定向爆破預裂和柔模混凝土墻技術在成莊煤礦的協同應用

司曉鵬，周昌臺

（1.晉能控股煤業集團晉城煤炭事業部成莊礦，山西晉城 048000；2.深圳大學深地科學與綠色能源研究院，廣東深圳 518060）

為了有效提高煤炭開采的回收率，近幾十年來，我國在不同地質條件下研究并應用了1 種稱為沿空留巷的無礦柱長壁采礦法[1-2]。沿空留巷實現了無煤柱開采，從根本上減少了在煤炭開采過程中造成的損失[3]。沿空留巷的瓦斯抽放不僅可以降低氣流中的瓦斯濃度，還可以利用瓦斯資源[4]。沿空留巷由于其多重優勢已在實踐中得到應用，但仍需開發和改進，以建立科學的控制概念和有效的支持技術體系[5-6]。由此，眾多學者對沿空留巷技術進行了各種實驗和理論研究，針對留巷特點和頂板巖層結構的運動規律，在現場試驗和實驗室試驗的基礎上，提出了大量的圍巖控制理論和支護措施[7]。當前在無煤柱開采過程中，應用較為廣泛的2 種沿空留巷技術為：①巷旁充填，即在工作面推進的過程中，沿回采巷道進行巷旁充填；②切頂卸壓，即在留巷邊緣利用聚能預裂爆破法對頂板實現切頂。

作為留巷采空區支護結構的重要組成部分，巷旁回填體是圍巖穩定性控制的關鍵因素。充分的支護阻力和合理的巷旁回填體寬度可以減少滯后的開采應力作用下的變形和破壞，從而減少頂板下沉，防止采空區留巷中支護結構的破壞[8]。

盡管巷旁支護能提升沿空留巷的整體承載能力，但是并沒有使得留巷圍巖應力分布特征發生改變。此外，不合理的充填體布置容易導致應力集中的出現，并可能引起動力災害。基于切頂短臂梁理論，何滿潮院士等結合沿空留巷巷道的實際受力情況，提出1 種基于切頂卸壓技術的沿空留巷方法。該方法通過主動切頂的方式，解決了傳統沿空留巷充填體壓力大的問題[9-10]。作為切頂沿空留巷的關鍵技術，預裂爆破技術可以將采空區與巷道之間的頂板切斷為2 部分，從而阻隔采空區頂板垮落對留巷巷道的影響。楊朋等[11]和周思友[12]分別針對深井堅硬頂板、厚煤層綜放工作面條件下的沿空留巷圍巖控制難題進行了研究，并提出以切、補、護、支，為核心的控制措施。

綜上，巷旁支護和切頂卸壓2 項技術是實現沿空留巷無煤柱開采的關鍵。因此，從成莊礦5309 開采工作面的實際情況出發，對柔性混凝土巷旁支護和預裂爆破切頂卸壓2 項技術的協同運用進行了分析，通過理論計算和現場觀測驗證了2 種技術結合運用的合理性，對同類條件下沿空留巷的施工提供了借鑒。

1 工程地質概況

成莊煤礦5309 采煤工作面開采二疊系下統山西組3#煤，煤層較為穩定，黑色，似金屬光澤，煤體有夾矸，煤平均厚度為6.32 m，煤層傾角2°～8°，平均傾斜角為3°；工作面南北長約2 420.7 m，東西長約251 m，切眼東西方向布置，由南向北后退式回采。5309 工作面計劃在53091 巷進行沿空留巷，后期作為5311 工作面3 巷使用，具體工作面布置方式如圖1。5309 工作面煤層頂底板巖層狀況見表1。

圖1 5309 采煤工作面的工程概況Fig.1 Project overview of 5309 coal face

表1 5309 工作面煤層頂底板巖層Table 1 Roof and floor strata of coal seam in 5309 working face

53091 軌道巷的最初支護布置為錨網索聯合支護。其中，頂板錨桿尺寸?22 mm×2 400 mm，網片尺寸5 900 mm×1 200 mm，錨索尺寸?17.2 mm×7 400 mm。其中，錨桿每排6 根、排列間距950 mm×1 000 mm；菱形金屬網使用8#鐵絲，網孔邊長30 mm；錨索頂部打設有2 根錨索時，錨索距幫均為1 325 mm，間距2 850 mm；頂部打設1 根錨索時，布置于巷中。幫部錨桿尺寸為?22 mm×2 400 mm，每排4根，間排距900 mm×1 000 mm，菱形金屬網使用10#鐵絲，網孔尺寸為50 mm×50 mm。

53091 巷在掘進期間采用錨桿索進行支護，然而，目前頂板支護強度不能夠滿足沿空留巷期間非對稱三維采動巖體與巷旁支護體相互作用過程中的支護要求，頂板運動過程中巷道幫頂易出現片幫或大變形，影響留巷穩定，特對53091 巷道進行錨索補強支護。巷道補強支護斷面的布置如圖2，補強支護錨索直徑為?17.2 mm、長度為7 400 mm。巷道頂部原來已經有2 根錨索時，距煤柱幫3 000 mm 處另外加設1 根單體錨索，如只有1 根錨索，需要加設2根錨索，各自距煤柱幫600 mm、1 950 mm，2 種錨索布置排距均為2 000 mm。巷幫補強支護間排距為1 800 mm×2 000 mm，上部錨索距巷道頂板1 300 mm，下部錨索距底板400 mm。

圖2 53091 巷道補強支護斷面圖Fig.2 53091 roadway reinforcement and support section

2 爆破預裂切頂卸壓技術

沿空留巷后，隨工作面推采距離的增加，采空區直接頂上部的亞關鍵層懸頂面積也隨之加大，當周期來壓步距疊加到一定數量時，亞關鍵層懸頂有1個垮落過程，對沿空留巷支護體及巷道有1 個滯后壓力顯現的過程，會對沿空留巷造成不同程度的破壞，有必要超前工作面對亞關鍵層進行預裂切頂爆破，亞關鍵層提前垮落減少采空區懸頂面積，降低對沿空留巷的威脅，是降低滯后壓力顯現對沿空留巷威脅的1 個輔助性措施。

運用聚能藥包實現定向預裂爆破、并達到切頂卸壓目的，聚能藥包定向斷裂爆破機理如圖3。這種方法可以高效利用炸藥，并精準控制爆生裂紋，既破斷留巷外側關鍵層，又能減緩關鍵層在破壞過程中對留巷上方擠壓作用，同時降低了巷道圍巖變形，有效防止了巷道內頂板臺階傾斜和變形。

圖3 聚能藥包定向斷裂爆破機理Fig.3 Directional fracture blasting mechanism of shaped charge

2.1 孔網參數

聚能藥包定向預裂炮孔布置如圖4。

圖4 聚能藥包定向預裂炮孔布置Fig.4 Directional presplitting hole arrangement of shaped charge

因為53091 軌道巷的留巷寬度僅為1 200 mm，所以在定向預裂爆破時，需要在巷道距回采側肩角約2 000 mm 處預設1 排炮孔。本次定向斷裂爆破選用的鉆桿和鉆頭的直徑別為52 mm 和58 mm，炮孔長度10 m，炮孔與水平面的夾角β=75°。在計算炮孔間距時，應考慮到應力波與爆生氣體準靜態壓力共同的作用。

使用不耦合裝藥時，按應力波作用的公式為[13]：

由式（2）可得pa=1 073 MPa，由式（1）可得a1=0.69 m。

假設炮孔受力狀態與厚壁筒大致相似，則爆炸產生的均勻氣壓對孔內壁的作用力，可以按照應力波與爆生氣體準靜態壓力共同作用計算。結合彈性力學厚壁筒相關理論和巖石力學中的抗拉強度判定準則，可得[13]：

式中：a2為按炮孔內壁所受的準靜態壓力計算出的炮孔間距，m；pb為炮孔內壁所受的準靜態壓力，MPa。

代入數據得到炮孔壁的準靜態壓力pb=107 MPa，按應力波作用計算出的炮孔間距a2=0.32 m。

由以上計算公式，可以得到炮孔間距應為a=a1+a2=0.69+0.32=1.01 m。由于pa和pb的值遠大于巖體的抗壓強度，所以會在孔周圍產生壓碎破裂，并且導致炸藥能量損失。因此，為了使裂隙穩定拓展，設置炮孔的合理間距為1 000 mm。后期可根據頂板取芯結果和爆破效果進行優化。

2.2 裝藥參數

裝藥方式為孔底不耦合連續裝藥。炮孔總長度為10 m，其中，聚能管長度為6 m、炮泥長度為4 m。

單孔裝藥量Q 計算公式為：

式中：q 為單位距離裝藥量，1.1 kg/m；l 為單孔裝藥長度。

因此，可以計算得出單孔裝藥量為6.6 kg。

裝藥時，需要先將乳化炸藥放入準備好的聚能管（每節長度2 m）中，聚能管之間用連接件和螺絲進行連接和固定。此外，為了保證聚能與預裂方向一致，每個聚能管都配備1 個?60 mm 長的定位塊。聚能藥包定向預裂炮孔裝藥結構如圖5。

圖5 聚能藥包定向預裂炮孔裝藥結構Fig.5 Directional presplitting blast hole charging structure of shaped charge

2.3 爆破網絡與起爆方式

使用導爆索連接聚能藥包、實現多點起爆。將每4 個炮孔分為1 組，一次同時最多可以起爆3 組、共12 個炮孔。同時，每組中的4 個炮孔需要依次裝入4個段位的毫秒延期電雷管，從而使得每組總延期時間達到100 ms。串并聯網絡比并聯網絡具有更為可靠的起爆穩定性，因此，選擇串并聯起爆網絡。

進行爆破時，使用電雷管正向起爆導爆索，并且在每個炮孔安裝2 個同段位毫秒延期電雷管。電雷管需要埋藏在炸藥內，且距離孔口超過4.2 m。應保證電雷管的聚能穴與導爆索的傳爆方向相對應。此外，導爆索的起爆雷管應保證與導爆索捆扎端端頭大于15 cm。當乳化炸藥充滿聚能管后，還需沿聚能管的孔口向孔底方向鋪設1 條6 m 左右的導爆索，炸藥與導爆索充分接觸，然后扣上聚能管頂蓋。

3 巷旁支護技術

對53091 巷進行沿空留巷，留巷時沿機尾端頭支架進行巷旁支護，由于端頭支架至煤柱幫僅剩余3 100 mm，巷旁支護寬度wz為1.5 m，設計5309 工作面留巷寬度wl為1.2 m，后期留巷結束，再對煤柱側擴幫，形成巷道。

3.1 沿空留巷壓力計算

“分離巖塊法”是估算巷旁支護體所承受載荷的最為常用計算方法之一[14-15]。分離巖塊法示意圖如圖6，該方法認為沿空巷道以及支護體上方的垮落的巖層構成了巷旁支護的主要載荷。巷旁支護的位置在未采動煤體的高壓區域和垮落矸石之間，處于兩者間的降壓區。巷道頂板在采空區一側存在自由面。由于巖體呈層狀，當高度足夠時，分層之間會產生離層，導致巖塊沿煤壁形成剪切斷裂，并成為巷旁支護上側的載荷[14]。

圖6 分離巖塊法示意圖Fig.6 Schematic diagram of separated rock block method

式中：p1為巷旁支護的載荷；h 為有效采高，6.3 m；wl為巷旁充填寬度；wz為巷旁支護寬度；ww為巷旁支護外側懸頂距，0.5 m；ρf為分離巖塊的密度，2.4 t/m3；αd為剪切角，26°；θ 為煤層傾角，3°；Hk為頂板垮落帶高度，Hk＝4h，25.2 m。

根據式（6），可得巷旁支護所需承受的載荷為p1=5 117.83 kN/m。

疊加層板法示意圖如圖7。

圖7 疊加層板法示意圖Fig.7 Schematic diagram of superimposed laminate method

使用“疊加層板法”估算沿空留巷壓力p2的基本計算公式為[16-17]：

式中：式中：w 為巷道維護寬度（留巷凈寬+巷旁支護寬度），2.7 m；M1為切頂后殘余邊界的自重載荷彎矩，55 .355 MN·m；M2為巖層垮落時剪力所產生的彎矩，3.405 MN·m；M3為垮落層的極限彎矩，2.33 MN·m。最終可得p2=22 625.9 MN/m。

3.2 巷旁支護模式確定

巷旁支護模式經歷了以下發展過程：木垛支護、集中單支柱支護、廢物包裝回填體、用混凝土砌塊筑墻和回填材料支護[18-19]。在這個發展過程中，巷旁支護的緊密性、機械化水平、變形適應性和強度得到顯著改善，減少了保留巷道周圍巖石的變形量，從而減少了二次巷道改造的工作量。

柔模混凝土支護技術的關鍵是在工作面端頭支護效應消失之前，在支架或者單體支柱的支撐下，通過與此技術相匹配的高功率注入裝置將可調凝、可調強的自制混凝土注射到已布置好的柔性模板中，由此，可以在采空區與回采巷道之間的位置建立1道柔模混凝土連續墻。它具有材料易拉拔、適用范圍廣、成本低、強度高、制造工藝簡單等優點。此外，它還適用于薄、中、厚煤層以及淺埋礦井的開采[20-21]。

本次設計的柔性模板，選用了陜西開拓建筑科技有限公司生產的沿空留巷橫斜雙拉纖維柔性模板。該模板是封閉的三維紡織組合體，內部使用拉筋材料加固、外層由加筋的纖維布強化。

柔性混凝土模板作為沿空留巷巷旁支護的主要載體，其作用體現在以下2 方面。

1）通過泵入自制混凝土的柔性編織袋、模板內部的拉筋，以及配套的承重鐵板，可以形成1 個堅固的柔性混凝土承重結構。承重結構不僅具備連續整體混凝土支架的剛度，而且在水平約束力下呈現出三維壓縮狀態。承重結構的自承載能力顯著提高，柔性混凝土模板的水平位移受到很大限制，以防止過度變形，增強結構完整性和穩定性。三維紡織結構柔性模板如圖8。

圖8 三維紡織結構柔性模板Fig.8 Flexible formwork of 3D textile structure

2）接頂模板和頂板構成的緩沖層對巷旁柔性混凝土模板支架具有協同“屈服-抵抗”效應，并達到屈服變形的目的。此外，緩沖層改善了巷旁支架和頂板間的密封效果，并降低了留巷采空區有害空氣的含量。

由于巷道底板為煤體，留巷后期容易底鼓導致墻體傾斜，澆墻時需考慮防底鼓措施，將柔模混凝土墻體向巷內傾斜2°～3°的迎山角。沿空留巷支護斷面圖如圖9。

圖9 53091 巷沿空留巷斷面圖Fig.9 Section of 53091 gob-side entry retaining

3.3 柔性混凝土承重結構及作用機理

柔性混凝土模板作為巷旁支護的作用機理可描述如下。

1）巷旁柔性混凝土模板支護可增強支護阻力，降低主頂板斷裂時動壓力對留巷巷道穩定性的影響，以及主頂板沉降的速率，當煤矸石壓實且變形穩定時，將主頂板置于合理位置，保證留巷的正常使用。

2）頂板接觸緩沖層能夠有效地承受和釋放圍巖的變形能和膨脹壓力，顯著降低柔性混凝土模板上的應力，提高支撐結構的安全性。此外，頂板接觸緩沖層可以與主頂板的旋轉變形、采空區矸石的壓實和固體煤體的變形相協調，防止直接頂板和主頂板分離，實現最佳的“屈服-抵抗”柔性混凝土墻支撐效果。

3）與其他回填支撐材料相比，巷旁柔性混凝土模板支撐加快了繁瑣的模板施工過程，顯著縮短了支護準備時間。此外，巷旁柔性混凝土模板支護技術采用的快速泵送回填材料方法適用于綜合機械化采煤，從而實現高效開采和巷道保持。

3.4 柔性混凝土墻承載能力計算

柔模混凝土的承載力可以分解為2 個部分：①內部核心混凝土的承載力；②外層約束增強體的承載力。

當頂板對柔性混凝土墻施加軸向載荷時，混凝土在軸向發生壓縮變形、在橫向產生向外的擴容，并對約束的錨栓造成拉伸作用。與此同時，錨栓在橫向對核心混凝土形成反向約束，因此，可以使得柔性混凝土墻中的核心混凝土一直處于三軸壓縮的受力狀態。在混凝土的彈性加載階段，柔模混凝土與普通混凝土的應力-應變曲線大致相似；隨后，繼續加載并使應力超過混凝土強度極限后，普通混凝土立即發生應變軟化，應力和應變同時減小，而柔模混凝土的應力-應變曲線仍能保持一定的上升態勢，出現應變強化效應。

由上面描述可知，當施加的軸向應力超過抗壓強度時，素混凝土出現明顯的橫向擴容變形。與之對應的，當軸向應力超過抗壓強度，柔模混凝土的應力-應變關系曲線出現了應變強化的特征。因此，與素混凝土相比，柔模混凝土的強度和延性都得到提高。

錨栓的約束應力計算公式為：

式中：σr為與錨栓套箍相互作用所形成的有效約束力；dm為錨栓直徑，22 mm；σb為鋼筋的抗拉強度，500 MPa；d1、d2為錨栓間排距，750 mm。

根據式（8），可得到錨栓反向作用產生的有效約束力σr=0.34 MPa。

柔模混凝土墻體的承載力可表示為：

式中：N2為巷旁支護的最大承載力；Acor為環向包裹內混凝土矩形截面面積，1 500 mm2；fc為混凝土的抗壓強度，23.1 MPa。

由式（9）可計算出巷旁支護的承載能力N2=33 021 kN/m。

實踐證明，分離巖塊法所得的圍巖上覆壓力和留巷圍巖應力重分布后墻體支撐壓力接近，為5 117.83 kN/m；工作面局部異常來壓時，墻體支撐壓力與疊加層板法得到的圍巖壓力接近，為22 625.9 kN/m。因此，可以計算得出，留巷應力重分布后，柔模混凝土墻的安全系數為N2/p1=6.45，工作面上方頂板異常來壓時，柔模混凝土墻的安全系數為N2/p2=1.46，柔模混凝土墻能對留巷形成有效支護。此外，由于以上只計算巷旁支護對頂板的支撐載荷，并沒有計算頂板支護結構對巷道整體支護的影響。考慮頂板支護對巷旁支護的影響，得到的實際安全系數更高。因此，可認為巷旁支護強度達到了支護要求。

3.5 柔性混凝土墻抗滑穩定性計算

回采和切頂卸壓過程中會在采空區產生大量矸石。垮落的矸石在柔模混凝土墻體的一側逐漸堆積，并最終對柔模混凝土墻體產生1 個不可忽略的側向壓力。為了保證安全，需要計算矸石在柔模混凝土墻形成的側向壓力，從而評估其抗滑穩定性。矸石產生的側壓力pa的計算公式如下：

式中：ρ 為垮落矸石的密度，1.8 t/m3；Hs為垮落矸石的堆積高度，一般為2 倍的有效采高，12.6 m；φ為垮落矸石內摩擦角，45°。

因此，可計算出堆積矸石對巷旁支護體形成的側壓力pa=245.15 kN。

由于靜水平開采工作面，墻體抗滑穩定性可由以下公式計算得到：

式中：Ka為墻體抗滑系數；G 為墻體自重，156 kN/m；F 為留巷頂板充分垮落后的壓力，5 117.83 kN/m；μ 為底板與墻體間的摩擦系數，0.3。

代入以上數值，可計算出墻體抗滑系數為Ka=6.45。該值遠大于重力式擋土墻設計規范所要求的抗滑系數1.6，因此墻體滿足抗滑穩定性要求。

3.6 協同支護效果分析

為了檢驗協同支護技術對沿空留巷圍巖支護的效果，采用十字監測法，對留巷圍巖表面位移情況實施了現場監測，監測圍巖收斂變形[22-23]。沿空巷道位移監測點布置如圖10。

圖10 留巷圍巖變形監測布置圖Fig.10 Layout of surrounding rock deformation monitoring of retaining roadway

5309 工作面的巷道變形主要起始于工作面后10 m 的位置，工作面后10～90 m 范圍內的巷道變形速率較快，此范圍內巷道變形約占總變形量的60%，距工作面超過90 m 的位置巷道變形速率基本不變。巷道頂底板間的最大變形量為235 mm，而頂板下沉量降約占巷道總變形的25%。兩幫變形特性相似，兩幫移近量最大為150 mm。

通過監測可以發現，在錨索和巷旁支護體的切頂作用下，被切斷的采空區頂板快速垮落，柔性混凝土模板墻上未出現螺栓或錨索損壞、錨固失效、單支柱傾倒、彎曲損壞或肋骨剝落的情況。礦壓監測結果表明，進行爆破切頂卸壓期間，5309 工作面的沿空留巷頂板只產生了較小的下沉，底鼓以及兩幫移近量均在設計控范圍內。在整個切頂過程中，巷道圍巖變形較小，留巷效果較好，滿足了下一工作面的使用要求。

4 結 語

1）定向預裂爆破的結果表明，爆破預裂切頂卸壓對于厚層堅硬頂板沿空留巷具有較好效果，能大幅減小留巷段壓力，克服巷道變形，是沿空留巷技術的關鍵步驟。

2）巷道沿采空區一側切頂卸壓后，超前工作面開槽采用柔模混凝土墻體進行巷旁支護，有效阻擋采空區矸石，并對頂板進行強力支撐，降低主頂板斷裂時動壓力對留巷巷道穩定性的影響，以及主頂板沉降的速率。

3）礦壓觀測結果表明：在距工作面10～90 m 范圍內，沿空留巷的巷道變形最快；在距工作面50～100 m 范圍內，沿空留巷墻體壓力達到最大值。爆破預裂切頂卸壓和柔模混凝土墻的協同運用，在減少沿空留巷頂板壓力的同時，提高了留巷的綜合承載力，從而能夠確保留巷圍巖在頂板來壓時的穩定性，并最終為安全生產提供保障。