深孔爆破在小煤柱巷道頂板控制中的應用

畢慧杰，鄧志剛，李少剛，莫云龍，蘇振國

（1.煤炭科學技術研究院有限公司 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）

0 引 言

近年來煤礦沖擊地壓安全形勢愈加嚴峻。 影響沖擊地壓發(fā)生的因素主要有地質(zhì)因素、開采技術條件、現(xiàn)場安全管理等方面，而地質(zhì)因素中的堅硬頂板常被當做沖擊地壓防治的源頭［1－2］。 上區(qū)段工作面回采后，堅硬頂板形成冒落性差的側(cè)向懸頂結構，對下區(qū)段工作面回采巷道造成嚴重影響。 目前對煤層頂板的處理主要通過頂板水力壓裂和頂板爆破進行。 在頂板水力壓裂方面：黃炳香等［3－4］通過真三軸試驗系統(tǒng)揭示水壓裂縫擴展規(guī)律，提出水壓裂縫控制理論，并針對不同工程特點研發(fā)對應成套技術；康紅普等［5］以王臺鋪礦為背景，通過研究水力壓裂前后鉆孔附近煤層應力變化規(guī)律，揭示水力壓裂機理并評價壓裂效果；吳擁政等［6］通過定向水力壓裂削弱頂板懸頂效應，達到留巷的目的；蔡峰等［7］利用水力壓裂技術弱化堅硬頂板，減小圍巖應力，控制巷道變形；崔峰［8］利用水力壓裂技術實現(xiàn)對基本頂來壓步距的控制。 在頂板爆破方面：文獻［9－10］通過爆破切頂卸壓實現(xiàn)無煤柱開采，并對切頂機理和巷道圍巖變形規(guī)律進行研究；郭德勇等［11］在分析深孔聚能爆破裂隙擴展原理基礎上，設計頂板爆破方案，并進行爆破參數(shù)優(yōu)化；朱志潔等［12］對特厚煤層堅硬頂板礦壓顯現(xiàn)規(guī)律及圍巖變形進行分析，提出利用爆破切頂卸壓加恒阻吸能錨桿的圍巖控制方案。 此外，相關學者通過高壓注水軟化治理堅硬頂板，但該方法受巖層礦物成分影響較大，常當做輔助措施［13－14］；也有學者研究通過液態(tài)CO2相變致裂技術進行工作面強制放頂或頂板卸壓，該方法相比炸藥爆破安全性高但威力不足，目前多用于煤層預裂卸壓或增透［15－17］。 以巴彥高勒煤礦311307 工作面為研究背景，對小煤柱巷道頂板結構進行分析，結合理論計算和現(xiàn)場試驗確定頂板爆破卸壓參數(shù)，并通過微震監(jiān)測、震動波層析成像、支架工作阻力分析和現(xiàn)場觀測多種方法進行卸壓效果評價。

1 工程概況

巴彥高勒煤礦311307 工作面為13 盤區(qū)第2 個回采工作面，也是首個沿空回采工作面，位于13 盤區(qū)中北部，南部311306 工作面（13 盤區(qū)首采工作面）已回采完畢（圖1），兩工作面間留設寬6 m 小煤柱。 311307 工作面傾向長300 m，走向長2 470 m，平均埋深654.35 m，煤厚5.51～5.79 m，平均5.65 m，采用走向長壁綜采一次采全高采煤法。

圖1 工作面布置Fig.1 Layout of working face

311307 工作面所在地層構造形態(tài)為單斜構造，傾向300°～320°，傾角0°～3°，根據(jù)掘進過程實際揭露情況和三維地震勘探資料分析，工作面無斷層構造、巖漿巖侵入。 311307 回風巷一側(cè)為小煤柱，頂板多為細砂巖、粉砂巖等硬巖層，受311306 工作面采空區(qū)未充分穩(wěn)沉及本工作面回采擾動影響，小煤柱巷道將面臨嚴峻的巷道維護問題，需對巷道頂板采取相應的卸壓措施。

2 頂板弧形三角塊結構分析

根據(jù)基本頂?shù)摹癤”型破斷機理，上區(qū)段工作面回采后，在側(cè)向與下區(qū)段工作面連接處，基本頂破斷形成弧形三角塊B，巖塊B 回轉(zhuǎn)下沉，一端在采空區(qū)觸矸，另一端在下區(qū)段實體煤內(nèi)斷裂，其斷裂位置主要受直接頂、基本頂?shù)暮穸?、物理力學性質(zhì)及上覆巖層載荷等因素影響［18］。 巖塊A、B、C 相互咬合形成鉸接結構，巖塊B 在巖塊A、C 的擠壓夾持作用及下部巖體、矸石的支撐作用下基本保持穩(wěn)定。 同時，巖塊B 在自身彎矩作用下仍具有回轉(zhuǎn)下沉的趨勢，將形成高靜載應力，作用于下部圍巖支護體結構。

隨著本區(qū)段工作面不斷回采，在超前支承應力及回采擾動的影響下，可能導致巖塊B 發(fā)生進一步回轉(zhuǎn)下沉，破壞由巷道圍巖及煤柱組成的支護結構，引發(fā)沖擊地壓。 為避免該情況發(fā)生，需人為破斷頂板，控制巖塊B 在上區(qū)段采空區(qū)的懸伸長度，破壞基本頂鉸接結構和巖塊B 的整體性，減弱巖塊B 的回轉(zhuǎn)下沉作用。 為避免斷頂后斷裂頂板與巷道頂板相互作用而對巷道頂板產(chǎn)生不同程度的變形擾動影響，結合煤柱寬度及頂板結構，頂板斷裂線宜從煤柱外側(cè)向采空區(qū)偏轉(zhuǎn)一定角度，斷頂位置如圖2 所示。

圖2 頂板弧形三角塊結構Fig.2 Arc triangle block structure of roof

3 深孔爆破方案設計

巴彥高勒煤礦現(xiàn)有2 種常用的頂板卸壓技術：定向水力壓裂技術和深孔爆破斷頂技術。 定向水力壓裂技術主要通過在頂板特定位置預制割縫，并用專用封孔器封孔后，注入高壓水壓裂頂板巖層，該技術要求頂板巖層具有較好的完整性。 由于上區(qū)段工作面回采影響，煤柱側(cè)頂板完整性遭到破壞，低位頂板巖層裂隙較發(fā)育，高位巖層局部也存在微裂隙，若高壓液體沿裂隙弱面與低位巖層貫通，將造成高壓液大量流失，無法達到預期的頂板壓裂效果，因此，煤柱側(cè)頂板卸壓治理優(yōu)先選用深孔爆破斷頂技術。

3.1 爆破孔單孔布置參數(shù)

爆破孔深度和角度的設計取決于頂板斷裂位置的選擇。 根據(jù)311307 回風巷頂板巖層結構，確定預卸壓巖層為頂板厚10.67 m 的粉砂巖。 根據(jù)煤柱側(cè)頂板弧形三角塊結構原理，結合現(xiàn)場煤柱寬度為6 m，確定鉆孔爆破位置由煤柱縱向外邊緣開始，裝藥段深入目標巖層。 考慮設備能力及施工便捷性，鉆孔仰角不宜過大，需與煤壁成一定角度施工。 最終確定鉆孔深度為35 m，傾角60°，方位角120°（與煤壁夾角30°）。 根據(jù)頂板爆破層位、厚度，結合礦井爆破經(jīng)驗，確定裝藥段長度為15 m。 炸藥選用二級乳化炸藥，單卷長度300 mm，直徑35 mm，質(zhì)量300 g。 現(xiàn)場爆破孔成孔直徑為75 mm，考慮裝藥不耦合系數(shù)一般不大于1.5［19］，采用2 卷并排裝藥，可得單孔裝藥量30 kg，裝藥線密度2 kg／m。 圖3a、圖3b 為爆破孔布置剖面圖及平面圖，其中爆破孔間距通過理論計算和現(xiàn)場試驗確定。

圖3 爆破孔布置Fig.3 Blast hole layout

3.2 爆破孔間距

3.2.1 理論計算

將井下煤巖體看做無限延伸介質(zhì)，炸藥在鉆孔中爆炸后，根據(jù)破壞作用形式不同，由爆源位置往外依次分為：壓縮空腔、粉碎區(qū)、裂隙區(qū)、彈性震動區(qū)。深孔爆破斷頂主要通過鉆孔爆破后孔間裂隙發(fā)育、交叉重疊或貫通作用達到頂板預卸壓的作用，根據(jù)相關爆破理論，柱狀不耦合裝藥條件下爆破裂隙區(qū)半徑R［20］為

式中：σcd、σtd分別為煤巖體的動態(tài)抗壓、抗拉強度，MPa；β為應力波衰減指數(shù)；ρ0為炸藥密度，kg／m3；D為炸藥爆轟波速，m／s；n為孔壁壓力增大系數(shù)，一般取10；K為鉆孔裝藥徑向不耦合系數(shù)；γ為爆轟產(chǎn)物膨脹絕熱指數(shù)，通常為3；le為鉆孔裝藥軸向系數(shù)，采用軸向不留空氣柱裝藥時，le＝1；α為載荷傳播衰減指數(shù)，α＝2＋μd／（1－μd） ，其中μd為動態(tài)泊松比；B為側(cè)向應力系數(shù)，其計算與動態(tài)泊松比μd有關；r為鉆孔半徑，mm。

采用ZQJC－1000／11.0S 氣動架柱式鉆機施工頂板爆破孔，鉆頭直徑75 mm，所選用炸藥爆速為3 600 m／s，密度1 100 kg／m3。 裝藥采用2 卷并排捆綁式，徑向不耦合系數(shù)等效處理為1.3，軸向不留空氣柱。 結合頂板巖層煤巖物理力學參數(shù)試驗結果，計算得到爆破裂隙區(qū)半徑為3.31 m。 式（1）僅考慮了自重應力場，實際賦存環(huán)境中考慮構造應力場下巖體損傷作用，裂隙區(qū)應發(fā)育得更大。

3.2.2 現(xiàn)場爆破試驗

為更有效地研究爆破裂隙發(fā)育半徑，指導爆破孔設計，在超前工作面300 m 范圍外回風巷非生產(chǎn)幫布置2 個頂板爆破孔，仰角60°，間距30 m，在爆破孔兩側(cè)布置觀測孔，與爆破孔間距分別為2、4、6、8 m，仰角同樣為60°，如圖4 所示。

圖4 爆破試驗鉆孔布置Fig.4 Layout of borehole for blasting test

使用專用鉆孔窺視設備對觀測孔進行探測，選取具有代表性的深孔段（探測深度30 m），對比高位巖層爆破裂隙發(fā)育效果（圖5）。

圖5 爆破觀測孔裂隙發(fā)育情況Fig.5 Fracture development of blasting observation hole

由圖5 可知，距離爆破孔2 m 時，裂隙明顯，且發(fā)育有一條較大的軸向裂隙；距離爆破孔4 m 時，孔內(nèi)環(huán)狀裂隙較發(fā)育；距爆破孔6 m 時，裂隙明顯減少，發(fā)育有一條環(huán)狀裂隙且裂隙較窄；距離爆破孔8 m時，孔壁完整，未見裂隙發(fā)育。 由此可知，高位巖層本身較完整，爆破裂隙可發(fā)育到6 m，現(xiàn)場試驗與理論分析具有較好的一致性。 為保證爆破孔間裂隙貫通效果，根據(jù)觀測孔對比效果，取爆破孔間距為10 m。 結合前文研究，在311307 工作面回風巷布置頂板爆破孔進行頂板預卸壓。

4 卸壓效果分析

4.1 微震活動監(jiān)測分析

2019 年5 月份311307 工作面共回采了211.2 m，平均回采速度6.8 m／d，累計回采1 450.8 m。 在7 月份工作面回采區(qū)域，由于之前受炸藥供應及井下其他隊伍交叉施工等綜合因素影響，存在長達162 m的區(qū)域未施工斷頂爆破孔。 5 月份和7 月份311307工作面微震活動分布如圖6 所示，可以看出，工作面已回采區(qū)域微震事件在回風巷一側(cè)分布相對集中（圖6 中圈定區(qū)域），分析相鄰311306 工作面采空區(qū)頂板未充分穩(wěn)沉，加之工作面回采速度較快，在高強度回采擾動下，導致回風巷一側(cè)頂板活動頻繁?；夭删€前方約300 m 范圍，微震事件集中分布在回風巷側(cè)（圖6 中框定區(qū)域），分析主要為爆破斷頂誘發(fā)的頂板活動所致。

圖6 工作面微震事件分布情況Fig.6 Distribution of microseismic events in working face

對比圖6a 和圖6b 可得，當回采區(qū)域未進行爆破斷頂卸壓時，工作面大能量微震事件較多，7 月份監(jiān)測到能級大于102J 的微震事件206 起，總能量1.6×106J，能量大于104J 的微震事件17 起，釋放能量1.1×106J，占總能量的69%，且大能量微震事件多集中在回風巷一側(cè)。 當回采區(qū)域正常采取爆破斷頂措施時，工作面監(jiān)測到能級大于102J 的微震事件336 起，總能量1.2×106J，能量大于104J 的微震事件5 起，釋放能量2.3×105J，占總能量的19%，且回風巷一側(cè)大能量事件僅3 次，而能量較小的微震事件顯著增多。 在正常爆破斷頂區(qū)域，分析由于爆破斷頂?shù)念A卸壓作用，當工作面推過時，加之超前支承應力和采空區(qū)側(cè)向支承應力的影響，使得頂板積聚的能量以小能量微震事件的形式進行及時有效的釋放，在未爆破斷頂區(qū)域，小煤柱巷道頂板弧形三角塊結構未得到有效控制，在回采擾動影響下，頂板活動較為劇烈，大能量微震事件頻次增多，且能量釋放以大能量微震事件為主。

4.2 微震層析成像分析

相關試驗研究表明，震動波在煤巖體內(nèi)的傳播速度與其自身所受的應力具有正相關關系，基于這個原理，震動波層析成像技術為礦井沖擊地壓危險性評價及預警提供了有力支持。 震動波層析成像根據(jù)震源的不同分為人工激發(fā)震源和礦井開采誘發(fā)震源兩種，人工激發(fā)震源施工勞動量大、監(jiān)測范圍小且不便于進行動態(tài)監(jiān)測評價，適用于對特定小范圍區(qū)域進行波速反演分析，而將震動波層析成像技術與微震監(jiān)測結合起來，既擴大了監(jiān)測范圍，又便于長時間動態(tài)監(jiān)測分析。

以半個月為節(jié)點，對5 月份和7 月份的微震數(shù)據(jù)進行波速反演分析，如圖7 所示。 5 月份回采區(qū)域已提前進行了爆破斷頂卸壓，可以看到波速反演云圖中高波速區(qū)（高應力區(qū)）距離311307 回風巷較遠，隨著工作面回采，高波速區(qū)范圍減小，回風巷受高應力區(qū)的影響也呈現(xiàn)減小的趨勢，分析由于爆破斷頂預卸壓的作用，煤巖體中高應力區(qū)向遠離巷道的深部轉(zhuǎn)移。 7 月份波速云圖中，雖然區(qū)域內(nèi)波速范圍有所降低，但高應力區(qū)直接分布在311307 回風巷及煤柱上方，分析由于7 月份回采區(qū)域大部分未采取爆破斷頂卸壓措施，高應力區(qū)將直接對回采巷道和煤柱產(chǎn)生影響。

圖7 微震層析波速Fig.7 Microseismic tomographic velocity nephogram

4.3 支架工作阻力監(jiān)測分析

為進一步分析深孔爆破斷頂對小煤柱巷道頂板控制的效果，對311307 工作面靠近回風側(cè)綜采支架工作阻力進行分析。 311307 工作面共安裝液壓支架176 架，自運輸巷一側(cè)開始，在2 號支架安設第1臺壓力監(jiān)測分機，之后每8 架布置1 臺壓力監(jiān)測分機，共安裝22 臺監(jiān)測分機。 圖8 為回風側(cè)22 號監(jiān)測分站5 月份監(jiān)測數(shù)據(jù)曲線，圖中以支架平均工作壓力與支架工作壓力1 倍均方差之和作為周期來壓判據(jù)。 周期來壓統(tǒng)計結果見表1。

圖8 5 月份回風側(cè)支架工作阻力Fig.8 Working resistance of support at tailentry in May

由圖8 和表1 可知，5 月份，311307 工作面回風側(cè)共出現(xiàn)12 次周期來壓，來壓期間動載系數(shù)最大為1.33，最小為1.15，平均為1.20；來壓壓周期2 ～4 d，大多為2～3 d，平均為2.7 d；來壓步距最大23.8 m，最小14.8 m，平均來壓步距19.1 m。 分析由于5 月份工作面回采速度較快，加之煤柱頂板爆破卸壓的影響，回風側(cè)來壓周期較短且較穩(wěn)定，來壓步距主要在20 m 左右，平均19.1 m，約為爆破孔設計間距的2 倍，說明深孔爆破卸壓促進了頂板的斷裂，對頂板來壓起到了一定的控制作用。

表1 311307 工作面5 月份周期來壓步距統(tǒng)計Table 1 Statistics of periodic weighting steps in May of No.311307 working face

4.4 小煤柱巷道現(xiàn)場觀測

采用深孔爆破斷頂預卸壓措施對小煤柱巷道頂板進行控制，主要是通過切斷煤柱側(cè)頂板側(cè)向懸頂，減弱頂板回轉(zhuǎn)下沉作用對小煤柱的損壞，同時促進頂板能量釋放，對煤柱側(cè)頂板活動起到一定的控制作用，最終保障小煤柱巷道的穩(wěn)定性。

311307 工作面回風巷每隔50 m 設置1 組巷道變形觀測點，在斷頂區(qū)域和未斷頂區(qū)域各選取1 組測點，采用十字交叉法對巷道收斂變形進行觀測分析，因回風巷浮煤堆積、巷道起底等影響，頂?shù)装逡平恐袃H對頂板下沉量進行統(tǒng)計分析（圖9）。 由圖9 可知，未采取頂板爆破時，巷道兩幫變形最大為1 544 mm，頂板下沉量為920 mm，采取頂板爆破后，兩幫變形最大為335 mm，頂板下沉量僅為187 mm，分別較前者減少了78%和80%，巷道變形控制效果較為明顯。

圖9 巷道圍巖變形Fig.9 Deformation of roadway surrounding rock

經(jīng)現(xiàn)場考察，在正常爆破斷頂影響區(qū)域，回風巷超前支護區(qū)域外頂板輕微下沉，僅煤柱側(cè)存在幫鼓現(xiàn)象，未出現(xiàn)支護失效，而7 月份在未爆破斷頂區(qū)域，回風巷超前工作面65 m 范圍內(nèi)小煤柱一側(cè)煤體底角鼓幫現(xiàn)象較嚴重，局部位置煤體被壓出，小煤柱側(cè)和生產(chǎn)幫均出現(xiàn)不同程度的鋼帶變形、錨網(wǎng)斷裂失效現(xiàn)象（圖10）。 通過對比，驗證了深孔爆破斷頂對小煤柱巷道的保護作用。

圖10 巷道鼓幫及錨網(wǎng)斷裂現(xiàn)象Fig.10 Roadway side bulge and anchor mesh fracture

5 結 論

1）通過分析頂板弧形三角塊結構，得知保證小煤柱巷道穩(wěn)定性的關鍵是控制頂板弧形三角塊的側(cè)向懸頂，減弱其回轉(zhuǎn)下沉作用。

2）在確定頂板預裂位置的基礎上，分析確定頂板爆破孔單孔施工參數(shù)及裝藥參數(shù)；通過理論計算和現(xiàn)場爆破試驗分析確定爆破孔間距為10 m。

3）通過微震活動、微震層析成像分析，采取深孔爆破預卸壓措施后，頂板能量通過密集小能量事件釋放，有效減少了大能量事件的發(fā)生；煤巖體中高應力區(qū)向深部轉(zhuǎn)移，避免了對巷道的直接影響。

4）通過支架工作阻力分析及現(xiàn)場觀測，回風側(cè)頂板平均來壓步距約為爆破孔間距的2 倍，爆破斷頂對回風側(cè)頂板來壓起到了一定的控制作用；現(xiàn)場觀測對比表明，深孔爆破卸壓后，巷道圍巖變形得到了有效控制。