坚硬顶板超前深孔预裂爆破类型及效果评价分析

赵志鹏 ，闫瑞兵 ，丛俊余

（1.国家能源集团新疆能源有限责任公司, 新疆 乌鲁木齐 830027；2.北京极道成然科技有限公司, 北京 100190）

0 引 言

坚硬顶板完整性好、单轴抗压强度大、节理裂隙不发育，容易积聚的大量弹性能[1-5]，当弹性能突然释放容易诱发冲击地压灾害，严重影响工作面正常生产、威胁作业人员人身安全。坚硬顶板控制技术一直是煤矿安全生产的重要环节。坚硬顶板条件下的冲击地压防治[6-8]目前主要采用的工程为坚硬顶板弱化卸压。坚硬顶板控制技术一直是煤矿安全生产的重要环节，国内外学者针对坚硬顶板控制技术取得了大量有用研究成果，目前弱化的方式有超前预裂爆破[9-10]、水力压裂[11-12]、预裂爆破与水力压裂耦合作用[13-15]以及同煤集团研发的链臂锯智能切缝技术[16]。陆菜平等[17]对坚硬顶板诱发冲击的微震效应进行研究，李春睿[18]对坚硬顶板条件浅孔爆破与深孔爆破的对比研究以及深孔爆破炮孔合理参数的研究，何江等[19]对坚硬顶板条件下冲击地压诱发机理开展研究以及对冲击进行分类，李新元等[20]对坚硬顶板断裂过程中的能量积聚和释放进行研究。国内普遍采用顶板超前深孔预裂爆破[21-24]方法，应用广泛和成熟，但在现场施工过程中，常遇到爆破顺序及时间不同步的问题，不同类型的前超前深孔预裂爆破顺序对工程效果的影响。不同的爆破方案，引起的煤岩体裂隙发育在采场分布等影响。本文通过建立5 种超前深孔预裂爆破类型，采用数值模拟分析与现场实践，重点对煤岩体应力聚集区位置及转移情况进行分析，为确定最优超前深孔预裂爆破顺序，提供依据。

1 工程背景

1.1 工作面概况

宽沟煤矿B2煤层的I010203 工作面东至运输上山保护煤柱，南至井田边界，北至I010201 工作面，之间留设煤柱15 m；工作面运输带水平标高为+1 318 m，工艺巷水平标高为+1 339 m，回风巷水平标高为+1 365 m；工作面对应地面标高为+1 612～+1 660 m。I010203 工作面倾斜长度192 m，可采走向长度1 469 m，采高3.2 m，放煤厚度6.3 m，工作面倾角平均14°。I010203 工作面上部为已开采的I010405、I010403 工作面采空区。I010203 工作面上部0～740 m 为I010405 工作面采空区，如图1 所示。

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

根据地应力测试结果，最大主应力范围为：17.2～18.9 MPa；中间主应力范围：8.5～10.9 MPa；最小主应力范围：5.50～7.37 MPa；最大主应力方向为184°左右，主应力与水平面的夹角皆为近水平方向（-9.9°～3.4°）。根据B2煤层冲击倾向性鉴定结果，煤层平均单轴抗压强度为25.87 MPa，具有弱冲击倾向性；细砂岩直接顶，平均厚度19.3 m，单轴抗压强度平均115.25 MPa，具有强冲击倾向性，坚硬顶板厚度大、强度高、整体性强、结构致密，构造弱面和节理裂隙不发育，井下开采时顶板来压强度高。B2煤层具体赋存见表1。

表1 顶底板力学性质Table 1 Mechanical properties of roof and floor

2 坚硬顶板深孔预裂爆破参数

I010203 工作面顶板动载荷控制采取深孔预裂爆破的方法，计算分析顶板预裂爆破合理处理高度、确定爆破孔排距及炮孔布置方式。

2.1 坚硬顶板爆破预裂高度

根据关键层理论[25]计算可知，工作面上覆19.3 m的细砂岩为关键层。已知I010203 工作面采高Hc按平均为10.4 m，工作面设计采出率k取93%，设顶板崩落厚度为Hx，岩石碎胀系数为 ξ=1.25，冒落顶板能完全充填采空区，满足如下公式：

根据工作面回采期间微震事件监测，如图2 所示，顶板运动及破坏高度特征推断如下：

图2 微震监测覆岩破坏范围Fig.2 Failure range of overburden monitored by microseismic

1）I 为垮落带范围，其高度为43 m，表现为微震事件分布密集且分层集中，断裂等高能事件发生在该范围。

2）II 为破坏充分发展范围，其高度为68 m，表现为微震事件分布不集中，自下而上逐渐较少，主要以低能事件为主。

3）III 为破坏未充分发展范围，其高度为101 m，表现为微震事件分布少，岩层有活动但未充分发展。

4）IV 为相邻采空区垮落带形态。

综上所述，按照理论计算冒落高度38.7 m，微震监测系统数据分析覆岩主要破裂发展高度43 m 以内。同时，由于上覆岩层存在多层普氏系数f＞10 的岩层，其垮冒困难，无法确定采空区覆岩是否触矸，可能存在局部空洞悬顶的情况。现场较强烈的矿压显现表明，动载频繁参与顶板活动。因此确定I010203 工作面坚硬顶板深孔预裂爆破处理高度定为40 m。

2.2 炮孔间距

采用深孔爆破弱化顶板，一般炮孔直径在50～94 mm。当炮孔直径较小时，装药比较困难，而且爆破影响范围与炮孔爆破直径成正比关系，炮孔孔径小爆破效果较差，但当炮孔直径太大时，封泥困难，会影响爆破效果。因此，根据现场情况及设备配置，深孔爆破炮孔直径选Φ94 mm。

炸药爆炸后，从爆源向外依次形成压碎区、裂隙区和震动区，炮孔爆破后各区分布示意如图3 所示。计算爆破作用下产生的裂隙区范围，可以确定合理的炮孔间距。由于爆破是在无自由面情况下进行的，不耦合装药时，按爆炸应力波计算卸压爆破的裂隙区范围。

图3 炮孔爆破后各区分布示意Fig.3 Sketch map of distribution of each zone after hole blasting

不耦合装药爆破，作用于孔壁上的径向应力峰值，即初始冲击压力为Pr；炮孔周围爆破后煤层的裂隙区半径R[26]为：

式中：ρe为炸药密度，取1.27×103kg/m³；D为爆速4 400 m/s；dc、db分别为炸药和炮孔直径，取ø80 mm和ø94 mm；n为爆生气体碰撞岩壁时产生的应力增大倍数，n＝8～12，取10；b为岩石的泊松比，取0.25；σt为抗拉强度，取7.48 MPa；a为衰减指数，取1.3；rb为炮孔半径，取47 mm。

根据上述顶板的力学参数和3 号乳化炸药性能参数，得到初始冲击压力Pr=11 678 MPa、炮孔周围爆破后裂隙区半径4.65 m。

根据炮孔排距理论公式：

式中：m为邻近系数，取3；w为最小抵抗线，根据炮孔直径取2.5～4.0。钻孔直径94 mm 时，孔排距s=7.5～12 m。

综上炮孔周边爆破后围岩裂隙区半径计算和理论计算，炮孔间距取10 m，后续施工过程中根据现场观测及监测数据分析，可进一步优化爆破炮孔间距。

2.3 爆破孔布置方式

I010203 工作面在超前30 m 进行顶板深孔预裂爆破，根据现场顶板条件、关键层位置、爆破岩层层位等综合确定，开孔位置选择在巷道肩部位置附近，炮孔采用扇形布置，分别从上I010203 工作面回风巷、运输巷、工艺巷施工爆破工程，爆破孔每排施工16 个，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，封孔长度平均15 m，最大仰角81°，最小仰角12°，扇形爆破孔平均夹角13°。具体布置如图4 所示。

图4 超前深孔预裂爆破Fig.4 Advanced deep hole presplitting blasting

3 爆破方案

3.1 超前深孔预裂爆破方案

现分5 种爆破方案分别为①“一字型”：运输巷长度＝工艺巷长度＝回风巷长度，如图5a 所示；②“正斜一字型”：运输巷长度＞工艺巷长度＞回风巷长度，如图5b 所示；③“反斜一字型”：运输巷长度＜工艺巷长度＜回风巷长度，如图5c 所示；④“正三角型”：运输巷长度＜工艺巷长度＞回风巷长度，如图5d 所示；⑤“反三角型”：运输巷L长度工艺巷长度＜回风巷长度，如图5e 所示。

图5 超前深孔预裂爆破区域类型Fig.5 Zone type of advanced deep-hole presplitting blasting

3.2 数值模拟对比不同方案裂隙发育度

采用块体动力学软件GDEM-BlockDyna，基于有限、离散单元法耦合实现的从连续变形到破裂运动的动态全过程模拟的数值分析软件，其核心为基于拉格朗日方程的连续－非连续单元方法(continuous discontinuous element method，CDEM)。Block-Dyna 能够很好的描述高地应力下岩体变形破坏的非线性力学行为，采用显式计算方法求解非线性、动态、病态的非稳定问题，系统失稳后也可以给出任意时刻系统的宏观表现形式。采用朗道爆炸模型实现了爆炸作用力的精确计算，该模型的输入参数包括装药密度，炸药爆速、爆热及点火点位置。通过块体边界及内部的断裂，可模拟岩爆孕育的渐进破坏全过程[27]。

依据宽沟煤矿工作面宽度尺寸，建立了工作面超前预裂爆破作用下裂隙发育变形数值模拟三维计算模型，针对煤体设计模型尺寸长×宽×高为240 m×192 m×54.7 m，三边及底部固支边界条件，炮孔工作面100 m，煤体静力计算采用Mohr-Coulomb 脆性断裂本构，动力学计算将上阶段计算位移、速度进行清零，将位移约束和应力边界更改为黏性边界条件，目的是在进行动力学计算时，黏性边界会将传递至此的应力波进行吸收，以避免应力波的虚假反射。如图6 所示。煤岩体物理力学特征参数见表2，乳胶基质炸药特征参数见表3。

图6 数值模拟模型Fig.6 Numerical simulation model

表2 煤体物理力学特征参数Table 2 Physical and mechanical characteristic parameters of coal

表3 乳胶基质炸药特征参数Table 3 Characteristic parameters of emulsion matrix explosives

3.3 爆破效果分析

煤体爆破后，在冲击波影响下，炮孔周边及工作面出现明显的裂隙，对顶煤的冒放性及顶板的垮落有明显的促进作用，分析对比5 种爆破类型煤体裂隙度发育情况，得出最优方案。

3.3.1 爆破整体效果分析

如图7 所示，分别为5 种爆破类型产生的煤体裂隙图，工作面一侧为采空区设置的自由边界，因此裂隙发育偏向工作面一侧。由于B2 及B3 煤层煤体参数强度等级低，应力传递向着强度低的方向传播，导致在B2 及B3 煤层破碎范围明显大于岩体内部。岩体内裂隙扩展最大范围为37 m，与理论值29.3 m 较为接近。

图7 5 种爆破类型裂隙Fig.7 Comparison of fracture degree of five blasting types

3.3.2 破碎度分析对比

模型整体体积为2.52×106m3，软件块体总破坏度（gv_block_broken_ratio）计算原理为出现过塑性就计算在内，通过导出模型块体总破坏度计算得出5种方案的爆破裂隙演化发展情况如图8 所示，0、0.2、0.4 s 分别为3 个阶段点火时间，待裂隙发展稳定后按前文排列顺序分别为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”裂隙发育变化值在3 000 m3，区间整体变化不大，“反三角型”由于中间工艺巷较为靠近工作面自由面，裂隙发育度高，最终爆破裂隙体积均显著高于其他4 种爆破类型。

图8 破碎体积演化Fig.8 Broken volume growth diagram

4 现场工程检验

为进一步验证5 种爆破方案的优劣，现场试验了3 种爆破方案，分别为类型I“反三角型”，如图9a所示；类型II“一字型”，如图9b 所示；类型III“正斜一字型”，如图9c 所示。

图9 现场工程检验方案Fig.9 Field engineering inspection scheme

4.1 不同爆破类型煤岩层活动特征

“反三角型”。对比爆破前后一定时间段，微震事件发生分布图。表明爆破后，爆破区域的整体微震事件减少，图中1 区微震事件明显降低，预裂爆破降低了爆破区的应力集中程度，如图10a、图10b所示。

图10 不同工程类型爆破前后顶板微震事件变化Fig.10 Variation of roof microseismic events before and after blasting in different engineering types

“一字型”。对比爆破前后一定时间段，微震事件发生分布图。爆破区域煤体应力降低程度不明显，但I-4 区的周边＞104J 事件减少，表明爆破改变了该区域应力集中程度，如图10c、图10d 所示。

“斜一字型”。对比爆破前后一定时间段，微震事件发生分布图。微震事件向运输巷区域转移，导致运输巷I-4 爆破区域前后出现应力集中，并引起＞105J 事件发生，表明顶板爆破可以使煤体应力发生转移，如图10e、图10f 所示。

5 结 论

1）确定了坚硬顶板条件下深孔预裂爆破参数，顶板处理高度40 m，炮孔间距10 m，开孔位置于巷道肩部，呈扇形布置。

2）采用数值模拟，分析对比不同方案裂隙度发育情况，“反三角型”爆破优于其他爆破类型。

3）现场实践类型I“斜一字型”进一步加剧非爆破区域内微震事件聚集区的煤体应力集中程度和顶板活动强度，大能量事件的发生频次增加；类型II“一字型”能够起到降低非爆破区域内微震事件聚集区的煤体应力集中程度的效果，但对聚集区的消除和转移效果不明显；类型III “反三角型”有效降低爆破区域和非爆破区域的顶板活动强度和煤体应力集中程度，大能量事件的发生频次降低。现场实践效果与数值模拟结果相符。

4）通过分析表明，类型III“反三角形”爆破类型为最优超前深孔预裂爆破类型，超前深孔预裂爆破范围覆盖聚集区，能够有效降低聚集区的应力集中程度。