原煤的密度比為1.24，應力比為0.147。因此長度比可近似取0.1。在此條件下，300 mm 的正方體試塊可以模擬現(xiàn)場3 000 mm 的正方體煤塊。

試驗共制作4 組試塊，4 組試塊爆破孔設置位置與應變磚埋設位置均相同 。爆破孔位于試塊中心 ，直徑為20 mm。1 號、2 號應變磚埋設于爆破孔正右側50 mm 和100 mm，3 號應變磚埋設于爆破孔正上方50 mm。爆破過程中采用超動態(tài)應變儀對試塊內應力變化情況進行監(jiān)測。具體應力測點布置平面圖如圖5 所示。

圖5 模型及應力測點布置Fig.5 Layout of model and stress measuring points

2.3 試驗模型制作

將所需要的材料按照表2 配比進行稱重、攪拌后澆筑。澆筑過程中用PVC 管預留爆破孔，同時按照測點位置在煤層中埋沒應變磚。應變磚大小為20 mm×20 mm×20 mm 的正方體，為保證應力波傳播過程不受反射應力波影響，應變磚配比應和試塊相同。試塊養(yǎng)護7 d 后拆模，將預埋的PVC 管拔出后繼續(xù)養(yǎng)護18 d。應變磚及試塊制作過程如圖6 所示。

圖6 應變磚及試塊的制作Fig.6 Fabrication of strain bricks and test blocks

2.4 聚能藥管制作

聚能藥管使用直徑為20 mm，內徑為18 mm 的PVC 管制作而成，聚能藥罩使用厚度為1 mm 的紫銅制作，首先將紫銅帶裁剪為合適大小的紫銅條，再使用工具將紫銅條沿中線彎曲到設置好的角度，將混合好的AB 膠涂抹至紫銅條底部固定在PVC 管內壁，放置12 h 等待膠水定形。試驗時在管內放置炸藥通過雷管進行引爆。普通爆破和聚能爆破使用的PVC 管材料大小均一致。制作好的藥管如圖7 所示。

圖7 聚能藥管Fig.7 Shaped charge tube

3 試驗過程及結果分析

3.1 試驗過程

將養(yǎng)護完成的試塊從模具中取出移入試驗箱體內。提前在制作好的聚能藥管上標注出聚能方向，將聚能管放入爆破孔時必須將聚能方向與試塊的水平方向保持一致。將雷管塞入聚能管后用炮泥進行封孔，起爆線由箱體前置的螺栓預留孔中穿出。從箱體后方將應變磚連接線與超動態(tài)應變儀進行連接，確認應變儀指示燈變綠后，完成接線工作。最后，擰上前后箱體的硅膠墊和鋼擋板，用氣瓶向箱體內沖入CO2氣體，利用液壓千斤頂加載。相似模擬試驗現(xiàn)場及數(shù)據監(jiān)測系統(tǒng)如圖8 所示。

圖8 爆破試驗系統(tǒng)和數(shù)據監(jiān)測系統(tǒng)Fig.8 Blasting test system and data monitoring system

3.2 裂紋發(fā)育特征

第一組試驗采用不含聚能罩的普通爆破，爆破后試塊正面和剖面損傷如圖9a、9b 所示?？梢钥闯?，試塊在爆炸沖擊波的作用下形成了明顯的粉碎區(qū)。粉碎區(qū)外的裂隙區(qū)在應力波和爆生氣體的共同作用下在炮孔周邊形成了多條無序裂紋，經測量豎直方向上產生的爆生主裂紋寬度約為5 mm，水平方向上的次裂紋較細，且在發(fā)育過程中發(fā)生偏折。拆開箱體時，出現(xiàn)了許多拋散的煤塊，說明普通爆破時出現(xiàn)了過度粉碎的拋擲現(xiàn)象，不利于煤體穩(wěn)定。炮孔發(fā)生了明顯的擴孔現(xiàn)象，測量粉碎區(qū)半徑約為18 mm，為爆破孔的1.8 倍。將試塊移出后沿炮孔水平方向的裂隙剖開，可以看到普通爆破后煤體的斷面凹凸不平。

圖9 相似模擬試驗試塊損傷Fig.9 Damage of similar simulation test block

第二組試驗采用聚能罩角度為100°的聚能爆破，爆破后試塊正面和剖面損傷如圖9c、9d 所示?？梢钥闯?，爆破后沿著聚能方向出現(xiàn)了明顯的導向裂紋，非聚能方向上煤體較為完整，沒有出現(xiàn)明顯裂紋，說明100°聚能罩具有一定的聚能效果。但右側裂紋在60 mm 處發(fā)生了分叉，分叉裂紋一條向上一條向下，夾角約為55°。沿裂紋剖開試塊，試塊剖面由于右側裂紋的偏轉形成了一塊突起，炮孔旁有一定數(shù)量的碎煤，表明100°聚能罩形成的射流侵徹效果不太理想。

第三組試驗采用聚能罩角度為80°的聚能爆破，爆破后試塊正面和剖面損傷如圖9e、9f 所示?？梢钥闯觯坪缶勰芊较虺霈F(xiàn)兩條筆直裂紋，非聚能方向上煤體完整。經測量，聚能方向上粉碎區(qū)范圍為35 mm，非聚能方向上粉碎區(qū)范圍為26 mm。兩條主裂隙的寬度約為5 mm。沿裂紋剖開試塊，可以看到炮孔附近斷面較為平整，遠離炮孔后依舊有不平整的斷面存在。80°聚能罩較100°聚能罩形成的裂紋和斷面較優(yōu)，但形成的聚能射流侵徹效果依舊有限。

第四組試驗采用聚能罩角度為60°的聚能爆破，爆破后試塊正面損傷和剖面損傷如圖9g、9h 所示。爆破后在聚能方向上，60°藥型罩產生的裂紋寬度較大，經測量約為10 mm，為4 組試驗中裂紋寬度最大值。且非聚能方向上煤體完整無明顯損傷。聚能方向粉碎區(qū)范圍約為38 mm，非聚能方向粉碎區(qū)范圍為23 mm。對比前三組試塊，第四組試塊的粉碎區(qū)在聚能方向范圍更大；非聚能方向范圍更小。觀察試塊剖面，可以看出試塊剖面整體平整，說明60°聚能罩形成的聚能射流對試塊侵徹效果最優(yōu)，爆破效果最佳。

3.3 應力分析

根據超動態(tài)應變儀監(jiān)測到應變磚的電壓信號變化，反演計算后得到各測點的應力變化曲線，如圖10所示。圖中壓應力為負，拉應力為正。

圖10 不同測點應力變化曲線Fig.10 Stress change curve of different measuring points

如圖10a 和10b 所示，隨著測點距離的增加，測點所測應力峰值也在不斷減小。其中，60°聚能爆破在1 號和2 號測點到達應力峰值的時間均最短。普通爆破和60°、80°和100°聚能爆破在1 號測點的壓應力峰值分別為-0.25、-0.39、-0.33 MPa 和-0.28 MPa。在2 號測點的壓應力峰值分別為-0.23、-0.35、-0.29 MPa 和-0.25 MPa。60°、80°和100°聚能爆破的在1 號測點的應力峰值為普通爆破的1.56 倍，1.32 倍和1.12 倍；在2 號測點的應力峰值為普通爆破的1.52 倍，1.26 倍和1.08 倍。在水平方向上，聚能爆破的應力峰值均大于普通爆破，表明聚能爆破能有效的將能量集中在聚能方向上。且隨著聚能罩開口角度的減少，應力峰值也隨之增大。

如圖10c 所示，普通爆破和60°、80°和100°聚能爆破在3 號測點的壓應力峰值分別為-0.25 MPa，-0.215 MPa，-0.225 MPa 和-0.23 MPa。60°、80°和100°聚能爆破的在3 號測點的應力峰值相較于普通爆破減少了14%，10%和8%。說明聚能爆破在增強聚能方向能量的同時，削減了非聚能方向上的能量。且隨著聚能罩開口角度的減小，非聚能方向的能量越少。

4 數(shù)值模擬分析

為了進一步研究藥型罩角度對爆破應力波在煤體傳播的影響規(guī)律，針對淮南礦區(qū)的C13-1 煤層，使用ANSYS/LS-DYNA 軟件建立二分之一數(shù)值計算模型，如圖11 所示。模型尺寸為3 000 mm×1 500 mm×30 mm。爆破孔的直徑為600 mm。聚能管外徑240 mm，內徑230 mm，聚能罩厚度10 mm。在模型四周設置無反射邊界，消除邊界尺寸帶來的反射拉伸波影響。

圖11 數(shù)值分析模型Fig.11 Numerical analysis model

4.1 煤體材料參數(shù)

用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_COOK 模型定義煤體材料，并添加*MAT_ADD_EROSION 失效準則以描述爆破過程煤體材料的拉伸破壞。HJC模型是在Johnson-Cook 模型基礎上做了改進，將巖體的等效強度表示為壓力、應變率和損傷的函數(shù)，并綜合考慮了靜水壓力和損傷累積對巖體強度的影響，被廣泛應用于巖石沖擊過程中的大變形模擬計算。本文所取的煤體材料物理力學參數(shù)見表4。

表4 煤體材料參數(shù)Table 4 State equation parameters of coal material

4.2 炸藥的材料及狀態(tài)方程

用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 定義炸藥材料，并采用 Jones–Wilkins–Lee (JWL) 狀態(tài)方程對炸藥爆炸對外做功及爆轟產物膨脹驅動過程進行描述[23]。JWL 狀態(tài)方程如下：

式中：P為爆轟壓力，Pa；A，B為炸藥參數(shù)，Pa；R1，R2，ω為炸藥特性參數(shù)，無量綱；E0為爆轟產物內能，J·m3；V為初始相對體積，無量綱。炸藥參數(shù)設置見表5。

表5 炸藥的材料參數(shù)及狀態(tài)方程參數(shù)Table 5 Material parameters and equation of state parameters of explosives

4.3 聚能管及聚能罩的材料模型

用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 定 義PVC 塑料和紫銅材料。該模型中利用Cowper-Symonds 模型來考慮應變率的影響，還可以描述各向同性硬化和隨動硬化塑性模型，適用于梁，殼和實體單元，計算效率較高。狀態(tài)方程如下：

式中：σy為屈服強度；σ0為初始屈服強度；為歸一化塑性應變率；無量綱；Ep為塑性硬化模量；為有效塑性應變；P和C為與應變率有關的系數(shù)。PVC 塑料和紫銅的具體參數(shù)見表6。

表6 PVC 和紫銅的材料參數(shù)及狀態(tài)方程參數(shù)Table 6 Material parameters and equation of state parameters of PVC and copper

4.4 應力云圖及裂紋分析

按聚能射流的形成、裂紋快速發(fā)育，穩(wěn)態(tài)發(fā)育以及緩慢發(fā)育的4 個階段截取應力云圖，如圖12 所示?？梢钥吹接捎诰勰苠F角的不同，形成的聚能射流形狀和應力大小均不相同。對比圖12a、12e、12i、12o，60°聚能罩在該階段形成的射流強度最高，40°聚能罩形成的射流成型不佳。在裂紋快速發(fā)育階段，由于爆炸沖擊波的壓縮和拉伸作用，炮孔周圍迅速粉碎形成粉碎區(qū)和裂隙區(qū)，在聚能射流的侵徹作用下，聚能方向裂隙的長度發(fā)育速度要快于非聚能方向，如圖12c、12g、12k、12q 所示。應力云圖中表現(xiàn)為在粉碎區(qū)形成的過程中，聚能方向上裂隙的長度大于粉碎區(qū)的半徑。在穩(wěn)態(tài)發(fā)育階段，裂紋發(fā)展主要依靠應力波的傳播，隨著應力波的傳播聚能方向和非聚能方向的裂隙都在發(fā)育。

圖12 不同聚能角度損傷應力云圖Fig.12 Cloud chart of damage stress at different shaped energy angles

由于在裂隙快速發(fā)育階段裂紋發(fā)育主要受爆炸應力波和聚能射流的作用。對比圖12a、12e、12i、12o，其中，40°聚能罩產生的射流成型不佳，因此裂紋最先止裂且發(fā)育最短。由式（9）可知隨著聚能角度的減小爆炸產生的應力波強度越大，煤體的動態(tài)抗拉強度是一定的，因此在剩下3 組模擬中60°聚能罩形成的裂紋最長，100°聚能罩形成的裂紋最短。同時，對比圖12c、12g 和12k 可以看出由于聚能效應，3 組模擬聚能方向上應力大小均大于非聚能方向，而隨著角度增加非聚能方向應力范圍也隨之增大，能量消耗在非聚能方向也是裂紋減少的原因。在緩慢發(fā)育階段，應力波衰減到小于煤體的抗拉強度，此時裂隙發(fā)育由爆生氣體和應力波共同作用，爆生氣體壓力會沿著已形成的裂紋傳播對煤體進行拉張作用，使裂紋繼續(xù)緩慢擴展。T=120 μs 時，40°、60°、80°和100°藥罩在聚能方向形成的裂紋總長度分別為200、900、780、和450 mm。60°聚能罩形成的裂紋總長度是40°聚能罩的4.5 倍80°聚能罩的1.15 倍，是100°聚能罩的2 倍。

5 結 論

1）理論分析表明：不同聚能角度的情況下產生的聚能射流速度和應力變化表明隨著聚能角度的減少，聚能方向上聚能射流速度和侵徹煤體應力均增大。聚能方向的能量增加，非聚能方向能量減少。

2）通過相似模擬試驗進行普通爆破和聚能角度為60°、80°和100°的聚能爆破對比。結果表明聚能爆破能明顯提高聚能方向的裂紋演化能力；隨著聚能罩角度的減小，試塊水平方向上的裂紋逐漸平直，且裂紋寬度也隨之增加；60°聚能爆破到達應力峰值的時間最短且峰值最大，應力峰值為普通爆破、80°和100°聚能爆破的1.56、1.18、1.39 倍，為最佳聚能角度。

3）通過LS-DYNA 軟件對4 種不同角度聚能爆破煤體的損傷情況進行了研究。結果表明，60°聚能罩形成的聚能射流能量最大、傳播速度最快。聚能方向上產生的主裂隙最長，非聚能方向上的損傷最小。在高瓦斯低透煤層聚能爆破實踐過程中，應根據實際工程合理選擇聚能罩的開口角度，從而能有效提高爆破效率和煤層透氣性，達到最佳的爆破效果。