深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖機理及工程實踐

趙 善 坤

(1.煤炭科學(xué)技術(shù)研究院有限公司 安全分院，北京 100013；2.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013)

深部復(fù)雜的應(yīng)力環(huán)境、煤巖力學(xué)性質(zhì)的改變以及高強度集約化開采，使得沖擊地壓發(fā)生的強度和頻次明顯增加[1-2]。據(jù)不完全統(tǒng)計，我國目前已有沖擊地壓礦井超過170座[3]，數(shù)量還在持續(xù)增加中。沖擊地壓作為一種煤巖體結(jié)構(gòu)的動力失穩(wěn)狀態(tài)，其孕災(zāi)及失穩(wěn)過程不僅與煤層自身的力學(xué)性質(zhì)有關(guān)，更與其所賦存的煤巖結(jié)構(gòu)體穩(wěn)定性有著密切關(guān)系，尤其當煤層頂?shù)装鍨楹裼矌r層時。DRZEWIECKI等[4]認為頂板堅硬巖層變形積聚的能量以微震形式釋放，當能量積聚到一定程度時的突然釋放，往往誘發(fā)沖擊地壓發(fā)生。竇林名、何江等[5-7]認為厚硬頂板對沖擊地壓的孕生影響顯著，并主張采用頂板厚度特征參數(shù)表征其對沖擊地壓的影響程度。姜福興等[8]通過對巨厚堅硬頂板條件下煤層開采覆巖運動特征的分析，構(gòu)建了多種覆巖空間結(jié)構(gòu)模型，認為水平應(yīng)力在覆巖空間結(jié)構(gòu)中的轉(zhuǎn)移集中是巨厚堅硬巖層沖擊地壓發(fā)生的主要原因。牟宗龍等[9]、徐小荷等[10]用突變理論構(gòu)建了堅硬頂板與煤柱失穩(wěn)模型，認為堅硬頂板的運動狀態(tài)和破斷位置與沖擊地壓發(fā)生密切相關(guān)，并得出頂板懸露長度與沖擊危險性正相關(guān)。楊培舉等[11]、韓昌良等[12]根據(jù)巨厚巖漿巖與煤層之間距離變化，分別建立了基于兩端固支梁和薄板理論的破斷失穩(wěn)判據(jù)。譚云亮等[13]、李振雷等[14]通過構(gòu)建屈服條件下堅硬頂板結(jié)構(gòu)模型，推導(dǎo)出頂板斷裂步距計算公式，認為堅硬頂板微震能量增大和應(yīng)力突變是沖擊地壓發(fā)生的主要前兆信息。趙毅鑫等[15]、李浩蕩等[16]根據(jù)微震事件分布及能量釋放特征分析得出，硬頂硬煤條件下微震信號主頻突變或幅值激增可作為沖擊地壓發(fā)生的預(yù)警指標。由此可見，如果能夠及時改變頂?shù)装鍘r石的力學(xué)性質(zhì)，降低其積聚彈性變形能的條件或破壞煤巖體結(jié)構(gòu)連續(xù)傳遞能量的能力，即可降低沖擊地壓危險。為此，筆者以陜蒙地區(qū)典型厚硬頂板沖擊礦井為背景，通過對深孔頂板預(yù)裂爆破過程的分析，提出了深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖機理并對其類型進行劃分，借助非線性動力學(xué)模擬軟件系統(tǒng)研究了深淺組合式、三花式和直線式3種不同爆孔布置方式下的巖體Mises等效應(yīng)力場、塑性破壞區(qū)及典型質(zhì)點的有效應(yīng)力和位移變化規(guī)律并進行現(xiàn)場沖擊地壓防治實踐，通過對比爆破前后回風巷在不同回采時段的覆巖整體變形破斷微震信息和工作面局部礦壓變化，驗證得出深淺組合式布孔方案可有效降低頂板沖擊危險程度，為類似條件下的沖擊地壓防治提供了理論指導(dǎo)。

1 深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖機理分析及類型劃分

1.1 深孔頂板預(yù)裂爆破過程及力構(gòu)協(xié)同防沖機理分析

深孔頂板預(yù)裂爆破是以煤層上方難垮易積聚彎曲彈性能的厚硬頂板為目標，通過在巷道內(nèi)向厚硬頂板所在層位打孔并實施裝藥爆破，一方面利用炸藥瞬時起爆產(chǎn)生的應(yīng)力沖擊波對厚硬頂板巖層進行損傷破壞，由于爆孔內(nèi)無臨空自由面，爆炸應(yīng)力波在爆破三維空間內(nèi)呈柱面向外傳播，致使爆孔周邊巖體處于三向高擠壓應(yīng)力狀態(tài)，且大部分的爆破沖擊動能損耗于此并形成粉碎壓縮區(qū)，其范圍為裝藥半徑的3～7倍。由于深孔頂板預(yù)裂爆破旨在破壞頂板巖層的完整性，促進頂板裂隙發(fā)育，并非破碎頂板或崩落巖層，所以要盡量減小粉碎壓縮區(qū)的范圍。

隨著應(yīng)力波傳遞范圍的擴大以及破碎巖層介質(zhì)的能量耗散，在粉碎區(qū)外側(cè)爆破應(yīng)力波以彈性波向外擴展傳遞并產(chǎn)生徑向壓縮回彈，由于頂板巖體力學(xué)環(huán)境的復(fù)雜以及巖體介質(zhì)自身的非均質(zhì)性，不同位置處質(zhì)點力學(xué)響應(yīng)和變形趨勢離散不均，剪切裂隙應(yīng)運而生。同時，爆炸產(chǎn)生的高溫爆轟氣體因體積擴容楔入巖體裂隙并在裂隙尖端產(chǎn)生應(yīng)力集中，促使粉碎區(qū)外部巖體裂隙進一步擴展發(fā)育。

在上述多種應(yīng)力作用下，粉碎區(qū)外側(cè)一定范圍內(nèi)徑/切向裂隙、剪切裂隙交錯貫通，形成爆破裂隙區(qū)。由斷裂力學(xué)可知，對于壓剪復(fù)合應(yīng)力作用下爆破裂隙區(qū)內(nèi)巖體支裂隙尖端起裂相當應(yīng)力強度因子K可采用疊加法計算，即

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另一方面，爆破產(chǎn)生的強力沖擊波不僅可以改變頂板巖體力學(xué)介質(zhì)屬性，降低巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)單元儲能能力，對頂板巖體的結(jié)構(gòu)力學(xué)效應(yīng)和破斷特征也有較大影響。首先，頂板巖層在上覆巖層自重應(yīng)力和工作面采動應(yīng)力疊加作用下產(chǎn)生變形并在巖體單元內(nèi)部積聚大量的彈性能，處于高能級非穩(wěn)定平衡狀態(tài)。由極限平衡理論和能量守恒原理可知，隨著爆孔周邊粉碎區(qū)和裂隙區(qū)巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)單元的損傷破壞，積聚其內(nèi)部的彈性能得以釋放，主要用于頂板裂隙的擴展和巖體的震動，此時頂板巖層進入低能級的穩(wěn)定平衡狀態(tài)。頂板巖層積聚的彈性能量越高，爆破擾動巖體釋放的能量越多，影響的范圍越大，穩(wěn)定后的頂板巖體結(jié)構(gòu)越穩(wěn)定。其次，隨著裂隙區(qū)裂隙擴展，相鄰爆孔之間裂隙連通貫穿，進而在厚硬巖層內(nèi)部人為制造了結(jié)構(gòu)破斷弱面，外部應(yīng)力逐漸向此處集中，改變了巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布狀態(tài)。同時，隨著工作面的推進，頂板厚硬巖層往往沿結(jié)構(gòu)弱面處發(fā)生斷裂，采場上覆巖層的破斷結(jié)構(gòu)和采場空間應(yīng)力分布得以優(yōu)化，頂板動壓災(zāi)害得以控制。

煤巖沖擊傾向性是沖擊地壓發(fā)生的內(nèi)在因素，高應(yīng)力集中是沖擊地壓發(fā)生的必備條件。因此，深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖原理在于以對采場礦山壓力影響顯著的難垮厚硬巖層為目標，通過對厚硬巖層中下部應(yīng)力集中區(qū)進行鉆孔裝藥，借助爆破產(chǎn)生的強力沖擊動載破巖作用、高溫高壓高速爆轟氣體的沖擊氣楔作用和熱交換回彈拉伸作用對頂板進行損傷破壞，改變頂板巖體力學(xué)介質(zhì)屬性，降低巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)單元儲能能力，爆破產(chǎn)生的強烈震動效應(yīng)促使處于高能級非穩(wěn)定動態(tài)平衡狀態(tài)的彎曲厚硬頂板能量釋放，進入低能級的穩(wěn)定平衡狀態(tài)。此外，通過調(diào)整爆破布孔方式使得相鄰爆孔之間裂隙貫通，形成巖層結(jié)構(gòu)破斷弱面，切斷頂板連續(xù)傳遞應(yīng)力和能量條件的同時，利用頂板巖層結(jié)構(gòu)力學(xué)效應(yīng)，使其在礦山壓力作用下沿預(yù)定位置彎曲破斷，具有弱化頂板巖層介質(zhì)力學(xué)屬性和優(yōu)化巖層破斷結(jié)構(gòu)的雙重作用。

1.2 深孔頂板預(yù)裂爆破防沖類型劃分

根據(jù)采場上覆厚硬巖層、采掘工作面巷道布置及深孔頂板預(yù)裂爆破地點3者的時空相對關(guān)系，深孔頂板預(yù)裂爆破技術(shù)用于厚硬頂板沖擊地壓防治大致分為3種類型：① 針對工作面初/末采期間，由于厚硬頂板往往造成初次來壓步距較長，工作面后方形成較大的懸頂夾持擠壓工作面煤體，造成工作面煤壁煤塊彈射或頂板突然垮斷而壓死支架，因此在工作面液壓支架安裝以前，利用開切眼內(nèi)的有利空間分別對工作面支架后方以及上下巷端頭附近頂板厚硬巖層進行預(yù)裂爆破，人為制造裂隙以切斷工作面頂板巖層與周邊巖體的聯(lián)系，促使其隨著工作面的推進能夠及時垮斷，降低頂板初次來壓的強度。當工作面進入末采階段后，需在終采線與采區(qū)大巷之間開掘主、輔回撤通道用于設(shè)備回收，一方面隨著工作面的推進，采區(qū)大巷及工作面之間煤體近似兩面臨空大煤柱且尺寸不斷減小，整體應(yīng)力水平較高，另一方面在工作面超前采動應(yīng)力、輔運巷側(cè)向應(yīng)力以及上覆巖層自重應(yīng)力作用下，靠近終采線的主回撤通道所處應(yīng)力環(huán)境進一步增大，若工作面后方采空區(qū)形成大范圍懸頂，其突然垮斷所形成的高動載與主回撤通道高靜載相疊加，易誘發(fā)沖擊地壓顯現(xiàn)，為此在主/輔回撤通道內(nèi)向工作面方向施工深孔頂板預(yù)裂爆破，改變終采線附近頂板結(jié)構(gòu)力學(xué)效應(yīng)，促使厚硬頂板在回撤通道外部及時斷裂，降低回撤通道圍巖壓力，保證設(shè)備順利回收。此外，由于終采線大多位于采區(qū)大巷附近，在回撤通道附近切斷采空區(qū)上方的懸露頂板，亦可避免采場大范圍覆巖空間結(jié)構(gòu)壓力拱腳作用于大巷，造成大巷變形破壞，如圖1(a)所示；② 回采期間，根據(jù)工作面周期來壓步距，在工作面超前支承壓力影響范圍的兩巷道內(nèi)，沿巷道走向朝工作面實體煤側(cè)上方厚硬頂板施工爆破孔，增加頂板裂隙發(fā)育，促使其在超前支承壓力作用下及時垮斷，避免架后形成長距離懸頂擠壓工作面煤體，造成工作面沖擊。現(xiàn)場應(yīng)用過程中，大多采用扇形布孔方式，利于空間爆破裂隙的豎向貫穿，同時開孔方向與工作面推進方向相對，以期形成斜切下行破裂斷面，利于頂板回轉(zhuǎn)垮斷，如圖1(b)所示；③ 針對重復(fù)采動巷道或鄰采空區(qū)巷道，為了避免因側(cè)向采空區(qū)懸露頂板回轉(zhuǎn)擠壓煤柱，造成煤柱應(yīng)力集中而形成沖擊，在巷道肩窩處向煤柱上方厚硬頂板進行預(yù)裂爆破，促使采空區(qū)側(cè)向頂板在煤柱外側(cè)或靠近采空區(qū)側(cè)破斷，減小側(cè)向懸露頂板對煤柱的夾持擠壓應(yīng)力，降低煤柱應(yīng)力集中程度，避免煤柱型沖擊地壓發(fā)生，如圖1(c)所示。

圖1 頂板深孔預(yù)裂爆破防沖類型劃分Fig.1 Type of deep hole roof pre-blasting on rock burst control

2 深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖影響因素分析

在實際應(yīng)用中，除炸藥自身類型差異以及爆破性能外，合理的裝藥結(jié)構(gòu)、科學(xué)的炮孔布置方案以及恰當?shù)姆饪追绞绞怯绊懮羁醉敯孱A(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖效果的主要因素，而爆孔布置方式為核心要素。因此，為了進一步弄清爆孔布孔方式對深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖效果的影響機理，采用數(shù)值模擬的方案系統(tǒng)研究深淺組合式、三花式和直線式3種不同爆孔布置方式下的巖體應(yīng)力損傷和塑性發(fā)育情況，進而指導(dǎo)現(xiàn)場深孔頂板爆破參數(shù)選擇。

2.1 爆破方程選取及模型建立

巖石爆破過程是一個涉及多種載荷形式下多相介質(zhì)瞬時耦合作用的復(fù)雜過程，至今尚未形成一整套系統(tǒng)完整、能夠適用于不同條件的爆破理論。因此，結(jié)合上文對深孔頂板預(yù)裂爆破過程分析可知，針對爆破模擬方程和狀態(tài)方程設(shè)定一個固定算法，筆者在借鑒前人研究成果的基礎(chǔ)上，巖石參數(shù)算法采用經(jīng)典拉格朗日算法；乳化炸藥爆炸壓縮空氣的變形算法采用ALE算法，此算法結(jié)合了拉格朗日算法和流變算法，能夠滿足對大變形炸藥應(yīng)力波及空氣進行模擬。

在模擬計算中,選用LS-DYNA中的高能炸藥材料來模擬炸藥單元，查詢LS-DYNA手冊和文獻[17]可知，采用JWL狀態(tài)方程分析耦合裝藥下的爆破壓力為

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式中，P為爆破壓力，MPa；A，B為炸藥屬性參數(shù)，本文采用的是乳化炸藥，參數(shù)分別取為21 400 GPa和18.2 GPa;V為初始相對體積;R1，R2，ω為炸藥參數(shù)，分別取4.2，0.95和0.30；E0為初始比內(nèi)能，取4.2 GPa。

采用線性多項式狀態(tài)方程[17]：

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+ (C4+C5μ+C6μ2)E0

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其中，μ為氣體的當前密度與初始密度之比，多項式參數(shù)C0取0.1、C4取0.4、C5取0.4，C1，C2，C3，C6均設(shè)置為0。上述模型參數(shù)設(shè)置完成之后，將生成的運算文件導(dǎo)入ANSYS軟件中的LS-DYNA模塊，進行數(shù)值模擬運算。受實際問題的復(fù)雜性和計算機性能限制，在充分考慮不同爆孔布孔方式對比優(yōu)劣及兼顧傾斜炮孔建模難度的基礎(chǔ)上，采用PROE軟件進行初期矩形巷道三維建型并將其導(dǎo)入Hypermesh軟件中，采用自動劃分法進行網(wǎng)格劃分，模型除頂板面外，其余5個面均設(shè)置為無反射邊界條件，即當應(yīng)力波傳遞至無反射邊界面時，會繼續(xù)向外傳遞直至耗散，當應(yīng)力波傳遞至頂板面時，會發(fā)生反射，繼續(xù)對巖體進行作用，模型尺寸80 m×80 m×30 m，網(wǎng)格數(shù)為25萬個，模型相關(guān)參數(shù)見表1。

表1 爆破模擬相關(guān)參數(shù)

2.2 模擬方案

實際工程中，炮孔沿著巷道頂板向上鉆入。受計算機工作能力限制，筆者僅對爆破裝藥的局部區(qū)域進行了模擬，沒有進行涵蓋巷道、工作面等宏觀尺寸的建模。重點對比直線式、三花式和深淺組合式3種不同爆孔布置方式下，爆孔間距和爆孔深度對頂板預(yù)裂爆破效果的影響，因此設(shè)計模型形狀為矩形，模型范圍包括相鄰3個炮孔的范圍，具體模擬方案設(shè)計見表2。為了對比3種布孔方案的爆破效果，選取垂直于裝藥中點位置的剖面進行模擬分析。論文后續(xù)章節(jié)云圖和監(jiān)測點的選取也是在這一剖面選取。模擬是對炸藥布置的局部區(qū)域的簡化模擬，因此設(shè)置了其中一個面為自由面，其余5個面為無反射邊界面，自由面的方向和炮孔的方向是相交的，所以在圖2中呈現(xiàn)為朝右的，對模擬結(jié)果沒有影響；裝藥半徑50 mm，裝藥長度8 m；3種布孔方案的孔間距均為沿中線位置的投影距離。圖2展示了3種布孔方案的模型示意。

表2 不同爆孔布置方式下爆破效果模擬方案

圖2 3種布孔方案的模型示意Fig.2 Schematic diagram of the three hole layout model

按照以上模擬方案，分別提取爆破后的Mises等效應(yīng)力云圖、塑性破壞區(qū)以及典型質(zhì)點的有效應(yīng)力和位移變化趨勢4個指標進行評估。同時，由于爆破屬于瞬態(tài)作用過程，對巖體的作用時間一般在5 ms以內(nèi)，因此本模擬分別記錄了直線式、三花式、深淺組合式3種不同爆孔布置方案下，爆孔起爆后5 ms內(nèi)的各評價參量的演化過程。

2.3 模擬結(jié)果分析

由于模擬數(shù)量較大，筆者僅對爆孔間距為8 m條件下，3種不同爆孔布置方式的爆破效果進行對比分析。同時，為了便于分析，每個對比參量的選取時間均為0.4，2.5，4.4 ms三個不同時刻的變化量，3種布置方案的圖形展示依次為直線式、三花式和深淺組合式。

2.3.1不同布孔方式下Mises應(yīng)力云圖

Mises強度準則認為形狀改變比能是材料破壞的主要原因。采用Mises等效應(yīng)力云圖，可以反應(yīng)爆炸能量的擴散規(guī)律以及炸藥爆炸的能量范圍和大小。Mises應(yīng)力值越高，影響范圍越大，衰減速度越慢，爆破效果越好。圖3為3種不同布孔方式下Mises應(yīng)力云圖。應(yīng)力波傳遞周期在0.6～0.8 ms，并且每個傳遞周期，應(yīng)力波都有一定的衰減，拉伸破碎能力逐漸降低。在第1個應(yīng)力波傳遞周期，3種爆孔布置方案Mises等效應(yīng)力云圖基本相同。但自第2個傳遞周期開始，Mises應(yīng)力峰值和范圍明顯表現(xiàn)為深淺組合式>三花式>直線式。在隨后的幾個傳遞周期中，3種布孔方案的應(yīng)力波均迅速衰減，但衰減速度呈深淺組合式<三花式<直線式分布。由此可見，在Mises應(yīng)力峰值大小、作用范圍以及作用時間上，深淺組合式布孔方案優(yōu)于三花式和直線式，分析原因在于深淺組合式布置方案提高了爆破的分形維數(shù)，增加了爆破裂隙及裂隙多向發(fā)展的可能性，這些裂隙有助于應(yīng)力波的反射，降低能量衰減速度，延長了爆破衰減能量作用巖石的時間，同時高壓爆轟氣體進入裂隙進一步促進了裂隙的擴展和發(fā)育，從而使得爆破效果更好。

2.3.2塑性破壞區(qū)分析

對于巖石而言，一般認為當巖石應(yīng)變達到0.003時，開始發(fā)生塑性變形，達到0.005時即發(fā)生了破壞。對于爆破沖擊載荷作用下，其應(yīng)力應(yīng)變過程更加復(fù)雜，塑性變形大于0.003時可能就會產(chǎn)生裂隙，局部甚至可能已經(jīng)發(fā)生斷裂。從圖4可以看出，在開始階段，3種方案下的巖石塑性區(qū)形態(tài)類似，形成圓形或類圓形的塑性區(qū)域。隨著應(yīng)力波的持續(xù)作用，塑性區(qū)域逐漸擴大并在2.5 ms時達到最大，之后塑性區(qū)范圍變化不明顯，但塑性區(qū)的塑性變形持續(xù)增大，說明衰減后的爆炸應(yīng)力波對塑性區(qū)或破碎區(qū)的作用仍然持續(xù)，圖中深淺組合式的塑性區(qū)變形明顯大于三花式和直線式。同時，盡管3種方案在炮孔附近的損傷分布范圍基本相同，但總體分布形態(tài)有很大不同。實際工程中，受到巖石復(fù)雜應(yīng)力和節(jié)理裂隙面的影響，相鄰炮孔間的爆破近似呈直線，且這條直線是具有一定寬度的帶狀直線。直線式布孔方案爆破后整個破碎區(qū)近似連成一條直線，三花式和深淺組合式布孔方案爆破后的破碎區(qū)成鋸齒狀，巖體中裂紋分叉更多，斷面粗糙度更高。從分形幾何和巖石爆破損傷模型來看，深淺組合式和三花式布孔方案爆破后的分形維數(shù)要大于直線式，爆炸能量利用更充分，爆破塊度更碎裂均勻。這有助于形成較寬范圍的破碎帶，使得頂板及時破斷。

2.3.3位移場及有效應(yīng)力場分析

由于位移場和應(yīng)力場后處理信息較大，這里只選取3個典型位置的位移場和2個關(guān)鍵點位應(yīng)力場變化進行觀測。設(shè)置位移觀測點的目的是為了觀測爆破過程中發(fā)生塑性變形區(qū)域的效果。在三花布孔方案中，由于3個炮孔呈三角形分布，受三孔釋放能量交叉影響，在三孔橫向中線的爆破效果最好。前人的研究認為巖石爆破的破碎區(qū)直徑為炮孔直徑的5～6倍，裂隙或損傷區(qū)直徑為10～20倍甚至更多[18]。因此分別在距離炮孔直徑20倍距離的正上方邊緣和正下方邊緣處分別選取觀測點進行位移觀測。應(yīng)力觀測點的選取需要考慮到相鄰炮孔間的相互作用，觀測應(yīng)力波傳遞過程中，相鄰爆破孔之間的相互影響，故應(yīng)力觀測點選在相鄰炮孔連線的中點上。測點布置方案及觀測結(jié)果如圖5，6所示。

圖5 不同炮孔間距下位移-應(yīng)力測點布置Fig.5 Displacement-stress measuring points with different borehole spacing

圖6 不同布孔方式下位移場及有效應(yīng)力變化曲線Fig.6 Curves of displacement field and effective stress under different borehole arrangement

從圖6(a)可以看出，整體而言，爆破初始階段，3種布孔方案下的觀測點位置迅速增大，大約在2.5 ms處位移曲線變化斜率逐漸減小，這與前面Mises有效應(yīng)力經(jīng)過3個傳遞周期后大幅減弱以及塑性破壞區(qū)2.5 ms后不再繼續(xù)擴展相吻合。但分項對比發(fā)現(xiàn)，位移場的變化速度及峰值總體呈深淺組合式>三花式>直線式，但深淺組合式和三花式后期差別不大，這說明隨著這2種布孔方案分形維數(shù)的提高，應(yīng)力疊加更加復(fù)雜，破巖碎石效果更好。

從圖6(b)可以看出，在爆炸開始后的第1個應(yīng)力波傳遞周期，3種方案下的Mises有效應(yīng)力均急劇增長至峰值后迅速降低，區(qū)分并不明顯。但從第2個開始的后續(xù)幾個應(yīng)力波傳遞周期里，雖然3種方案的Mises有效應(yīng)力均因?qū)r石產(chǎn)生反向拉伸破壞作用而明顯衰減，但深淺組合式布孔方式的Mises有效應(yīng)力幅值整體高于三花式和直線式布孔方案。由于Mises應(yīng)力的大小決定了應(yīng)力波對巖體拉伸作用產(chǎn)生裂隙數(shù)量和大小，Mises有效應(yīng)力越大，則應(yīng)力波拉伸能量越強，產(chǎn)生的裂隙越多。同時，通過統(tǒng)計3種布孔方案的不同布孔間距下的位移峰值點和有效應(yīng)力峰值點也可證明，深淺組合式布置方案對巖石拉壞作用最強，能量衰減速率最慢，這將會使得巖石巖石裂隙或損傷區(qū)擴展范圍更大，具體對比結(jié)果見表3。

同理，通過對比相同布孔方式，不同爆孔間距下，爆破過程中位移峰值和有效應(yīng)力峰值距離觀測點的距離統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，隨著爆孔間距的減小，位移峰值點和有效應(yīng)力峰值點距離測點越遠，巖石破碎塑性區(qū)以及裂隙區(qū)擴展范圍越大，爆破預(yù)裂效果越好，限于篇幅，具體對比情況另行撰文詳述。

3 深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖工程實踐

3.1 工程現(xiàn)場概況

內(nèi)蒙古巴彥高勒煤礦31103工作面是11盤區(qū)第3個回采工作面，工作面采用雙巷布置留巷方式，工作面傾向長度260 m，走向長度3 578 m，區(qū)段煤柱寬30 m，平均埋深600 m，煤層平均厚度為5.42 m，傾角為1.5°，采用走向長壁綜合機械化一次采全高采煤法，全垮落法管理頂板，工作面在回采過程中多次發(fā)生沖擊地壓顯現(xiàn)。分析原因一方面是煤層上方50 m范圍內(nèi)存在3層10 m以上厚硬頂板，經(jīng)鑒定頂板及煤層均具有弱沖擊傾向性，厚硬頂板的變形垮斷對工作面礦壓影響顯著。另一方面，采用套孔應(yīng)力解除法實測得出，該區(qū)地應(yīng)力場以水平構(gòu)造應(yīng)力為主導(dǎo)，最大主應(yīng)力值為29.45 MPa，最大主應(yīng)力方向平均為100.72°，總體近似于東西向，恰好與311103工作面巷道走向垂直，巷道圍巖受區(qū)域擠壓應(yīng)力最大，巷道頂?shù)装逡子谙蛳锏揽臻g發(fā)生屈曲變形并積聚彈性應(yīng)變能。此外，由于回風巷因先后經(jīng)歷2次采掘擾動影響，在采動應(yīng)力、上覆巖層自重應(yīng)力和區(qū)域構(gòu)造應(yīng)力疊加作用下，區(qū)段煤柱形成高應(yīng)力集中，當作用于煤柱上方采空區(qū)側(cè)向厚硬頂板發(fā)生突然破斷時，形成的動載與煤柱高靜載疊加，誘發(fā)煤柱沖擊，造成區(qū)段煤柱下部底板大面積沖出，最大底臌量達到1.5 m，如圖7所示。

圖7 31103回風巷區(qū)段煤柱沖擊現(xiàn)場Fig.7 Dynamic pressure display site at air return roadway of 311103 working face

為此，自2015年12月開始，采用深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖技術(shù)，對回風巷區(qū)段煤柱上方厚硬頂板的垮斷位置進行優(yōu)化，避免側(cè)向形成長距離懸露擠壓煤柱。

3.2 爆破參數(shù)設(shè)計

(1)爆破層位的確定。根據(jù)31103工作面地質(zhì)綜合柱狀圖并結(jié)合工作面后方采空區(qū)頂板垮斷情況觀測結(jié)果，將工作面相關(guān)參數(shù)代入覆巖理論垮落高度及基本頂進入垮落帶判別計算公式[18]，計算得出理論垮落高度約為17 m。

假定砂質(zhì)泥巖全部垮落，其余煤層的累積碎脹高度僅為2.52 m，仍無法充分回填采空區(qū)空間，說明上部的2層厚度10 m以上中粒砂巖均參加了巖層運動，且這2層巖層的回轉(zhuǎn)垮冒對回風巷區(qū)段煤柱受力影響顯著，需爆破處理這2個層位。結(jié)合前文數(shù)值模擬分析結(jié)果并考慮現(xiàn)場施工條件，確定對回風巷兩側(cè)頂板進行預(yù)裂爆破，爆破鉆孔深度分別為35 m和45 m，鉆孔角度均為45°。

(2)爆孔間距優(yōu)化設(shè)計。由深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖機理分析可知，只要保證相鄰爆孔爆破后裂隙區(qū)能夠貫通，形成孔間卸壓帶或貫穿裂隙帶即可。依據(jù)破碎區(qū)估計公式、裂隙區(qū)計算公式和單米裝藥量計算公式[18]，計算得出不耦合裝藥條件下，頂板中粒砂巖層爆破破碎區(qū)半徑為440.19 mm，裂隙區(qū)半徑為2 250.93 mm，單米裝藥量Lc為0.51 kg，計算得出孔間距為5.45 m，兩孔裝藥量分別為15 kg和18 kg。但考慮現(xiàn)場施工成本并結(jié)合31102工作面相鄰2次沖擊地壓顯現(xiàn)平均間距36 m和31103工作面上覆巖層大、小周期來壓步距13.5～54.0 m，最終確定爆孔間距為10 m。計算所需相關(guān)參數(shù)見表4。

表4 回風巷深孔頂板爆破鉆孔間距計算相關(guān)參數(shù)

(3)為了降低爆破壓縮波作用時間，增加裂隙區(qū)的擴展半徑，采用不耦合裝藥，其中炮孔直經(jīng)為65 mm，炸藥直徑為50 mm，不耦合系數(shù)為1.3，以3～5支乳化炸藥藥卷(規(guī)格為：φ50 mm×460 mm×1 000 g)作為一個起爆單元，每個起爆單元使用雙雷管并用引線引出，采用專用封孔水泥藥卷進行封孔。

為了充分對比直線式、三花式以及深淺孔組合式3種不同爆孔布置方式下，深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖防治效果，根據(jù)31103工作面回風巷頂板賦存條件及巖石力學(xué)特性，詳細設(shè)計了以下3種不同爆破施工設(shè)計方案，如圖8所示，其中詳細爆孔施工參數(shù)詳見表5，采用連續(xù)裝藥方式，單孔起爆。

圖8 31103回風巷3種不同爆孔布置方案下深孔斷頂爆破設(shè)計示意Fig.8 Three different design drawings of the roof pre-blasting in air return roadway at 31103 working face

表5 31103回風巷炮眼施工爆破參數(shù)

3.3 深孔頂板預(yù)裂爆破防沖效果檢驗

為了全面系統(tǒng)評價深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖效果，對31103工作面回風巷不同回采時段的覆巖整體變形破斷微震信息和工作面局部礦壓變化進行對比。試驗地段主要集中在工作面“二次見方”區(qū)域以外(距開切眼368 m處，該位置之前頂板未采取防沖措施)至回風巷6號聯(lián)絡(luò)巷附近(距開切眼2 097 m)，分別采用直線式、三花式以及深淺孔組合式3種不同布孔組合方案進行頂板爆破試驗，試驗巷道累計長度1 729 m，共分4個不同區(qū)域，其中煤礦因證照手續(xù)等多種因素影響，導(dǎo)致炸藥無法連續(xù)供應(yīng)，現(xiàn)場頂板爆破期間人為造成了局部頂板未處理區(qū)域，這也為頂板預(yù)裂爆破有效性分析及不同爆破方案的對比提供了參考。

3.3.1采場覆巖微震事件對比分析

通過對頂板預(yù)裂爆破施工位置及爆孔布置情況進行統(tǒng)計，根據(jù)爆破施工工藝及采場覆巖微震顯現(xiàn)程度不同，將回風巷礦壓顯現(xiàn)劃分為5個不同階段，其中不同階段頂板爆破施工情況及對應(yīng)回采期間的礦壓顯現(xiàn)、微震事件分布情況如圖9及表6所示。

圖9 31103回風巷各區(qū)深孔頂板預(yù)裂爆破施工位置及礦壓顯現(xiàn)對比Fig. 9 Comparison of pre-blasting site of deep hole roof and pressure in areas at air return roadway of 31103 working face

表6 31103回風巷各區(qū)深孔頂板預(yù)裂爆破施工位置及微震監(jiān)測數(shù)據(jù)

從圖9可以看出，在未斷頂區(qū)域回采期間，井下煤炮事件不斷，累計發(fā)生13起能級為104J微震事件，1起能級為105J微震事件，每米釋放能量達到7 065.2 J，進入工作面“二次見方”區(qū)域后，巷道底臌和兩幫變形量明顯增大，超前支架泄壓閥打開及區(qū)域漏頂現(xiàn)象不斷，影響了工作面的正常推采；在Ⅰ區(qū)回采期間，由于巷道兩側(cè)施工深淺組合式頂板預(yù)裂爆破措施，微震事件及巷道礦壓顯現(xiàn)明顯好轉(zhuǎn)，累計僅發(fā)生5起小能量微震事件，即便在工作面三次見方位置，巷道變形及底臌量明顯小于“二次見方”期間，說明深孔頂板預(yù)裂爆破有效控制了側(cè)向頂板的垮斷結(jié)構(gòu)，降低了巷道的整體應(yīng)力；在Ⅱ區(qū)回采期間，采用三花式爆孔布置方式處理頂板，但由于受炸藥供應(yīng)的影響，該區(qū)域僅施工4個爆孔，大約有180 m的頂板未處理，造成了頂板周期性結(jié)構(gòu)破斷失衡，能量及應(yīng)力傳遞不連續(xù)，先后6次發(fā)生動壓顯現(xiàn)，其中包括累計造成巷道破壞達300 m長的 “8·26”強礦壓顯現(xiàn)；在Ⅲ區(qū)回采期間，由于炸藥恢復(fù)供應(yīng)，繼續(xù)采用三花式爆孔布置預(yù)裂頂板，未發(fā)生較大礦壓顯現(xiàn)，其中9月22日在工作面中部發(fā)生了一起能量為1.1×105J微震事件，距離巷道較遠未造成破壞。此次微震事件也從側(cè)面證明了，深孔頂板預(yù)裂爆破通過對上覆巖層垮斷結(jié)構(gòu)的控制，將作用于巷道圍巖上的應(yīng)力向工作面深部轉(zhuǎn)移，避免了頂板彈性能釋放而造成巷道受損破壞；在Ⅳ區(qū)回采期間，由于炸藥供應(yīng)不及時將深孔頂板預(yù)裂爆破方案調(diào)整為單側(cè)直線式布孔，微震事件和礦壓顯現(xiàn)強度較Ⅲ區(qū)明顯增加，推進該區(qū)22 m時發(fā)生一次強礦壓顯現(xiàn)，造成工作面超前100～180 m內(nèi)巷道嚴重底臌，部分區(qū)域頂板冒落高度達1.5 m。后期將爆破方案調(diào)整為兩幫對稱卸壓后，微震數(shù)量和礦壓顯現(xiàn)明顯好轉(zhuǎn)。

此外，通過對31103工作面回風巷5個不同深孔頂板預(yù)裂爆破區(qū)域微震應(yīng)力云圖和能量直方圖統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，當工作面由未斷頂區(qū)域進入Ⅰ區(qū)過程中，微震以巖體裂隙擴展的小能量事件為主，大能量事件較少，頂板積聚大量彈性變形能；Ⅰ區(qū)后半段至Ⅱ區(qū)前半段之間，因頂板預(yù)裂爆破不連續(xù)，微震活動明顯減弱，局部出現(xiàn)“缺震”現(xiàn)象，說明該區(qū)域頂板結(jié)構(gòu)垮斷不連續(xù)，高低位巖層運動不協(xié)調(diào)，側(cè)向形成了懸頂結(jié)構(gòu)，進而導(dǎo)致“8·26”強礦壓顯現(xiàn)的發(fā)生；進入Ⅲ區(qū)以后，高應(yīng)力區(qū)整體向工作面中部轉(zhuǎn)移，在9月20日前后出現(xiàn)2～3 d的“缺震”現(xiàn)象，之后發(fā)生了1起105J 微震事件，推測為高位巖層運動破斷所致；由Ⅲ區(qū)進入Ⅳ區(qū)期間，因生產(chǎn)幫側(cè)未實施頂板預(yù)裂爆破，上覆高低位巖層破斷結(jié)構(gòu)再次受到影響，造成側(cè)向頂板因懸露過長而發(fā)生能量積聚，導(dǎo)致“10·28”強礦壓顯現(xiàn)發(fā)生。由此可見，當工作面由未斷頂區(qū)域進入斷頂區(qū)域或者進出相鄰不同斷頂預(yù)裂設(shè)計施工區(qū)域時，因人為造成上覆頂板巖層結(jié)構(gòu)運動不協(xié)調(diào)，應(yīng)力與能量傳遞不連續(xù)，積聚在上覆厚硬巖層內(nèi)的彈性變性能釋放不均勻或不充分而局部區(qū)域形成高應(yīng)力集中，當能量積聚到一定程度時，在外在擾動應(yīng)力的作用下易發(fā)生強礦壓顯現(xiàn)，誘發(fā)沖擊地壓。同時，當在這些區(qū)域微震監(jiān)測出現(xiàn)“缺震”現(xiàn)象時(圖10中的粉框)，可將其作為沖擊地壓發(fā)生的典型預(yù)測前兆。

圖10 31103回風巷各區(qū)域微震應(yīng)力及微震能量對比Fig.10 Comparison of microseismic stress and energy in each region of air return roadway in 31103 working face

3.3.2工作面支架工作阻力對比分析

選取工作面下端頭靠近回風巷側(cè)下部的10架液壓支架作為觀測對象，記錄工作面過6號聯(lián)絡(luò)巷期間的支架工作阻力情況，進而評估頂板預(yù)裂爆破的效果，這期間工作面支架工作阻力曲線如圖11所示。

從圖11可以看出，工作面推采經(jīng)過6號聯(lián)絡(luò)巷期間，先后出現(xiàn)8次周期來壓，平均2 d/次，來壓步距14.5 m，較未采取斷頂爆破來壓步距減小了10 m，來壓周期較小1.5 d，來壓能量也大幅度減弱。分析原因在于由于回風巷兩側(cè)預(yù)先施工了頂板深孔爆破措施，分別在低位、高位厚硬巖層中人為制造了斷裂弱面，當工作面進入該區(qū)域回采時，在超前支承壓力和側(cè)向支承壓力的作用下，回風巷上方頂板沿斷裂弱面垮斷，懸露于區(qū)段煤柱上的擠壓應(yīng)力得以釋放，進而當工作面此間推過時，來壓周期和來壓強度明顯降低。

3.3.3鉆孔窺視及鉆屑量對比分析

采用4D超高清全智能孔內(nèi)電視對頂板預(yù)裂爆破前后的裂隙發(fā)育及擴展情況進行了窺視。方案如圖12所示。為便于對比，2個觀測孔選擇的觀測深度距孔口均為32 m，垂直高度22.4 m，位于中粒砂巖內(nèi)。

圖11 工作面過頂板預(yù)裂爆破區(qū)域支架工作阻力曲線Fig.11 Curves of support working face through in roof pre-blasting area

圖12 斷頂爆破觀測孔布置方案Fig.12 Observation hole for roof pre-blasting

圖13為爆破前后觀測孔裂隙發(fā)育情況。從圖13可以看出，在未進行爆破前，2個觀測孔所探測位置巖石比較完整，未發(fā)現(xiàn)明顯裂隙，其中1號觀測孔局部發(fā)現(xiàn)一條環(huán)形裂隙，2號觀測孔巖石相對完整，未見明顯裂隙。60號孔爆破后，1號觀測孔環(huán)形裂隙明顯增大，說明單孔有效影響距離超過8 m。2號觀測孔因距離爆孔較近，孔內(nèi)裂隙呈環(huán)形分布，以豎向張拉裂隙為主，且距離觀測點大約1 m(距孔口33 m左右)位置發(fā)生了塌孔，說明該位置受爆破沖擊最為嚴重，裂隙得道充分擴展貫通，頂板完整性得到破壞，起到了控制頂板破斷結(jié)構(gòu)，有效控制側(cè)向頂板破斷位置的防沖目的。

圖13 爆破前后2個觀測孔裂隙發(fā)育對比Fig.13 Contrast of fracture development of two observation holes before and after blasting

此外，通過對60號頂板預(yù)裂爆孔下方區(qū)段煤柱幫部，爆破前后煤柱鉆屑法監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，爆破前區(qū)段煤柱幫部鉆屑量峰值為4.84 kg/m，峰值位置距離巷幫7 m；爆破卸壓后，鉆屑量峰值降低為3.13 kg/m，峰值位置進一步向煤體深部轉(zhuǎn)移，距離巷幫9 m，說明頂板預(yù)裂爆破促進了區(qū)段煤柱上方側(cè)向懸露頂板的垮斷，釋放了高、低位厚硬巖層因回轉(zhuǎn)變形而積聚的彎曲彈性能量，應(yīng)力向采空區(qū)側(cè)轉(zhuǎn)移，如圖14所示。

圖14 頂板深孔預(yù)裂爆破前后鉆屑量變化Fig.14 Changes of cuttings before and after deep hole roof pre-blasting

4 結(jié) 論

(1)深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖原理一方面是利用爆破產(chǎn)生的強力沖擊動載破巖作用、高溫高壓高速爆轟氣體的沖擊氣楔作用和熱交換回彈拉伸作用對頂板進行損傷破壞，改變頂板巖體力學(xué)介質(zhì)屬性，降低巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)單元儲能能力，促使處于高能級非穩(wěn)定動態(tài)平衡狀態(tài)的彎曲厚硬頂板能量釋放并向低能級穩(wěn)定平衡轉(zhuǎn)變；另一方面利用相鄰爆孔之間裂隙的貫通形成巖層結(jié)構(gòu)破斷弱面，切斷頂板連續(xù)傳遞應(yīng)力和能量的條件，改變頂板巖層結(jié)構(gòu)力學(xué)效應(yīng)，使其在礦山壓力作用下沿預(yù)定位置彎曲破斷，具有弱化頂板巖層介質(zhì)力學(xué)屬性、優(yōu)化巖層破斷結(jié)構(gòu)和改善巷道圍巖整體結(jié)構(gòu)的雙重作用。

(2)利用ANSYS軟件中的LS-DYNA模塊，再考慮爆破氣楔作用和沖擊作用的基礎(chǔ)上，模擬分析了不同布孔方式、不同爆孔間距下深孔頂板預(yù)裂爆破效果。相比于直線式和三花式爆孔布孔方式，采用深淺組合式使得Mises有效應(yīng)力在作用范圍和作用時間上更加充分，增加了爆破裂隙密度及多向發(fā)展的可能性，延長了爆破衰減能量作用巖石的時間，致使塑性破壞區(qū)范圍更加發(fā)育，爆破塊度更加碎裂均勻，位移場速度變化和有效應(yīng)力峰值點距離觀測點最遠。在相同布孔方式下，隨著爆孔間距的減小，位移峰值點和有效應(yīng)力峰值點距離測點越遠，巖石破碎塑性區(qū)以及裂隙區(qū)擴展范圍越大，爆破預(yù)裂效果越好。

(3)采用多種監(jiān)測手段對試驗巷道不同回采時段的覆巖整體變形破斷微震信息和工作面局部礦壓變化進行綜合對比，充分驗證了深孔頂板預(yù)裂爆破力構(gòu)協(xié)同防沖效果。從現(xiàn)場頂板預(yù)裂爆破實際防沖過程中得出，深孔頂板預(yù)裂爆破要連續(xù)施工，盡量不要人為制造施工空白區(qū)。當工作面由未斷頂區(qū)域進入斷頂區(qū)域或者進出相鄰不同斷頂預(yù)裂設(shè)計施工區(qū)域時，因人為造成上覆頂板巖層結(jié)構(gòu)運動不協(xié)調(diào)，應(yīng)力與能量傳遞不連續(xù)，積聚在上覆厚硬巖層內(nèi)的彈性變性能釋放不均勻或不充分而局部區(qū)域形成高應(yīng)力集中，在外在擾動應(yīng)力的作用下易發(fā)生強礦壓顯現(xiàn)，誘發(fā)沖擊地壓。同時，當施工區(qū)域微震監(jiān)測出現(xiàn)“缺震”現(xiàn)象時，可將其作為沖擊地壓發(fā)生的典型預(yù)測前兆。