堅硬灰巖頂板破斷對煤層底板破壞特征

王永凱 陳軍濤 范銘今

（山東科技大學能源與礦業工程學院，山東 青島 266590）

黃河北煤田受灰巖巖溶裂隙含水層突水影響較嚴重，隨著開采深度的增加，礦井面臨日益嚴重的“三高一擾動”復雜條件，底板突水危險性也隨之增加。礦井突水災害是在采動影響下高壓水突破隔水層涌入礦井的現象，是煤礦生產過程中最具威脅的災害之一[1]。礦井突水受動靜載共同作用，靜載作用是誘發礦井突水的主要因素，但隨著煤炭開采逐漸向深部轉移，動載在誘發礦井突水中的作用愈加明顯，其中由堅硬灰巖頂板破斷垮落引發的底板突水災害較為突出。煤炭開采過程中，高應力狀態堅硬頂板初次垮落步距可達50 m 以上，在一定條件下產生突發性破壞，會對采空區底板產生劇烈的沖擊，極有可能導致底板隔水層破壞，增加底板突水風險。蒲文龍等[2]總結了近些年眾多底板突水事故發生原因，并得出了動靜礦山壓力的聯合作用引發礦井突水的結論；左宇軍等[3]基于突變理論建立了動載作用下底板關鍵層失穩的突變模型，并推導了關鍵層失穩判據；周樂[4]通過震源機制反演兩淮礦區煤層底板地應力特征，并研究了底板突水臨界水壓峰值隨側壓系數的變化規律?；陧敯鍘r體破斷動載應力函數，采用FLAC3D研究煤炭開采過程中堅硬灰巖頂板破斷對采空區底板的破壞特征，分析不同時刻動載作用下采空區底板破壞深度，對比不同動載幅值作用下采空區底板塑性區范圍，并基于深孔聚能爆破預裂技術，設計了切頂卸壓爆破方案，為堅硬灰巖頂板工作面安全開采提供保障。

1 工程概況

邱集煤礦正在開采-447 m 水平11 煤層，礦井地質類型復雜。11 煤層位于太原組下部，標高-240～-900 m，直接頂為四、五灰，底板多細砂巖或泥巖。上距10 煤層39.63～58.50 m，平均50.47 m，下距13煤層4.67～9.38 m，平均6.62 m。11煤層厚1.50～3.44 m，平均2.04 m，下距徐灰34 m，受徐、奧灰巖溶承壓水威脅嚴重。四灰厚3.60～7.30 m，平均5.78 m，五灰厚0.66～3.75 m，平均2.10 m，四、五灰平均間距1.37 m，可視為一個含水層。巖性為灰～深灰色石灰巖，中間夾薄層泥灰巖和鈣質粉砂巖，含巖溶裂隙水。四、五灰原始水位高出地面4.12 m，單位涌水量0.179 9～0.733 0 L/s·m，富水性中等，水化學類型SO4-Ca·Mg、SO4-Ca 型，礦化度2.976 3～3.284 0 g/L，井下鉆孔揭露單孔最大涌水量300 m3/h。11 煤底板為粉砂巖，頂板灰巖堅固，屬堅硬頂板。如圖1。

圖1 11 煤層頂底板巖層柱狀圖

2 數值模擬建立

FLAC3D可以較好地模擬地質材料在達到屈服極限時的力學特性，特別適用于分析研究對象的破壞失穩。通過對研究區域巖層的合理簡化，建立數值仿真模型，如圖2。模型尺寸：長120 m×寬120 m×高180 m，覆巖層厚85 m，埋深500 m，兩側保護煤柱40 m，等效覆巖壓力荷載12.5 MPa，含水層水壓5.0 MPa，初次來壓步距50 m。各巖層力學參數見表1，根據前人理論[5]，頂板巖體破斷動載應力函數可表示：

圖2 巖層模型的網格劃分圖

式中：t為時間；M為頂板垮落巖體質量；h為下落高度；g為重力加速度；S為沖擊作用面積。取λ=240、ω=100，將各個參數代入，即可得到動載應力函數σ（t）=67e-240tsin（100t）。動載應力隨時間變化曲線如圖3，最大動應力即動載幅值為10 MPa，持續時間約為30 ms。本次模擬分為兩個階段，首先沿著X軸正方向開挖50 m 達到平衡，在靜力平衡之后，開始進行動力分析，將動載以均勻分布的形式施加到采空區底板上，從而模擬堅硬灰巖頂板巖體破斷對采空區底板的沖擊破壞。

圖3 動載應力曲線

3 模擬結果分析

3.1 不同時刻動載作用下采空區底板破壞特征

圖4 為動載作用下不同時刻底板塑性區分布云圖，可以看出底板破壞范圍。

圖4 不同時刻底板塑性區分布云圖

t=0 ms 時，工作面開挖50 m 結束，由于原巖應力平衡遭到破壞，采空區底板處于卸載的狀態，底板最大破壞深度6 m，此時頂板因懸頂過長開始破斷，底板受動載影響再次開始產生破壞；頂板破斷t=5 ms 時，底板受動載影響，開始產生剪切、拉伸破壞，此時底板最大破壞深度8 m，增加了30%；頂板破斷t=15 ms 時，隨著應力波的向下波動，采空區底板繼續破壞，底板最大破壞深度10 m，增加了25%；頂板破斷t=30 ms 時，受到動載的持續影響，采空區底板破壞進一步增加，底板最大破壞深度11 m，增加了10%，此時動應力接近為0，動載作用結束；頂板破斷以后t=70 ms 時，底板破壞深度持續增加，底板最大破壞深度12 m，增加了約9%，底板破壞深度的增加已經十分緩慢，這是因為頂板破斷產生的殘余應力波持續影響著采場底板，隨后應力波逐漸衰減；頂板破斷t=150 ms 時，底板塑性區不再產生變化，底板最大破壞深度不再增加，底板達到穩定狀態，表明頂板破斷產生的應力波已衰減至消失，采場底板的動力響應全部結束。

在頂板破斷導致采空區底板破壞過程中，堅硬頂板破斷導致采空區底板破壞包括兩個部分：一是底板未破壞區在動載作用下發生的剪切、拉伸破壞；二是工作面開挖后底板塑性區由于頂板破斷導致的二次剪切、拉伸破壞。采空區底板在開挖結束以后被二次破壞，動載作用前后的底板破壞范圍和底板破壞深度有明顯增加。

圖5 為動載作用下不同時刻底板破壞深度的變化規律。從圖5 中可以看出，底板破壞深度增加主要發生在0～70 ms，底板破壞深度從6 m 增加到了12 m，最大破壞深度12 m，較動載之前增加了1 倍。在t=0～30 ms 時，底板破壞深度迅速增加；t=30 ms 以后底板破壞深度的增速趨緩，隨著時間的變化底板破壞深度不斷增大，并在t=150 ms 時達到最大值。這是因為t=30 ms 以后，盡管動載作用已經結束，由于應力波的折射、反射作用，殘余的應力波依然持續影響采空區底板，直至t=150 ms 時，采空區底板塑性區不再變化，底板最大破壞深度不再增加，底板達到穩定狀態，頂板破斷產生的應力波完全消失。

圖5 不同時刻的底板破壞深度

3.2 不同應力幅值動載作用下底板破壞特征

為了研究頂板巖體破斷的不同動載幅值對底板破壞的影響，可通過應力函數σ（t）=Ae-λtsinωt中固定參數λ和ω，改變參數A的取值，得到持續時間相同、動載幅值遞增的多個沖擊載荷曲線，幅值分別為5 MPa、8 MPa、10 MPa、15 MPa、18 MPa、20 MPa，沿著X軸正方向開挖50 m 達到靜力平衡之后，分別依次進行數值模擬分析，從而得到不同幅值動載作用后采空區底板破壞特征。

如圖6 所示，隨著動載幅值增大，底板破壞區范圍逐步增大，底板破壞深度也在逐步增大。

圖6 不同動載幅值的工作面塑性區分布云圖

當幅值為5 MPa 時，動載作用后的底板破壞深度增加了2 m；當幅值為8 MPa 時，動載作用后的底板破壞深度增加了3 m，動載作用后的底板破壞區范圍較動載作用前變化不明顯；當幅值為10 MPa時，動載作用后的底板破壞深度增加了6 m，底板開始出現較為明顯的破壞；當幅值大于10 MPa 時，動載作用后的底板破壞區范圍較動載作用前有明顯變化，底板破壞深度、范圍均有增加，尤其在幅值為20 MPa 時底板破壞區顯著增加，最大底板破壞深度超過30 m，隔水層遭到嚴重破壞，采空區底板發生突水危險性大幅提高。由此可見，堅硬灰巖頂板巖體破斷對底板產生的沖擊不可忽視，當動載幅值足夠大時，底板易發生嚴重破壞。

4 工程防治

4.1 深孔聚能爆破預裂技術

深孔聚能爆破預裂技術，是將炸藥裝在兩個設定方向有聚能效應的聚能裝置中，炮孔圍巖在炸藥起爆后在設定方向上集中受拉，在非設定方向上均勻受壓，使巖石按照設定方向拉裂成型。由于鉆孔間的巖石是斷裂的，爆破炸藥消耗量將大幅下降，同時，鉆孔周邊巖體所受損傷也大幅降低，從而不僅實現預裂又可以在一定程度上保護巷道頂板。

4.2 爆破切頂方案設計

制定深孔聚能預裂爆破方案時，針對爆破參數的選擇要根據理論計算值和現場經驗做出合理的設計。深孔聚能預裂爆破的技術關鍵在于四個重要指標：切頂角度、切頂高度、炮孔間距、封堵長度。深孔爆破參數的選擇，是基于多種理論假設，但考慮到工程實際條件的復雜性，不可能把影響爆破效果的全部影響因子考慮進去，就使得實際爆破效果和預想效果有一定的差異。制定爆破方案時，用到的介質力學參數大多是實驗室獲得，和實際存在一定誤差。因此，選擇深孔爆破參數時，需理論和經驗相結合，最終獲得較佳的爆破效果。經過計算，兩順槽選取切頂角度為10°，合理切頂高度為9.5 m，炮孔間距1000 mm。結合邱集煤礦111107 工作面的工程實際，為保證爆破效果和施工作業安全，兩順槽、切頂巷、架前通道處切頂孔封堵長度為3.5 m。

膠帶順槽切頂孔直徑75 mm，距離煤壁800 mm，鉆孔傾角80°，間距1 m，孔深為9.5 m，如圖7 所示。軌道順槽切頂孔距離側幫1200 mm，鉆孔傾角80°，間距1 m，鉆孔直徑為75 mm，孔深為9.5 m，如圖8 所示。

圖7 膠帶順槽鉆孔示意圖（m）

圖8 軌道順槽鉆孔示意圖（m）

裝藥采用3+2+1+2 的裝藥形式，使用導爆索傳爆，單孔裝藥量為8.4 kg，鉆孔間距為1000 mm，封堵長度為3.5 m，采用泡泥+快硬水泥聯合封孔，如圖9 所示。

圖9 兩順槽切頂孔裝藥結構（75 mm）

4.3 爆破切頂效果

爆破完成以后，待工作面繼續推進一定距離，現場觀察發現，采空區堅硬灰巖頂板可以及時垮落并有效充填采空區，未出現大面積懸頂的現象。在前端支架、中間支架共計布置6 個監測站對爆破后工作面的支架阻力進行實時監測，選取1 號、16 號、26 號端頭支架，36 號、50 號、66 號中間支架進行進一步分析，統計其來壓步距、動載系數見表2。

表2 111107 工作面初次來壓情況

6 組支架的來壓步距在28～32 m 之間，平均來壓步距為30 m，與未切頂相比減小了至少40%；6組支架的動載系數在1.1～1.4 之間，平均動載系數1.2。整體礦壓顯現較緩和，表明爆破切頂取得了良好效果。

5 結論

1）堅硬灰巖頂板破斷導致采空區底板破壞包括兩部分：一是底板未破壞區在動載作用下發生的剪切、拉伸破壞，二是工作面開挖后底板塑性區由于頂板破斷導致的二次剪切、拉伸破壞。

2）研究了不同時刻動載作用下采空區底板破壞特征。動載作用前后底板破壞范圍變化明顯；動載作用結束以后，殘余應力波仍持續影響底板，直到灰巖頂板破斷150 ms 以后，由于應力波的不斷衰減，采場底板的動力響應才全部結束。

3）研究了不同動載幅值作用下采空區底板的破壞特征。隨著動載幅值增大，底板破壞區范圍逐步增大，底板破壞深度也在逐步增大。在持續時間相同的條件下，當幅值較小時動載對底板破壞不明顯，當動載幅值達到約10 MPa 時，底板才開始產生較大破壞；在幅值為20 MPa 時，底板最大破壞深度超過30 m，隔水層遭到嚴重破壞，底板發生突水事故的概率大大增加。

4）設計了切頂卸壓爆破方案，爆破完成后，平均來壓步距為30 m，平均動載系數1.2，表明爆破切頂取得了良好效果，為堅硬灰巖頂板工作面安全高效開采提供了保障。