煤矿下山巷道水与空气不耦合装药爆破技术对比研究

doi:10.11872/j.issn.1005-2518.2019.05.747

煤矿下山巷道水与空气不耦合装药爆破技术对比研究

汪海旭^,, 宗琦^,, 汪海波, 王梦想

安徽理工大学土木建筑学院，安徽淮南 232001

Water-uncouple Charge Blasting Technology for Diphead Roadway in Coalmine

WANG Haixu^,, ZONG Qi^,, WANG Haibo, WANG Mengxiang

School of Civil Engineering and Architecture，Anhui University of Science and Technology，Huainan 232001，Anhui，China

通讯作者: 宗琦（1962-），男，安徽淮北人，教授，从事爆破工程方面的教学与研究工作。qzong@aust.edu.cn

收稿日期: 2018-09-29 修回日期: 2018-12-07 网络出版日期: 2019-10-29

基金资助:

国家自然科学基金项目“煤矿深井软岩巷道爆破地震危害及控制研究”.  51274009
国家自然科学基金项目“无限岩体深孔超前破裂爆破岩体破碎机理及应用基础研究”.  51404010
安徽省高校自然科学研究重大项目“高应力场岩体爆破破岩机理研究”.  KJ2017ZD11

Received: 2018-09-29 Revised: 2018-12-07 Online: 2019-10-29

作者简介 About authors

汪海旭（1994-），男，安徽淮北人，硕士研究生，从事地下工程方面的研究工作2404151101@qq.com , E-mail：2404151101@qq.com

摘要

为了提高三级煤矿许用炸药能量利用率,改善爆破破岩效果，保证开采区的工作效率，对不耦合装药结构进行优化，以理论推导的方式分别得出空气不耦合与水不耦合装药系数对爆生气体准静压力的影响，并进行了对比分析；通过实验室爆破模型试验研究水和空气径向不耦合分别作用下爆炸应力波的传播分布特性，分析峰值应力与测点到炮孔比例距离、不耦合系数之间的关系，并与理论分析对比验证。结果表明：当不耦合系数相同时，炮孔处水不耦合装药爆炸应力波峰值高于空气不耦合装药，随着不耦合系数的增加，炮孔处爆炸应力波的峰值应力减小；模型试验测得同一测点的水不耦合装药峰值应力是空气不耦合装药峰值应力的1.15~1.52倍，峰值应力作用时间长于空气不耦合装药，同一测点水和空气不耦合装药结构测得的应力波及其峰值应力均随不耦合系数的增加呈负幂函数衰减，且空气不耦合装药时衰减得更快，与理论分析一致；贵州某煤矿下山巷道，于梯形掘进断面实施传统空气不耦合装药结构掏槽爆破，效果不甚理想，运用水不耦合装药爆破技术，提高了炮孔利用率，减小了岩石破碎块度，使爆堆集中，显著提高了岩石破碎效果与出渣效率。

关键词： 煤矿下山巷道 ; 掘进爆破 ; 水不耦合装药 ; 爆炸应力波 ; 不耦合系数 ; 模型试验

Abstract

The drilling and blasting method of the downhill roadway in China is mostly shallow hole blasting.So during the process of drilling and blasting in the downhill roadway of the coal mine，the utilization of the blasthole is low，the cycle footage is small，the meteorite accumulation after the explosion is head-on，the bottoming phenomenon is serious，and the forming quality of the surrounding part of the roadway is low，greatly affecting the tunneling speed.In order to improve the energy utilization rate and blasting rock breaking effect of the permitted explosives in the third-class coal mine，and to ensure the working efficiency of the mining area，the uncoupling charge structure was optimized，and the air uncoupling and water uncoupling were respectively obtained from the theoretical derivation.The uncoupling charge structure was optimized，and the effects of air uncoupling and water uncoupling charge coefficient on the quasi-static pressure of the explosive gas were obtained by theoretical derivation，and comparative analysis was carried out.Through the laboratory blasting model test，the propagation characteristics of the explosion stress wave under the action of water and air radial uncoupling were studied respectively.The relationship between the peak stress and the proportional distance and the uncoupling coefficient of the measuring point was analyzed，which is verified by theoretical analysis.The results show that the peak value of the explosion stress wave of the water uncoupled charge at the blasthole is higher than that of the air uncoupled charge when the uncoupling coefficient is the same.As the uncoupling coefficient increases，the peak stress of the explosion stress wave at the blasthole decreases.The peak stress of the water uncoupled charge of the same measuring point is 1.15~1.52 times of the peak stress of the air uncoupled charge.The peak stress action time of the water uncoupled charge is longer than the air uncoupled charge.The obtained stress wave and its peak stress are attenuated by the negative power function with the increase of the uncoupling coefficient，and the attenuation of the air uncoupled charge is faster，which is consistent with the theoretical analysis.The water uncoupled charge structure was used for the blasting of the underground tunnel of the coal mine，and achieved a good blasting effect. In the downhill roadway of a coal mine in Guizhou，the conventional air uncoupled charging structure grooving was carried out on the trapezoidal tunneling section.，and the effect was not satisfactory.The water uncoupled charge blasting technology was used to improve the utilization of the blasthole and reduce the rock fragmentation degree，the explosion of the pile，significantly improve the rock crushing effect and slagging efficiency.

Keywords： coal mine diphead roadway ; excavation blasting ; water-uncouple charge ; blasting stress wave ; decouple coefficient ; model test

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本文引用格式

汪海旭, 宗琦, 汪海波, 王梦想. 煤矿下山巷道水与空气不耦合装药爆破技术对比研究[J]. 黄金科学技术, 2019, 27(5): 747-754 doi:10.11872/j.issn.1005-2518.2019.05.747

WANG Haixu, ZONG Qi, WANG Haibo, WANG Mengxiang. Water-uncouple Charge Blasting Technology for Diphead Roadway in Coalmine[J]. Gold Science and Technology, 2019, 27(5): 747-754 doi:10.11872/j.issn.1005-2518.2019.05.747

煤矿下山巷道是指位于开采水平以下的巷道群体，在煤矿岩石巷道中数量仅次于水平巷道，且多聚集在采区，是采掘接替的“咽喉”和开采煤矿的重要通道之一，因此，提高下山巷道掘进速度对保证采区的正常接续具有非常重要的意义^[1]。在巷道开挖过程中，我国通常使用钻爆法施工，然而当前煤矿普遍存在掘进进尺短、炮孔利用率低、岩石碎块抛掷远和爆堆不集中的问题，不仅影响了下山巷道的掘进效率，还降低了围岩支护的安全稳定性，严重影响了开采区的正常连续工作^[2,3,4,5,6]。煤矿井下只能采用与煤矿瓦斯等级相对应的三级煤矿许用炸药（三级煤矿许用水胶炸药或乳化炸药），炸药爆破威力小，破岩能力弱。据相关资料统计，目前国内煤矿岩石下山巷道施工仍以1.8~2.0 m浅孔爆破为主，采用Ф40 mm钎头配Ф35 mm药卷或Ф32 mm钎头配Ф27~29 mm药卷，平均炮孔利用率为70%~80%，平均循环进尺为1.4~1.6 m，月平均进尺只有60 m左右；部分巷道采用2.0~2.2 m的中深孔爆破，效果也普遍不理想，当岩石较软时，进尺能达到1.8 m左右，但当岩石硬度f >8时，单炮进尺减小到1.2 m左右，甚至更低^{[7,8,9,10,11]}。

影响下山巷道掘进效率的因素有很多，其中装药结构中的不耦合系数是一个重要的因素。耦合装药炸药利用率最高，但对孔壁周围岩石破坏较严重，会形成很大的粉碎区。煤矿下山巷道施工作业空间小、环境差，爆破形成较多的岩粉会对施工人员造成更大的潜在伤害；且为了施工和装药方便，炸药一般采用固定尺寸药卷，采用钻杆钎头直径大于炸药直径，施工过程本身就是空气不耦合装药。对于不耦合装药爆破，杜俊林等^[12,13]通过理论分析研究了水不耦合和空气不耦合装药结构时炮孔孔壁的冲击压力；宗琦等^[14,15]对水不耦合介质孔壁冲击压力和岩石破坏范围进行理论分析和现场试验；此外，一些学者采用数值模拟分析了水不耦合炸药的破岩机理和裂纹扩展^{[16,17,18,19]}；程兵等^[20]采用非线性数值模拟平台研究了不同不耦合系数下同心与偏心不耦合装药单个炮孔周围应力场分布及裂纹扩展规律；程俊飞等^[21]提出固液气三相分析爆破模型理论，分析了目前隧道钻爆施工中水与空气不耦合装药介质优选的问题；孙磊等^[22]将水不耦合装药应用在煤矿巷道施工，取得较好的效果；顾文彬等^[23]对耦合、空气不耦合和水不耦合装药结构进行了分析，并进行了现场爆破震动测试，发现水不耦合装药结构能够降低爆破震动，减小爆破粉尘危害，且块度更均匀。

为了减小岩体结构对水不耦合装药爆破的影响，研究水不耦合装药结构爆炸时岩石中爆炸应力波的分布特性，本文从理论上分析炮孔所受爆生气体准静峰值压力随空气和水径向不耦合装药系数的变化规律，并通过超动态应变仪采集水泥砂浆爆破模型预埋应变片在空气和水径向不耦合及爆破荷载作用下的动态响应，揭示了不同耦合系数装药爆破时炮孔周围应力的分布以及在模型体中的传播特性。

1 不耦合装药爆生气体准静压力分析

1.1 径向空气不耦合装药

径向空气不耦合起爆时产生的爆生气体迅速膨胀，空气可压缩性大，其对爆生气体膨胀的阻尼作用可忽略，爆生气体作用在孔壁上的准静压力值与不耦合系数之间的关系为^[9]

P_{0} = n \frac{1}{8} ρ_{e} D^{2} {(\frac{d_{c}}{d_{b}})}^{6} = n \frac{1}{8} ρ_{e} D^{2} K_{d}^{- 6}

（1）

式中：P₀为炮孔所受准静气体压力；K_d为不耦合系数；ρ_e和D分别为炸药的密度和爆速；d_c和d_b分别为装药直径和炮孔直径；n为爆轰产物碰撞炮孔壁时压力增加的倍数，n=8~11。

不耦合系数是一个不小于1的数，在其他参数不变的情况下，爆生气体峰值压力随着不耦合系数的增加而减小。

1.2 径向水不耦合装药

炮孔径向水不耦合装药起爆时，爆生气体产物膨胀压缩炮孔水介质，一般压力下水几乎是不可压缩的，在爆炸高压作用下水可压缩，但压缩的程度远比空气小；水介质被压缩，密度增大，压力升高。当爆轰产物的压力等于水的压力时，膨胀压缩过程结束，则该过程炮孔所受到的压力峰值随不耦合系数的关系推导如下：

设水径向压缩量为δ后密度增为

{ρ^{'}}_{w} = \frac{(r_{b}^{2} - r_{c}^{2}) ρ_{w}}{r_{b}^{2} - (r_{c} {+ δ)}^{2}}

（2）

式中：ρ_w为水的原始密度；r_b为炮孔直径，r_c为装药直径。

将K_d=r_b/r_c代入式（2）可得

{ρ^{'}}_{w} = \frac{(K_{d}^{2} - 1) ρ_{w}}{K_{d}^{2} - {(\frac{r_{c} + δ}{r_{c}})}^{2}}

（3）

爆生气体膨胀压力变化为

P_{x} = n \frac{1}{8} ρ_{e} D^{2} {(\frac{r_{c}}{r_{c} + x})}^{6}

（4）

式中：x为水的径向压缩量。达到平衡状态（即x=δ）时的爆生气体压力为

P_{x} = n \frac{1}{8} ρ_{e} D^{2} {(\frac{r_{c}}{r_{c} + δ})}^{6}

（5）

联合式（3）和式（5）可得

P_{b} = n \frac{1}{8} ρ_{e} D^{2} {[\sqrt[]{K_{d}^{2} - \frac{(K_{d}^{2} - 1) ρ_{w}}{{ρ^{'}}_{w}}}]}^{- 6}

（6）

对式（6）处理可得

P_{b} = n \frac{1}{8} ρ_{e} D^{2} {[\sqrt[]{K_{d}^{2} (1 - \frac{ρ_{w}}{{ρ^{'}}_{w}}) + \frac{ρ_{w}}{{ρ^{'}}_{w}}}]}^{- 6}

（7）

式中：P_b为采用水耦合装药产生的爆生气体压力峰值。

由式（7）可知，水介质经爆炸应力波压缩后的密度显然比原始密度要大，所以（1-ρ_w_/ρ_w^´）是一个正数，随着不耦合系数的增大， ${[\sqrt[]{K_{d}^{2} (1 - \frac{ρ_{w}}{{ρ^{'}}_{w}}) + \frac{ρ_{w}}{{ρ^{'}}_{w}}}]}^{- 6}$ 的值逐渐变小，在其他参数不变的情况下，爆生气体峰值压力随着不耦合系数的增加而减小。将式（1）与式（6）做商可得

\frac{P_{b}}{P_{0}} = {[\sqrt[]{1 - \frac{(1 - \frac{1}{K_{d}^{2}}) ρ_{w}}{{ρ^{'}}_{w}}}]}^{- 6}

（8）

由式（2）可知，ρ_w^´大于ρ_w，所以（ρ_w_/ρ_w^´）<1，不耦合系数K_d>1，其平方的倒数1/K_d²一定小于1且为正数，（1-1/K_d²）<1，那么（ρ_w_/ρ_w^´）与（1-1/K_d²）的乘积一定小于1；1减去一个小于1的正数也一定小于1，从而推导出P_b/P₀>1，即对于同一不耦合系数，采用水不耦合装药产生爆生气体压力峰值大于空气不耦合。

2 模型试验结果及分析

2.1 模型试验

采用八公山42.5#普通硅酸盐水泥，浇筑尺寸为350 mm×450 mm×700 mm的水泥砂浆模型，模型由水泥、砂和水按照2∶4∶1的比例搅拌浇筑而成，砂浆的静态物理力学参数如表1所示。

表1 混凝土模型的物理力学参数

Table 1 Physical mechanical parameters of concrete model

参数	数值	参数	数值
密度/（kg·m^-3）	2	横波波速/（m·s^-1）	2 086
动态弹性模量/GPa	24.7	抗压强度/MPa	28.86
泊松比/μ	0.23	抗拉强度/MPa	1.60
纵波波速/（m·s^-1）	3 788

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在砂浆模型体中心预留孔深为180 mm，孔径分别为10，12，14，16 mm的炮孔。在模型体内4个测点预埋布置应变砖，应变片型号为BX120-5AA，阻值为120 Ω，灵敏系数为2.08，应变片布置如图1所示。每个炮孔装一发Ф6×36 mm，含0.3 gDDNP（ρ_e=1.0 g/cm³，爆速D=4 200 m/s，爆热Q=4 000 kJ/kg）的实验雷管。当采用水耦合装药结构时装药后炮孔内注满水。

图1

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图1 应变片布置与混凝土模型示意图

Fig.1 Schematic diagram of strain gauge layout and concrete model

采用TST3406动态测试分析仪和CS-1D超动态电阻应变仪采集模型体中不同测点应变片在水不耦合装药与空气不耦合装药爆炸时的应力波，得到典型应力波波形如图2所示，各点应力波峰值汇总见表2。

图2

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图2 Φ12 mm炮孔不耦合装药应力波形图

Fig.2 Stress wave shape diagram of Φ12 mm decouple charge

表2 应力波峰值测试结果

Table 2 Stress wave peak value test results

炮孔直径/ mm	不耦合系数K_d	距离炮孔中心不同距离处的测点压力/MPa
		20 mm		80 mm		140 mm		200 mm
		空气	水	空气	水	空气	水	空气	水
10	1.67	139.4	160.9	105.9	129.0	89.2	112.0	70.2	98.0
12	2.00	100.0	138.5	86.0	121.8	64.0	97.1	60.0	82.0
14	2.33	82.1	112.8	70.4	92.3	56.0	85.5	54.0	70.0
16	2.67	73.8	95.1	58.3	80.4	46.6	70.3	42.8	57.5

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对比图2（a）和图2（b）可知，在采用相同不耦合系数爆破砂浆模型时，水不耦合装药爆炸应力波形类似矩形波，应力波峰值有较长的平台段，经历平台段以后，应力波迅速下降，后上升，再一次临近应力峰值后衰减为水平段；而空气不耦合装药爆炸应力波形类似正弦波形，但作用时间较短，峰值应力迅速上升后下降，后上升至水平段，后期波形有波动，但波动较小。

2.2 峰值应力与测点到炮孔比例距离的关系

根据表2的测点数据，得出不同耦合介质在不耦合系数变化作用下，应变片测试峰值强度随测点到炮孔比例距离变化的衰减关系如图3所示。

图3

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图3 应力峰值随比例距离衰减曲线

Fig.3 Attenuation curve of stress peak value with borehole distance

应变片测点所测峰值强度随比例距离衰减拟合曲线为

\{\begin{array}{l} {σ_{(空}}_{,}_{1.67}_{)} = 181.182 {\bar{r}}^{- 0.23} & (R^{2} = 0.91) \\ {σ_{(空}}_{,}_{2.00}_{)} = 119.173 {\bar{r}}^{- 0.18} & R^{2} = 0.80) \\ {σ_{(空}}_{,}_{2.33}_{)} = 91.60 {\bar{r}}^{- 0.15} & (R^{2} = 0.86) \\ {σ_{(空}}_{,}_{2.67}_{)} = 80.62 {\bar{r}}^{- 0.18} & (R^{2} = 0.93) \\ σ_{(水, 1.67)} = 197.373 {\bar{r}}^{- 0.18} & (R^{2} = 0.95) \\ σ_{(水, 2.00)} = 163.845 {\bar{r}}^{- 0.17} & (R^{2} = 0.76) \\ σ_{(水, 2.33)} = 125.229 {\bar{r}}^{- 0.15} & (R^{2} = 0.87) \\ σ_{(水, 2.67)} = 102.997 {\bar{r}}^{- 0.15} & (R^{2} = 0.82) \end{array}

（9）

由图3和式（9）可知，随着测点到炮孔比例距离的增加，水泥砂浆模型中各测点处应力峰值呈负幂函数衰减；对于同一种不耦合介质，随着不耦合系数的增加，幂函数的系数呈减小的趋势，各测点的峰值应力减小，表明不耦合系数对爆炸初始应力的影响非常显著，与式（1）和式（7）的表述相一致。对于同一不耦合系数，在水不耦合介质作用下，拟合曲线系数大于空气不耦合装药，砂浆模型内各测点的应力大于空气不耦合介质，与式（8）所得结论相一致，炮孔周围采用水介质不耦合装药，可以起到更好的传能作用，能够提高爆炸能量的利用率。结合式（9）可知，当爆炸能量传递到砂浆介质以后，应力波在砂浆中衰减的规律具有相似性，负幂次方变化不大，表明测试结果是准确的。

2.3 峰值应力与不耦合系数的关系

同一不耦合介质，装药爆破时砂浆模型体内各应变片测点峰值应力与不耦合系数之间的关系如图4所示。

图4

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图4 应力峰值随不耦合系数衰减曲线

Fig.4 Attenuation curve of stress peak value with uncoupled coefficient

应变片测点所测峰值强度随不耦合系数衰减拟合曲线公式为

\{\begin{array}{l} σ_{(空, 测 点 1)} = 288.049 K_{d} - 1.46 & (R^{2} = 0.96) \\ σ_{(水, 测 点 1)} = 287.112 K_{d} - 1.10 & (R^{2} = 0.98) \\ σ_{(空, 测 点 2} = 202.541 K_{d} - 1.25 & (R^{2} = 0.99) \\ σ_{(水, 测 点 2)} = 224.523 K_{d} - 1.01 & (R^{2} = 0.86) \\ σ_{(空, 测 点 3)} = 179.705 K_{d} - 1.40 & (R^{2} = 0.97) \\ σ_{(水, 测 点 3)} = 182.933 K_{d} - 0.93 & (R^{2} = 0.97) \\ σ_{(空, 测 点 4)} = 116 . . 433 K_{d} - 0.97 & (R^{2} = 0.95) \\ σ_{(水, 测 点 4)} = 172.955 K_{d} - 1.09 & (R^{2} = 0.99) \end{array}

（10）

由图4和式（10）可知，随着不耦合系数的增加，砂浆模型体中各应变片测点处应力峰值呈负幂函数衰减。对于水不耦合装药爆破测点峰值应力随着不耦合系数衰减，衰减指数始终保持在-1左右，而空气不耦合装药爆破衰减指数绝对值都大于1，其衰减速度较快。其原因是，水不耦合装药爆破应力峰值较空气不耦合高，即更多的爆炸能量作用在岩石破碎上，由于水的压缩过程较空气压缩过程需要更多的时间，使得爆炸应力做功时间即应力峰值对水泥砂浆模型持续作用时间较长，能量可以较好地进行补充，所以水不耦合装药爆炸应力波衰减的速度小于空气不耦合装药结构。

3 现场应用

以贵州某煤矿下山巷道底抽巷为例，普掘队按照设计以梯形掘进断面实施掏槽爆破，采用Ф42 mm钎头配Ф32 mm药卷，不耦合系数约为1.3，炮孔数在56~64之间，每循环所需炸药量为48~54 kg，钻孔深度约为2 m，掏槽孔深度为2.1~2.2 m，如图5（c）所示。爆破效果具体如下：爆破循环进尺为1.5~1.6 m；光爆成型较差，巷道成型差，孔痕率很低；常规循环进尺，炮孔利用率维持在75%~80%，较好时炮孔利用率为85%；岩石破碎效果较差，抛掷距离较远（25~40 m），破碎块度大，爆堆较分散，出渣效率低，并使迎头附近机械化设施损失较为严重，不利于掘进机械化作业。

图5

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图5 下山巷道水不耦合装药爆破掘进效果图

Fig.5 Excavation effect diagram of water decoupling charge blasting in downhill roadway

结合理论分析与水泥砂浆模型体爆破模型研究，对现场试验原有爆破工艺进行改进，由于该煤矿属于高瓦斯矿井，需要按照要求填堵水炮泥，具体做法是在现场装药完成后，向炮孔中注水，然后封堵炮泥，爆破效果如图5所示。爆破效果具体如下：爆破循环进尺为1.85～1.90 m；光爆成型较好，巷道两帮较平整，孔痕率为60%，效果较好，如图5（e）所示；炮孔利用率维持在88%~95%，崩落孔与掏槽孔基本无剩余，如图5（d）所示；岩石破碎效果较好，破碎块度较小，爆堆集中，提高了出渣效率，缩短了出渣时间，岩石抛掷距离减小为12~18 m。

4 结论

（1）从理论上分析得到了炮孔径向水不耦合装药爆生气体准静压力随不耦合系数的增大而减小；不耦合系数相同时，水不耦合装药爆生气体准静压力大于空气不耦合装药。

（2）不耦合系数相同时，模型试验测得同一测点的水不耦合峰值应力是空气不耦合峰值应力的1.15~1.52倍；水不耦合峰值应力作用时间长于空气不耦合装药，随着不耦合系数的增加，炮孔处爆炸应力波的峰值压力呈负幂函数衰减，与理论推导相一致。

（3）随着测点到炮孔比例距离的增加，水不耦合装药与空气不耦合装药爆破模型试验测得的应力波均呈负幂函数衰减，空气不耦合装药衰减更快。将水不耦合装药用于煤矿下山巷道爆破，取得了较好的爆破效果。

参考文献

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被引期刊影响因子

[1]

马宏伟，王梦想，宗琦，等.

关于煤矿下山巷道掘进全断面一次爆破若干技术问题研究

[J].安徽理工大学学报（自然科学版），2016，36（5）：11-14.