韓家灣煤礦切頂卸壓沿空留巷技術應用

丁 佳

(陜西陜北礦業韓家灣煤炭有限公司，陜西 神木 719315)

0 引言

傳統的“121工法”開采方式所留設的煤柱不但造成了煤炭資源的浪費，而且在下煤層開采時容易發生煤柱應力集中的隱患，對煤炭的安全高效開采造成一定的影響。隨著煤炭開采技術的不斷提高，何滿潮院士提出了“110工法”無煤柱開采技術[1-2]，該技術不但提高了煤炭資源的采出率，而且在一定程度上減小了工作面礦山壓力的顯現。隨著該技術的廣泛應用，眾多學者已經對切頂卸壓沿空留巷技術的主要指標進行了大量的研究。例如，萬海鑫等[3]通過采用理論和數值計算對爆破卸壓的機理進行研究，揭示切頂卸壓沿空留巷圍巖活動規律并采用“超前爆破預裂頂板+單體錨索補強+液壓支柱配合鉸接頂梁+預筑混凝土砌塊墻體”支護進行留巷；趙斌等[4]采用350 kN高恒阻大變形NPR錨索支護材料和聚能爆破器材對堅硬頂板進行切頂卸壓并確定支護參數，減小巷道內的應力集中，解決了堅硬頂板切頂卸壓沿空留巷技術支護難題；王永安等[5]根據古漢山煤礦17021工作面地質開采條件，提出“超前加強支護+定向預裂爆破切頂+留巷補強支護”的新型切頂卸壓沿空留巷技術工藝，并確定了煤層頂板深孔定向切縫爆破參數、超前巷及留巷支護形式與參數。

為此，以韓家灣煤礦214201工作面開采為工程背景，采取理論計算和現場監測分析了切頂卸壓爆破技術的相關參數及切頂效果，并根據工作面采后采空區矸石的垮落和留巷側頂板的穩定性，設計了巷旁擋矸支護及動壓臨時支護。

1 切頂卸壓沿空留巷技術原理

切頂卸壓沿空留巷技術是沿著工作面推進方向在留巷側肩角處預先布置一排切縫孔，通過對頂板進行超前預裂爆破，從而工作面在周期來壓時頂板能夠沿著預定方向切落[6-8]。因此，預先切頂卸壓不僅大大減小了工作面來壓時的強度，而且使頂板垮落的巖石能夠及時充滿采空區，再通過支護設備及時支護，進而將巷道保留下來。切縫孔參數、爆破參數及留巷后的支護設計是沿空留巷效果好壞的決定性因素。切縫孔的角度及長度決定著頂板是否能夠完整切落并充滿采空區；爆破參數的設計主要決定著能否將頂板有效切落，且不能損傷將要保留的完整巖層，以免破壞留巷側頂板錨桿(索)的有效支護；留巷后支護主要包括采空區側的擋矸支護以及巷道頂板的支護，合理的支護形式才能夠保證沿空留巷的完整。切頂卸壓沿空留巷原理示意圖如圖1所示。

圖1 切頂卸壓沿空留巷原理示意Fig.1 Principle of gob-side entry retaining with roof cutting and pressure relief

2 切頂卸壓爆破設計

為了避免留巷出現較大礦山壓力顯現，采用切頂卸壓爆破技術進行頂板預裂切縫，使得頂板沿基本頂切縫正常垮落，確保留巷圍巖的穩定性[9-12]。爆破切頂的效果主要在于切縫孔參數及爆破參數的選取，以下就214201工作面切頂卸壓爆破技術參數進行分析確定。

2.1 工作面概況

214201綜采工作面位于4-2號煤一盤區，其上部為3-1號煤采空區。工作面煤層厚度1.85～1.95 m，平均厚度約1.9 m，煤層為近水平煤層，結構為向西緩傾的單斜構造，傾角1°左右，巷道采用矩形斷面，沿巷道頂板掘進，工作面設計回采距離1 957 m，1、2號切眼設計長度分別為197 m、293.8 m。214201工作面留巷段為工作面膠運巷，設計留巷長度為2 099 m。

2.2 切縫孔參數確定

2.2.1 切縫孔角度計算

根據巖石碎脹性可知，如直接沿著巷壁垂直向上切頂，破碎的頂板巖石會擠壓巷道頂板，致使采空區頂部不能垮落，巷道頂板會承擔一部分壓力。這樣留下的巷道會發生大范圍變形，影響自身穩定性。為了減小采空區頂板及巷道頂板間的摩擦力，需要斜著向上切落頂板，具體的斜切角度可根據公式

(1)

式中，L為直接頂懸臂梁長度，平均取14 m；LR為巷道寬度，取5.4 m；hg為采空區高度，取1.9 m。根據214201工作面的具體參數，計算可得，切縫孔角度為11.2°，此處取值為10°。

2.2.2 切縫孔長度計算

為確保切縫后工作面采空區垮落矸石能夠充滿采空區，則切頂高度MZ根據公式(2)計算

MZ=H/(KA-1)

(2)

式中，MZ為切頂高度，m；KA為冒落巖層的碎脹系數，取1.25；H為割煤高度，取1.9 m。經計算可得，MZ=7.6 m。

因此，頂板矸石完全充滿采空區的切頂高度為7.6 m，確定沿空留巷頂板上方垂直高度7.6 m范圍為主要處理對象。因此，切縫孔長度L由公式(3)計算

L=MZ/cosα

(3)

式中，L為切縫孔長度，m；α為切縫孔角度，10°。計算可得，L=7.72 m，根據井下鉆探取芯情況，切縫孔長度為7.72 m時，即可將3.64 m厚的細砂巖層全部切斷，為滿足綜采沿空留巷切頂卸壓要求，因此取切縫孔長度8.0 m。

2.3 爆破參數確定

2.3.1 預裂爆破間距分析

按應力波作用計算：結合式(4)(5)計算

a=2(b·p2/σt)1/α·rb

(4)

(5)

式中，a為切縫孔間距，m；σt為巖石的抗拉強度，取4.16 MPa；p2為切縫孔壁初始壓力峰值，MPa；ρ0,D分別為炸藥密度和爆速，取1 150 kg/m3、4 000 m/s；n為壓力增大倍數，此處n=10；b為側應力系數，b=μ/(1-μ)，此處，b=0.2/(1-0.2)=0.25；α為應力波峰值在巖體內的衰減指數，α=2-b，此處α=1.75。計算可得

=1 073 MPa

=0.54 m

按應力波與爆生氣體準靜壓共同作用計算：封閉在切縫孔內的爆生氣體以準靜壓的形式作用于切縫孔壁，其應力狀態類似于均勻內壓的厚壁筒[13-15]。根據彈性力學的厚壁圓筒理論及巖石中的抗拉強度準則，有

a=2(p0/σt)1/2·rb

(6)

式中，p0為作用于切縫孔壁的準靜態壓力，當采用柱狀不耦合裝藥時，此時

(7)

代入數據得

a2=2(p0/σt)1/2·rb

=0.25 m

因此，按照應力波與爆生氣體準靜壓共同作用原理，切縫孔間距應為a=a1+a2=0.54 m+0.25 m=0.79 m。由于P2和P0遠大于巖石抗壓強度，所以孔壁會產生壓碎破壞，造成炸藥能量損失，為使裂隙可靠發展，暫取炮孔間距600 mm，通過切縫試驗后確定最終炮孔間距。

2.3.2 爆破裝藥結構與起爆方式

爆破裝藥結構：爆破切縫采取孔底不耦合連續裝藥，切縫管定向斷裂爆破。切縫長度8 m，切縫管裝藥總長度6 m，炮泥封孔長度2 m。切縫孔裝藥結構如圖2所示。

圖2 切縫孔裝藥結構Fig.2 Joint-cutting drilling charge structure

爆破網絡與起爆方式：采用導爆索正向起爆，單次起爆4個炮孔。從上次爆破位置開始，在4個炮孔內依次裝入4個段位的毫秒延期電雷管，每個炮孔內的2發雷管為同一段別，總計延期時間125 ms。為了保證起爆網絡的可靠性，裝藥前必須先檢查雷管的電阻，偏差過大不得使用。為確保電雷管起爆可靠，此次爆破選取串并聯起爆方式，起爆網絡如圖3所示。

圖3 電雷管串并聯起爆網絡Fig.3 Series parallel initiation network of electric detonators

2.4 切頂爆破效果監測分析

2.4.1 炮孔布置

為驗證切頂爆破參數的合理性，現進行切縫爆破試驗。裝藥孔間距為600 mm，裝藥孔與窺視孔間距為300 mm，切縫試驗時切縫孔布置如圖4所示，采用鉆孔窺視儀觀測孔內的成縫效果和頂板損傷情況。采用礦用鉆孔窺視儀，分別對爆破孔及鄰近窺視孔進行爆破后的監測，對部分炮孔的監測結果進行分析。

圖4 切縫試驗炮孔布置Fig.4 Blasting hole layout in joint-cutting test

2.4.2 1#窺視孔

圖5為1#窺視孔觀測結果分析，如圖5(a)所示，該窺視孔在0～1.0 m范圍內孔壁較完整，無明顯的裂隙發育。但在1.5 m左右位置時，由圖5(b)所示，孔壁出現裂隙，并出現堵孔現象，由巖芯柱狀圖分析，該位置巖層有泥巖分布且局部易破碎，當受到2#爆破孔振動影響下，巖層結構會松動破碎。

圖5 1#孔窺視孔觀測結果Fig.5 Observation results of No.1 peephole

2.4.3 2#和4#爆破孔

由圖6為2#和4#爆破孔觀測結果。可看出，在距孔口0.2 m左右位置時，孔壁開始出現裂隙發育，當裂隙延伸至0.7 m左右位置時孔壁破碎嚴重，在2.0 m左右位置處孔壁整體較破碎，其主要原因是當該處不穩定泥巖層在受到爆破振動時巖體破碎塌落出現堵孔現象。

圖6 2#和4#爆破孔觀測結果Fig.6 Observation results of No.2 and No.4 blasthole

2.4.4 3#和5#窺視孔

圖7為3#和5#窺視孔觀測結果。分析可知，由于該窺視孔受到兩旁爆破孔的影響，頂板在0.7 m處開始出現較寬裂隙，其5#孔附近伴隨有離層出現，在1.4 m左右位置處，巖層破碎嚴重，出現堵孔現象。

圖7 3#和5#窺視孔觀測結果Fig.7 Observation results of No.3 and No.5 peephole

綜上所述，分析爆破孔和窺視孔的監測結果可知，孔壁裂縫發育率較高，且孔口附近完整性較好，達到爆破預裂切的效果。

3 沿空留巷支護設計

3.1 巷旁擋矸支護設計

在工作面回采后，采空區頂板巖石逐漸垮落，為了防止垮落矸石竄入巷道和碎石在未壓實穩定時向巷內鼓出變形，架后臨時支護區采用“擋矸板+金屬網+U型鋼+單元支架”進行巷旁擋矸支護。擋矸板使用“擋矸板+金屬網+U型鋼+單元支架”進行巷旁擋矸支護。擋矸板使用規格為δ20 mm鋼板焊制而成，并與2#端頭支架使用銷軸固定，起到臨時擋矸作用，擋矸距離約5 m；擋矸U型鋼采用25U型，每隔600 mm設置1組，每組采用2根長度為2 m的U型鋼搭接，壓茬長度為1 m，在距離壓茬口兩端100 mm處各布置卡子1個，扭矩為100 kN·m，垂直巷道布置，并使用鐵絲將其與金屬網連接固定。根據設備的布置情況，U型鋼及掛網施工位置位于端頭支架后方0.5 m范圍內，安裝完成后利用單元支架護幫千斤頂抵緊U型鋼，橫向推移側推千斤頂工作阻力109 kN。巷旁擋矸支護側視圖如圖8所示。

圖8 巷旁擋矸支護側視圖Fig.8 Side view of roadside gangue retaining support

3.2 留巷支護設計

3.2.1 巷內基本支護設計

巷內基本支護形式為錨網索支護頂板，全斷面掛網；頂部錨桿均采用φ18 mm×2 200 mm左旋螺紋鋼錨桿，間排距1 100 mm×1 200 mm;煤壁側采用φ18 mm×1 800 mm玻璃鋼錨桿，間排距850 mm×1 000 mm。幫網采用塑料網，網孔規格50 mm×50 mm，頂網采用φ6.5 mm鋼筋網，網格80 mm×80 mm，搭接3個網孔；巷道切頂側布置一排φ21.6 mm×8 000 mm錨索，排距1 200 mm,外加W型鋼帶聯合支護，每根鋼帶兩端壓茬600 mm布置。巷道中部及右側布置3根錨索/排，采用φ17.8 mm×6 000 mm錨索，間排距1 400 mm×2 400 mm,與錨桿錯排布置。錨桿與錨索要求錯排布置，頂部錨桿錨固力必須達到70 kN,錨索錨固力必須達到200 kN，預緊力不低于100 kN。

3.2.2 動壓臨時加強支護設計

補強支護：工作面推采過程中，留巷段不同位置受采動影響不同。工作面開采后，采空區頂板開始垮落，且從垮落到穩定需要一定的時間，因此距工作面一定范圍內的架后留巷段區域不僅需要頂板永久支護，還需分段進行臨時加強支護。隨著工作面繼續推進，當巷道距工作面較遠時，頂板運動基本會趨于穩定，此時根據實際情況將架后臨時加強支護的設備撤掉。為保證端頭留巷效果，減小沿空留巷起點處頂板壓力，避免巷道圍巖移動變形過大，在214201工作面切眼與膠運順槽交叉口處，施工2排桶柱進行補強支護，如圖9所示。

圖9 留巷臨時加強支護設計Fig.9 Design of temporary strengthening support for roadway retaining

臨時支護：留巷端頭架后0～200 m范圍內使用單元支架及單體立柱配合π型梁進行臨時支護，一梁兩柱布置。頂板穩定后根據現場情況合理回撤單元支架。工作面初次來壓之前，采用雙排單元支架配合π型梁進行支護，雙排單元支架分列巷道兩幫，直線布置。待工作面初采初放結束后，根據巷道壓力情況更改為單排單元支架。后巷臨時支護平面圖如圖10所示。

圖10 后巷臨時支護平面Fig.10 Temporary support plan for back roadway

3.3 沿空留巷效果分析

經現場實踐應用表明，頂板預裂爆破能夠有效地造成頂板按預定的方向斷裂，減少工作面覆巖對留巷的壓力，從而達到了切頂卸壓的效果。再配合巷內的基本支護及動壓的臨時加強支護，能夠有效地控制巷道圍巖的穩定性。采空區垮落情況和留巷效果如圖11所示。

圖11 沿空留巷效果Fig.11 Effect of gob-side entry retaining

4 結論

(1)根據切頂卸壓沿空留巷技術的原理，再結合214201工作面的實際開采情況，采取理論計算分析了切頂卸壓爆破技術的相關參數，并進行現場爆破切縫試驗，通過監測表明切頂爆破的效果良好。

(2)通過分析工作面開采過程中頂板的垮落及留巷頂板的基本支護情況，巷旁擋矸支護設計為“擋矸板+金屬網+U型鋼+單元支架”進行支護；在工作面切眼與膠運順槽交叉口處，施工2排桶柱進行補強支護，在工作面初次來壓之前，采用雙排單元支架配合π型梁進行支護，最終確保了留巷的穩定性。

(3)現場實踐應用表明，韓家灣煤礦成功實現了切頂卸壓沿空留巷技術的應用，巷道圍巖變形可控，留巷效果較好，為后續的煤炭高效開采提供很好的實踐經驗。