液態(tài)CO2相變爆破技術(shù)布孔參數(shù)優(yōu)化研究*

趙丹，吳禹默 ，賈進(jìn)章 ，佟興東，甄紋浩

(1.廣東海洋大學(xué) 寸金學(xué)院， 廣東 湛江市 524000；2.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 安全科學(xué)與工程研究院， 遼寧 阜新市 123000；3.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院， 遼寧 葫蘆島市 125105；4.礦山熱動(dòng)力災(zāi)害與防治教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧 葫蘆島市 125105；5.凌鋼股份北票保國(guó)鐵礦有限公司， 遼寧 北票市 122104；6.阜新水務(wù)集團(tuán)有限責(zé)任公司， 遼寧 阜新市 123000)

0 引言

目前，增透是瓦斯抽采最經(jīng)濟(jì)、有效的方式[1]。主要增透方式有：水力壓裂技術(shù)、射流沖孔瓦斯抽采、水力割縫瓦斯抽采、復(fù)合射孔爆破增透技術(shù)和開(kāi)采保護(hù)層增透法等。我國(guó)于 1965年首次將水力壓裂技術(shù)應(yīng)用于瓦斯抽采領(lǐng)域，我國(guó)學(xué)者張英華[2]分析了水力壓裂機(jī)理，得出了鉆孔自然流量的衰減規(guī)律。蘇聯(lián)最早把水射流技術(shù)運(yùn)用到煤礦行業(yè)[3]。我國(guó)學(xué)者劉明舉[4]分析了這一技術(shù)防治瓦斯災(zāi)害的相關(guān)機(jī)理，完善了一般水力沖孔技術(shù)的操作流程。瞿濤寶利用水力割縫這一增透技術(shù)使得割縫后煤層瓦斯的總流量及其透氣性系數(shù)都得到了明顯提高。復(fù)合射孔爆破增透技術(shù)最早應(yīng)用于20世紀(jì)50年代，主要用于油氣開(kāi)采勘探中，復(fù)合射孔爆破增透技術(shù)可有效地提高抽采率[5]。淮北爆破技術(shù)研究所等單位最先使用液態(tài)CO2爆破致裂技術(shù)，有效地降低了煤層瓦斯災(zāi)害發(fā)生率，提高了井下開(kāi)采安全。周西華等[6]通過(guò)數(shù)值模擬方法研究不同地應(yīng)力條件下的液態(tài)CO2氣爆影響半徑，模擬研究表明：爆破影響半徑隨地應(yīng)力增大而減小；Caldwell T[7]發(fā)現(xiàn)，液態(tài)CO2爆破技術(shù)只是高壓氣體的作用，不屬于真正意義上的爆炸范疇；董慶祥等[8]通過(guò)TNT當(dāng)量法將爆破產(chǎn)生的能量置換成炸藥爆炸產(chǎn)生的能量，并建立模型，從能量層面上研究了液態(tài)CO2相變致裂技術(shù)的作用機(jī)理；黃文堯等[9]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究得出以下結(jié)論：當(dāng)爆破控制孔處于采空區(qū)爆破裂隙帶內(nèi)時(shí)，裂紋的發(fā)展方向可以得到有效的控制，從而降低工作面推進(jìn)阻力，不僅能滿足爆破的要求，還可以提高瓦斯抽采效率。

在上述學(xué)者理論和試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，本文基于煤巖損傷力學(xué)原理分析了液態(tài)CO2相變爆破增透機(jī)理，并依此在算法中增加了損傷場(chǎng)方程，利用數(shù)值模擬優(yōu)化爆破鉆孔的布置參數(shù)，通過(guò)在三元礦3#煤層 1312 工作面進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)試驗(yàn)，經(jīng)爆破孔布置參數(shù)優(yōu)化后，煤層瓦斯抽采效果顯著提升，并使煤層高效增透。

1 液態(tài)CO2相變爆破增透機(jī)理

1.1 應(yīng)力波傳導(dǎo)規(guī)律

爆炸中心近區(qū)的爆炸沖擊波在煤巖體中以超聲波的速度傳播，在它的作用下，被破碎煤體的基礎(chǔ)參數(shù)會(huì)急劇增大。其中爆炸中區(qū)才是應(yīng)力波的主要波及范圍[10-11]。隨著應(yīng)力波的繼續(xù)傳播，應(yīng)力波衰減到無(wú)法對(duì)巖體產(chǎn)生破壞。采用胡克定律來(lái)描述應(yīng)力煤巖體質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動(dòng)方程[12]：

式中，ρ為煤（巖）的密度，kg/m3；u、υ和w分別為煤（巖）體質(zhì)點(diǎn)三個(gè)位移分量，m；為質(zhì)點(diǎn)三個(gè)加速度分量；m/s2；σx、σy、σz、τxy、τxz、τyz為煤（巖）體質(zhì)點(diǎn)的六個(gè)應(yīng)力分量，MPa。

在介質(zhì)中，平面波的傳播，通常設(shè)波的傳播方向與x軸平行，則由胡克定律和平面波可知，質(zhì)點(diǎn)的傳播由縱波cp和橫波cs直接決定，傳播速度為：

應(yīng)力峰值在均質(zhì)煤體中衰減規(guī)律[13]：

式中，σr為r處應(yīng)力波峰值，MPa；α為常規(guī)應(yīng)力波衰減系數(shù)；σ0為孔壁壓力，MPa；r0為裝藥半徑，m。

爆破后產(chǎn)生的應(yīng)力波在煤體內(nèi)傳導(dǎo)過(guò)程中應(yīng)力逐漸衰減，應(yīng)力波導(dǎo)致裂隙擴(kuò)展的強(qiáng)度也會(huì)逐漸減弱，若應(yīng)力波衰減至小于煤體自身抗拉強(qiáng)度時(shí)，則裂隙停止擴(kuò)展，但由于煤層中各部分煤體抗拉強(qiáng)度存在差異性，當(dāng)應(yīng)力波傳導(dǎo)至抗拉強(qiáng)度較小的裂隙區(qū)時(shí)會(huì)產(chǎn)生一定的衍射現(xiàn)象，使裂隙區(qū)尖端形成不連續(xù)的破碎區(qū)，最后逐漸貫通形成較大的裂縫[14]。

1.2 相變致裂影響半徑分析

煤體爆破后產(chǎn)生的壓碎區(qū)和裂隙區(qū)共同構(gòu)成了煤體的裂隙范圍圈，且始終沿著壓力降低的方向延展。為了使分析更加簡(jiǎn)短易懂，現(xiàn)將煤巖體假設(shè)為線彈性體，采用彈性斷裂力學(xué)對(duì)其進(jìn)行分析描述[12]，計(jì)算公式如下：

式中，Kr為應(yīng)力強(qiáng)度因子；LX為裂隙擴(kuò)展瞬間長(zhǎng)度，m；σ0為孔壁壓力，Pa；Pm為地應(yīng)力，Pa。

進(jìn)行液態(tài)CO2相變爆破時(shí)，由于沖擊波的作用，煤巖結(jié)構(gòu)會(huì)遭受到嚴(yán)重的破壞形成壓碎區(qū)。雖然其半徑不大，但消耗的能量卻相當(dāng)?shù)拇蟆８鶕?jù)聲學(xué)近似原理[16]，可求得壓碎圈半徑：

式中，ρz為煤巖、炸藥密度，kg/m3；CP、DP為煤巖聲速、炸藥爆速，m/s；vd為動(dòng)態(tài)泊松比，vd=0.8v；σcd為抗壓強(qiáng)度（壓碎圈），MPa；rb為對(duì)比距離，mm；b2為側(cè)向應(yīng)力系數(shù)，

在裂隙圈與壓碎圈分界面上有：

式中，σR為分界面上的徑向應(yīng)力，MPa。

此外，應(yīng)力波的衰減指數(shù)可以用式（10）來(lái)表示：

式中，*α為應(yīng)力波衰減系數(shù)；vd為動(dòng)態(tài)泊松比。

由式（12）、（13）可得煤巖中裂隙圈半徑R2為：

2 液態(tài)CO2爆破增透數(shù)值模擬分析

2.1 數(shù)值計(jì)算模型參數(shù)與邊界條件

根據(jù)三元煤礦3#煤層1312工作面參數(shù)，采用ANSYS-LSDYNA有限元分析軟件建立煤體氣爆損傷模型，模擬分析煤層液態(tài)CO2爆破致裂演化特征。

建立雙爆破孔數(shù)值模型，模型尺寸為15 m×15 m，采用固流耦合方式進(jìn)行運(yùn)算。邊界條件為：現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)煤層地應(yīng)力為15 MPa，側(cè)壓系數(shù)取1.5，即水平應(yīng)力為 20 MPa，建立模型的兩端添加水平約束，底端固定約束，在模型四周添加無(wú)反射邊界條件，能夠有效消除模型邊界的限制[16-17]，雙孔模型如圖1所示。

圖1 相變氣爆致裂平面應(yīng)變模型網(wǎng)格示意

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

本文主要研究鉆孔間距、致裂器間距及致裂器不同布置方式對(duì)液態(tài)CO2爆破致裂效果的影響，并依此對(duì)液態(tài)CO2相變爆破增透技術(shù)進(jìn)行鉆孔抽采參數(shù)的優(yōu)化研究。

（1）不同炮孔間距致裂效果分析。圖 2為不同爆破孔間距煤巖體損傷分布云圖。相鄰爆破孔的孔間距為4 m時(shí)，如圖2（a）所示，兩爆破孔之間煤體損傷區(qū)域相對(duì)較大，造成煤巖體產(chǎn)生大面積的壓碎范圍區(qū)；相鄰爆破孔的孔間距為5.5 m時(shí)，如圖2（d）所示，兩爆破孔之間形成的裂紋并未形成有效的貫通，而是形成了各自相對(duì)獨(dú)立的爆破裂隙范圍區(qū)。綜上可知，當(dāng)相鄰爆破孔的孔間距較小時(shí)，爆破產(chǎn)生的應(yīng)力場(chǎng)相互疊加，產(chǎn)生更好的爆破效果，對(duì)煤巖體會(huì)造成大面積的壓碎范圍區(qū)；爆破孔的孔間距較大時(shí)，孔間的應(yīng)力波相互影響減弱，疊加效果相對(duì)較差，爆破孔的孔間裂縫無(wú)法形成有效的貫通，最終會(huì)形成各自相對(duì)獨(dú)立的爆破裂隙范圍區(qū)。

不同爆破孔間距的雙孔爆破模擬結(jié)果表明：孔間距過(guò)大，會(huì)使爆炸產(chǎn)生的應(yīng)力波之間相互疊加的效果減弱。導(dǎo)致相鄰爆破孔之間無(wú)法形成有效的貫通；爆破孔的孔間距過(guò)小，則會(huì)造成煤巖體產(chǎn)生大面積的破碎。因此，為了確保煤巖體裂縫的最終貫通，效果同時(shí)又節(jié)約成本，相鄰致裂孔最佳布置間距應(yīng)為4.5 m。

圖2 不同孔間距損傷系數(shù)D分布云圖

（2）不同致裂器間距致裂效果分析。圖 3為不同致裂器間距損傷系數(shù)D分布云圖。當(dāng)致裂器間距為1 m時(shí)，如圖3（a）所示，爆破后煤巖裂隙發(fā)育程度最好，且致裂范圍相對(duì)密集，裂紋貫通程度最高，但與其他三組相比損傷面積最小，利用率較低，考慮經(jīng)濟(jì)性可知現(xiàn)場(chǎng)致裂器間距不宜為1 m。從圖3（b）、圖3（c）可看出，在間距2 m時(shí)，爆破后裂紋貫通效果較好，且兩致裂器間裂隙連通范圍面積最大，利用率最高。在間距3 m時(shí)，兩致裂器間的裂紋貫通效果較差，裂縫貫通區(qū)變窄，導(dǎo)致此區(qū)域煤層中游離的瓦斯運(yùn)移效果較差。致裂器間距為4 m時(shí)，致裂器間損傷破壞區(qū)域幾乎相對(duì)獨(dú)立，致裂器間無(wú)裂縫貫通區(qū)。

圖3 不同致裂器間距損傷系數(shù)D分布云圖

根據(jù)不同致裂器間距CO2氣爆模擬結(jié)果，從爆破后致裂器間的貫通效果和節(jié)約施工成本考慮，確定致裂器最佳串聯(lián)距離為2 m。

（3）不同致裂器布置方式致裂效果分析。從圖4可知，采用平行布置方式時(shí)，相鄰致裂器的致裂孔裂隙圈相對(duì)集中，導(dǎo)致兩兩平行的致裂孔中間區(qū)域形成爆破盲區(qū)，使爆破空間利用率降低，且當(dāng)煤體破碎區(qū)范圍集中時(shí)，過(guò)度的煤巖破壞會(huì)使爆破效果降低，不利于瓦斯抽采。致裂器采用交叉布置時(shí)，裂紋在橫、縱方向均順利貫通，裂紋貫通面積比平行布置方式時(shí)大，爆破空間利用率較高，爆破盲區(qū)及破碎區(qū)相對(duì)減少，爆破效果有所提高。因此，致裂器交叉布置更佳。

圖4 不同致裂器布置方式損傷系數(shù)D分布云圖

3 液態(tài)CO2相變爆破增透技術(shù)試驗(yàn)

3.1 工程概況

液態(tài)CO2相變爆破試驗(yàn)地點(diǎn)選取在三元煤礦3#煤層1312工作面回風(fēng)平巷距開(kāi)切眼650 m處，該工作面煤層傾角10°～16°，煤層厚度約4.62 m。現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得該工作面煤層瓦斯壓力 0.36 MPa～0.39 MPa，最大原煤瓦斯含量為6.98 m3/t，煤層堅(jiān)固性系數(shù)為0.48，透氣性系數(shù)為0.0632 m2/(MPa2·d)，三元煤礦3#煤層1312工作面為高瓦斯低透氣性煤層，有必要進(jìn)行液態(tài)CO2相變爆破增透。

3.2 鉆孔施工設(shè)計(jì)

根據(jù)上述數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行布孔，如圖5所示，7#～10#為爆破孔，并在相鄰爆破孔距離中點(diǎn)布置一個(gè)觀測(cè)孔，編號(hào)為11#～13#，鉆孔間距為4.5 m，孔內(nèi)致裂器串聯(lián)間距為2 m。14#～16#為距離10#爆破孔40 m處設(shè)置的3個(gè)自然抽放孔，可避免爆破沖擊波干擾，鉆孔半徑為113 mm，方位角為72°，仰角為1°，孔深為40 m，爆破孔封孔長(zhǎng)度為15 m，其余均為12 m。待鉆孔封孔完成后，安裝好抽采管路、抽采濃度及流量檢測(cè)設(shè)備，進(jìn)行30 d瓦斯抽采。

圖5 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)鉆孔布置示意

3.3 液態(tài)CO2爆破增透效果分析

3.3.1 鉆孔自然瓦斯涌出特征分析

通常采用瓦斯流量衰減系數(shù)α來(lái)衡量煤層瓦斯預(yù)抽的難易程度。可對(duì)煤巖炮孔自然瓦斯涌出量進(jìn)行定時(shí)測(cè)量，對(duì)公式（12）進(jìn)行回歸分析可得到瓦斯起始時(shí)的涌出強(qiáng)度q0值和瓦斯流量衰減系數(shù)α值[19]。

式中，qt為自排時(shí)間t天時(shí)的鉆孔自然瓦斯流量，m3/min；q0為自排時(shí)間t=0時(shí)的鉆孔自然瓦斯流量，m3/(min·100 m)；α為鉆孔自然瓦斯流量衰減系數(shù)，d-1；t為鉆孔自排瓦斯時(shí)間，d。

選取 12#觀測(cè)孔和 15#正常抽采孔進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)定。測(cè)定鉆孔自然瓦斯涌出量及衰減情況見(jiàn)表1。

對(duì)比圖6中12#觀測(cè)孔和15#正常抽采孔瓦斯流量涌出衰減程度變化，可看出：實(shí)施液態(tài)CO2爆破后，觀測(cè)鉆孔的初始瓦斯涌出量明顯增加，涌出量是普通抽采孔的3.18倍，鉆孔瓦斯流量衰減系數(shù)由15#孔的α15=0.0472d-1降低為 12#孔的α12=0.0107 d-1，即α12=0.227α15，表明實(shí)施 CO2爆破后，鉆孔瓦斯涌出量衰減強(qiáng)度降低了77.3%，即煤層瓦斯抽采持續(xù)期更長(zhǎng)。

表1 3#煤層百米鉆孔瓦斯自然涌出特征計(jì)算結(jié)果

3.3.2 煤層透氣性系數(shù)變化分析

封孔后測(cè)定觀測(cè) 11#和 13#鉆孔的煤層瓦斯壓力。測(cè)壓完成后，卸除瓦斯壓力，待鉆孔瓦斯流量穩(wěn)定后，計(jì)算爆破后的煤層透氣性系數(shù)λ。鉆孔參數(shù)見(jiàn)表 2，計(jì)算公式[19]見(jiàn)表 3。計(jì)算煤層透氣性系數(shù)步驟：

圖6 百米鉆孔自然瓦斯涌出特征

表2 11#、13#鉆孔參數(shù)

表3 徑向不穩(wěn)定流動(dòng)參數(shù)計(jì)算公式

（1）計(jì)算瓦斯含量系數(shù)：

式中，α′為瓦斯含量系數(shù)，m3/(t·MPa0.5)；X為瓦斯含量，m3/ t；P為瓦斯壓力，MPa。

（2）計(jì)算炮孔煤壁暴露面積：

式中，r1為炮孔半徑，m；L為炮孔長(zhǎng)度，m。

（3）t時(shí)，炮孔比流量為：

式中，qt為自排時(shí)間td時(shí)的炮孔自然瓦斯流量，m3/min；S為炮孔壁暴露面積，m2。

（4）計(jì)算系數(shù)A與B值：

式中，q為瓦斯比流量，m3/m2·d；p0為煤層實(shí)測(cè)瓦斯壓力，MPa；p1為泄壓后鉆孔瓦斯壓力，MPa。

式中，α為炮孔自然瓦斯流量衰減系數(shù)，d-1。

（5）計(jì)算煤層透氣性系數(shù)λ值：

（6）驗(yàn)算時(shí)間準(zhǔn)數(shù)F0值：

根據(jù)驗(yàn)算結(jié)果時(shí)間準(zhǔn)數(shù)F11、F13在 10～102之間，故透氣性系數(shù)λ值計(jì)算公式選用正確。

液態(tài)CO2爆破煤孔后，11#與13#鉆孔瓦斯流量均選用現(xiàn)場(chǎng)測(cè)定值，通過(guò)計(jì)算可知，鉆孔爆破后，使原煤層透氣性系數(shù)從 0.0332 m2/(MPa2·d)提高到1.4992 m2/(MPa2·d)～1.8296 m2/(MPa2·d)，煤層透氣性得到較大改善。

4 結(jié)論

（1）研究了 CO2相變爆破增透技術(shù)的應(yīng)力波傳導(dǎo)機(jī)理以及爆破過(guò)程裂紋的擴(kuò)展機(jī)理，將致裂區(qū)的裂隙范圍圈分為壓碎區(qū)和裂隙區(qū)，并分析其損傷程度，計(jì)算致裂區(qū)裂紋擴(kuò)展延伸的半徑。

（2）應(yīng)用 ANSYS/LS-DYNA軟件建立液態(tài)CO2相變爆破模型，根據(jù)液態(tài)CO2雙孔氣爆損傷模擬得出最佳布孔間距為 4.5 m，致裂器最佳串聯(lián)距離為2 m，致裂器宜交叉布置。

（3）采用數(shù)值模擬得到的最佳優(yōu)化鉆孔布置方案，在三元煤礦 1312工作面回風(fēng)順槽距開(kāi)切眼650 m處進(jìn)行液態(tài)CO2爆破試驗(yàn)，研究表明：瓦斯抽采效果顯著提升，瓦斯涌出量衰減強(qiáng)度降低了77.3%；煤層透氣性從原始煤層的0.0332 m2/MPa2·d提高到 1.4992 m2/(MPa2·d)～1.8296 m2/(MPa2·d)，約為原透氣性的 45倍。經(jīng)統(tǒng)計(jì)，抽采兩個(gè)月爆破試驗(yàn)鉆孔累計(jì)抽采瓦斯流量為1 748 304 m3，三元煤礦1312工作面液態(tài)CO2相變爆破增透效果明顯。