防隔水煤柱切頂卸壓定向爆破參數設計及工程應用

王永法

(鶴壁中泰礦業有限公司，河南 鶴壁 458010)

切頂卸壓是一種重要的煤礦災害治理技術，其中定向爆破是一種常用的方法[1]。近年來，許多學者對定向爆破的機理和技術進行了深入研究。

何滿潮院士提出了一種能夠同時實現煤體斷層與頂板分離的新型聚能爆破技術[2]，郭德勇等人研究了地應力對煤層深孔聚能爆破致裂增透的作用機理[3]，王凱飛等揭示了高地力環境下聚能爆破動、靜作用對巖石內裂紋起裂與擴展的機理[4]，呂鵬飛揭示了聚能爆破技術在煤體增透和裂隙形成中的作用機制[5]。此外，徐海平主要分析了工程爆破技術在礦山開采中的應用現狀和存在的問題[6]，楊仁樹等人主要研究了爆生裂紋在斷面的SEM試驗表現[7]，還探討了不耦合偏心裝藥結構爆破損傷破壞的分形特征及其影響因素[8]。趙高明等研究了在不同側向結構下的切頂卸壓角度變化規律[9]。陳立虎等通過深孔切頂卸壓和留窄煤柱來保護巷道的關鍵參數進行研究和分析[10]，何春光等利用切頂卸壓定向爆破技術來控制圍巖變形[11]，劉乙霖等在大采高條件下，利用定向爆破切頂卸壓技術來研究厚堅硬頂板巷道保護的技術[12]，爆破切頂卸壓技術一般應用于回采巷道超前段，并通過實驗和數值模擬來獲得相關爆破參數[13，14]。經過相關文獻整合，定向爆破切頂卸壓技術與防隔水煤柱結合方面的研究較少，其定向爆破相關參數和防隔水煤柱控制機理尚需系統性研究。

本研究以鶴壁中泰礦業有限公司3309工作面防隔水煤柱的保護為工程背景，通過切頂卸壓定向爆破技術切斷防隔水煤柱與3309工作面的聯系，改善應力傳遞，從而提高防隔水煤柱穩定性。

1 工程概況

鶴壁中泰礦業有限公司3309工作面東以3309回風巷道為界，緊鄰紅11斷層防隔水煤柱，其平面布置如圖1所示。

圖1 3309工作面平面布置圖Fig.1 Layout of 3309 working face

3309工作面采用走向長壁后退式采煤法，綜采放頂煤工藝。其中3309回風巷道長565 m，采用錨網支護，支護規格為寬×高=5.2 m×3.2 m。

3309工作面直接頂為砂質泥巖，厚度為3.5 m，煤厚為8.1 m，中間夾矸0.2 m，直接底為砂質泥巖，厚度為5 m，其煤層及頂底板巖性如圖2所示。

圖2 煤層及頂底板巖性Fig.2 Lithology histograms of the coal seam，roof and floor

3309回風巷道掘進相鄰紅11斷層88～110 m，紅11斷層走向194°、傾向284°、傾角70°、落差H=0～120 m。斷層與回風巷道最小段空間關系如圖3所示，其中3309工作面回風巷道距承壓水距離最小段距開切眼150 m內，空間位置如圖3所示。

圖3 回風巷道與斷層、承壓水的空間位置Fig.3 Spatial position of the air return way，faults and confined water

為確?；夭善陂g防隔水煤柱的穩定性，以防止底板承壓水對工作面造成透水危險，擬通過切頂卸壓的方法，即通過對回采回風巷道進行切頂作業，切斷采空區上覆巖層與防隔水煤柱周邊巖層的聯系，促進采空區頂板垮落，以減低采空區頂板對防隔水煤柱的影響，從而實現對防隔水煤柱的保護，保證回采期間工作面的安全高效開采。

2 切頂卸壓保護防隔水煤柱有效性驗證

2.1 切頂卸壓定向爆破作用機理

工作面煤層開采后引起上覆巖層周期性運動，煤柱上方由于應力集中可發生變形破壞，通過定向聚能爆破切頂卸壓可使煤柱上方應力重新分布，下面將對切頂卸壓前后煤柱上方應力變化情況進行對比分析。

切頂卸壓前防隔水煤柱支撐壓力分布如圖4所示。工作面推進后，采空區頂板周期性垮落，垮落矸石不斷填充采空區，防隔水煤柱上部關鍵層形成的側向懸臂梁，此時，長懸臂結構斷裂后形成臺階巖梁塊體長度較大，其滑落失穩或關鍵層失穩均會造成較大壓力，該壓力作用在防隔水煤柱上并進一步傳遞到防隔水煤柱深部，防隔水煤柱上方側向支撐壓力先快速上升然后延伸至深處緩慢下降到原巖應力。

圖4 切頂卸壓前防隔水煤柱支撐壓力分布Fig.4 Support pressure distribution of waterproof coal pillar support before roof cutting pressure relief

切頂卸壓后防隔水煤柱支撐壓力分布如圖5所示。通過定向爆破可對巖層形成初始裂隙并擴展延伸，延伸裂隙連貫起來形成爆破切頂線，切頂后，采空區頂板垮斷時大懸臂結構被切斷進而迅速垮落，垮落矸石迅速填充采空區，減少向防隔水煤柱傳遞彎矩，防隔水煤柱上方側向支撐壓力緩慢上升然后延伸至深處緩慢下降到原巖應力。

圖5 切頂卸壓后防隔水煤柱支撐壓力分布Fig.5 Support pressure distribution of waterproof coal pillar after roof cutting pressure relief

2.2 模型參數設置

為了研究切頂和未切頂的應力卸壓效果，以及對防隔水煤柱保護的效果與圍巖應力變化規律，根據3309工作面的煤巖空間位置關系和綜合地質柱狀圖，使用有限差分軟件FLAC3D建立數值計算模型，分別模擬切頂卸壓前后兩種工況，切頂卸壓前后數值計算模型如圖6所示。

圖6 切頂卸壓前后數值計算模型Fig.6 Numerical model before and after roof cutting pressure relief

數值模型尺寸為長×寬×高=180 m×80 m×60 m，工作面長度為120 m，模擬巷道尺寸為寬×高=5.2 m×3.2 m。按照原巖應力場定義模型的邊界條件，在模型上方施加垂直應力，垂直應力的大小為σz=γH，在模型的兩邊施加水平應力，水平應力的大小為σx=σy=1.2γH。采用摩爾庫侖模型，設定切頂角度為15°且偏向防隔水煤柱，切頂深度為15 m，煤巖力學參數見表1。采用開挖切縫的方法來模擬現場的爆破切縫情況，并觀測切頂對于防隔水煤柱穩定性以及頂板垮落情況的影響。

表1 煤巖體力學參數Table 1 Mechanical parameters of coal rock body

2.3 FLAC3D模擬結果分析

選取切頂卸壓前后核心位置的超前垂直應力云圖進行分析，如圖7所示。

圖7 切頂卸壓前后工作面前方應力分布(Pa)Fig.7 Stress distribution in front of the working face before and after roof cutting pressure relief

圖8 切頂卸壓前后防隔水煤柱應力分布Fig.8 Stress distribution of waterproof coal pillar before and after roof cutting pressure relief

切頂卸壓前，巷道圍巖為一個整體，在3309工作面回采的采動影響下，3309回風巷道右側防隔水煤柱內部出現應力集中區，應力峰值達到24.89 MPa，此時峰值位置距3309回風巷道較近，約為3 m。此時3309回風巷道附近區域整體處于高應力環境下，對回采過程中巷道的安全高效運行造成了較高的威脅。

切頂卸壓后，巷道圍巖的整體性被破壞，影響到應力的傳遞，防隔水煤柱的應力集中區范圍減小，應力峰值也降低至17.97 MPa，較未切頂時降低了約27.8%。切頂卸壓后3309回風巷道側煤體處于卸壓區，此時峰值位置距3309煤柱幫的距離相對較遠，約為20 m。此時3309回風巷道附近區域應力環境得到明顯改善。

由分析可知，切頂卸壓的方式可有效降低3309工作面回風巷道側方近處煤體應力集中程度，減小應力集中的影響范圍，有效優化了3309回風巷道附近的受力環境，有利于工作面的安全高效開采。

3 防隔水煤柱定向切頂爆破參數分析與確定

為了最大限度保證防隔水煤柱的完整性，減少承壓水以及斷層的影響，提高工作面開采時的安全性，基于FLAC3D數值分析結果和斷層分布情況對3309回風巷道進行系統性差異化爆破參數設計。

3.1 切頂卸壓定向爆破孔間距確定

選擇適合爆破分析的非線性動力分析軟件ANSYS/LS-DYNA，對不同裝藥參數時定向爆破效果進行數值模擬，以確定合理的裝藥結構和參數，確保頂板的斷裂效果[15]。

3.1.1 模型構建及裝藥方案

采用ALE方法及多物質流固耦合方法建立如圖9所示的數值模型，在模擬過程中，建立了一個尺寸為1 m×1 m×1.5 m的模型，其中包括長度為1 m的聚能管，聚能管外徑為41 mm，內徑為38 mm，切縫寬度為4 mm，并沿軸向方向開設了2條縫，同時使用200 mm的封堵物封堵，考慮了炸藥、聚能管和空氣3種物質。爆破模型如圖9所示。

圖9 定向爆破模型Fig.9 Directional blasting model

參數量為m-kg-s，為減少運算時長，增加計算效率，建立二分之一模型后對稱獲得整體模型，計算過程中炸藥采用孔口起爆，空氣和巖石邊界設置無反射邊界。

為說明裝藥結構變化與定向爆破兩者之間的匹配關系，用不耦合系數γ衡量炸藥長度的增減變化。裝藥方案見表2。

表2 裝藥方案Table 2 Charging scheme

γ=L/Le

(1)

式中，γ為不耦合裝藥系數，無量綱常數；L為炮孔長度，m；Le為藥柱長度，m。

3.1.2 模型材料及本構方程

用于巖石的材料模型為HJC。巖石的相關參數見表3。

表3 巖石力學參數Table 3 Rock mechanical parameters

MAT_PLASTIC_KINETIC模型被用于材料的封堵，該模型使用Cowper-Symonds本構方程來考慮應變率對材料強度的影響。封堵材料的相關參數見表4。

表4 封堵材料力學參數Table 4 Mechanical parameters of blocking materials

炸藥為三級礦用乳化炸藥，采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，此外采用JWL狀態方程描述炸藥爆轟產物壓力-體積關系，JWL狀態方程為：

式中，P為炸藥的爆轟速度，m/s；V為相對體積，m2，E0為初始比內能，J；參數A、B、R1、R2、ω為實驗確定常數。炸藥參數及JWL狀態方程參數見表5。

表5 炸藥主要力學參數Table 5 Main mechanical parameters of explosives

本研究采用流固耦合算法，空氣部分選用EOS_LINEAR_POLYNOMIAL作為空氣壓力變化線性多項式狀態方程：

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5+C6μ2)E0

(3)

式中，C0～C6為常數；μ為泊松比，無量綱常數；E0為空氣內能和初始體積比，GPa。狀態方程相關參數見表6。

表6 空氣材料參數Table 6 Parameters of air material

聚能管選用PVC材料，其最主要作用是在切口方向對巖石產生張拉效應，由于爆破過程比較短暫，為考慮溫度對材料的影響，具體材料參數見表7。

表7 聚能管材料力學參數Table 7 Mechanical parameters of polytube materials

表8 裝藥方式及參數Table 8 Charging methods and parameters

3.1.3 定向爆破效果模擬結果分析

炸藥起爆后在聚能管的聚能作用下，會在瞬間產生高溫、高壓的聚能流，因為聚能管的密度高于炸藥的密度，在爆轟產物的氣楔作用下，聚能流沿聚能管沖擊切縫口處的巖體，孔壁在切縫方向率先形成應力集中，從而形成缺陷，沿切縫口方向形成初始裂紋。在炸藥爆炸過程中，孔壁承受著來自爆炸的應力，其中包括徑向壓應力和切向壓應力。這些應力對孔壁產生了影響，特別是切向拉應力。切向拉應力在徑向裂縫尖端引起應力集中，并受到爆轟氣體準動態膨脹和侵徹作用的共同影響，從而推動初始的徑向裂縫進一步擴展[19]。

聚能管與孔壁之間的空氣緩沖作用使切縫管不斷向外膨脹，切縫寬度膨脹，氣體射流強度不斷增加，導致切縫方向孔壁受應力沖擊越大，形成了連續而均勻的切縫面，定向裂紋形態沿鉆孔方向對稱分布。模擬結果如圖10所示。

圖10 定向爆破模擬結果(Pa)Fig.10 Directional blasting simulation results

對上述模擬結果進行分析可知，不耦合系數γ=1～1.7，3種裝藥方案鉆孔中部切縫距離大致相同均在300 mm以上，切縫面形態平整光滑；不耦合系數γ=2.0時，徑向切縫長度約為260 mm，切縫距離較短不滿足該礦實際工程需求。根據切縫效果與提高炸藥利用率可知，采用不耦合系數為1.7作為正常段的裝藥結構，此時鉆孔中部切縫距離為324 mm，其徑向切縫距離和軸向切縫距離較長可以作為正常段最主要的裝藥結構。

3.2 定向爆破基本參數的確定

3.2.1 切頂卸壓定向爆破孔角度確定

切頂卸壓角度是確保定向爆破效果的重要參數[20]。傾角α是指在巷道斷面圖中，定向爆破孔與3309回風巷道偏向防隔水煤柱方向夾角。鉆孔傾角β是指在巷道中線剖面圖中，定向爆破孔與3309回風巷道軸向方向所成夾角。定向爆破孔傾角α、β的確定需要綜合考慮現場施工、爆破裝藥、保證切縫效果、減少裝藥量等影響因素。結合3309回風巷道頂板巖性分層及現場鉆機施工情況，確定α=15°，β=75°。

3.2.2 切頂卸壓定向爆破孔深度確定

影響切頂卸壓后巷道穩定效果的主要因素為采空區內3309回風巷道的頂板殘留邊界，位于煤層上方的基本頂中粒砂巖內。因此確定頂板定向爆破切縫高度H0為煤層頂板基本頂中砂質泥巖的上邊界。根據工作面綜合柱狀圖，煤層頂板至中粒砂巖依次為3.5 m的砂質泥巖、7.2 m的中粒砂巖、3.6 m的細砂質泥巖，即切頂高度為：

式中，a為定向爆破孔穿透直接頂中粒砂巖厚度，m，取0.1 m。

經計算得：頂板巖層預裂爆破深度約為14.4 m，由于3309回風巷道距開切眼150 m內離底板承壓水較近，為加強頂板巖層的爆破效果和保護防隔水煤柱的完整性，3309回風巷道距開切眼150 m內的爆破孔深度設計為16 m，距開切眼150 m以外的爆破孔深度設計為15 m。

3.2.3 切頂卸壓定向爆破裝藥量確定

根據相關經驗公式，單個預裂爆破鉆孔裝藥量按下式確定：

W=L×p

(5)

式中，W為單孔裝藥量，kg；L為爆破孔深，m，取16 m/15 m；ρ為裝藥密度，kg/(孔·m)，取0.62 kg/(孔·m)、0.58 kg/(孔·m)。

經上式計算得，本工程施工中，16 m深預裂切縫鉆孔單孔裝藥量為5.6 kg；15 m深預裂切縫鉆孔單孔裝藥量為5.2 kg，炸藥選用煤礦3級許用乳化炸藥。

3.2.4 切頂卸壓定向爆破裝藥結構確定

考慮到煤層厚度的變化，根據現場實際情況，兩種深度下均為(爆破孔底至孔口方向)不耦合、正向裝藥，裝藥過程在巷道內進行，裝藥結束后把上述聚能管裝進孔內。

爆破孔為15 m深的孔底為加強裝藥段，保證藥量為1 kg/m，中部為正常裝藥段，不耦合裝藥每段保證0.47 kg/m，每段裝藥間隔500 mm，尾部為減弱裝藥段，不耦合裝藥每段保證0.5 kg/m，每段裝藥間隔500 mm，在黏土封孔段放置一個雷管，1根安全導爆索進行起爆，裝藥結構如圖11(a)所示。

爆破孔為16 m深的孔底為加強裝藥段，保證藥量為1 kg/m，中部為正常裝藥段，不耦合裝藥每段保證0.47 kg/m，每段裝藥間隔500 mm，尾部為減弱裝藥段，不耦合裝藥每段保證0.46 kg/m，每段裝藥間隔500 mm，在黏土封孔段放置一個雷管，1根安全導爆索進行起爆，裝藥結構如圖11(b)所示。

3.2.5 切頂卸壓定向爆破封孔結構確定

影響封孔長度的因素包括裝藥量、孔內成孔狀況以及封孔材料等。為了有效應對和減緩深孔爆破過程中產生的應力波，減少爆炸能量的損失，并充分利用炸藥能量來提高預裂爆破效果，我們針對本次深孔預裂爆破采用了全新的封孔方式。即利用黏土炮泥和水泡泥來封堵孔道，其中黏土炮泥的封孔段長度為1.5 m，水泡泥的封孔段長度為0.5 m。必須確保封堵的密實性以確保其有效性，通過采用這種封孔方式和確定的封孔長度，能夠更好地抵御和減緩深孔爆破時產生的應力波，并最大程度利用炸藥的能量，提高預裂爆破效果。同時，為了降低同時起爆多個鉆孔引起的共振對巷道頂板的影響，每段爆破不超過3個孔。

4 定向爆破效果

為探測鉆孔深部定向爆破效果，在已進行爆破孔周圍附近重新鉆孔，以窺視爆破效果，窺視孔方向與爆破孔平行，深度相當。窺視孔位于爆破孔前方0.5 m位置。窺視結果如圖12所示。

圖12 窺視孔采集的視頻圖像Fig.12 Video image captured by peephole

從窺視孔的視頻圖像可以看出，鉆孔的不同深部位置均有不同程度的豎向裂紋產生，且爆破裂縫具有明顯的連續性，切頂卸壓爆破后孔壁形成有效連續裂縫，裂縫長度從6.27 m至15.01 m，總裂縫長度達8.74 m，且鉆孔內裂紋已經相交，能夠形成沿炮孔連線的裂縫，從而形成切縫面，考慮到存在約5 m頂煤，故定向爆破實際巖層深度約為10 m，說明切頂卸壓定向爆破效果良好，定向爆破設計方案能夠滿足實際工程要求。

5 結 論

1)針對該礦為保護紅11斷層防隔水煤柱，保證回采期間工作面的安全高效開采的問題。根據現場開采現狀，提出通過切斷防隔水煤柱與3309工作面聯系，改善應力的傳遞，加速3309回風巷道頂板的垮斷，從而提高防隔水煤柱穩定性控制的思路。

2)基于FLAC3D軟件分別建立了切頂卸壓前后的數值模型，數值模擬結果表明，切頂卸壓后，巷道圍巖的整體性被破壞，影響到應力的傳遞，防隔水煤柱的應力集中區范圍減小，應力峰值也有效降低，優化了應力環境，說明切頂卸壓對防隔水煤柱的保護是有效的。

3)采用ANSYS/LS-DYNA數值模擬軟件，對不同裝藥參數時定向爆破效果進行數值模擬，根據模擬結果和現場實際需要選定不耦合系數為1.7，并確定了定向爆破其他基本參數。窺視結果表明鉆孔的不同深部位置均有不同程度的豎向裂紋產生，切頂卸壓定向爆破效果良好，能夠滿足實際工程需求。