朱文慶，郝兵元，劉世濤，任興云，楊 冉

(1.太原理工大學 礦業(yè)工程學院，山西 太原 030024；2.太原理工大學 安全與應急管理工程學院，山西 太原 030024)

煤礦在進行回采作業(yè)前，地下深部巖層處于應力平衡狀態(tài)。由于采掘影響，工作面上覆巖層自重由煤層和采空區(qū)共同承擔，應力平衡狀態(tài)被破壞，巷道及采場圍巖應力重新分布，在其四周產生切向垂直壓力，引起巷道圍巖應力的突然增高，位于工作面煤壁前方的垂直壓力稱為超前支承壓力[1，2]。超前支承壓力分為應力增高區(qū)、應力降低區(qū)和原巖應力區(qū)。當巷道處于應力增高區(qū)或降低區(qū)內時，巷道圍巖變形量顯著增加、變形速度加快，容易引起片幫、冒頂?shù)葐栴}。由此可見，動壓巷道的治理關鍵在于改善其應力環(huán)境，使其處于原巖應力區(qū)內，減少工作面采動影響。

通過近些年來國內外學者的研究，采用切頂卸壓技術，破壞頂板巖層的連續(xù)性和整體性，可減小工作面采動影響范圍。徐曉鼎[3]通過建立力學模型分析采場應力分布規(guī)律，將引起圍巖失穩(wěn)的上覆巖層載荷分為靜荷載和動荷載，分析了靜荷載轉移機理和動荷載傳遞衰減規(guī)律，并將爆破卸壓帶基于應力波透射理論進行擬合分析，得出動載荷穿過破碎帶時其能量將大幅衰減，可采用切頂卸壓技術減小對遠處巷道的影響。姚海[4]通過切頂卸壓的方法在撤架通道貫通前對采空區(qū)進行預裂爆破，以切斷工作面走向方向的應力傳遞，降低工作面來壓強度，并對撤架通道進行加強支護，以保證撤架期間的巷道圍巖穩(wěn)定。溫穎遠等[5]通過理論分析和工業(yè)性實驗綜合確定了爆破卸壓層位及扇形鉆孔布置方法，并運用微震監(jiān)測方式對比分析走向和傾向扇形鉆孔布置切頂效果，最終得出傾向布置爆破誘發(fā)能量是走向布置的3倍，且均可有效起到切頂卸壓的效果。

經文獻調研發(fā)現(xiàn)，多數(shù)研究僅分析工作面應力場分布，而針對工作面超前支承壓力傳遞路徑的研究較少。因此，本文提出通過在終采線處進行深孔爆破切頂，并定量設計切頂卸壓方案，以破壞工作面上覆厚硬巖層的完整性，達到縮小超前支承壓力影響范圍及提升大巷圍巖穩(wěn)定性的目的。

1 工程背景

南關煤業(yè)核定生產能力150萬t/a，主采2#煤層，煤層厚度2.25～2.8m，平均厚度2.6m，煤層傾角平均7°，屬近水平煤層；瓦斯絕對涌出量3.21m3/min，屬低瓦斯礦井；井田內褶曲、斷層較發(fā)育，但規(guī)律明顯，煤礦地質構造復雜程度屬中等類型。2#煤層頂、底板柱狀如圖1所示。

圖1 2#煤層頂、底板柱狀

3213工作面位于2#煤層三采區(qū)，屬孤島工作面，平均埋深568.7m，工作面長度120m，直接頂6.1m(1.5m砂質泥巖、3m粗砂巖、1.6m泥巖)，老頂為6m的細粒砂巖。3213工作面布置如圖2所示。

圖2 3213工作面布置

南關煤業(yè)采用盤區(qū)式開采，采區(qū)大巷兩側留設有保護煤柱60m，但由于工作面兩側均為采空區(qū)，在進入末采階段時，隨著推進距離的增加，采空區(qū)頂板及其兩側上覆巖層失去剛性支撐體，致使超前支承壓力的影響范圍大幅增加，引起3213工作面對應的采區(qū)大巷段頂板及兩幫產生較大變形，而巷道斷面的縮小帶來了通風阻力加大，物料運輸難度增加等。因此，需對超前支承壓力進行針對性處理，從根本上改善采區(qū)大巷處應力環(huán)境。

2 力學模型建立

工作面回采作業(yè)后，由“煤壁-采空區(qū)”結構承載上覆巖層重量，而工作面后方采空區(qū)是由冒落矸石組成，支承能力較差，故大部分重量由煤壁承擔，由此形成超前支承壓力。超前支承壓力是隨著工作面推進而移動的，由煤壁前方上覆厚硬巖層作為載體向前傳遞，并在一定距離后達到峰值[6-8]。工作面超前支承壓力分布如圖3所示。

圖3 工作面超前支承壓力

圍繞超前支承壓力峰值位置及其影響范圍進行定量分析，結合極限平衡理論及彈性力學相關原理作如下假設：

1)將煤體及其上覆巖層視為彈性均勻且各向同性的連續(xù)體；

2)均按平面應變問題處理；

3)煤體破壞時滿足莫爾-庫倫準則。

根據(jù)采區(qū)大巷及工作面所處應力環(huán)境和超前支承壓力的分布規(guī)律建立如圖4所示的力學模型，將超前支承壓力分為應力增高區(qū)(cd)、應力降低區(qū)(bc)、原巖應力區(qū)(ab)，M點為動壓巷道，σy1為應力降低區(qū)應力，σy為采動影響形成的高于原巖應力的垂直應力峰值，cd段為超前支承壓力峰值與煤壁距離，bd段為超前支承壓力影響區(qū)域。

圖4 力學模型

2.1 超前支承壓力峰值與煤壁距離計算

根據(jù)原巖應力σy=γh，引入垂直應力集中系數(shù)K[9]可得受擾動后的垂直應力峰值σy為：

σy=Kγh

(1)

式中，K為垂直應力集中系數(shù)，取2；γ為上覆巖層平均容重，取25kN/m3；h為工作面煤層埋深，取568.7m。

由式(1)計算得出超前支承壓力峰值為σy=28.44MPa。根據(jù)極限平衡理論[10]，cd段處于極限平衡區(qū)內，其最大垂直應力σy與煤壁之間的距離Lcd可由下式進行計算：

式中，M為煤層采高，取2.6m；A為側壓系數(shù)，取0.2；ε為三軸應力系數(shù)，ε=1-sinφ/1+sinφ；f為煤層與圍巖之間的摩擦系數(shù)，取0.1；C為煤體的粘聚力，取2.5MPa；φ為煤體內摩擦角，取26°。

由式(2)可知，煤層厚度(采高)是超前支承壓力峰值距離大小的關鍵影響因素，即在其他地質條件不變的情況下，應力增高區(qū)范圍隨著煤層厚度(采高)的增加呈正比增大。將上述參數(shù)代入式(2)，可得3213工作面應力增高區(qū)長度為Lcd=18.81m，即在煤壁前方18.81m處為超前支承壓力峰值。

2.2 超前支承壓力影響區(qū)域計算

根據(jù)極限平衡理論可知，應力降低區(qū)內的超前支承壓力大小為：

式中，β=1/A。

同時，應力降低區(qū)與原巖應力區(qū)交點可取值為原巖應力，因此將交點處σy1=γh代入式(3)可得[11]：

由式(4)可知，在其他地質條件不變的情況下，應力降低區(qū)范圍隨著煤層厚度(采高)的增加呈正比增大。將工作面地質參數(shù)代入式(4)可得應力降低區(qū)Lbc距離為45.05m。即超前支承壓力影響范圍為：

Lbd=Lbc+Lcd

(5)

經過理論分析可以得出，3213工作面超前支承壓力影響范圍為63.86m。

2.3 動壓巷道M點應力計算

為進一步分析在采動影響下的采區(qū)大巷應力環(huán)境，運用半平面體解法根據(jù)前文所求三區(qū)范圍進行應力解答。以工作面煤壁為原點建立坐標系，求動壓巷道M點處應力，并在距O點為ζ距離處取微小單元長度dx，其所受載荷大小視為集中力dF=qdζ，M點與集中力dF水平距離為x-ζ、垂直距離為y，運用疊加原理結合積分即可算出煤壁前方上覆巖層下任一點在集中力dF作用下的應力大小，可運用下式進行計算[12，13]：

根據(jù)圖4所示力學模型可知，M點在ab、bc、cd三段區(qū)域內的應力函數(shù)表達式：

ab段：

qab=γh

(7)

bc段：

cd段：

將以上三段區(qū)域的應力函數(shù)表達式帶入式(6)中，并通過計算可得出：

原巖應力區(qū)ab段作用到M點上的垂直應力為：

應力降低區(qū)bc段作用到M點上的垂直應力為：

應力增高區(qū)cd段作用到M點上的垂直應力為：

根據(jù)疊加原理將式(10)—式(12)相加，代入前文所述參數(shù)：應力降低區(qū)長度Lbc=45.05m；應力增高區(qū)長度Lcd=18.81m；可求得采區(qū)大巷M點在超前支承壓力影響下所受應力為16.46MPa。

由上述計算得出：3213工作面推進至終采線處時，超前支承壓力峰值為28.44MPa，位于煤壁前方18.81m處，應力降低區(qū)范圍為45.05m，超前支承壓力影響范圍為63.86m，而采區(qū)大巷與終采線距離為60m，處于影響范圍內，并通過計算得出超前支承壓力大小為16.46MPa，高于原巖應力。

3 切頂卸壓機理及關鍵參數(shù)選取

3.1 切頂卸壓方式

目前，國內常用的切頂卸壓方法可大致分為爆破切頂和水力壓裂兩種：①水力壓裂是利用高壓泵向鉆孔內注水并不斷加壓，使得巖體原生微小裂隙沿鉆孔散射狀擴大，從而破壞巖體完整性[14]。但是3213工作面頂板巖層節(jié)理較為發(fā)育，而水的流動又具有不確定性，容易造成定向水力裂縫位置出現(xiàn)偏差，影響切頂效果；②深孔預裂爆破是通過合理的爆破鉆孔布置，利用爆轟波震動，在相鄰爆破孔之間產生貫通裂隙，使得頂板沿鉆孔布置走向形成結構弱面，利用工作面采動影響及上覆巖層自身重力沿切頂線斷裂，減小懸臂長度，縮小采動影響范圍，具有高效、定向切頂?shù)葍?yōu)點[15，16]。因此，選用深孔預裂爆破技術對巷道頂板進行切頂卸壓處理。

3.2 深孔預裂爆破關鍵參數(shù)

3.2.1 爆破孔位置及切頂高度

為提高卸壓效果，最大化減弱超前支承壓力的影響，選擇在終采線處進行切頂作業(yè)，當進入末采階段時提前掘出撤架通道，在撤架通道煤柱幫肩角位置進行爆破[17，18]。

根據(jù)關鍵層理論，在工作面覆巖結構中，關鍵層作為全部巖層或者局部巖層的承載主體，對超前支承壓力及其他礦壓顯現(xiàn)起關鍵控制作用。因此，在老頂巖層(關鍵層)處進行爆破作業(yè)，在破壞其承載結構連續(xù)性的同時，進一步保護巷道完整性。

1)切頂角度。當老頂巖層沿結構弱面斷裂后，弱面兩側形成多個斷裂巖梁，而位于實體煤上方的斷裂體A和位于采空區(qū)內的斷裂體B相互鉸接摩擦形成平衡結構，只有使斷裂體A、B沿切縫線滑移失穩(wěn)，才能有效破壞巖層完整性。引起斷裂體A、B的滑移失穩(wěn)條件為[19，20]：

(Tcosθ-Rsinθ)tanφ≤Rcosθ+Tsinθ

(13)

式中，T為斷裂體B所受水平力，kN；R為斷裂體B承受剪切力，kN；θ為切頂角度，(°)；φ為斷裂體A、B之間的摩擦角，(°)。

斷裂體B所受水平力為：

式中，q為斷裂體B所受均布載荷，kN；l為斷裂體B長度，m；H為老頂厚度，m；ΔH為斷裂體B的下沉量，m。

斷裂體B所受剪切力為：

R=ql

(15)

將式(14)、式(15)代入式(13)并化簡后可得：

將3213工作面相關地質參數(shù)：l=24m；H=6m；ΔH=3.2m；φ=38°，代入式(16)計算可得切頂角度θ為25°，即仰角65°。而切頂角度的增大加劇了斷裂體B的滑移失穩(wěn)，容易在工作面回撤時造成壓架現(xiàn)象，因此，選擇朝向采區(qū)大巷方向，可以在切頂后暫時形成鉸接結構，以維持撤架期間頂板穩(wěn)定性。

3.2.2 鉆孔間距

在深孔爆破中，根據(jù)爆破后巖體破碎程度可依次分為破碎區(qū)、裂隙區(qū)和震動區(qū)，裂隙區(qū)內巖體受到剪切破壞，徑向裂隙發(fā)育，而切頂卸壓機理則是通過爆裂隙的貫通從而形成弱面。因此，將爆破影響范圍控制在裂隙區(qū)內即可達到切頂效果。裂隙區(qū)半徑可由公式進行計算[21-23]：

式中，b為側向應力系數(shù)，b=μd/1-μd；α=2-b；σcd為單軸抗壓強度，取49.6MPa；σtd為單軸抗拉強度，取2.18MPa；ρ0為炸藥密度，取1201kg/m3，Dv為炸藥爆速，取2800m/s；η為爆炸物絕熱系數(shù)，取6；n為炸藥與孔壁接觸時的壓力增大系數(shù)，取3；μd為動態(tài)泊松比，取0.24；lc為軸向裝藥系數(shù)，取1；Kp為裝藥不耦合系數(shù)，取1.5；rd為炮孔半徑，取0.03m。

將以上參數(shù)代入式(17)計算得出鉆孔周圍裂隙區(qū)半徑為3.1m。要想更好的達到定向爆破效果，需要為爆生裂隙提供自由面，因此，本方案選擇隔孔裝藥方式，即相鄰爆破孔之間設置自由孔，鉆孔間距選取為3m(爆破孔間距6m)。

通過以上理論分析，結合現(xiàn)場工程地質條件，確定3213工作面爆破切頂卸壓初步方案為：在距離回風大巷200m時掘出撤架通道，并在其煤柱幫肩角處，沿巷道走向布置一排爆破孔及自由孔，鉆孔朝向采區(qū)大巷方向仰角為65°，切頂高度12.1m，鉆孔間距3m(爆破孔間距6m)，鉆孔直徑60mm，鉆孔長度13.35m，鉆孔裝藥段6.62m，封孔段6.73m，切頂鉆孔布置剖面如圖5所示。

圖5 鉆孔布置剖面

4 數(shù)值模擬驗證

4.1 模型的建立

選用FLAC3D軟件進行數(shù)值模擬計算，根據(jù)計算結果分析對比實施此方案前后超前支承壓力的影響范圍，以驗證方案的合理性。

本次數(shù)值計算模型尺寸為長×寬×高=200mm×200mm×100m，工作面兩側為采空區(qū)，煤層上覆巖層取至老頂12.1m，其余皆為砂質泥巖，煤層底板取至4.3m泥巖，巖層物理力學參數(shù)表見表1。為限制模型水平位移，模型底部及左右兩端固定，頂部施加原巖應力載荷14.22MPa。

表1 巖層物理力學參數(shù)

4.2 計算結果分析

按上述切頂卸壓方案建立數(shù)值模型并進行計算，其爆破切頂卸壓前后應力分布如圖6、圖7所示，超前煤壁垂直應力分布如圖8所示。分析圖6、圖8可知，爆破切頂卸壓前3213工作面的超前支承壓力峰值為29.48MPa，位于煤壁前方20.1m處，超前支承壓力的影響范圍為68.2m，而采區(qū)大巷位于煤壁前方60m處，所受應力大小為15.2MPa，高于原巖應力，受到超前支承壓力的影響。分析圖7、圖8可知，爆破切頂卸壓后，超前支承壓力傳遞路徑被破壞，峰值區(qū)域向巖層深部轉移，其影響范圍為57.8m，采區(qū)大巷處于原巖應力區(qū)，所受應力大小為14.3MPa，基本與原巖應力相同。

圖6 爆破切頂卸壓前

圖7 爆破切頂卸壓后

圖8 超前煤壁垂直應力分布

由上述分析可知：在撤架通道內對老頂巖層進行深孔預裂爆破，可減小超前支承壓力的影響范圍，改善采區(qū)大巷處應力環(huán)境，減少圍巖變形。

5 工業(yè)性試驗及效果分析

5.1 工業(yè)性試驗

根據(jù)上述深孔預裂爆破切頂卸壓方案，在撤架通道內煤柱幫肩角位置平行于巷道軸向均勻布置共41個鉆孔(21個爆破孔、20個自由孔)。爆破采用二級煤礦許用乳化炸藥，藥卷規(guī)格為?36mm×60mm，每孔需裝藥卷8卷。為保證裝藥不耦合性及裝藥安全，選用被筒式裝藥，導爆索引爆，每孔連接2根導爆索和2個雷管，防止出現(xiàn)拒爆情況。首先在撤架通道內將藥卷密實裝入被筒內并連接導爆索，使用炮棍將被筒炸藥送入鉆孔深部，在剩余鉆孔長度內填入封孔泡泥，封孔炮泥長度共需141.33m。在爆破作業(yè)完成，且撤架通道內炮煙消散后進入查看直接頂是否產生裂隙等圍巖破壞現(xiàn)象。

5.2 效果分析

為進行現(xiàn)場爆破切頂效果評價，對爆破孔及自由孔分別進行鉆孔窺視可知：爆破孔在孔深4.8m處開始出現(xiàn)少量爆生裂隙，鉆孔成型較好，說明直接頂大部分巖層仍保持一定完整性，隨后在孔深6.3～13.35m范圍裂隙大量增加，且孔壁部分段伴有塊狀破碎；自由孔在孔深7m處出現(xiàn)少量裂隙，孔壁完整，隨著深度的增加，爆破裂隙逐漸增多，說明孔距合理且爆破效果較好，孔間裂隙已貫通。

為進一步分析切頂卸壓效果，在3213工作面對應的回風大巷內布置如圖9所示的10個位移監(jiān)測點，于爆破切頂后開始進行回風大巷表面位移監(jiān)測，隨后針對頂?shù)装寮皟蓭鸵平繑?shù)據(jù)進行分析，由于工作面距離回風大巷超過100m時，圍巖基本無變形，故以5#、8#測點為例，以距離回風大巷100m時做為原點，繪制圍巖變形曲線如圖10所示。

圖9 位移測點布置

圖10 圍巖變形曲線

根據(jù)3211工作面回采作業(yè)規(guī)程，其工作面對應的回風大巷在未受該工作面采動影響時的斷面尺寸為寬×高=4.4m×3.5m；受采動影響后的斷面平均尺寸為寬×高=4.13m×3.12m，由此可知，平均頂?shù)装遄畲笠平考s為380mm，平均兩幫最大移近量約為270mm。

分析圖10得出，在爆破切頂條件下，3213工作面回采后，回風大巷內5#測點處的頂?shù)装逡平孔畲鬄?24mm，兩幫移近量最大為86mm，較之3211工作面對應范圍的回風大巷分別降低約41%和68.1%；8#測點處的頂?shù)装逡平孔畲鬄?69mm，兩幫移近量最大為68mm，較之3211工作面對應范圍的回風大巷分別降低約55.5%和74.8%，由此得出：切頂卸壓護巷技術可以減少圍巖變形量，改善采區(qū)大巷應力環(huán)境，有利于巷道圍巖穩(wěn)定。

6 結 論

1)建立超前支承壓力分布力學模型，通過理論計算得出當3213工作面推進至終采線時，超前支承壓力峰值為28.44MPa，位于煤壁前方18.81m處，影響范圍為63.86m，采區(qū)大巷處應力大小為16.46MPa，高于原巖應力。

2)通過定量分析結合現(xiàn)場地質條件選取切頂卸壓關鍵參數(shù)為：鉆孔朝向采區(qū)大巷方向仰角65°，切頂高度12.1m，鉆孔間距為3m(爆破孔間距6m)，隔空裝藥，鉆孔直徑60mm，鉆孔長度13.35m，鉆孔裝藥段為6.62m，封孔段6.73m，頂板處理高度為老頂巖層處。

3)運用數(shù)值模擬方法進行方案驗證，根據(jù)應力云圖可知爆破切頂前超前支承壓力影響范圍68.2m，采區(qū)大巷處所受應力15.2MPa，爆破切頂后超前支承壓力影響范圍減少為57.8m，采區(qū)大巷處所受應力14.3MPa，處于原巖應力區(qū)內，方案可行。

4)通過現(xiàn)場工業(yè)性實驗，由爆破后鉆孔窺視結果分析可知，在自由孔內7m后出現(xiàn)裂隙，并逐漸增加，直至孔底，說明爆生裂隙可貫通形成弱面；針對礦壓監(jiān)測數(shù)據(jù)分析可知，與相鄰3211工作面對應范圍的回風大巷進行對比，爆破切頂后頂?shù)装逡平科骄鶞p少48.3%，兩幫移近量平均減少71.5%，圍巖變形量大幅降低，方案可行。