吉曉波，王 飛，高亞斌，李敬鈺，郭樂宏，李午明

(1.太原理工大學(xué)安全與應(yīng)急管理工程學(xué)院，山西 太原 030024；2.山西省煤礦安全研究生教育創(chuàng)新中心，山西 太原 030024；3.山西潞安集團潞寧煤業(yè)有限公司，山西 寧武 036706)

我國地域廣闊，煤層開采條件復(fù)雜多樣，隨著煤層開采強度和開采跨距的增加，采空區(qū)上覆堅硬巖層來壓強度和來壓步距逐步增大[1-2]。一方面，強烈的動力破斷對綜采面液壓支架造成沖擊，進而引發(fā)各種次生災(zāi)害；另一方面，采空區(qū)形成大面積無裂隙懸頂，給鉆孔和巷道瓦斯抽采造成很大困難[3-5]。我國學(xué)者在預(yù)防此類災(zāi)害方面做了大量工作，李重情等[6]基于小撓度理論得出初次來壓步距，并證實頂板弱化后對瓦斯抽采率有明顯的提升作用；賈瑞榮等[7]針對博斯坦礦利用薄板理論得出頂板破斷步距，優(yōu)化了頂板深孔預(yù)爆參數(shù)；譚毅等[8]采用數(shù)值模擬、現(xiàn)場勘測技術(shù)研究了淺部煤層堅硬頂板條件下導(dǎo)水裂隙帶的發(fā)育高度，為堅硬頂板采空區(qū)瓦斯抽采提供了借鑒；李迎富等[9]運用相似模擬實驗，通過力學(xué)結(jié)構(gòu)模型導(dǎo)出支架失穩(wěn)時臨界阻力計算公式，指出強制放頂后可降低來壓強度。

預(yù)先弱化是處理堅硬頂板的常見方式，但針對其和采空區(qū)瓦斯治理相互影響規(guī)律研究較少，本文以潞寧煤礦堅硬頂板大跨度工作面的地質(zhì)條件為工程背景，研究了深孔爆破后的來壓步距，以及來壓前后對鉆孔、瓦斯抽采系統(tǒng)抽采量的影響規(guī)律。

1 工程背景

潞寧煤礦24102工作面埋藏深度為353～484 m，工作面平均走向長度為2 601 m，傾向長236 m，煤層平均厚度為3.28 m，煤層平均傾角5°。工作面采用走向長壁式一次采全高綜合機械化采煤方法，頂板管理為超前深孔強制預(yù)裂頂板、全部垮落法。工作面的直接頂為3.0～7.3 m的泥巖，層理發(fā)育，易分化破碎，老頂主要為細(xì)粒砂巖，呈層狀、細(xì)粒結(jié)構(gòu)，成分以石英為主，裂隙不發(fā)育。2號煤層為Ⅱ級自燃煤層，煤塵具有爆炸性。為治理采空區(qū)瓦斯，在工作面風(fēng)巷上幫施工高位鉆孔、在風(fēng)巷下幫布置插管，兩趟Φ325 mm瓦斯抽采管路沿風(fēng)巷回風(fēng)聯(lián)巷與總回Φ630 mm負(fù)壓主管路連接。

2 正?？缏鋽?shù)值模擬

FLAC3D軟件目前普通用于采礦工程以解決巖土問題[10]。根據(jù)潞寧煤礦的地質(zhì)資料以及上下巖層的物理參數(shù)建立數(shù)學(xué)模型，將模型共劃分為18個煤巖層，頂部施加7.0 MPa豎向壓應(yīng)力，模型尺寸設(shè)置為：400 m×270 m×146 m，走向長度為400 m，傾向長度為270 m，豎直方向高度為146 m。模型共劃分86 400個單元、92 988個節(jié)點，初始模型及部分巖層參數(shù)見圖1和表1。按10 m的步距對2號煤層開挖，煤層開挖后頂板沿走向的塑性變形如圖2所示。

圖1 24102工作面的網(wǎng)格模型

表1 煤層頂板參數(shù)

由圖2可知，煤層開挖的前10 m上覆巖未發(fā)生明顯的變化，當(dāng)開采到20 m后直接頂開始受到拉伸破壞，出現(xiàn)跨落現(xiàn)象；當(dāng)開挖到40 m時老頂開始出現(xiàn)剪切破壞，且隨著開采面的繼續(xù)推進，上覆巖老頂剪切破壞和拉伸破壞的面積開始逐步橫向增加，推到60 m時破碎發(fā)育完全，且老頂出現(xiàn)大面積的跨落，說明此時老頂初次來壓。工作面繼續(xù)推進上覆巖層的破碎區(qū)主要沿著橫向發(fā)展進而周期性跨落。由此認(rèn)為，老頂?shù)某醮蝸韷翰骄酁?0 m，且根據(jù)煤礦開采初期對該礦上覆巖層的礦壓分析，確定弱化前的老頂初次來壓步距為64 m[10]。

3 堅硬頂板深孔爆破研究

3.1 深孔爆破治理瓦斯原理

如圖3所示，深孔爆破的過程是能量沿著爆孔中心向外圍輻射的過程，在外加能量的作用下原有平衡狀態(tài)被打破。貼近爆孔的巖石圈所承受沖擊壓力超過巖石強度，巖石發(fā)生剪切和拉伸破壞，破壞后產(chǎn)生的巖石碎塊在重力和爆轟氣流的作用下被剝離，形成內(nèi)部中空區(qū)；能量經(jīng)過一次衰減后仍足以將深部巖層壓斷，但爆轟氣流無法對破斷巖塊形成有效的拋擲作用，進而轉(zhuǎn)變?yōu)橄嗷フ尺B的破碎巖塊；隨著爆破能量被沿途巖石的吸收，沖擊波與爆轟氣體的能量都有大幅度的減弱，沖擊波只沿著抗剪切能力較弱的節(jié)理面?zhèn)鬟f，致其產(chǎn)生大量裂縫；而外層只是受到微小的動力擾動，不足以克服巖石的內(nèi)聚力，因此形成震動區(qū)[12]。

圖2 煤層開挖后頂板塑性圖

圖3 深孔爆破原理圖

在順槽、工作面頂板施工若干深孔進行爆破后，相鄰炮孔間形成相互貫通的裂縫，上覆巖體蓄積的勢能得到釋放且集中應(yīng)力重新分布，導(dǎo)致煤層頂板強度降低。隨著工作面向前推進，頂板逐漸形成中間強度低的懸臂梁，在重力的作用下，巖梁發(fā)生破斷跨落[13-14]。如圖4所示，深孔爆破后加速裂隙的發(fā)展，上覆巖在跨落后形成直觀的“三帶”分布，采空區(qū)內(nèi)瓦斯由于密度較輕，瓦斯升浮蓄積到裂隙帶內(nèi)，形成的大量裂隙為采空區(qū)瓦斯抽采提供了通道。

圖4 預(yù)裂后頂板跨落示意圖

3.2 深孔爆破現(xiàn)場研究

由前文對2號煤層開挖模擬研究可知，24102工作面回采后采空區(qū)頂板必然會出現(xiàn)大面積懸頂。綜合考慮礦井實際條件，炮孔布置如圖5所示，切眼深孔爆破主要布置39個炮孔，分別為A炮孔、B炮孔、C炮孔、D1炮孔～D14炮孔、E1炮孔～E16炮孔、G炮孔、H炮孔、M1炮孔、M2炮孔、N1炮孔、N2炮孔。其中，A炮孔、B炮孔、C炮孔、D1炮孔～D14炮孔、G炮孔、H炮孔布置在切眼靠近老塘側(cè)，距切眼靠老塘側(cè)煤墻距離≤500 mm，E1炮孔～E16炮孔布置在距D排孔1 m的平行線上。A炮孔位置在運巷中線處，A炮孔與B炮孔孔口間距7.5 m，B炮孔、C炮孔、D1炮孔～D14炮孔孔口間距15 m，G炮孔與D14炮孔孔口間距5 m、G炮孔與H炮孔孔口間距4 m，H炮孔孔口距風(fēng)巷上幫2.1 m；E1炮孔～E16炮孔孔口間距15 m，E1炮孔與運巷下幫間距17.5 m，E16炮孔與E15炮孔間距14.5 m、與風(fēng)巷上幫3.7 m；M1炮孔、M2炮孔和N1炮孔、N2炮孔分別布置在運巷、風(fēng)巷超前支護段內(nèi)，沿著巷道中線間距7.5 m且平行于兩巷并向老空方向鉆進，炮孔各參數(shù)見表2。 現(xiàn)場選用Φ42 mm的鉆桿超前工作面煤層壁40 m打眼，在工作面每推進3刀的位置處裝藥爆破，爆破完切眼炮孔后相繼爆破風(fēng)巷和運巷孔，每次爆破3個炮孔，每個炮孔采用連續(xù)偶合方式裝藥，雙雷管、雙導(dǎo)索引爆，炮孔用炮泥連續(xù)密實封堵。

圖5 深孔爆破炮孔布置圖

表2 深孔爆破炮孔參數(shù)

工作面推進過程中，沿工作面傾向從進風(fēng)側(cè)依次選取10號支架、80號支架、150號支架，分析支架載荷隨采動距離的變化規(guī)律，如圖6所示。根據(jù)現(xiàn)場經(jīng)驗將支架載荷的均值與其1～2倍均方差的和作為老頂來壓的判別依據(jù)[15]，其中，圓點標(biāo)記點即為來壓節(jié)點。

隨著24102工作面推進距離的增加，頂板懸掛長度逐漸加大，10號支架載荷出現(xiàn)無規(guī)律波動，開采到33 m后10號支架載荷第一次出現(xiàn)了急劇增加，在36 m處達到最大值24 MPa，老頂初次來壓，在后續(xù)的39～50 m 10號支架載荷變化平緩，在54 m處10號支架載荷值到達低谷，63 m后10號支架載荷快速上升，進入下一個來壓周期，平均周期來壓為26 m；工作面推進190 m的過程中，80號支架相繼出現(xiàn)6次來壓，平均來壓步距為24 m；而根據(jù)150號支架載荷判斷，工作面推進33 m后頂板初次來壓，在繼續(xù)推進190 m的過程中出現(xiàn)了5次周期來壓，來壓步距為15～32 m。

采取深孔預(yù)裂頂板后，工作面傾向上來壓并不同步，老頂初次來壓步距減小為31～45 m，縮減為放頂前的1/2；來壓步距的變化對采空區(qū)瓦斯抽采有著直接的影響。

3.3 深孔爆破對瓦斯治理的影響

圖7為高位鉆孔瓦斯抽采數(shù)據(jù)隨時間變化規(guī)律圖，其中，圖7(a)為新切眼采煤階段采取深孔爆破放頂時采空區(qū)高位鉆孔抽采瓦斯數(shù)據(jù)圖，圖7(b)為舊切眼采煤階段未采取深孔爆破放頂時采空區(qū)高位鉆孔抽采瓦斯數(shù)據(jù)圖。

24102工作面新切眼開采到7 d時，工作面推進35 m左右，老頂初次來壓，且由圖7(a)知，此時為鉆孔瓦斯?jié)舛群土髁孔兓霓D(zhuǎn)折點。在此之前，鉆孔瓦斯?jié)舛?、流量均偏低，且鉆孔流量變化幅度較??；頂板跨落后，采空區(qū)氣體在負(fù)壓作用下從大量發(fā)育良好的裂隙流向高位鉆孔，此時鉆孔瓦斯?jié)舛群土髁慷加写蠓鹊奶嵘晕笥陧敯宄醮蝸韷旱臅r間。 在老頂跨落之后的3～4 d內(nèi)鉆孔抽采濃度和抽采純流量達到最大值，分別為11%、0.34 m3/min，比來壓前分別增加了1.8倍、5.6倍，而鉆孔混合流量由于后期抽采管路負(fù)壓有所調(diào)節(jié)，最大值與純流量和瓦斯?jié)舛炔⒉煌健?隨著采動時間的推移，鉆孔終孔逐漸進入采空區(qū)后方的壓實區(qū)，在空間位置和瓦斯儲量上都不利于瓦斯抽采，此時單個鉆孔瓦斯?jié)舛染S持在1.5%左右，瓦斯純流量在0.07 m3/min波動。對比圖7(a)和圖7(b)可知，采空區(qū)高位鉆孔瓦斯?jié)舛群土髁孔兓厔莼疽恢?，先上升后下降；而未采取深孔預(yù)裂時高位鉆孔抽采瓦斯量明顯偏低，且抽采最佳時間點滯后于采取深孔預(yù)裂措施。

圖6 支架載荷變化規(guī)律

24102工作面針對采空區(qū)瓦斯治理采用了高位鉆孔和插管抽采相結(jié)合的方法，為對比研究堅硬頂板預(yù)裂后對兩者瓦斯治理效果的影響，分別在新舊切眼采煤階段統(tǒng)計了為期21 d的回風(fēng)巷瓦斯流量、插管抽采瓦斯流量、裂隙帶抽采瓦斯流量以及瓦斯治理占比，得到了工作面瓦斯數(shù)據(jù)變化曲線(圖8)。

結(jié)合圖6和圖8(a)知，24102工作面初次來壓前，采空區(qū)上方存在一定面積的懸頂，工作面支架載荷最大達到30 MPa，此時采空區(qū)插管在瓦斯治理中起著關(guān)鍵作用，瓦斯抽采量是高位鉆孔的3～10倍，瓦斯治理中抽采占比40%。煤層開采到第7 d，頂板出現(xiàn)第一次跨落，來壓后采空區(qū)空間的急劇縮小和頂板裂隙的發(fā)育為瓦斯抽采提供了條件，抽采管路和巷道中瓦斯流量隨之急劇增加，風(fēng)巷瓦斯流量最高達到了7 m3/min，高位鉆孔抽采量最高達6 m3/min，且超過插管抽采并保持較高抽采量，此時瓦斯抽采占比首次超過風(fēng)排瓦斯量。工作面隨后推進的過程中，高位鉆孔瓦斯抽采量呈下降趨勢，但總體抽采量高于插管，在瓦斯抽采中占據(jù)主導(dǎo)地位，而插管抽采瓦斯量維持在1.50 m3/min。工作面推進至16 d后頂板第二次周期來壓，且高位鉆孔、插管和風(fēng)巷瓦斯量同步增加，插管抽采量增加梯度偏小，風(fēng)巷和高位鉆孔瓦斯流量增加至2倍，抽采量在瓦斯治理中占比達60%。對比圖8(b)，在舊切眼采煤階段未采取深孔爆破預(yù)裂頂板時，風(fēng)巷較長時間段處于高瓦斯流量狀態(tài)，瓦斯抽采占比隨著時間的推移有所提高，但整體瓦斯抽采效率相對較低，維持在25%～40%。

圖7 高位鉆孔抽采瓦斯變化規(guī)律

圖8 新舊切眼采煤階段瓦斯變化曲線

4 結(jié) 論

1) 根據(jù)潞寧煤礦2號煤層頂板參數(shù)，F(xiàn)LAC3D模擬結(jié)果表明采空區(qū)頂板初次來壓的步距為60 m，與現(xiàn)場基本吻合，對煤礦安全生產(chǎn)造成嚴(yán)重威脅。

2) 基于深孔爆破和采空區(qū)高位鉆孔抽采瓦斯原理，在工作面切眼及進回風(fēng)巷布置若干爆破孔，對工作面傾向不同位置處的支架載荷研究結(jié)果表明，大跨度工作面不同位置處來壓步距不同步，且頂板初次來壓步距為31～45 m，來壓步距的縮短在頂板裂隙的形成上起到了促進作用，對采空區(qū)高位鉆孔治理瓦斯起到了關(guān)鍵性的作用。

3) 現(xiàn)場研究表明，采取深孔預(yù)裂措施對采空區(qū)高位鉆孔和插管抽采均具有促進作用，而對高位鉆孔抽采影響幅度更大，來壓后高位鉆孔瓦斯抽采濃度和流量分別增加了1.8倍、5.6倍，在工作面瓦斯治理中，以抽采瓦斯為主，且其占比提高到了60%，對潞寧煤礦24102工作面瓦斯治理起到了良好的效果。