工作面單雙巷頂板爆破應力演化規律研究

牟宗龍，張澤輝，張修峰，蓋 元，莊佳鑫，史毛寧，董曉勇

(1.中國礦業大學 江蘇省礦山地震監測工程實驗室，江蘇 徐州 221116；2.中國礦業大學 礦業工程學院，江蘇 徐州 221116；3.山東能源集團有限公司，山東 濟南 250101；4.棗莊礦業(集團)有限責任公司 田陳煤礦，山東 棗莊 277500)

堅硬頂板是誘發沖擊地壓的主要因素之一[1-3]，頂板爆破在沖擊地壓災害防治中應用廣泛[4-6]。近年來，許多專家學者對不同地質和開采條件下的頂板爆破進行了大量的研究工作[7-9]。潘一山[10]研究了煤與瓦斯突出和沖擊地壓二者相結合的復合動力災害，揭示了復合動力災害發生的統一機理，提出了瓦斯抽采與深孔爆破斷頂相結合的一體化防治技術；趙偉[11]研究了深孔預裂卸壓與巷內加強支護協同技術，有效地改善了圍巖應力狀況及巷道變形量；竇林名[12]等基于對沖擊危險等級的預評估，采取分時、分區、分級斷頂爆破技術體系，對工作面頂板進行處理，達到了防治沖擊地壓的目的；李春睿[13]針對堅硬頂板工作面初采期間大面積懸頂的問題，從理論上分析了淺孔爆破與深孔爆破的區別，提出了合理的深孔爆破參數確定方法；歐陽振華[14]以復雜地質及開采條件影響下的強沖擊礦井為研究對象，在頂板、底板和煤層實施多級爆破卸壓技術，分析了多級爆破卸壓的防沖機理及效果；陳大勇[15]等研究了頂板超深孔爆破對巷道圍巖穩定性的影響，分析了爆破時產生的應力波對巷道圍巖整體結構的影響，推導出了爆炸應力波影響范圍理論公式；李楠[16]研究了深孔爆破卸壓過程中頂板巖層的運動規律，得出了工作面來壓規律和圍巖變形機理；趙善坤[17]進行了深孔頂板預裂爆破與定向水壓致裂防沖適用性的對比研究，研究表明，深孔預裂爆破技術具有組織時間短、防沖見效快的特點；劉乙霖[18]等研究了大采高厚堅硬頂板巷道定向爆破切頂卸壓技術，研究表明，爆破后巷道變形量小，切頂效果顯著；孫秉成[19]等研究了堅硬厚頂板型煤柱沖擊地壓防治技術，通過現場微震數據分析，得出了頂板爆破可有效降低工作面的沖擊危險程度。

綜上所述，前期關于頂板爆破相關的研究內容沒有區分工作面單巷或雙巷，也缺少對頂板爆破高度與卸壓效果之間的關系研究。本研究以田陳煤礦7202工作面為研究對象，研究了不同爆破高度下，單巷和雙巷頂板爆破對圍巖應力的影響規律，并通過現場微震監測情況，對比分析了不同爆破方案的卸壓效果。

1 工程概況

田陳煤礦3煤層7202工作面位于七二采區，北接七二軌道下山，南側切眼臨近煤層零點邊界，東側為井田邊界，西側為實體煤。工作面采用單一走向長壁后退式采煤法，全部垮落法處理采空區，采煤工藝為綜采放頂煤，工作面布置如圖1所示。

圖1 工作面布置Fig.1 Layout diagram of the working face

7202工作面煤層厚2.1～7.9 m，平均厚6.7 m；煤層傾角5°～11°，平均8°，埋深約806.7～848.7 m，平均827.7 m。工作面運輸巷長約881 m，軌道巷長約840 m，切眼長約200 m。工作面基本頂為中細砂巖，厚9.3～18.6 m，平均14 m，f=6～8；直接底為泥巖，厚0～1.4 m，平均0.7 m，f=3～4；基本底為砂質泥巖，厚14.1～20.3 m，平均17.2 m，f=4～5。工作面綜合柱狀如圖2所示。

圖2 工作面綜合柱狀圖Fig.2 Comprehensive column chart of the working face

經前期綜合評價，該工作面存在沖擊地壓危險，為了降低工作面煤巖體應力和沖擊危險，需對工作面采取爆破斷頂措施。

2 爆破頂板層位確定

根據關鍵層理論[20]以及7202工作面巖層參數，計算得出工作面上覆各巖層所受載荷為：

q1=γ1h1

(1)

式中，q1為第一層巖層所受載荷，MPa；(qb)a為第a層巖層作用下第b層巖層所受載荷，MPa，以此類推；Ei為各巖層的彈性模量，MPa；hi為各巖層的厚度，m；γi為各巖層的體積力，MN/m3；i=1～4。

按兩端固支梁分別計算第一層與第三層巖層的破斷距。

式中，L為破斷距，m；h為巖層厚度，m；RT為巖層的抗拉強度，MPa；q為巖層自重及其上載荷，MPa。

將表1中各巖層參數代入得，第一層巖層破斷距L1=57.9 m，第三層巖層破斷距L3=98.8 m。L1

表1 各巖層參數Table 1 Rock layer parameters

為有效降低圍巖應力，在采取頂板爆破時，爆破高度應達到能切斷對來壓具有較大影響的亞關鍵層位置。下面通過數值模擬進一步分析單雙巷爆破以及不同爆破高度時圍巖應力的演化規律。

3 單雙巷頂板爆破圍巖應力演化特征

3.1 模型建立

采用FLAC模擬軟件對不同爆破方案卸壓效果進行計算分析。如圖3所示，根據7202工作面地質和開采條件，所建模型尺寸為310 m×166 m，網格數為620×332。其中，7202工作面長度為199 m，運輸巷寬6 m，軌道巷寬5 m，模型兩側留有50 m的邊界煤柱，用于減少邊界條件對模擬結果的影響；模型選用摩爾-庫侖模型，設置大變形模式，模型埋深668 m；模型左右邊界限制x方向的位移，底部邊界限制x和y方向的位移；原巖應力為19.8 MPa，頂部施加垂直應力16.18 MPa，等效為上覆載荷。

圖3 數值計算模型Fig.3 Numevical model diagram

由于頂板爆破防沖卸壓的實質是切斷頂板的完整性，可通過對頂板切縫來模擬頂板爆破[21]。根據7202工作面實際條件，本文采用寬度0.7 m的切縫模擬爆破后產生的裂隙區域，爆破孔角度為45°，朝向工作面側。

3.2 模擬方案

為研究爆破高度和單雙巷爆破對煤體應力及卸壓效果的影響規律，采用不同爆破高度下的單雙巷爆破方案。工作面采高為7 m，根據工作面亞關鍵層位置，爆破高度定為3～8倍采高(21～56 m)，其中3倍采高時達到亞關鍵層下部位置，6倍采高時達到亞關鍵層中部位置，8倍采高時達到亞關鍵層頂部位置。爆破斷頂方案設計見表2。

表2 頂板爆破方案設計Table 2 Design of roof blasting scheme

3.3 不同爆破高度巷道圍巖應力演化規律

單巷爆破時，不同爆破高度方案下巷道圍巖應力、巷道變形及塑性區的變化規律如圖4—圖7所示。

圖4 不同爆破高度巷道圍巖應力分布(Pa)Fig.4 Stress contour map of surrounding rock in roadways with different blasting heights

由圖4可知，未進行頂板爆破時，應力峰值位于距巷道6 m處，垂直應力為25.4 MPa，應力集中系數為1.29；爆破后，應力集中系數降低至1.1～1.2，下降約14.7%。

隨著爆破高度從21～42 m變化時，對應3～6倍采高，煤體應力峰值隨之降低，爆破高度從42～56 m變化時，對應6～8倍采高，應力峰值降低幅度減小。不同爆破高度方案中工作面內距巷道35 m范圍內的應力分布曲線對比如圖5所示。從圖5中可以看出，當爆破高度超過6倍采高，即爆破孔達到亞關鍵層中部后，應力降低效果明顯優于爆破高度未達到亞關鍵層中部時；爆破高度繼續增加，應力降低效果提升不明顯。

圖5 不同爆破高度巷道圍巖應力分布Fig.5 Stress distribution of surrounding rock in roadways with different blasting heights

不同爆破高度下巷道圍巖塑性區分布情況如圖6所示。未進行頂板爆破時，巷道圍巖塑性區主要分布在兩幫及頂底板，范圍較大；爆破后，頂板塑性區范圍增大，底板工作面側底角區域塑性區范圍減小，煤柱側及其底角區域塑性區范圍增大。隨爆破高度的增加，巷道圍巖塑性區分布范圍整體呈現增加趨勢。

圖6 不同爆破高度巷道圍巖塑性區分布Fig.6 Distribution of plastic zone in surrounding rock of roadways with different blasting heights

不同爆破高度下巷道圍巖的變形量如圖7所示。未進行頂板爆破時，巷道頂底板移近量為18.2 mm，兩幫移近量為20.4 mm；爆破后，頂底板與兩幫移近量增加，兩者與爆破高度呈線性關系，當采用最大爆破高度(56 m)時，移近量約達到未爆破時的2倍。

圖7 不同爆破高度巷道變形量Fig.7 Deformation amount in roadways with different blasting heights

頂板爆破增大了巷道圍巖的塑性區范圍，增加了巷道變形量，降低了峰值應力，在一定程度上，頂板爆破有利于促進圍巖能量釋放和降低圍巖應力集中程度。

3.4 單雙巷爆破煤體應力演化規律

單巷爆破與雙巷爆破時工作面煤體應力演化規律如圖8、圖9所示。

圖8 單雙巷不同爆破高度工作面煤體應力分布Fig.8 Stress contour map of coal seam in the working face in single and double roadway roof blasting with different heights

圖9 單雙巷不同爆破高度工作面煤體應力分布曲線Fig.9 Stress distribution of coal seam in the working face in single and double roadways roof blasting with different heights

圖8顯示，單巷爆破時，隨爆破高度增加，工作面側煤體應力峰值降低至1.1～1.3，沿工作面實體煤方向上，峰后應力先降低后增至原巖應力；雙巷爆破時，煤體應力分布與單巷爆破時類似。

圖9為不同爆破高度下單雙巷爆破時工作面內煤體應力分布曲線對比。可見，單巷和雙巷爆破時，隨爆破高度增加，工作面煤體應力降低程度增加、應力降低區范圍增大；但雙巷爆破時，當爆破高度超過6倍采高，即爆破孔達到亞關鍵層中部后，工作面中部會出現應力升高現象，中部最大應力集中系數可達1.13。

為進一步研究工作面長度對兩巷頂板爆破引起的應力升高區的影響規律，選取在6倍采高爆破高度(爆破孔達到亞關鍵層中部)條件下，對工作面面長為150 m、200 m和250 m時的應力分布情況進行數值模擬。

不同工作面長度煤體應力分布對比情況如圖10所示。當工作面長度為150 m、200 m時，工作面中部出現應力升高區，呈拱形分布狀態；工作面長度為250 m時，工作面中部呈較平緩的原巖應力分布狀態，未出現明顯的應力升高區。

圖10 不同工作面長度煤體應力分布Fig.10 Stress distribution of coal seam for different working face lengths

綜上所述，單巷爆破時，爆破高度越大，巷道卸壓效果越好，但超過6倍采高，即達到亞關鍵層中部位置后，卸壓效果增加不明顯；雙巷爆破時，爆破高度越大，巷道卸壓效果也越好，但當爆破高度超過6倍采高后，即達到亞關鍵層中部位置后，工作面中部會出現應力升高，應力升高區的范圍及升高程度還與工作面長度有關，工作面長度越小，應力升高越明顯。

因此，在進行頂板爆破方案設計時，首先要根據具體地質條件，確定爆破頂板的層位，保證爆破高度要達到亞關鍵層中部位置，同時要考慮單巷和雙巷爆破方式對巷道卸壓及工作面中部應力集中程度的綜合影響，合理選擇爆破高度，盡量避免形成應力集中，提高卸壓效果。

4 工程實踐

7202工作面回采初期，只在運輸巷側進行高度為3倍采高的單巷頂板爆破，爆破孔高度僅達到亞關鍵層底部位置，優化方案后，采用6倍采高爆破高度對雙巷頂板進行了爆破，爆破孔達到亞關鍵層中部位置。優化前后爆破參數見表3。

表3 頂板爆破參數Table 3 Roof blasting parameters

如圖11所示，單巷爆破時，巷道圍巖卸壓效果一般，微震事件多集中在巷道周圍，依然存在沖擊危險。當采用雙巷爆破并提高爆破高度至6倍采高時，微震事件多集中在工作面中部區域，也未出現大能量微震事件，巷道沖擊危險較低。

圖11 工作面微震事件分布Fig.11 Microseismic events distribution of the working face

7202工作面目前已經安全回采完畢，工作面回采期間的煤體應力監測結果表明，在累計7次預警中，爆破方案優化前的回采初期就預警了5次，優化后只預警了2次。

7202工作面實踐表明，類似條件的工作面如果采用單巷爆破，為提升卸壓效果，在一定范圍內可提高爆破高度至6倍采高或亞關鍵層中部位置以上，并不會造成工作面中部應力升高；而采用雙巷爆破時，為避免工作面中部形成應力集中，可將爆破高度限制在6倍采高左右，即爆破孔達到亞關鍵層中部位置。

5 結 論

1)工作面進行低位亞關鍵層爆破時，在一定高度范圍內，頂板爆破高度越大，圍巖塑性區范圍和巷道變形量越大，卸壓效果越好，當爆破高度超過6倍采高，即亞關鍵層中部位置后，卸壓效果和卸壓范圍增加不明顯。

2)與單巷爆破相比，在采用雙巷爆破時，當爆破高度超過6倍采高，即亞關鍵層中部位置后，工作面中部會產生應力升高區，并且爆破高度越高、工作面長度越小，工作面中部應力升高現象越明顯。

3)田陳煤礦7202工作面現場實施了爆破高度為3倍采高的單巷爆破和6倍采高的雙巷爆破方案，微震和應力監測對比結果表明，單巷爆破時微震事件多集中在巷道周圍，且應力監測預警了5次，雙巷爆破時，微震事件多轉移到工作面中部，無大能量微震事件發生，應力監測預警只有2次，有效降低了巷道圍巖應力，實現了工作面安全開采。