神州煤業初采前深孔預裂爆破頂板弱化技術研究

張崢嶸

(呂梁職業技術學院，山西 呂梁 033000)

堅硬頂板在開采過程中容易形成大面積懸頂，給工作面安全生產帶來隱患[1-3]。為保證工作面安全生產，必須處理頂板巖體，以減小頂板懸露面積，防止或減弱大面積頂板來壓。國內外針對爆破弱化堅硬頂板的方法已開展了大量研究，主要的頂板處理方式有爆破弱化、水力致裂和靜態預裂等。爆破弱化主要有循環式淺孔放頂、步距式深孔爆破、地面深孔放頂和超前深孔預裂爆破4種方法。循環式淺孔放頂通過爆破破壞頂板完整性，形成矸石層，以緩和頂板垮落的沖擊力，但此方法對生產造成的影響比較嚴重[4-5]；步距式深孔爆破在頂板周期來壓前切斷頂板，以避免頂板大面積冒落[6-7]；地面深孔放頂通過從地面在采空區后方鉆孔爆破以切斷堅硬頂板，避免大面積冒落[8-9]；超前深孔預裂松動爆破通過超前鉆孔爆破，預先破壞頂板性質，使其破碎，有效減小頂板冒落面積[10-12]。

上述爆破弱化堅硬頂板理論已較為成熟，但現有研究成果中，針對工作面初采期間頂板垮落規律的研究尚有欠缺且應用較少。在此以神州煤業8102工作面為背景，結合深孔預裂爆破基本理論，針對初采前切眼頂板深孔預裂爆破開展研究，進行了合理的方案設計，并對該工作面初采期間堅硬厚層頂板垮落形態的變化規律做了深入探討。

1 工程概況

1.1 工作面布置及頂底板情況

神州煤業下組煤8102工作面劃屬第一采區，屬于下組煤首采工作面，煤層平均厚度為1.33 m，工作面開切眼寬度為212 m。該工作面采用一次采全高綜采采煤工藝，采空區頂板管理方法為全部垮落法。下組煤 8102 工作面布置及井下位置，如圖 1 所示。

8#煤層位于太原組碎屑巖含煤段頂部，上距6#煤層20.60～37.07 m，平均28.70 m;埋深232.53～442.10 m，井田東部邊界附近較淺，一般小于250 m，中部300 m左右。頂板為L1灰巖，底部為泥巖、細粒砂巖、炭質泥巖。根據神州煤業8102工作面開切眼附近的補5鉆孔綜合柱狀圖(圖2)可知，8#煤層頂板從下至上依次為厚度4.8 m的石灰巖，0.9 m的泥巖，6.8 m的中粒砂巖，3.2 m的細粒砂巖，5.7 m的石灰巖，預計沿開切眼走向各巖層的厚度變化不大。

圖2 8#煤層及其頂底板柱狀

神州煤業進入下組煤開采后，將面臨不同的煤層賦存特征和圍巖條件，且8102工作面為下組煤的首采工作面，工作面頂板垮落特征與礦壓規律不明確，8#煤老頂石灰巖致密堅硬，節理裂隙不發育，整體性較好，初采可能形成大面積懸頂、不易垮落、初次垮落步距大等頂板問題。因此，在采前弱化8102工作面開切眼頂板，進行初采前預裂，通過深孔預裂爆破，預先破壞頂板完整性,減小懸露面積,縮小初次垮落步距,防止或減弱大面積來壓隱患，對防治工作面上、下隅角瓦斯超限以及防止初采期間頂板大面積垮落時工作面瓦斯超限都有積極的現實意義。

1.2 工作面地質及水文地質情況

根據井田內地表揭露及4#煤層采掘過程中揭露的地質情況發現，井田內褶曲寬緩，斷裂、陷落柱雖較發育，但斷層落差基本較小，對煤層的開采影響并不大，井田內也未發現巖漿巖活動。神州煤業井田地質構造復雜程度屬于簡單類型，預計在8102工作面采掘過程中不會遇到斷層和陷落柱。8102工作面地面水補給主要是大氣降水及地表水的滲入，工作面的直接充水含水層是太原組的三層石灰巖含水層，平均厚度23 m，含水層連續性差，厚度穩定，裂隙較發育，富水性弱。離石-中陽向斜貫穿整個井田，在其他工作面的采掘過程中，未發現該向斜有導水現象。8102工作面開切眼上方有4#煤層采空區，其與8#煤層的平均間距為60 m，井田內褶皺寬緩，斷裂、陷落柱雖較發育，但4#煤層揭露斷層落差基本較小，8#煤層地質條件同4#煤層相近，所以，4#煤層與8#煤層揭露的斷層不會導通4#煤層采空積水。4#煤層采空積水對巷道掘進基本沒有影響，但對工作面回采可能存在影響，因此在8102工作面初采頂板前，必須探明開切眼上方4#煤層采空區的積水情況并采取抽放措施，確保上方4#煤層采空區無積水、能夠安全開采后方可實施預裂工作。

1.3 工作面巷道布置及支護

8102工作面運輸順槽、回風順槽、開切眼的斷面和支護形式如圖3所示。

(a)運輸順槽

1)運輸順槽、回風順槽。8102工作面運輸順槽正常斷面尺寸為4.65 m×2.60 m，回風順槽斷面尺寸為4.3 m×2.6 m，支護形式規格為：頂錨桿規格φ20 mm×2 000 mm，間排距1 000 mm×1 000 mm；錨索規格φ17.8 mm×6 000 mm，間排距2 000 mm×3 000 mm，采用2-1-2布置；頂錨桿使用8 mm×150 mm×150 mm的鐵托盤，錨索使用16 mm×250 mm×250 mm的鐵托盤；幫錨桿規格為φ18 mm×2 000 mm，間排距900 mm×1 000 mm，幫錨桿使用3 mm×250 mm×300 mm的W型托盤；支護時頂板加W型鋼帶，鋼帶規格為3 mm×100 mm×4 200 mm，鋼帶孔距為1 000 mm，兩幫掛金屬網，金屬網規格為φ4 mm×1 100 mm×2 200 mm。

2)開切眼。8102工作面切眼斷面尺寸為6.0 m×2.4 m，支護形式規格為頂錨桿規格φ20 mm×2 000 mm，間排距900 mm×900 mm；錨索規格φ17.8 mm×6 000 mm，間排距1 800 mm×1 800 mm，采用3-2-3布置；頂錨桿使用8 mm×150 mm×150 mm鐵托盤，錨索使用16 mm×250 mm×250 mm 鐵托盤；幫錨桿規格為φ18 mm× 2 000 mm，間排距900 mm×900 mm，幫錨桿使用3 mm×250 mm×300 mm的W型托盤；支護時頂板加W型鋼帶，鋼帶規格為3 mm×100 mm×5 600 mm，鋼帶孔距為900 mm，兩幫掛金屬網，金屬網規格為φ4 mm×1 000 mm×2 200 mm。

2 深孔預裂爆破理論分析

2.1 爆炸破壞機理

預裂爆破通過爆炸破壞堅硬頂板的完整性。炸藥爆破時，煤巖體受到高壓沖擊，藥包周圍部分煤巖體受到強烈壓縮，溫度會大于3 000℃導致熔融，這部分巖體呈塑性流態形成空腔。爆炸能量隨沖擊波向四周傳播，爆炸氣體壓力和溫度快速下降，導致其周圍巖體應力狀態解除，引起巖體發生向心運動，將熔融狀巖體粉碎成細微顆粒，形成粉碎區[13]。當沖擊波繼續傳播，進入圈外時，巖體受到強烈的徑向壓縮而產生徑向運動，造成徑向裂縫和環向拉應力場，并與粉碎區貫通形成破裂區，如圖4所示。

圖4 炮孔爆破后各區分布

2.2 條形(柱狀)藥包爆破作用區域分析

波動力學分析表明，隨著沖擊波的傳播，爆炸能量、氣體壓力和溫度急劇下降，周圍巖體應力狀態迅速解除，粉碎區巖體消耗了大部分能量，導致沖擊波衰減很快。沖擊波的強烈壓縮導致粉碎區內的巖體極度粉碎，可以假設在沖擊載荷作用下的巖體介質為不可壓縮的理想流體，采用理想流體介質模型，如果采用柱狀藥包不耦合裝藥，且不耦合系數較小時，相應的粉碎區半徑Rc為[14]：

(1)

工程中，巖體的破壞取決于巖體的性質和受力狀況。巖體呈拉壓混合的三向應力狀態，而巖體抗拉強度明顯低于抗壓強度，導致爆破中的壓碎區是巖體受壓縮造成的，而裂隙區則是受拉破壞造成的。

巖體中任一點的應力強度可按下式計算：

(2)

粉碎區與破裂區的分界面上，由式(2)變形為：

(3)

式中：σt為抗拉強度，MPa；σr為分界面上的徑向應力，MPa；Rc為粉碎區半徑，m。

根據強度準則，可得破裂區半徑Rp的計算公式：

(4)

由式(3)和式(4)可得不耦合裝藥條件下的破裂區半徑計算公式：

(5)

將神州煤業8#煤層頂板巖層的物理力學參數和3號乳化炸藥參數(炸藥的密度1 194.265 kg/m3，炸藥爆速2 800 m/s，不耦合系數1.25)代入到上述公式中，通過計算可得破碎區半徑約為0.6 m，裂隙區半徑約為3.0 m。

2.3 頂板處理高度分析

根據礦山壓力與巖層控制[15]的相關理論，結合神州煤業8#煤層地質資料，可判斷頂板巖層中4.8 m厚的石灰巖為主關鍵層(老頂)，控制著自身及上覆巖層的變形與移動。但結合圖2可知，8102工作面老頂之上還存在厚度較大的中粒砂巖和細粒砂巖。根據已有的成功經驗，頂板預裂時老頂之上的中粒砂巖層和細粒砂巖層的完整性也應適當破壞，故預裂垂直方向需深入到更上方的細粒砂巖層。根據經驗公式預估，頂板裂隙帶一般應為12～20倍采高，才可保證頂板礦壓有效釋放。因此預裂高度至少為12倍采高，結合鉆孔柱狀圖，綜合確定8102工作面開切眼頂板深孔預裂處理的垂直高度為15.7 m，即預裂范圍從下至上依次為厚度4.8 m的石灰巖，0.9 m的泥巖，6.8 m的中粒砂巖，3.2 m的細粒砂巖。

3 現場實驗

3.1 預裂爆破方案

8102工作面開切眼頂板預裂炮孔布置如圖5所示。開切眼內共施工預裂炮孔24個，施工炮眼總長753.6 m，裝藥總長度432 m，炸藥用量1 296 kg，封泥長度133.2 m。炮孔仰角(30±2)°，沿開切眼軸向布置，在炮孔距開切眼外幫1.0～1.5 m處的頂板打設。放炮使用BF-200型起爆器，分組裝藥、分次爆破。一茬炮聯線采用“局部并聯，總體串聯”的方式進行，每次起爆一組炮孔，起爆順序從回風順槽向膠帶運輸順槽方向：1-24號鉆孔依次分6組進行，每組布置4個鉆孔，其中3個鉆孔為裝填炸藥的爆破孔，1個為備用孔。

圖5 8102工作面開切眼頂板預裂炮孔布置圖

3.2 工作面礦壓顯現規律

3.2.1液壓支架載荷變化規律

在初采前爆破預裂前后，收集并記錄得到8102工作面液壓支架載荷數據，繪制爆破前后液壓支架載荷對比曲線，如圖6所示。由圖可知，放炮后，該工作面92%的液壓支架載荷值均有不同幅度的升高，且液壓支架載荷值增幅較大，最大升高值為7.8 MPa，支架載荷的增大說明了超前深孔預裂爆破有效地破壞了開切眼上方頂板巖層的完整性，從而導致支架載荷增大。8102工作面回采開始后，工作面推進距離及采空區頂板垮落現場情況表明：工作面回采推進8 m時，第1#-93#支架后方頂板開始垮落；工作面回采推進14.4 m時，除機尾的7架液壓支架后方頂板未垮落外，工作面后方其余范圍的頂板已全部垮落；工作面回采推進25 m時，除機尾的2架液壓支架后方頂板未垮落外，工作面后方其余范圍頂板已全部垮落。因此，根據上述頂板垮落情況，判斷達到了初采前深孔預裂爆破處理堅硬頂板的目的。

圖6 初采前爆破前后液壓支架載荷對比曲線圖

3.2.2工作面頂板垮落規律

由初采期收集的工作面液壓支架載荷數據，繪制8102工作面初采期間礦壓曲面圖，如圖7所示。其中，橫坐標為工作面支架編號，縱坐標為工作面推進距離。由圖7分析可知，當工作面推進距離達到8 m時，工作面兩端距機頭、機尾40 m處的位置向中部35 m范圍內頂板開始來壓，即60#-90#液壓支架數據增大，支架壓力在22～41 MPa之間。由于8102工作面為首采工作面，因此回采過程中機頭和機尾部位上方的頂板不易垮落。結合現場可知8102工作面回采推進約8 m時，60#-90#支架范圍的采空區頂板垮落，當工作面機頭位置推進至18 m，機尾位置推進14 m，除機尾約20 m范圍外，采空區頂板全部垮落。

圖7 8102 綜采工作面初采期間礦壓曲面圖

3.2.3工作面礦壓顯現分布規律

收集8102工作面正常回采階段(2021年7月)的液壓支架載荷數據與工作面推進度情況，繪制得到如圖8所示的工作面液壓支架礦壓顯現三維分布圖及曲面圖。根據圖8可知，8102工作面初次來壓步距在8～15 m之間，初次來壓時整面支架工作阻力在12～24 MPa之間，上部支架的工作阻力在12～22 MPa之間，中部支架的工作阻力在17～24 MPa之間，下部支架的工作阻力在15～23 MPa之間。由此可見,工作面中部液壓支架的壓力略大于上下部液壓支架的壓力，同時也進一步說明工作面兩端的垮落程度低于工作面中部。因此8102工作面初次來壓步距在8～15 m之間。結合工作面推進度得出，8102工作面正常回采階段的周期來壓步距為40.8 m，與現場日常生產過程中的宏觀判斷(35 m左右)相近。根據上述頂板垮落情況和工作面初次來壓步距可知，初采前深孔預裂爆破達到了處理堅硬頂板的目的。

(a)2021年7月液壓支架載荷數據三維分布圖

4 結論

結合深孔預裂爆破基本理論，對神州煤業8102工作面初采前切眼頂板深孔預裂爆破進行了分析，合理確定其爆破破碎區半徑約為0.6 m，裂隙區半徑約為3.0 m，深孔預裂處理的垂直高度為15.7 m，并進行了預裂爆破方案設計和炮孔布置。通過理論分析和現場實驗可知，8102工作面開切眼頂板在實施深孔預裂爆破后，工作面92%的液壓支架載荷顯著升高，最大升高值為7.8 MPa；初次來壓時整面支架工作阻力在12～24 MPa之間，8102工作面推進約8 m時，工作面中部頂板開始垮落，在推進至18 m時，機頭、機尾處頂板基本全部垮落；老頂初次來壓步距均保持在8～15 m，正常回采階段的周期來壓步距為40.8 m。由此可見，初采前深孔預裂爆破達到了預先弱化堅硬厚層老頂的目的，工作面初采前頂板預裂可以保證該工作面初采期間的安全生產。