大采高回撤通道“高+低位”斷頂爆破實踐

白俊杰

(烏審旗蒙大礦業有限責任公司,內蒙古 鄂爾多斯 017300)

0 引言

蒙陜地區大采高沖擊地壓工作面在末采期間所形成的采動應力與回撤通道孤立煤柱集中應力相互疊加,造成大采高沖擊地壓工作面末采階段沖擊地壓防治的復雜性[1-2]。頂板爆破作為一種常用且非常重要的防沖技術手段,國內已有較多研究成果。王慶雄等[3]在淺埋中厚煤層綜采工作面回撤通道切頂卸壓技術,通過爆破形成切縫線,并結合強支護措施,解決回撤通道礦壓顯現問題;王雪龍[4]在馬脊梁礦綜采工作面回撤通道采用爆破預裂卸壓技術,實現了末采階段采空區頂板的全部垮落,避免了應力集中;劉慧潔等[5]在綜放工作面末采階段采用頂板預裂爆破技術,實現了“分區域來壓”的控制,以及末采安全快速貫通;李志華等[6]認為爆破起到改變應力的分布,釋放堅硬頂板中的彈性能,消除沖擊隱患;朱克仁[7]在貴州響水礦井的采煤工作面采用預裂切縫卸壓技術回收工作面,實現了采空區頂板沿空切頂,控制頂板的回轉和下沉,達到了卸壓效果。前述研究均集中在爆破對頂板巖石完整性致裂、改善垮落效果,降低頂板動載的問題。目前的研究大多集中在爆破對堅硬頂板的切落,以及改善采掘空間的應力集中、分布情況[8-10]。但納林河二號礦大采高工作面回撤通道末采階段沖擊地壓防治實踐證明,末采防沖頂板處置方案更應注重對強沖擊性頂板巖層內高應力傳遞路徑的阻斷和對回撤通道的保護作用,“高+低位”爆破對上覆巖層的高應力傳遞路徑進行全面提前阻斷,能有效解決大采高回采通道的末采防沖難題,是一種值得參考的防沖技術設計思路。

1 工作面概況

1.1 地質條件

納林河二號礦31120、31103-2工作面布置在3-1主采煤層,埋深約600 m,煤層厚度5.5～5.8 m,煤層傾角1°～3°,結構簡單。煤層上方基本頂以細砂巖、粉砂巖為主,厚度10～13 m,各層位巖層致密、層面整合。

1.2 開采技術條件

2個工作面的長度均為300 m,按雙回撤通道的模式布置,主、輔回撤通道之間留設煤柱寬度25 m,均采用“錨網索”聯合支護,如圖1所示。末采前在主回撤通道布置兩排ZZ18000/25/50垛式支架加強支護。

2 末采階段頂板沖擊問題原因分析

2.1 末采面臨的沖擊問題

3-1煤層的煤層和頂板巖層均具有強沖擊傾向性,末采階段沖擊危險等級為強。因雙回撤通道內煤柱的存在,導致工作面末采期間形成“孤立煤體”,變形破壞嚴重,且1×104J及以上的微震能量事件發生較頻繁,導致末采階段沖擊風險較高[11]。

圖1 工作面末采階段雙回撤通道布置示意Fig.1 Layout of double withdrawal channel in final mining period of working face

2.2 末采沖擊問題分析

末采階段工作面采動應力經上覆巖層向回撤通道煤柱傳遞,導致采動應力與回撤通道煤柱集中應力相互疊加,最終導致回撤通道煤柱應力呈現高度集中,如圖2(a)所示。因此有必要采用爆破手段從應力阻斷和正面保護回撤通道的角度,對上覆巖層介質狀態和應力環境進行干預,減緩末采階段剩余工作面及回撤通道煤柱上方的應力集中問題,如圖2(b)所示。

圖2 末采階段壓力集中問題示意Fig.2 Pressure concentration issues in final mining period

2.3 爆破斷頂模型及方案設計

通過斷頂爆破手段,在末采階段的覆巖形成應力傳遞阻隔帶,對采動壓力傳遞進行阻斷,實現對回撤通道的卸壓保護功能,如圖3所示。“高+低位”爆破裝藥量按高位單孔爆破的1.8倍進行設計,爆破主要參數見表1。

圖3 末采爆破斷頂模型及方案設計Fig.3 Model and scheme design of broken roof blasting in final mining period

表1 主回撤通道頂板爆破孔主要參數

3 頂板爆破理論分析

3.1 巖石破碎的自相似問題

煤礦開采的煤系地層為沉積巖系,這造成煤、巖石的成分多變、結構非均勻的介質特性。已有的研究成果表明[12],巖石中存在著復雜的構造層次系統,這種層次中不同級別的塊體尺寸Δi(i=1,2,3,…),存在以下自相似關系,見式(1);同級塊體之間由張開度為δi的裂紋分開,這種裂紋的張開度δi與塊體尺寸Δi之間存在穩定的統計關系,見式(2)。

Δi=2-i/2·Δ0

(1)

μΔ(δ)=δi·Δi=Θ×10-2

(2)

式中,μΔ(δ)稱為巖石力學不變量;Θ為系數,在1/2～2之間取值。

在巖石爆破過程中,炸藥的爆炸加載具有較高的加載速率,這時不僅較大的塊體層次分隔裂紋起裂、擴展,而且較小的塊體層次分隔裂紋也起裂、擴展,因此巖石破碎成較小的破碎塊度,塊體數量也多。在巖石自相似關系方面,表現為工程干預措施的強弱直接決定了巖石破碎塊度的尺寸,因此“高+低位”爆破的爆破破碎效果大于高位單孔爆破。

3.2 單孔爆破致裂破碎范圍分析

根據現階段已有的經典爆破理論[13],爆破后從爆破源向外依次形成壓碎區、破裂區和震動區,爆破裂隙擴展模型如圖4所示。由于爆破是在無自由面情況下進行的,不耦合裝藥時,可以按爆炸應力波計算單孔爆破的破裂區范圍,裝藥爆破后作用于孔壁上徑向應力峰值,即初始沖擊壓力Pr為

(3)

(4)

1-擴大的空腔;2-壓碎區;3-裂隙區;4-震動區;RK-空腔半徑;RC-壓碎區半徑;RP-裂隙區半徑圖4 爆破裂隙擴展模型Fig.4 Model of blasting fissure expanding

將表2、表3中相關參數分別代入由公式(3)、公式(4)計算得出：R=4.38 m。綜合預裂增大系數K=1.3,則單孔爆破巖體的最遠裂隙發育范圍R′=K·R=5.69 m。因此,爆破孔間距設計為10 m,能確保爆破后相鄰爆破孔之間裂隙貫通,起到爆破效果。

表2 爆破相關參數(一)

3.3 “高+低位”孔串聯一次起爆應力波疊加效果

“高+低位”孔串聯一次起爆,產生的爆破應力波相互疊加[14],對爆破影響區域巖體產生超強度壓力,應力波經反射作用,在極端的短時間內對頂板巖體形成反復壓縮、拉伸作用,且瞬間最大拉應力達到135.70MPa,如圖5所示。甚至在相鄰爆破孔區域會在局部出現剪切破壞,一定程度上對巖體致裂、破碎、粉碎起到增強作用,使得爆破區域的塊體破碎更充分。

表3 爆破相關參數(二)

圖5 “高+低位”爆破孔串聯一次起爆Fig.5 Series blasting of “high+low” blasting holes

3.4 爆破巖石破碎塊度尺寸分析

巖石爆破后,爆破區域巖石的破碎塊體尺寸受巖石力學性質、炸藥性能和爆破參數等諸多方面因素的影響,會導致爆破巖石破碎塊度尺寸的控制變得極為復雜[15]。本文僅從巖石爆破破壞的物理本質出發,分析爆破裝藥量對巖石破碎塊體大小的影響。

單位體積炸藥消耗量是決定爆破后巖石破碎塊度的關鍵要素[16],現有的研究結果顯示,不同的爆破裝藥量使爆破影響的巖石受到不同的爆炸載荷值。炮孔裝藥量與巖石破碎塊度尺寸的關系見式(5)、(6)。

(5)

d∝q-2γ

(6)

式中,γ為爆炸產物壓力膨脹衰減指數;q為裝藥量,kg;ρe為巖石密度,kg/m3;d為巖石爆破后的破碎塊度;Vc為裝藥體積,m3。

可知,爆破裝藥量即一次起爆藥量與爆破后巖石塊度尺寸呈現良好的負相關性。以高位單孔裝藥量為初始裝藥量起始值q1=93 kg,增大一次起爆藥量至q2=168 kg,一次起爆藥量增大系數為1.8;爆炸產物壓力膨脹衰減指數按孔內壓力100 MPa為分界線,據此γ取2種典型值γ1=3,γ2=1.4。爆破裝藥量與巖石破碎塊度尺寸的負相關性變化關系如圖6所示。當“高+低位”爆破一次起爆藥量增大1.8倍,巖石的破石的破碎、粉碎效果顯著增強,爆破區域巖石的碎塊度尺寸縮小至原高位單孔爆破破碎塊度尺寸的20%以下,提高了“高+低位”爆破后對高應力傳遞路徑的阻斷性能。

圖6 爆破裝藥量與巖石破碎塊度的相關性Fig.6 Relevance of explosive quantity and rock breaking degree

4 爆破效果分析

4.1 末采階段覆巖應力等值線分布

高位單孔爆破后,末采階段覆巖應力等值線水平一定程度上出現了降低的現象,爆破區域橫向應力變化梯度Δσ為2～2.3 MPa/m,爆破區域縱向應力變化梯度Δσ為1.3～1.7 MPa/m,如圖7(a)所示。頂板“高+低”位爆破后,末采階段覆巖應力等值線水平大幅度降低,爆破孔橫向應力變化梯度Δσ為1.3～1.4 MPa/m,爆破孔縱向應力變化梯度Δσ為0.8～1.1 MPa/m,如圖7(b)所示。由圖7(a)和(b)對比可知,頂板“高+低位”單孔爆破后,覆巖應力變化梯度明顯降低,橫向、縱向應力變化梯度降低30%～40%,說明“高+低位”爆破孔的爆破裂破碎更充分。

4.2 末采階段工作面壓力分布情況

為了深入分析末采階段的壓力特殊分布情況,將末采階段0～60 m工作面液壓支架支撐壓力值進行整理、數據處理。2種不同爆破方式末采階段壓力分布如圖8所示。由圖8(a)可知,單孔爆破后,末采15～50 m期間工作面中部壓力呈現最大值,壓力峰值分布于40～50 MPa;由圖8(b)可知,“高+低”位爆破后,末采至28～38 m工作面中部壓力呈現最大值,壓力峰值分布于30～40 MPa。

圖8 末采階段空間壓力分布變化Fig.8 Change of spatial stress distribution in final mining period

由圖8(a)和(b)對比可知,在回撤通道采取“高+低位”爆破后,較單孔爆破末采階段剩余工作面可采走向長度范圍內的壓力分布狀況明顯改善,壓力峰值集中程度和分布范圍明顯縮小,證實“高+低位”爆破較單孔爆破方案對末采階段壓力分布環境的改善更為顯著,“高+低位”爆破對末采階段形成更有效的卸壓和應力阻斷的保護作用。

4.3 末采階段液壓支架阻力概率正態分布情況

將末采階段工作面液壓支架支撐阻力數值按概率正態分布進行處理,結果如圖9所示。由圖9(a)可知單孔爆破后,末采階段液壓支架支撐力均值為33.776 22,標準差為10.558 88;由圖9(b)可知“高+低”位爆破后,末采階段液壓支架支撐力均值為26.234 97,標準差為9.031 3。圖9(a)、(b)相比較,可得“高+低”位爆破后在末采階段液壓支架工作阻力指標值降低22.23%、標準差指標值從10.558 88縮小至9.031 3。

兩者相比較后,與井下現場對照可得：在回撤通道采取“高+低位”爆破后,末采階段工作面支架壓力明顯減輕,與此同時壓力值的離散程度也有一定程度的縮小,說明“高+低位”爆破后末采階段壓力分布環境得到改善,這有利于末采階段的沖擊地壓災害治理。

4.4 末采階段回撤通道煤體應力監測結果

采取2種不同斷頂爆破方案后,主回撤通道煤體應力變化差異較大。實施頂板“高+低”位爆破后,主回撤通道應力計監測值基本平穩,最大監測應力值為7.2 MPa,且淺孔(8 m)應力測點10%、深孔(14 m)應力測點37%的應力監測值處于卸荷狀態,如圖10所示。實施頂板“單孔高位”爆破后,在末采階段主回撤通道出現2處黃色預警,煤體應力計監測值最大達到12.7 MPa,且淺孔(8 m)應力測點54%、深孔(14 m)應力測點57%的應力監測值處于預警狀態,并且未出現卸荷狀態的應力計,如圖11所示。

圖9 末采階段液壓支架阻力的概率正態分布對比Fig.9 Comparison of probability normal distribution of hydraulic support resistance in final mining period

圖10 “高+低位”爆破回撤通道孤立煤柱應力的正態概率分布對比Fig.10 Comparison of normal probability distribution of isolated coal pillar stress in “high+low” blasting withdrawal channel

圖11 單孔爆破回撤通道孤立煤柱應力的正態概率分布對比Fig.11 Comparison of normal probability distribution of isolated coal pillar stress in single-hole blasting withdrawal channel

4.5 微震監測結果

采取2種不同爆破設計方案后的效果對比,如圖12所示。可以看出回撤通道“高+低”位爆破后微震事件總頻次、總能量大幅度下降。

圖12 微震事件對比Fig.12 Comparison of micro-seismic events

5 結論

(1)大采高回采通道的末采防沖更注重對頂板動載因素的處理問題,“高+低位”斷頂爆破設計是一種成熟、可行的防沖技術手段。

(2)“高+低位”斷頂爆破破碎區域內的塊度尺寸更小、應力梯度大幅度降低,對頂板應力傳遞的阻斷功能更強。具有尺度方面優勢,實現了對近距離沖擊層位頂板巖層內高應力傳遞路徑的全面阻斷。

(3)已有的實踐證明,頂板末采防沖斷頂爆破側重于對應力阻斷和保護作用,更注重對末采階段覆巖介質狀態、應力環境的干預,應與通常臨空側的切頂爆破區別對待。