深孔頂板預裂爆破力構協同防沖機理及工程實踐

趙 善 坤

(1.煤炭科學技術研究院有限公司 安全分院，北京 100013；2.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013)

深部復雜的應力環境、煤巖力學性質的改變以及高強度集約化開采，使得沖擊地壓發生的強度和頻次明顯增加[1-2]。據不完全統計，我國目前已有沖擊地壓礦井超過170座[3]，數量還在持續增加中。沖擊地壓作為一種煤巖體結構的動力失穩狀態，其孕災及失穩過程不僅與煤層自身的力學性質有關，更與其所賦存的煤巖結構體穩定性有著密切關系，尤其當煤層頂底板為厚硬巖層時。DRZEWIECKI等[4]認為頂板堅硬巖層變形積聚的能量以微震形式釋放，當能量積聚到一定程度時的突然釋放，往往誘發沖擊地壓發生。竇林名、何江等[5-7]認為厚硬頂板對沖擊地壓的孕生影響顯著，并主張采用頂板厚度特征參數表征其對沖擊地壓的影響程度。姜福興等[8]通過對巨厚堅硬頂板條件下煤層開采覆巖運動特征的分析，構建了多種覆巖空間結構模型，認為水平應力在覆巖空間結構中的轉移集中是巨厚堅硬巖層沖擊地壓發生的主要原因。牟宗龍等[9]、徐小荷等[10]用突變理論構建了堅硬頂板與煤柱失穩模型，認為堅硬頂板的運動狀態和破斷位置與沖擊地壓發生密切相關，并得出頂板懸露長度與沖擊危險性正相關。楊培舉等[11]、韓昌良等[12]根據巨厚巖漿巖與煤層之間距離變化，分別建立了基于兩端固支梁和薄板理論的破斷失穩判據。譚云亮等[13]、李振雷等[14]通過構建屈服條件下堅硬頂板結構模型，推導出頂板斷裂步距計算公式，認為堅硬頂板微震能量增大和應力突變是沖擊地壓發生的主要前兆信息。趙毅鑫等[15]、李浩蕩等[16]根據微震事件分布及能量釋放特征分析得出，硬頂硬煤條件下微震信號主頻突變或幅值激增可作為沖擊地壓發生的預警指標。由此可見，如果能夠及時改變頂底板巖石的力學性質，降低其積聚彈性變形能的條件或破壞煤巖體結構連續傳遞能量的能力，即可降低沖擊地壓危險。為此，筆者以陜蒙地區典型厚硬頂板沖擊礦井為背景，通過對深孔頂板預裂爆破過程的分析，提出了深孔頂板預裂爆破力構協同防沖機理并對其類型進行劃分，借助非線性動力學模擬軟件系統研究了深淺組合式、三花式和直線式3種不同爆孔布置方式下的巖體Mises等效應力場、塑性破壞區及典型質點的有效應力和位移變化規律并進行現場沖擊地壓防治實踐，通過對比爆破前后回風巷在不同回采時段的覆巖整體變形破斷微震信息和工作面局部礦壓變化，驗證得出深淺組合式布孔方案可有效降低頂板沖擊危險程度，為類似條件下的沖擊地壓防治提供了理論指導。

1 深孔頂板預裂爆破力構協同防沖機理分析及類型劃分

1.1 深孔頂板預裂爆破過程及力構協同防沖機理分析

深孔頂板預裂爆破是以煤層上方難垮易積聚彎曲彈性能的厚硬頂板為目標，通過在巷道內向厚硬頂板所在層位打孔并實施裝藥爆破，一方面利用炸藥瞬時起爆產生的應力沖擊波對厚硬頂板巖層進行損傷破壞，由于爆孔內無臨空自由面，爆炸應力波在爆破三維空間內呈柱面向外傳播，致使爆孔周邊巖體處于三向高擠壓應力狀態，且大部分的爆破沖擊動能損耗于此并形成粉碎壓縮區，其范圍為裝藥半徑的3～7倍。由于深孔頂板預裂爆破旨在破壞頂板巖層的完整性，促進頂板裂隙發育，并非破碎頂板或崩落巖層，所以要盡量減小粉碎壓縮區的范圍。

隨著應力波傳遞范圍的擴大以及破碎巖層介質的能量耗散，在粉碎區外側爆破應力波以彈性波向外擴展傳遞并產生徑向壓縮回彈，由于頂板巖體力學環境的復雜以及巖體介質自身的非均質性，不同位置處質點力學響應和變形趨勢離散不均，剪切裂隙應運而生。同時，爆炸產生的高溫爆轟氣體因體積擴容楔入巖體裂隙并在裂隙尖端產生應力集中，促使粉碎區外部巖體裂隙進一步擴展發育。

在上述多種應力作用下，粉碎區外側一定范圍內徑/切向裂隙、剪切裂隙交錯貫通，形成爆破裂隙區。由斷裂力學可知，對于壓剪復合應力作用下爆破裂隙區內巖體支裂隙尖端起裂相當應力強度因子K可采用疊加法計算，即

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另一方面，爆破產生的強力沖擊波不僅可以改變頂板巖體力學介質屬性，降低巖體內部結構單元儲能能力，對頂板巖體的結構力學效應和破斷特征也有較大影響。首先，頂板巖層在上覆巖層自重應力和工作面采動應力疊加作用下產生變形并在巖體單元內部積聚大量的彈性能，處于高能級非穩定平衡狀態。由極限平衡理論和能量守恒原理可知，隨著爆孔周邊粉碎區和裂隙區巖體內部結構單元的損傷破壞，積聚其內部的彈性能得以釋放，主要用于頂板裂隙的擴展和巖體的震動，此時頂板巖層進入低能級的穩定平衡狀態。頂板巖層積聚的彈性能量越高，爆破擾動巖體釋放的能量越多，影響的范圍越大，穩定后的頂板巖體結構越穩定。其次，隨著裂隙區裂隙擴展，相鄰爆孔之間裂隙連通貫穿，進而在厚硬巖層內部人為制造了結構破斷弱面，外部應力逐漸向此處集中，改變了巖體內部結構的應力分布狀態。同時，隨著工作面的推進，頂板厚硬巖層往往沿結構弱面處發生斷裂，采場上覆巖層的破斷結構和采場空間應力分布得以優化，頂板動壓災害得以控制。

煤巖沖擊傾向性是沖擊地壓發生的內在因素，高應力集中是沖擊地壓發生的必備條件。因此，深孔頂板預裂爆破力構協同防沖原理在于以對采場礦山壓力影響顯著的難垮厚硬巖層為目標，通過對厚硬巖層中下部應力集中區進行鉆孔裝藥，借助爆破產生的強力沖擊動載破巖作用、高溫高壓高速爆轟氣體的沖擊氣楔作用和熱交換回彈拉伸作用對頂板進行損傷破壞，改變頂板巖體力學介質屬性，降低巖體內部結構單元儲能能力，爆破產生的強烈震動效應促使處于高能級非穩定動態平衡狀態的彎曲厚硬頂板能量釋放，進入低能級的穩定平衡狀態。此外，通過調整爆破布孔方式使得相鄰爆孔之間裂隙貫通，形成巖層結構破斷弱面，切斷頂板連續傳遞應力和能量條件的同時，利用頂板巖層結構力學效應，使其在礦山壓力作用下沿預定位置彎曲破斷，具有弱化頂板巖層介質力學屬性和優化巖層破斷結構的雙重作用。

1.2 深孔頂板預裂爆破防沖類型劃分

根據采場上覆厚硬巖層、采掘工作面巷道布置及深孔頂板預裂爆破地點3者的時空相對關系，深孔頂板預裂爆破技術用于厚硬頂板沖擊地壓防治大致分為3種類型：① 針對工作面初/末采期間，由于厚硬頂板往往造成初次來壓步距較長，工作面后方形成較大的懸頂夾持擠壓工作面煤體，造成工作面煤壁煤塊彈射或頂板突然垮斷而壓死支架，因此在工作面液壓支架安裝以前，利用開切眼內的有利空間分別對工作面支架后方以及上下巷端頭附近頂板厚硬巖層進行預裂爆破，人為制造裂隙以切斷工作面頂板巖層與周邊巖體的聯系，促使其隨著工作面的推進能夠及時垮斷，降低頂板初次來壓的強度。當工作面進入末采階段后，需在終采線與采區大巷之間開掘主、輔回撤通道用于設備回收，一方面隨著工作面的推進，采區大巷及工作面之間煤體近似兩面臨空大煤柱且尺寸不斷減小，整體應力水平較高，另一方面在工作面超前采動應力、輔運巷側向應力以及上覆巖層自重應力作用下，靠近終采線的主回撤通道所處應力環境進一步增大，若工作面后方采空區形成大范圍懸頂，其突然垮斷所形成的高動載與主回撤通道高靜載相疊加，易誘發沖擊地壓顯現，為此在主/輔回撤通道內向工作面方向施工深孔頂板預裂爆破，改變終采線附近頂板結構力學效應，促使厚硬頂板在回撤通道外部及時斷裂，降低回撤通道圍巖壓力，保證設備順利回收。此外，由于終采線大多位于采區大巷附近，在回撤通道附近切斷采空區上方的懸露頂板，亦可避免采場大范圍覆巖空間結構壓力拱腳作用于大巷，造成大巷變形破壞，如圖1(a)所示；② 回采期間，根據工作面周期來壓步距，在工作面超前支承壓力影響范圍的兩巷道內，沿巷道走向朝工作面實體煤側上方厚硬頂板施工爆破孔，增加頂板裂隙發育，促使其在超前支承壓力作用下及時垮斷，避免架后形成長距離懸頂擠壓工作面煤體，造成工作面沖擊?，F場應用過程中，大多采用扇形布孔方式，利于空間爆破裂隙的豎向貫穿，同時開孔方向與工作面推進方向相對，以期形成斜切下行破裂斷面，利于頂板回轉垮斷，如圖1(b)所示；③ 針對重復采動巷道或鄰采空區巷道，為了避免因側向采空區懸露頂板回轉擠壓煤柱，造成煤柱應力集中而形成沖擊，在巷道肩窩處向煤柱上方厚硬頂板進行預裂爆破，促使采空區側向頂板在煤柱外側或靠近采空區側破斷，減小側向懸露頂板對煤柱的夾持擠壓應力，降低煤柱應力集中程度，避免煤柱型沖擊地壓發生，如圖1(c)所示。

圖1 頂板深孔預裂爆破防沖類型劃分Fig.1 Type of deep hole roof pre-blasting on rock burst control

2 深孔頂板預裂爆破力構協同防沖影響因素分析

在實際應用中，除炸藥自身類型差異以及爆破性能外，合理的裝藥結構、科學的炮孔布置方案以及恰當的封孔方式是影響深孔頂板預裂爆破力構協同防沖效果的主要因素，而爆孔布置方式為核心要素。因此，為了進一步弄清爆孔布孔方式對深孔頂板預裂爆破力構協同防沖效果的影響機理，采用數值模擬的方案系統研究深淺組合式、三花式和直線式3種不同爆孔布置方式下的巖體應力損傷和塑性發育情況，進而指導現場深孔頂板爆破參數選擇。

2.1 爆破方程選取及模型建立

巖石爆破過程是一個涉及多種載荷形式下多相介質瞬時耦合作用的復雜過程，至今尚未形成一整套系統完整、能夠適用于不同條件的爆破理論。因此，結合上文對深孔頂板預裂爆破過程分析可知，針對爆破模擬方程和狀態方程設定一個固定算法，筆者在借鑒前人研究成果的基礎上，巖石參數算法采用經典拉格朗日算法；乳化炸藥爆炸壓縮空氣的變形算法采用ALE算法，此算法結合了拉格朗日算法和流變算法，能夠滿足對大變形炸藥應力波及空氣進行模擬。

在模擬計算中,選用LS-DYNA中的高能炸藥材料來模擬炸藥單元，查詢LS-DYNA手冊和文獻[17]可知，采用JWL狀態方程分析耦合裝藥下的爆破壓力為

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式中，P為爆破壓力，MPa；A，B為炸藥屬性參數，本文采用的是乳化炸藥，參數分別取為21 400 GPa和18.2 GPa;V為初始相對體積;R1，R2，ω為炸藥參數，分別取4.2，0.95和0.30；E0為初始比內能，取4.2 GPa。

采用線性多項式狀態方程[17]：

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+ (C4+C5μ+C6μ2)E0

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其中，μ為氣體的當前密度與初始密度之比，多項式參數C0取0.1、C4取0.4、C5取0.4，C1，C2，C3，C6均設置為0。上述模型參數設置完成之后，將生成的運算文件導入ANSYS軟件中的LS-DYNA模塊，進行數值模擬運算。受實際問題的復雜性和計算機性能限制，在充分考慮不同爆孔布孔方式對比優劣及兼顧傾斜炮孔建模難度的基礎上，采用PROE軟件進行初期矩形巷道三維建型并將其導入Hypermesh軟件中，采用自動劃分法進行網格劃分，模型除頂板面外，其余5個面均設置為無反射邊界條件，即當應力波傳遞至無反射邊界面時，會繼續向外傳遞直至耗散，當應力波傳遞至頂板面時，會發生反射，繼續對巖體進行作用，模型尺寸80 m×80 m×30 m，網格數為25萬個，模型相關參數見表1。

表1 爆破模擬相關參數

2.2 模擬方案

實際工程中，炮孔沿著巷道頂板向上鉆入。受計算機工作能力限制，筆者僅對爆破裝藥的局部區域進行了模擬，沒有進行涵蓋巷道、工作面等宏觀尺寸的建模。重點對比直線式、三花式和深淺組合式3種不同爆孔布置方式下，爆孔間距和爆孔深度對頂板預裂爆破效果的影響，因此設計模型形狀為矩形，模型范圍包括相鄰3個炮孔的范圍，具體模擬方案設計見表2。為了對比3種布孔方案的爆破效果，選取垂直于裝藥中點位置的剖面進行模擬分析。論文后續章節云圖和監測點的選取也是在這一剖面選取。模擬是對炸藥布置的局部區域的簡化模擬，因此設置了其中一個面為自由面，其余5個面為無反射邊界面，自由面的方向和炮孔的方向是相交的，所以在圖2中呈現為朝右的，對模擬結果沒有影響；裝藥半徑50 mm，裝藥長度8 m；3種布孔方案的孔間距均為沿中線位置的投影距離。圖2展示了3種布孔方案的模型示意。

表2 不同爆孔布置方式下爆破效果模擬方案

圖2 3種布孔方案的模型示意Fig.2 Schematic diagram of the three hole layout model

按照以上模擬方案，分別提取爆破后的Mises等效應力云圖、塑性破壞區以及典型質點的有效應力和位移變化趨勢4個指標進行評估。同時，由于爆破屬于瞬態作用過程，對巖體的作用時間一般在5 ms以內，因此本模擬分別記錄了直線式、三花式、深淺組合式3種不同爆孔布置方案下，爆孔起爆后5 ms內的各評價參量的演化過程。

2.3 模擬結果分析

由于模擬數量較大，筆者僅對爆孔間距為8 m條件下，3種不同爆孔布置方式的爆破效果進行對比分析。同時，為了便于分析，每個對比參量的選取時間均為0.4，2.5，4.4 ms三個不同時刻的變化量，3種布置方案的圖形展示依次為直線式、三花式和深淺組合式。

2.3.1不同布孔方式下Mises應力云圖

Mises強度準則認為形狀改變比能是材料破壞的主要原因。采用Mises等效應力云圖，可以反應爆炸能量的擴散規律以及炸藥爆炸的能量范圍和大小。Mises應力值越高，影響范圍越大，衰減速度越慢，爆破效果越好。圖3為3種不同布孔方式下Mises應力云圖。應力波傳遞周期在0.6～0.8 ms，并且每個傳遞周期，應力波都有一定的衰減，拉伸破碎能力逐漸降低。在第1個應力波傳遞周期，3種爆孔布置方案Mises等效應力云圖基本相同。但自第2個傳遞周期開始，Mises應力峰值和范圍明顯表現為深淺組合式>三花式>直線式。在隨后的幾個傳遞周期中，3種布孔方案的應力波均迅速衰減，但衰減速度呈深淺組合式<三花式<直線式分布。由此可見，在Mises應力峰值大小、作用范圍以及作用時間上，深淺組合式布孔方案優于三花式和直線式，分析原因在于深淺組合式布置方案提高了爆破的分形維數，增加了爆破裂隙及裂隙多向發展的可能性，這些裂隙有助于應力波的反射，降低能量衰減速度，延長了爆破衰減能量作用巖石的時間，同時高壓爆轟氣體進入裂隙進一步促進了裂隙的擴展和發育，從而使得爆破效果更好。

2.3.2塑性破壞區分析

對于巖石而言，一般認為當巖石應變達到0.003時，開始發生塑性變形，達到0.005時即發生了破壞。對于爆破沖擊載荷作用下，其應力應變過程更加復雜，塑性變形大于0.003時可能就會產生裂隙，局部甚至可能已經發生斷裂。從圖4可以看出，在開始階段，3種方案下的巖石塑性區形態類似，形成圓形或類圓形的塑性區域。隨著應力波的持續作用，塑性區域逐漸擴大并在2.5 ms時達到最大，之后塑性區范圍變化不明顯，但塑性區的塑性變形持續增大，說明衰減后的爆炸應力波對塑性區或破碎區的作用仍然持續，圖中深淺組合式的塑性區變形明顯大于三花式和直線式。同時，盡管3種方案在炮孔附近的損傷分布范圍基本相同，但總體分布形態有很大不同。實際工程中，受到巖石復雜應力和節理裂隙面的影響，相鄰炮孔間的爆破近似呈直線，且這條直線是具有一定寬度的帶狀直線。直線式布孔方案爆破后整個破碎區近似連成一條直線，三花式和深淺組合式布孔方案爆破后的破碎區成鋸齒狀，巖體中裂紋分叉更多，斷面粗糙度更高。從分形幾何和巖石爆破損傷模型來看，深淺組合式和三花式布孔方案爆破后的分形維數要大于直線式，爆炸能量利用更充分，爆破塊度更碎裂均勻。這有助于形成較寬范圍的破碎帶，使得頂板及時破斷。

2.3.3位移場及有效應力場分析

由于位移場和應力場后處理信息較大，這里只選取3個典型位置的位移場和2個關鍵點位應力場變化進行觀測。設置位移觀測點的目的是為了觀測爆破過程中發生塑性變形區域的效果。在三花布孔方案中，由于3個炮孔呈三角形分布，受三孔釋放能量交叉影響，在三孔橫向中線的爆破效果最好。前人的研究認為巖石爆破的破碎區直徑為炮孔直徑的5～6倍，裂隙或損傷區直徑為10～20倍甚至更多[18]。因此分別在距離炮孔直徑20倍距離的正上方邊緣和正下方邊緣處分別選取觀測點進行位移觀測。應力觀測點的選取需要考慮到相鄰炮孔間的相互作用，觀測應力波傳遞過程中，相鄰爆破孔之間的相互影響，故應力觀測點選在相鄰炮孔連線的中點上。測點布置方案及觀測結果如圖5，6所示。

圖5 不同炮孔間距下位移-應力測點布置Fig.5 Displacement-stress measuring points with different borehole spacing

圖6 不同布孔方式下位移場及有效應力變化曲線Fig.6 Curves of displacement field and effective stress under different borehole arrangement

從圖6(a)可以看出，整體而言，爆破初始階段，3種布孔方案下的觀測點位置迅速增大，大約在2.5 ms處位移曲線變化斜率逐漸減小，這與前面Mises有效應力經過3個傳遞周期后大幅減弱以及塑性破壞區2.5 ms后不再繼續擴展相吻合。但分項對比發現，位移場的變化速度及峰值總體呈深淺組合式>三花式>直線式，但深淺組合式和三花式后期差別不大，這說明隨著這2種布孔方案分形維數的提高，應力疊加更加復雜，破巖碎石效果更好。

從圖6(b)可以看出，在爆炸開始后的第1個應力波傳遞周期，3種方案下的Mises有效應力均急劇增長至峰值后迅速降低，區分并不明顯。但從第2個開始的后續幾個應力波傳遞周期里，雖然3種方案的Mises有效應力均因對巖石產生反向拉伸破壞作用而明顯衰減，但深淺組合式布孔方式的Mises有效應力幅值整體高于三花式和直線式布孔方案。由于Mises應力的大小決定了應力波對巖體拉伸作用產生裂隙數量和大小，Mises有效應力越大，則應力波拉伸能量越強，產生的裂隙越多。同時，通過統計3種布孔方案的不同布孔間距下的位移峰值點和有效應力峰值點也可證明，深淺組合式布置方案對巖石拉壞作用最強，能量衰減速率最慢，這將會使得巖石巖石裂隙或損傷區擴展范圍更大，具體對比結果見表3。

同理，通過對比相同布孔方式，不同爆孔間距下，爆破過程中位移峰值和有效應力峰值距離觀測點的距離統計發現，隨著爆孔間距的減小，位移峰值點和有效應力峰值點距離測點越遠，巖石破碎塑性區以及裂隙區擴展范圍越大，爆破預裂效果越好，限于篇幅，具體對比情況另行撰文詳述。

3 深孔頂板預裂爆破力構協同防沖工程實踐

3.1 工程現場概況

內蒙古巴彥高勒煤礦31103工作面是11盤區第3個回采工作面，工作面采用雙巷布置留巷方式，工作面傾向長度260 m，走向長度3 578 m，區段煤柱寬30 m，平均埋深600 m，煤層平均厚度為5.42 m，傾角為1.5°，采用走向長壁綜合機械化一次采全高采煤法，全垮落法管理頂板，工作面在回采過程中多次發生沖擊地壓顯現。分析原因一方面是煤層上方50 m范圍內存在3層10 m以上厚硬頂板，經鑒定頂板及煤層均具有弱沖擊傾向性，厚硬頂板的變形垮斷對工作面礦壓影響顯著。另一方面，采用套孔應力解除法實測得出，該區地應力場以水平構造應力為主導，最大主應力值為29.45 MPa，最大主應力方向平均為100.72°，總體近似于東西向，恰好與311103工作面巷道走向垂直，巷道圍巖受區域擠壓應力最大，巷道頂底板易于向巷道空間發生屈曲變形并積聚彈性應變能。此外，由于回風巷因先后經歷2次采掘擾動影響，在采動應力、上覆巖層自重應力和區域構造應力疊加作用下，區段煤柱形成高應力集中，當作用于煤柱上方采空區側向厚硬頂板發生突然破斷時，形成的動載與煤柱高靜載疊加，誘發煤柱沖擊，造成區段煤柱下部底板大面積沖出，最大底臌量達到1.5 m，如圖7所示。

圖7 31103回風巷區段煤柱沖擊現場Fig.7 Dynamic pressure display site at air return roadway of 311103 working face

為此，自2015年12月開始，采用深孔頂板預裂爆破力構協同防沖技術，對回風巷區段煤柱上方厚硬頂板的垮斷位置進行優化，避免側向形成長距離懸露擠壓煤柱。

3.2 爆破參數設計

(1)爆破層位的確定。根據31103工作面地質綜合柱狀圖并結合工作面后方采空區頂板垮斷情況觀測結果，將工作面相關參數代入覆巖理論垮落高度及基本頂進入垮落帶判別計算公式[18]，計算得出理論垮落高度約為17 m。

假定砂質泥巖全部垮落，其余煤層的累積碎脹高度僅為2.52 m，仍無法充分回填采空區空間，說明上部的2層厚度10 m以上中粒砂巖均參加了巖層運動，且這2層巖層的回轉垮冒對回風巷區段煤柱受力影響顯著，需爆破處理這2個層位。結合前文數值模擬分析結果并考慮現場施工條件，確定對回風巷兩側頂板進行預裂爆破，爆破鉆孔深度分別為35 m和45 m，鉆孔角度均為45°。

(2)爆孔間距優化設計。由深孔頂板預裂爆破力構協同防沖機理分析可知，只要保證相鄰爆孔爆破后裂隙區能夠貫通，形成孔間卸壓帶或貫穿裂隙帶即可。依據破碎區估計公式、裂隙區計算公式和單米裝藥量計算公式[18]，計算得出不耦合裝藥條件下，頂板中粒砂巖層爆破破碎區半徑為440.19 mm，裂隙區半徑為2 250.93 mm，單米裝藥量Lc為0.51 kg，計算得出孔間距為5.45 m，兩孔裝藥量分別為15 kg和18 kg。但考慮現場施工成本并結合31102工作面相鄰2次沖擊地壓顯現平均間距36 m和31103工作面上覆巖層大、小周期來壓步距13.5～54.0 m，最終確定爆孔間距為10 m。計算所需相關參數見表4。

表4 回風巷深孔頂板爆破鉆孔間距計算相關參數

(3)為了降低爆破壓縮波作用時間，增加裂隙區的擴展半徑，采用不耦合裝藥，其中炮孔直經為65 mm，炸藥直徑為50 mm，不耦合系數為1.3，以3～5支乳化炸藥藥卷(規格為：φ50 mm×460 mm×1 000 g)作為一個起爆單元，每個起爆單元使用雙雷管并用引線引出，采用專用封孔水泥藥卷進行封孔。

為了充分對比直線式、三花式以及深淺孔組合式3種不同爆孔布置方式下，深孔頂板預裂爆破力構協同防沖防治效果，根據31103工作面回風巷頂板賦存條件及巖石力學特性，詳細設計了以下3種不同爆破施工設計方案，如圖8所示，其中詳細爆孔施工參數詳見表5，采用連續裝藥方式，單孔起爆。

圖8 31103回風巷3種不同爆孔布置方案下深孔斷頂爆破設計示意Fig.8 Three different design drawings of the roof pre-blasting in air return roadway at 31103 working face

表5 31103回風巷炮眼施工爆破參數

3.3 深孔頂板預裂爆破防沖效果檢驗

為了全面系統評價深孔頂板預裂爆破力構協同防沖效果，對31103工作面回風巷不同回采時段的覆巖整體變形破斷微震信息和工作面局部礦壓變化進行對比。試驗地段主要集中在工作面“二次見方”區域以外(距開切眼368 m處，該位置之前頂板未采取防沖措施)至回風巷6號聯絡巷附近(距開切眼2 097 m)，分別采用直線式、三花式以及深淺孔組合式3種不同布孔組合方案進行頂板爆破試驗，試驗巷道累計長度1 729 m，共分4個不同區域，其中煤礦因證照手續等多種因素影響，導致炸藥無法連續供應，現場頂板爆破期間人為造成了局部頂板未處理區域，這也為頂板預裂爆破有效性分析及不同爆破方案的對比提供了參考。

3.3.1采場覆巖微震事件對比分析

通過對頂板預裂爆破施工位置及爆孔布置情況進行統計，根據爆破施工工藝及采場覆巖微震顯現程度不同，將回風巷礦壓顯現劃分為5個不同階段，其中不同階段頂板爆破施工情況及對應回采期間的礦壓顯現、微震事件分布情況如圖9及表6所示。

圖9 31103回風巷各區深孔頂板預裂爆破施工位置及礦壓顯現對比Fig. 9 Comparison of pre-blasting site of deep hole roof and pressure in areas at air return roadway of 31103 working face

表6 31103回風巷各區深孔頂板預裂爆破施工位置及微震監測數據

從圖9可以看出，在未斷頂區域回采期間，井下煤炮事件不斷，累計發生13起能級為104J微震事件，1起能級為105J微震事件，每米釋放能量達到7 065.2 J，進入工作面“二次見方”區域后，巷道底臌和兩幫變形量明顯增大，超前支架泄壓閥打開及區域漏頂現象不斷，影響了工作面的正常推采；在Ⅰ區回采期間，由于巷道兩側施工深淺組合式頂板預裂爆破措施，微震事件及巷道礦壓顯現明顯好轉，累計僅發生5起小能量微震事件，即便在工作面三次見方位置，巷道變形及底臌量明顯小于“二次見方”期間，說明深孔頂板預裂爆破有效控制了側向頂板的垮斷結構，降低了巷道的整體應力；在Ⅱ區回采期間，采用三花式爆孔布置方式處理頂板，但由于受炸藥供應的影響，該區域僅施工4個爆孔，大約有180 m的頂板未處理，造成了頂板周期性結構破斷失衡，能量及應力傳遞不連續，先后6次發生動壓顯現，其中包括累計造成巷道破壞達300 m長的 “8·26”強礦壓顯現；在Ⅲ區回采期間，由于炸藥恢復供應，繼續采用三花式爆孔布置預裂頂板，未發生較大礦壓顯現，其中9月22日在工作面中部發生了一起能量為1.1×105J微震事件，距離巷道較遠未造成破壞。此次微震事件也從側面證明了，深孔頂板預裂爆破通過對上覆巖層垮斷結構的控制，將作用于巷道圍巖上的應力向工作面深部轉移，避免了頂板彈性能釋放而造成巷道受損破壞；在Ⅳ區回采期間，由于炸藥供應不及時將深孔頂板預裂爆破方案調整為單側直線式布孔，微震事件和礦壓顯現強度較Ⅲ區明顯增加，推進該區22 m時發生一次強礦壓顯現，造成工作面超前100～180 m內巷道嚴重底臌，部分區域頂板冒落高度達1.5 m。后期將爆破方案調整為兩幫對稱卸壓后，微震數量和礦壓顯現明顯好轉。

此外，通過對31103工作面回風巷5個不同深孔頂板預裂爆破區域微震應力云圖和能量直方圖統計發現，當工作面由未斷頂區域進入Ⅰ區過程中，微震以巖體裂隙擴展的小能量事件為主，大能量事件較少，頂板積聚大量彈性變形能；Ⅰ區后半段至Ⅱ區前半段之間，因頂板預裂爆破不連續，微震活動明顯減弱，局部出現“缺震”現象，說明該區域頂板結構垮斷不連續，高低位巖層運動不協調，側向形成了懸頂結構，進而導致“8·26”強礦壓顯現的發生；進入Ⅲ區以后，高應力區整體向工作面中部轉移，在9月20日前后出現2～3 d的“缺震”現象，之后發生了1起105J 微震事件，推測為高位巖層運動破斷所致；由Ⅲ區進入Ⅳ區期間，因生產幫側未實施頂板預裂爆破，上覆高低位巖層破斷結構再次受到影響，造成側向頂板因懸露過長而發生能量積聚，導致“10·28”強礦壓顯現發生。由此可見，當工作面由未斷頂區域進入斷頂區域或者進出相鄰不同斷頂預裂設計施工區域時，因人為造成上覆頂板巖層結構運動不協調，應力與能量傳遞不連續，積聚在上覆厚硬巖層內的彈性變性能釋放不均勻或不充分而局部區域形成高應力集中，當能量積聚到一定程度時，在外在擾動應力的作用下易發生強礦壓顯現，誘發沖擊地壓。同時，當在這些區域微震監測出現“缺震”現象時(圖10中的粉框)，可將其作為沖擊地壓發生的典型預測前兆。

圖10 31103回風巷各區域微震應力及微震能量對比Fig.10 Comparison of microseismic stress and energy in each region of air return roadway in 31103 working face

3.3.2工作面支架工作阻力對比分析

選取工作面下端頭靠近回風巷側下部的10架液壓支架作為觀測對象，記錄工作面過6號聯絡巷期間的支架工作阻力情況，進而評估頂板預裂爆破的效果，這期間工作面支架工作阻力曲線如圖11所示。

從圖11可以看出，工作面推采經過6號聯絡巷期間，先后出現8次周期來壓，平均2 d/次，來壓步距14.5 m，較未采取斷頂爆破來壓步距減小了10 m，來壓周期較小1.5 d，來壓能量也大幅度減弱。分析原因在于由于回風巷兩側預先施工了頂板深孔爆破措施，分別在低位、高位厚硬巖層中人為制造了斷裂弱面，當工作面進入該區域回采時，在超前支承壓力和側向支承壓力的作用下，回風巷上方頂板沿斷裂弱面垮斷，懸露于區段煤柱上的擠壓應力得以釋放，進而當工作面此間推過時，來壓周期和來壓強度明顯降低。

3.3.3鉆孔窺視及鉆屑量對比分析

采用4D超高清全智能孔內電視對頂板預裂爆破前后的裂隙發育及擴展情況進行了窺視。方案如圖12所示。為便于對比，2個觀測孔選擇的觀測深度距孔口均為32 m，垂直高度22.4 m，位于中粒砂巖內。

圖11 工作面過頂板預裂爆破區域支架工作阻力曲線Fig.11 Curves of support working face through in roof pre-blasting area

圖12 斷頂爆破觀測孔布置方案Fig.12 Observation hole for roof pre-blasting

圖13為爆破前后觀測孔裂隙發育情況。從圖13可以看出，在未進行爆破前，2個觀測孔所探測位置巖石比較完整，未發現明顯裂隙，其中1號觀測孔局部發現一條環形裂隙，2號觀測孔巖石相對完整，未見明顯裂隙。60號孔爆破后，1號觀測孔環形裂隙明顯增大，說明單孔有效影響距離超過8 m。2號觀測孔因距離爆孔較近，孔內裂隙呈環形分布，以豎向張拉裂隙為主，且距離觀測點大約1 m(距孔口33 m左右)位置發生了塌孔，說明該位置受爆破沖擊最為嚴重，裂隙得道充分擴展貫通，頂板完整性得到破壞，起到了控制頂板破斷結構，有效控制側向頂板破斷位置的防沖目的。

圖13 爆破前后2個觀測孔裂隙發育對比Fig.13 Contrast of fracture development of two observation holes before and after blasting

此外，通過對60號頂板預裂爆孔下方區段煤柱幫部，爆破前后煤柱鉆屑法監測發現，爆破前區段煤柱幫部鉆屑量峰值為4.84 kg/m，峰值位置距離巷幫7 m；爆破卸壓后，鉆屑量峰值降低為3.13 kg/m，峰值位置進一步向煤體深部轉移，距離巷幫9 m，說明頂板預裂爆破促進了區段煤柱上方側向懸露頂板的垮斷，釋放了高、低位厚硬巖層因回轉變形而積聚的彎曲彈性能量，應力向采空區側轉移，如圖14所示。

圖14 頂板深孔預裂爆破前后鉆屑量變化Fig.14 Changes of cuttings before and after deep hole roof pre-blasting

4 結 論

(1)深孔頂板預裂爆破力構協同防沖原理一方面是利用爆破產生的強力沖擊動載破巖作用、高溫高壓高速爆轟氣體的沖擊氣楔作用和熱交換回彈拉伸作用對頂板進行損傷破壞，改變頂板巖體力學介質屬性，降低巖體內部結構單元儲能能力，促使處于高能級非穩定動態平衡狀態的彎曲厚硬頂板能量釋放并向低能級穩定平衡轉變；另一方面利用相鄰爆孔之間裂隙的貫通形成巖層結構破斷弱面，切斷頂板連續傳遞應力和能量的條件，改變頂板巖層結構力學效應，使其在礦山壓力作用下沿預定位置彎曲破斷，具有弱化頂板巖層介質力學屬性、優化巖層破斷結構和改善巷道圍巖整體結構的雙重作用。

(2)利用ANSYS軟件中的LS-DYNA模塊，再考慮爆破氣楔作用和沖擊作用的基礎上，模擬分析了不同布孔方式、不同爆孔間距下深孔頂板預裂爆破效果。相比于直線式和三花式爆孔布孔方式，采用深淺組合式使得Mises有效應力在作用范圍和作用時間上更加充分，增加了爆破裂隙密度及多向發展的可能性，延長了爆破衰減能量作用巖石的時間，致使塑性破壞區范圍更加發育，爆破塊度更加碎裂均勻，位移場速度變化和有效應力峰值點距離觀測點最遠。在相同布孔方式下，隨著爆孔間距的減小，位移峰值點和有效應力峰值點距離測點越遠，巖石破碎塑性區以及裂隙區擴展范圍越大，爆破預裂效果越好。

(3)采用多種監測手段對試驗巷道不同回采時段的覆巖整體變形破斷微震信息和工作面局部礦壓變化進行綜合對比，充分驗證了深孔頂板預裂爆破力構協同防沖效果。從現場頂板預裂爆破實際防沖過程中得出，深孔頂板預裂爆破要連續施工，盡量不要人為制造施工空白區。當工作面由未斷頂區域進入斷頂區域或者進出相鄰不同斷頂預裂設計施工區域時，因人為造成上覆頂板巖層結構運動不協調，應力與能量傳遞不連續，積聚在上覆厚硬巖層內的彈性變性能釋放不均勻或不充分而局部區域形成高應力集中，在外在擾動應力的作用下易發生強礦壓顯現，誘發沖擊地壓。同時，當施工區域微震監測出現“缺震”現象時，可將其作為沖擊地壓發生的典型預測前兆。