趙志鵬 ，閆瑞兵 ，叢俊余

（1.國家能源集團新疆能源有限責(zé)任公司, 新疆 烏魯木齊 830027；2.北京極道成然科技有限公司, 北京 100190）

0 引 言

堅硬頂板完整性好、單軸抗壓強度大、節(jié)理裂隙不發(fā)育，容易積聚的大量彈性能[1-5]，當彈性能突然釋放容易誘發(fā)沖擊地壓災(zāi)害，嚴重影響工作面正常生產(chǎn)、威脅作業(yè)人員人身安全。堅硬頂板控制技術(shù)一直是煤礦安全生產(chǎn)的重要環(huán)節(jié)。堅硬頂板條件下的沖擊地壓防治[6-8]目前主要采用的工程為堅硬頂板弱化卸壓。堅硬頂板控制技術(shù)一直是煤礦安全生產(chǎn)的重要環(huán)節(jié)，國內(nèi)外學(xué)者針對堅硬頂板控制技術(shù)取得了大量有用研究成果，目前弱化的方式有超前預(yù)裂爆破[9-10]、水力壓裂[11-12]、預(yù)裂爆破與水力壓裂耦合作用[13-15]以及同煤集團研發(fā)的鏈臂鋸智能切縫技術(shù)[16]。陸菜平等[17]對堅硬頂板誘發(fā)沖擊的微震效應(yīng)進行研究，李春睿[18]對堅硬頂板條件淺孔爆破與深孔爆破的對比研究以及深孔爆破炮孔合理參數(shù)的研究，何江等[19]對堅硬頂板條件下沖擊地壓誘發(fā)機理開展研究以及對沖擊進行分類，李新元等[20]對堅硬頂板斷裂過程中的能量積聚和釋放進行研究。國內(nèi)普遍采用頂板超前深孔預(yù)裂爆破[21-24]方法，應(yīng)用廣泛和成熟，但在現(xiàn)場施工過程中，常遇到爆破順序及時間不同步的問題，不同類型的前超前深孔預(yù)裂爆破順序?qū)こ绦Ч挠绊?。不同的爆破方案，引起的煤巖體裂隙發(fā)育在采場分布等影響。本文通過建立5 種超前深孔預(yù)裂爆破類型，采用數(shù)值模擬分析與現(xiàn)場實踐，重點對煤巖體應(yīng)力聚集區(qū)位置及轉(zhuǎn)移情況進行分析，為確定最優(yōu)超前深孔預(yù)裂爆破順序，提供依據(jù)。

1 工程背景

1.1 工作面概況

寬溝煤礦B2煤層的I010203 工作面東至運輸上山保護煤柱，南至井田邊界，北至I010201 工作面，之間留設(shè)煤柱15 m；工作面運輸帶水平標高為+1 318 m，工藝巷水平標高為+1 339 m，回風(fēng)巷水平標高為+1 365 m；工作面對應(yīng)地面標高為+1 612～+1 660 m。I010203 工作面傾斜長度192 m，可采走向長度1 469 m，采高3.2 m，放煤厚度6.3 m，工作面傾角平均14°。I010203 工作面上部為已開采的I010405、I010403 工作面采空區(qū)。I010203 工作面上部0～740 m 為I010405 工作面采空區(qū)，如圖1 所示。

圖1 工作面布置Fig.1 Arrangement of working face

根據(jù)地應(yīng)力測試結(jié)果，最大主應(yīng)力范圍為：17.2～18.9 MPa；中間主應(yīng)力范圍：8.5～10.9 MPa；最小主應(yīng)力范圍：5.50～7.37 MPa；最大主應(yīng)力方向為184°左右，主應(yīng)力與水平面的夾角皆為近水平方向（-9.9°～3.4°）。根據(jù)B2煤層沖擊傾向性鑒定結(jié)果，煤層平均單軸抗壓強度為25.87 MPa，具有弱沖擊傾向性；細砂巖直接頂，平均厚度19.3 m，單軸抗壓強度平均115.25 MPa，具有強沖擊傾向性，堅硬頂板厚度大、強度高、整體性強、結(jié)構(gòu)致密，構(gòu)造弱面和節(jié)理裂隙不發(fā)育，井下開采時頂板來壓強度高。B2煤層具體賦存見表1。

表1 頂?shù)装辶W(xué)性質(zhì)Table 1 Mechanical properties of roof and floor

2 堅硬頂板深孔預(yù)裂爆破參數(shù)

I010203 工作面頂板動載荷控制采取深孔預(yù)裂爆破的方法，計算分析頂板預(yù)裂爆破合理處理高度、確定爆破孔排距及炮孔布置方式。

2.1 堅硬頂板爆破預(yù)裂高度

根據(jù)關(guān)鍵層理論[25]計算可知，工作面上覆19.3 m的細砂巖為關(guān)鍵層。已知I010203 工作面采高Hc按平均為10.4 m，工作面設(shè)計采出率k取93%，設(shè)頂板崩落厚度為Hx，巖石碎脹系數(shù)為 ξ=1.25，冒落頂板能完全充填采空區(qū)，滿足如下公式：

根據(jù)工作面回采期間微震事件監(jiān)測，如圖2 所示，頂板運動及破壞高度特征推斷如下：

圖2 微震監(jiān)測覆巖破壞范圍Fig.2 Failure range of overburden monitored by microseismic

1）I 為垮落帶范圍，其高度為43 m，表現(xiàn)為微震事件分布密集且分層集中，斷裂等高能事件發(fā)生在該范圍。

2）II 為破壞充分發(fā)展范圍，其高度為68 m，表現(xiàn)為微震事件分布不集中，自下而上逐漸較少，主要以低能事件為主。

3）III 為破壞未充分發(fā)展范圍，其高度為101 m，表現(xiàn)為微震事件分布少，巖層有活動但未充分發(fā)展。

4）IV 為相鄰采空區(qū)垮落帶形態(tài)。

綜上所述，按照理論計算冒落高度38.7 m，微震監(jiān)測系統(tǒng)數(shù)據(jù)分析覆巖主要破裂發(fā)展高度43 m 以內(nèi)。同時，由于上覆巖層存在多層普氏系數(shù)f＞10 的巖層，其垮冒困難，無法確定采空區(qū)覆巖是否觸矸，可能存在局部空洞懸頂?shù)那闆r?，F(xiàn)場較強烈的礦壓顯現(xiàn)表明，動載頻繁參與頂板活動。因此確定I010203 工作面堅硬頂板深孔預(yù)裂爆破處理高度定為40 m。

2.2 炮孔間距

采用深孔爆破弱化頂板，一般炮孔直徑在50～94 mm。當炮孔直徑較小時，裝藥比較困難，而且爆破影響范圍與炮孔爆破直徑成正比關(guān)系，炮孔孔徑小爆破效果較差，但當炮孔直徑太大時，封泥困難，會影響爆破效果。因此，根據(jù)現(xiàn)場情況及設(shè)備配置，深孔爆破炮孔直徑選Φ94 mm。

炸藥爆炸后，從爆源向外依次形成壓碎區(qū)、裂隙區(qū)和震動區(qū)，炮孔爆破后各區(qū)分布示意如圖3 所示。計算爆破作用下產(chǎn)生的裂隙區(qū)范圍，可以確定合理的炮孔間距。由于爆破是在無自由面情況下進行的，不耦合裝藥時，按爆炸應(yīng)力波計算卸壓爆破的裂隙區(qū)范圍。

圖3 炮孔爆破后各區(qū)分布示意Fig.3 Sketch map of distribution of each zone after hole blasting

不耦合裝藥爆破，作用于孔壁上的徑向應(yīng)力峰值，即初始沖擊壓力為Pr；炮孔周圍爆破后煤層的裂隙區(qū)半徑R[26]為：

式中：ρe為炸藥密度，取1.27×103kg/m3；D為爆速4 400 m/s；dc、db分別為炸藥和炮孔直徑，取?80 mm和?94 mm；n為爆生氣體碰撞巖壁時產(chǎn)生的應(yīng)力增大倍數(shù)，n＝8～12，取10；b為巖石的泊松比，取0.25；σt為抗拉強度，取7.48 MPa；a為衰減指數(shù)，取1.3；rb為炮孔半徑，取47 mm。

根據(jù)上述頂板的力學(xué)參數(shù)和3 號乳化炸藥性能參數(shù)，得到初始沖擊壓力Pr=11 678 MPa、炮孔周圍爆破后裂隙區(qū)半徑4.65 m。

根據(jù)炮孔排距理論公式：

式中：m為鄰近系數(shù)，取3；w為最小抵抗線，根據(jù)炮孔直徑取2.5～4.0。鉆孔直徑94 mm 時，孔排距s=7.5～12 m。

綜上炮孔周邊爆破后圍巖裂隙區(qū)半徑計算和理論計算，炮孔間距取10 m，后續(xù)施工過程中根據(jù)現(xiàn)場觀測及監(jiān)測數(shù)據(jù)分析，可進一步優(yōu)化爆破炮孔間距。

2.3 爆破孔布置方式

I010203 工作面在超前30 m 進行頂板深孔預(yù)裂爆破，根據(jù)現(xiàn)場頂板條件、關(guān)鍵層位置、爆破巖層層位等綜合確定，開孔位置選擇在巷道肩部位置附近，炮孔采用扇形布置，分別從上I010203 工作面回風(fēng)巷、運輸巷、工藝巷施工爆破工程，爆破孔每排施工16 個，排距10 m，爆破孔最大孔深49 m，最小孔深31 m，平均孔深40 m，封孔長度平均15 m，最大仰角81°，最小仰角12°，扇形爆破孔平均夾角13°。具體布置如圖4 所示。

圖4 超前深孔預(yù)裂爆破Fig.4 Advanced deep hole presplitting blasting

3 爆破方案

3.1 超前深孔預(yù)裂爆破方案

現(xiàn)分5 種爆破方案分別為①“一字型”：運輸巷長度＝工藝巷長度＝回風(fēng)巷長度，如圖5a 所示；②“正斜一字型”：運輸巷長度＞工藝巷長度＞回風(fēng)巷長度，如圖5b 所示；③“反斜一字型”：運輸巷長度＜工藝巷長度＜回風(fēng)巷長度，如圖5c 所示；④“正三角型”：運輸巷長度＜工藝巷長度＞回風(fēng)巷長度，如圖5d 所示；⑤“反三角型”：運輸巷L(fēng)長度工藝巷長度＜回風(fēng)巷長度，如圖5e 所示。

圖5 超前深孔預(yù)裂爆破區(qū)域類型Fig.5 Zone type of advanced deep-hole presplitting blasting

3.2 數(shù)值模擬對比不同方案裂隙發(fā)育度

采用塊體動力學(xué)軟件GDEM-BlockDyna，基于有限、離散單元法耦合實現(xiàn)的從連續(xù)變形到破裂運動的動態(tài)全過程模擬的數(shù)值分析軟件，其核心為基于拉格朗日方程的連續(xù)－非連續(xù)單元方法(continuous discontinuous element method，CDEM)。Block-Dyna 能夠很好的描述高地應(yīng)力下巖體變形破壞的非線性力學(xué)行為，采用顯式計算方法求解非線性、動態(tài)、病態(tài)的非穩(wěn)定問題，系統(tǒng)失穩(wěn)后也可以給出任意時刻系統(tǒng)的宏觀表現(xiàn)形式。采用朗道爆炸模型實現(xiàn)了爆炸作用力的精確計算，該模型的輸入?yún)?shù)包括裝藥密度，炸藥爆速、爆熱及點火點位置。通過塊體邊界及內(nèi)部的斷裂，可模擬巖爆孕育的漸進破壞全過程[27]。

依據(jù)寬溝煤礦工作面寬度尺寸，建立了工作面超前預(yù)裂爆破作用下裂隙發(fā)育變形數(shù)值模擬三維計算模型，針對煤體設(shè)計模型尺寸長×寬×高為240 m×192 m×54.7 m，三邊及底部固支邊界條件，炮孔工作面100 m，煤體靜力計算采用Mohr-Coulomb 脆性斷裂本構(gòu)，動力學(xué)計算將上階段計算位移、速度進行清零，將位移約束和應(yīng)力邊界更改為黏性邊界條件，目的是在進行動力學(xué)計算時，黏性邊界會將傳遞至此的應(yīng)力波進行吸收，以避免應(yīng)力波的虛假反射。如圖6 所示。煤巖體物理力學(xué)特征參數(shù)見表2，乳膠基質(zhì)炸藥特征參數(shù)見表3。

圖6 數(shù)值模擬模型Fig.6 Numerical simulation model

表2 煤體物理力學(xué)特征參數(shù)Table 2 Physical and mechanical characteristic parameters of coal

表3 乳膠基質(zhì)炸藥特征參數(shù)Table 3 Characteristic parameters of emulsion matrix explosives

3.3 爆破效果分析

煤體爆破后，在沖擊波影響下，炮孔周邊及工作面出現(xiàn)明顯的裂隙，對頂煤的冒放性及頂板的垮落有明顯的促進作用，分析對比5 種爆破類型煤體裂隙度發(fā)育情況，得出最優(yōu)方案。

3.3.1 爆破整體效果分析

如圖7 所示，分別為5 種爆破類型產(chǎn)生的煤體裂隙圖，工作面一側(cè)為采空區(qū)設(shè)置的自由邊界，因此裂隙發(fā)育偏向工作面一側(cè)。由于B2 及B3 煤層煤體參數(shù)強度等級低，應(yīng)力傳遞向著強度低的方向傳播，導(dǎo)致在B2 及B3 煤層破碎范圍明顯大于巖體內(nèi)部。巖體內(nèi)裂隙擴展最大范圍為37 m，與理論值29.3 m 較為接近。

圖7 5 種爆破類型裂隙Fig.7 Comparison of fracture degree of five blasting types

3.3.2 破碎度分析對比

模型整體體積為2.52×106m3，軟件塊體總破壞度（gv_block_broken_ratio）計算原理為出現(xiàn)過塑性就計算在內(nèi)，通過導(dǎo)出模型塊體總破壞度計算得出5種方案的爆破裂隙演化發(fā)展情況如圖8 所示，0、0.2、0.4 s 分別為3 個階段點火時間，待裂隙發(fā)展穩(wěn)定后按前文排列順序分別為2.60×105、2.62×105、2.63×105、2.62×105、2.71×105m3。“一字型”“正斜一字型”“反斜一字型”“正三角型”裂隙發(fā)育變化值在3 000 m3，區(qū)間整體變化不大，“反三角型”由于中間工藝巷較為靠近工作面自由面，裂隙發(fā)育度高，最終爆破裂隙體積均顯著高于其他4 種爆破類型。

圖8 破碎體積演化Fig.8 Broken volume growth diagram

4 現(xiàn)場工程檢驗

為進一步驗證5 種爆破方案的優(yōu)劣，現(xiàn)場試驗了3 種爆破方案，分別為類型I“反三角型”，如圖9a所示；類型II“一字型”，如圖9b 所示；類型III“正斜一字型”，如圖9c 所示。

圖9 現(xiàn)場工程檢驗方案Fig.9 Field engineering inspection scheme

4.1 不同爆破類型煤巖層活動特征

“反三角型”。對比爆破前后一定時間段，微震事件發(fā)生分布圖。表明爆破后，爆破區(qū)域的整體微震事件減少，圖中1 區(qū)微震事件明顯降低，預(yù)裂爆破降低了爆破區(qū)的應(yīng)力集中程度，如圖10a、圖10b所示。

圖10 不同工程類型爆破前后頂板微震事件變化Fig.10 Variation of roof microseismic events before and after blasting in different engineering types

“一字型”。對比爆破前后一定時間段，微震事件發(fā)生分布圖。爆破區(qū)域煤體應(yīng)力降低程度不明顯，但I-4 區(qū)的周邊＞104J 事件減少，表明爆破改變了該區(qū)域應(yīng)力集中程度，如圖10c、圖10d 所示。

“斜一字型”。對比爆破前后一定時間段，微震事件發(fā)生分布圖。微震事件向運輸巷區(qū)域轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致運輸巷I-4 爆破區(qū)域前后出現(xiàn)應(yīng)力集中，并引起＞105J 事件發(fā)生，表明頂板爆破可以使煤體應(yīng)力發(fā)生轉(zhuǎn)移，如圖10e、圖10f 所示。

5 結(jié) 論

1）確定了堅硬頂板條件下深孔預(yù)裂爆破參數(shù)，頂板處理高度40 m，炮孔間距10 m，開孔位置于巷道肩部，呈扇形布置。

2）采用數(shù)值模擬，分析對比不同方案裂隙度發(fā)育情況，“反三角型”爆破優(yōu)于其他爆破類型。

3）現(xiàn)場實踐類型I“斜一字型”進一步加劇非爆破區(qū)域內(nèi)微震事件聚集區(qū)的煤體應(yīng)力集中程度和頂板活動強度，大能量事件的發(fā)生頻次增加；類型II“一字型”能夠起到降低非爆破區(qū)域內(nèi)微震事件聚集區(qū)的煤體應(yīng)力集中程度的效果，但對聚集區(qū)的消除和轉(zhuǎn)移效果不明顯；類型III “反三角型”有效降低爆破區(qū)域和非爆破區(qū)域的頂板活動強度和煤體應(yīng)力集中程度，大能量事件的發(fā)生頻次降低。現(xiàn)場實踐效果與數(shù)值模擬結(jié)果相符。

4）通過分析表明，類型III“反三角形”爆破類型為最優(yōu)超前深孔預(yù)裂爆破類型，超前深孔預(yù)裂爆破范圍覆蓋聚集區(qū)，能夠有效降低聚集區(qū)的應(yīng)力集中程度。