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ZHAO Shankun. Mechanism and application of force-structure cooperative prevention and control on rockburst with deep hole roof pre-blasting[J]. Journal of China Coal Society,2021,46(11):3419-3432.
深部复杂的应力环境、煤岩力学性质的改变以及高强度集约化开采，使得冲击地压发生的强度和频次明显增加[1-2]。据不完全统计，我国目前已有冲击地压矿井超过170座[3]，数量还在持续增加中。冲击地压作为一种煤岩体结构的动力失稳状态，其孕灾及失稳过程不仅与煤层自身的力学性质有关，更与其所赋存的煤岩结构体稳定性有着密切关系，尤其当煤层顶底板为厚硬岩层时。DRZEWIECKI等[4]认为顶板坚硬岩层变形积聚的能量以微震形式释放，当能量积聚到一定程度时的突然释放，往往诱发冲击地压发生。窦林名、何江等[5-7]认为厚硬顶板对冲击地压的孕生影响显著，并主张采用顶板厚度特征参数表征其对冲击地压的影响程度。姜福兴等[8]通过对巨厚坚硬顶板条件下煤层开采覆岩运动特征的分析，构建了多种覆岩空间结构模型，认为水平应力在覆岩空间结构中的转移集中是巨厚坚硬岩层冲击地压发生的主要原因。牟宗龙等[9]、徐小荷等[10]用突变理论构建了坚硬顶板与煤柱失稳模型，认为坚硬顶板的运动状态和破断位置与冲击地压发生密切相关，并得出顶板悬露长度与冲击危险性正相关。杨培举等[11]、韩昌良等[12]根据巨厚岩浆岩与煤层之间距离变化，分别建立了基于两端固支梁和薄板理论的破断失稳判据。谭云亮等[13]、李振雷等[14]通过构建屈服条件下坚硬顶板结构模型，推导出顶板断裂步距计算公式，认为坚硬顶板微震能量增大和应力突变是冲击地压发生的主要前兆信息。赵毅鑫等[15]、李浩荡等[16]根据微震事件分布及能量释放特征分析得出，硬顶硬煤条件下微震信号主频突变或幅值激增可作为冲击地压发生的预警指标。由此可见，如果能够及时改变顶底板岩石的力学性质，降低其积聚弹性变形能的条件或破坏煤岩体结构连续传递能量的能力，即可降低冲击地压危险。为此，笔者以陕蒙地区典型厚硬顶板冲击矿井为背景，通过对深孔顶板预裂爆破过程的分析，提出了深孔顶板预裂爆破力构协同防冲机理并对其类型进行划分，借助非线性动力学模拟软件系统研究了深浅组合式、三花式和直线式3种不同爆孔布置方式下的岩体Mises等效应力场、塑性破坏区及典型质点的有效应力和位移变化规律并进行现场冲击地压防治实践，通过对比爆破前后回风巷在不同回采时段的覆岩整体变形破断微震信息和工作面局部矿压变化，验证得出深浅组合式布孔方案可有效降低顶板冲击危险程度，为类似条件下的冲击地压防治提供了理论指导。
深孔顶板预裂爆破是以煤层上方难垮易积聚弯曲弹性能的厚硬顶板为目标，通过在巷道内向厚硬顶板所在层位打孔并实施装药爆破，一方面利用炸药瞬时起爆产生的应力冲击波对厚硬顶板岩层进行损伤破坏，由于爆孔内无临空自由面，爆炸应力波在爆破三维空间内呈柱面向外传播，致使爆孔周边岩体处于三向高挤压应力状态，且大部分的爆破冲击动能损耗于此并形成粉碎压缩区，其范围为装药半径的3～7倍。由于深孔顶板预裂爆破旨在破坏顶板岩层的完整性，促进顶板裂隙发育，并非破碎顶板或崩落岩层，所以要尽量减小粉碎压缩区的范围。
随着应力波传递范围的扩大以及破碎岩层介质的能量耗散，在粉碎区外侧爆破应力波以弹性波向外扩展传递并产生径向压缩回弹，由于顶板岩体力学环境的复杂以及岩体介质自身的非均质性，不同位置处质点力学响应和变形趋势离散不均，剪切裂隙应运而生。同时，爆炸产生的高温爆轰气体因体积扩容楔入岩体裂隙并在裂隙尖端产生应力集中，促使粉碎区外部岩体裂隙进一步扩展发育。
在上述多种应力作用下，粉碎区外侧一定范围内径/切向裂隙、剪切裂隙交错贯通，形成爆破裂隙区。由断裂力学可知，对于压剪复合应力作用下爆破裂隙区内岩体支裂隙尖端起裂相当应力强度因子K可采用叠加法计算，即
(1)
其中，KⅡ为原岩应力产生的Ⅱ型静态应力强度因子；
为爆破应力波在岩体裂隙表面发生拉伸产生的Ⅱ型动态应力强度因子；a为裂纹长度，m；τa为裂隙面上的有效应力，MPa；τm为爆破应力波震面上的最大剪应力，MPa。由于原岩应力相对固定，裂隙区扩展半径主要取决于爆破应力波所产生的动态应力强度因子大小。在爆破应力波强度一定的前提下，当入射波与裂隙面夹角近似90°时，|KⅡ|取得最大值，爆炸应力波对压剪复合作用下裂隙区的裂隙扩展扰动越大。
另一方面，爆破产生的强力冲击波不仅可以改变顶板岩体力学介质属性，降低岩体内部结构单元储能能力，对顶板岩体的结构力学效应和破断特征也有较大影响。首先，顶板岩层在上覆岩层自重应力和工作面采动应力叠加作用下产生变形并在岩体单元内部积聚大量的弹性能，处于高能级非稳定平衡状态。由极限平衡理论和能量守恒原理可知，随着爆孔周边粉碎区和裂隙区岩体内部结构单元的损伤破坏，积聚其内部的弹性能得以释放，主要用于顶板裂隙的扩展和岩体的震动，此时顶板岩层进入低能级的稳定平衡状态。顶板岩层积聚的弹性能量越高，爆破扰动岩体释放的能量越多，影响的范围越大，稳定后的顶板岩体结构越稳定。其次，随着裂隙区裂隙扩展，相邻爆孔之间裂隙连通贯穿，进而在厚硬岩层内部人为制造了结构破断弱面，外部应力逐渐向此处集中，改变了岩体内部结构的应力分布状态。同时，随着工作面的推进，顶板厚硬岩层往往沿结构弱面处发生断裂，采场上覆岩层的破断结构和采场空间应力分布得以优化，顶板动压灾害得以控制。
煤岩冲击倾向性是冲击地压发生的内在因素，高应力集中是冲击地压发生的必备条件。因此，深孔顶板预裂爆破力构协同防冲原理在于以对采场矿山压力影响显著的难垮厚硬岩层为目标，通过对厚硬岩层中下部应力集中区进行钻孔装药，借助爆破产生的强力冲击动载破岩作用、高温高压高速爆轰气体的冲击气楔作用和热交换回弹拉伸作用对顶板进行损伤破坏，改变顶板岩体力学介质属性，降低岩体内部结构单元储能能力，爆破产生的强烈震动效应促使处于高能级非稳定动态平衡状态的弯曲厚硬顶板能量释放，进入低能级的稳定平衡状态。此外，通过调整爆破布孔方式使得相邻爆孔之间裂隙贯通，形成岩层结构破断弱面，切断顶板连续传递应力和能量条件的同时，利用顶板岩层结构力学效应，使其在矿山压力作用下沿预定位置弯曲破断，具有弱化顶板岩层介质力学属性和优化岩层破断结构的双重作用。
根据采场上覆厚硬岩层、采掘工作面巷道布置及深孔顶板预裂爆破地点3者的时空相对关系，深孔顶板预裂爆破技术用于厚硬顶板冲击地压防治大致分为3种类型：① 针对工作面初/末采期间，由于厚硬顶板往往造成初次来压步距较长，工作面后方形成较大的悬顶夹持挤压工作面煤体，造成工作面煤壁煤块弹射或顶板突然垮断而压死支架，因此在工作面液压支架安装以前，利用开切眼内的有利空间分别对工作面支架后方以及上下巷端头附近顶板厚硬岩层进行预裂爆破，人为制造裂隙以切断工作面顶板岩层与周边岩体的联系，促使其随着工作面的推进能够及时垮断，降低顶板初次来压的强度。当工作面进入末采阶段后，需在终采线与采区大巷之间开掘主、辅回撤通道用于设备回收，一方面随着工作面的推进，采区大巷及工作面之间煤体近似两面临空大煤柱且尺寸不断减小，整体应力水平较高，另一方面在工作面超前采动应力、辅运巷侧向应力以及上覆岩层自重应力作用下，靠近终采线的主回撤通道所处应力环境进一步增大，若工作面后方采空区形成大范围悬顶，其突然垮断所形成的高动载与主回撤通道高静载相叠加，易诱发冲击地压显现，为此在主/辅回撤通道内向工作面方向施工深孔顶板预裂爆破，改变终采线附近顶板结构力学效应，促使厚硬顶板在回撤通道外部及时断裂，降低回撤通道围岩压力，保证设备顺利回收。此外，由于终采线大多位于采区大巷附近，在回撤通道附近切断采空区上方的悬露顶板，亦可避免采场大范围覆岩空间结构压力拱脚作用于大巷，造成大巷变形破坏，如图1(a)所示；② 回采期间，根据工作面周期来压步距，在工作面超前支承压力影响范围的两巷道内，沿巷道走向朝工作面实体煤侧上方厚硬顶板施工爆破孔，增加顶板裂隙发育，促使其在超前支承压力作用下及时垮断，避免架后形成长距离悬顶挤压工作面煤体，造成工作面冲击。现场应用过程中，大多采用扇形布孔方式，利于空间爆破裂隙的竖向贯穿，同时开孔方向与工作面推进方向相对，以期形成斜切下行破裂断面，利于顶板回转垮断，如图1(b)所示；③ 针对重复采动巷道或邻采空区巷道，为了避免因侧向采空区悬露顶板回转挤压煤柱，造成煤柱应力集中而形成冲击，在巷道肩窝处向煤柱上方厚硬顶板进行预裂爆破，促使采空区侧向顶板在煤柱外侧或靠近采空区侧破断，减小侧向悬露顶板对煤柱的夹持挤压应力，降低煤柱应力集中程度，避免煤柱型冲击地压发生，如图1(c)所示。
图1 顶板深孔预裂爆破防冲类型划分
Fig.1 Type of deep hole roof pre-blasting on rock burst control
在实际应用中，除炸药自身类型差异以及爆破性能外，合理的装药结构、科学的炮孔布置方案以及恰当的封孔方式是影响深孔顶板预裂爆破力构协同防冲效果的主要因素，而爆孔布置方式为核心要素。因此，为了进一步弄清爆孔布孔方式对深孔顶板预裂爆破力构协同防冲效果的影响机理，采用数值模拟的方案系统研究深浅组合式、三花式和直线式3种不同爆孔布置方式下的岩体应力损伤和塑性发育情况，进而指导现场深孔顶板爆破参数选择。
岩石爆破过程是一个涉及多种载荷形式下多相介质瞬时耦合作用的复杂过程，至今尚未形成一整套系统完整、能够适用于不同条件的爆破理论。因此，结合上文对深孔顶板预裂爆破过程分析可知，针对爆破模拟方程和状态方程设定一个固定算法，笔者在借鉴前人研究成果的基础上，岩石参数算法采用经典拉格朗日算法；乳化炸药爆炸压缩空气的变形算法采用ALE算法，此算法结合了拉格朗日算法和流变算法，能够满足对大变形炸药应力波及空气进行模拟。
在模拟计算中,选用LS-DYNA中的高能炸药材料来模拟炸药单元，查询LS-DYNA手册和文献[17]可知，采用JWL状态方程分析耦合装药下的爆破压力为
(2)
式中，P为爆破压力，MPa；A，B为炸药属性参数，本文采用的是乳化炸药，参数分别取为21 400 GPa和18.2 GPa;V为初始相对体积;R1，R2，ω为炸药参数，分别取4.2，0.95和0.30；E0为初始比内能，取4.2 GPa。
采用线性多项式状态方程[17]：
P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+ (C4+C5μ+C6μ2)E0
(3)
其中，μ为气体的当前密度与初始密度之比，多项式参数C0取0.1、C4取0.4、C5取0.4，C1，C2，C3，C6均设置为0。上述模型参数设置完成之后，将生成的运算文件导入ANSYS软件中的LS-DYNA模块，进行数值模拟运算。受实际问题的复杂性和计算机性能限制，在充分考虑不同爆孔布孔方式对比优劣及兼顾倾斜炮孔建模难度的基础上，采用PROE软件进行初期矩形巷道三维建型并将其导入Hypermesh软件中，采用自动划分法进行网格划分，模型除顶板面外，其余5个面均设置为无反射边界条件，即当应力波传递至无反射边界面时，会继续向外传递直至耗散，当应力波传递至顶板面时，会发生反射，继续对岩体进行作用，模型尺寸80 m×80 m×30 m，网格数为25万个，模型相关参数见表1。
表1 爆破模拟相关参数
Table 1 Relevant parameters of blasting simulation
岩石密度/(kg·m-3)单轴抗压强度/MPa单轴抗拉强度/MPa弹性模量/GPa黏聚力/MPa泊松比炸药类型不耦合系数炸药密度/(kg·m-3)爆速/(m·s-1)空气密度/(kg·m-3)应变率系数2 130.843.942.8511.116.00.225乳化炸药1.41.33 6001.290.7
实际工程中，炮孔沿着巷道顶板向上钻入。受计算机工作能力限制，笔者仅对爆破装药的局部区域进行了模拟，没有进行涵盖巷道、工作面等宏观尺寸的建模。重点对比直线式、三花式和深浅组合式3种不同爆孔布置方式下，爆孔间距和爆孔深度对顶板预裂爆破效果的影响，因此设计模型形状为矩形，模型范围包括相邻3个炮孔的范围，具体模拟方案设计见表2。为了对比3种布孔方案的爆破效果，选取垂直于装药中点位置的剖面进行模拟分析。论文后续章节云图和监测点的选取也是在这一剖面选取。模拟是对炸药布置的局部区域的简化模拟，因此设置了其中一个面为自由面，其余5个面为无反射边界面，自由面的方向和炮孔的方向是相交的，所以在图2中呈现为朝右的，对模拟结果没有影响；装药半径50 mm，装药长度8 m；3种布孔方案的孔间距均为沿中线位置的投影距离。图2展示了3种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拟方案
Table 2 Simulation scheme of blasting effect under different arrangement of blasting hole
爆孔布孔方式爆孔间距/m爆孔深度/m直线式8,10,1245三花式8,10,1245深浅组合式8,10,1245+37
图2 3种布孔方案的模型示意
Fig.2 Schematic diagram of the three hole layout model
按照以上模拟方案，分别提取爆破后的Mises等效应力云图、塑性破坏区以及典型质点的有效应力和位移变化趋势4个指标进行评估。同时，由于爆破属于瞬态作用过程，对岩体的作用时间一般在5 ms以内，因此本模拟分别记录了直线式、三花式、深浅组合式3种不同爆孔布置方案下，爆孔起爆后5 ms内的各评价参量的演化过程。
由于模拟数量较大，笔者仅对爆孔间距为8 m条件下，3种不同爆孔布置方式的爆破效果进行对比分析。同时，为了便于分析，每个对比参量的选取时间均为0.4，2.5，4.4 ms三个不同时刻的变化量，3种布置方案的图形展示依次为直线式、三花式和深浅组合式。
2.3.1 不同布孔方式下Mises应力云图
Mises强度准则认为形状改变比能是材料破坏的主要原因。采用Mises等效应力云图，可以反应爆炸能量的扩散规律以及炸药爆炸的能量范围和大小。Mises应力值越高，影响范围越大，衰减速度越慢，爆破效果越好。图3为3种不同布孔方式下Mises应力云图。应力波传递周期在0.6～0.8 ms，并且每个传递周期，应力波都有一定的衰减，拉伸破碎能力逐渐降低。在第1个应力波传递周期，3种爆孔布置方案Mises等效应力云图基本相同。但自第2个传递周期开始，Mises应力峰值和范围明显表现为深浅组合式>三花式>直线式。在随后的几个传递周期中，3种布孔方案的应力波均迅速衰减，但衰减速度呈深浅组合式<三花式<直线式分布。由此可见，在Mises应力峰值大小、作用范围以及作用时间上，深浅组合式布孔方案优于三花式和直线式，分析原因在于深浅组合式布置方案提高了爆破的分形维数，增加了爆破裂隙及裂隙多向发展的可能性，这些裂隙有助于应力波的反射，降低能量衰减速度，延长了爆破衰减能量作用岩石的时间，同时高压爆轰气体进入裂隙进一步促进了裂隙的扩展和发育，从而使得爆破效果更好。
2.3.2 塑性破坏区分析
对于岩石而言，一般认为当岩石应变达到0.003时，开始发生塑性变形，达到0.005时即发生了破坏。对于爆破冲击载荷作用下，其应力应变过程更加复杂，塑性变形大于0.003时可能就会产生裂隙，局部甚至可能已经发生断裂。从图4可以看出，在开始阶段，3种方案下的岩石塑性区形态类似，形成圆形或类圆形的塑性区域。随着应力波的持续作用，塑性区域逐渐扩大并在2.5 ms时达到最大，之后塑性区范围变化不明显，但塑性区的塑性变形持续增大，说明衰减后的爆炸应力波对塑性区或破碎区的作用仍然持续，图中深浅组合式的塑性区变形明显大于三花式和直线式。同时，尽管3种方案在炮孔附近的损伤分布范围基本相同，但总体分布形态有很大不同。实际工程中，受到岩石复杂应力和节理裂隙面的影响，相邻炮孔间的爆破近似呈直线，且这条直线是具有一定宽度的带状直线。直线式布孔方案爆破后整个破碎区近似连成一条直线，三花式和深浅组合式布孔方案爆破后的破碎区成锯齿状，岩体中裂纹分叉更多，断面粗糙度更高。从分形几何和岩石爆破损伤模型来看，深浅组合式和三花式布孔方案爆破后的分形维数要大于直线式，爆炸能量利用更充分，爆破块度更碎裂均匀。这有助于形成较宽范围的破碎带，使得顶板及时破断。
图3 不同炮孔布置方案下Mises等效应力对比
Fig.3 Comparison of Mises equivalent stress under different borehole arrangement scheme
图4 不同炮孔布置方案下塑性破坏区对比
Fig.4 Comparison of plastic failure zone under different hole arrangement scheme
2.3.3 位移场及有效应力场分析
由于位移场和应力场后处理信息较大，这里只选取3个典型位置的位移场和2个关键点位应力场变化进行观测。设置位移观测点的目的是为了观测爆破过程中发生塑性变形区域的效果。在三花布孔方案中，由于3个炮孔呈三角形分布，受三孔释放能量交叉影响，在三孔横向中线的爆破效果最好。前人的研究认为岩石爆破的破碎区直径为炮孔直径的5～6倍，裂隙或损伤区直径为10～20倍甚至更多[18]。因此分别在距离炮孔直径20倍距离的正上方边缘和正下方边缘处分别选取观测点进行位移观测。应力观测点的选取需要考虑到相邻炮孔间的相互作用，观测应力波传递过程中，相邻爆破孔之间的相互影响，故应力观测点选在相邻炮孔连线的中点上。测点布置方案及观测结果如图5，6所示。
图5 不同炮孔间距下位移-应力测点布置
Fig.5 Displacement-stress measuring points with different borehole spacing
图6 不同布孔方式下位移场及有效应力变化曲线
Fig.6 Curves of displacement field and effective stress under different borehole arrangement
从图6(a)可以看出，整体而言，爆破初始阶段，3种布孔方案下的观测点位置迅速增大，大约在2.5 ms处位移曲线变化斜率逐渐减小，这与前面Mises有效应力经过3个传递周期后大幅减弱以及塑性破坏区2.5 ms后不再继续扩展相吻合。但分项对比发现，位移场的变化速度及峰值总体呈深浅组合式>三花式>直线式，但深浅组合式和三花式后期差别不大，这说明随着这2种布孔方案分形维数的提高，应力叠加更加复杂，破岩碎石效果更好。
从图6(b)可以看出，在爆炸开始后的第1个应力波传递周期，3种方案下的Mises有效应力均急剧增长至峰值后迅速降低，区分并不明显。但从第2个开始的后续几个应力波传递周期里，虽然3种方案的Mises有效应力均因对岩石产生反向拉伸破坏作用而明显衰减，但深浅组合式布孔方式的Mises有效应力幅值整体高于三花式和直线式布孔方案。由于Mises应力的大小决定了应力波对岩体拉伸作用产生裂隙数量和大小，Mises有效应力越大，则应力波拉伸能量越强，产生的裂隙越多。同时，通过统计3种布孔方案的不同布孔间距下的位移峰值点和有效应力峰值点也可证明，深浅组合式布置方案对岩石拉坏作用最强，能量衰减速率最慢，这将会使得岩石岩石裂隙或损伤区扩展范围更大，具体对比结果见表3。
同理，通过对比相同布孔方式，不同爆孔间距下，爆破过程中位移峰值和有效应力峰值距离观测点的距离统计发现，随着爆孔间距的减小，位移峰值点和有效应力峰值点距离测点越远，岩石破碎塑性区以及裂隙区扩展范围越大，爆破预裂效果越好，限于篇幅，具体对比情况另行撰文详述。
内蒙古巴彦高勒煤矿31103工作面是11盘区第3个回采工作面，工作面采用双巷布置留巷方式，工作面倾向长度260 m，走向长度3 578 m，区段煤柱宽30 m，平均埋深600 m，煤层平均厚度为5.42 m，倾角为1.5°，采用走向长壁综合机械化一次采全高采煤法，全垮落法管理顶板，工作面在回采过程中多次发生冲击地压显现。分析原因一方面是煤层上方50 m范围内存在3层10 m以上厚硬顶板，经鉴定顶板及煤层均具有弱冲击倾向性，厚硬顶板的变形垮断对工作面矿压影响显著。另一方面，采用套孔应力解除法实测得出，该区地应力场以水平构造应力为主导，最大主应力值为29.45 MPa，最大主应力方向平均为100.72°，总体近似于东西向，恰好与311103工作面巷道走向垂直，巷道围岩受区域挤压应力最大，巷道顶底板易于向巷道空间发生屈曲变形并积聚弹性应变能。此外，由于回风巷因先后经历2次采掘扰动影响，在采动应力、上覆岩层自重应力和区域构造应力叠加作用下，区段煤柱形成高应力集中，当作用于煤柱上方采空区侧向厚硬顶板发生突然破断时，形成的动载与煤柱高静载叠加，诱发煤柱冲击，造成区段煤柱下部底板大面积冲出，最大底臌量达到1.5 m，如图7所示。
图7 31103回风巷区段煤柱冲击现场
Fig.7 Dynamic pressure display site at air return roadway of 311103 working face
为此，自2015年12月开始，采用深孔顶板预裂爆破力构协同防冲技术，对回风巷区段煤柱上方厚硬顶板的垮断位置进行优化，避免侧向形成长距离悬露挤压煤柱。
(1)爆破层位的确定。根据31103工作面地质综合柱状图并结合工作面后方采空区顶板垮断情况观测结果，将工作面相关参数代入覆岩理论垮落高度及基本顶进入垮落带判别计算公式[18]，计算得出理论垮落高度约为17 m。
假定砂质泥岩全部垮落，其余煤层的累积碎胀高度仅为2.52 m，仍无法充分回填采空区空间，说明上部的2层厚度10 m以上中粒砂岩均参加了岩层运动，且这2层岩层的回转垮冒对回风巷区段煤柱受力影响显著，需爆破处理这2个层位。结合前文数值模拟分析结果并考虑现场施工条件，确定对回风巷两侧顶板进行预裂爆破，爆破钻孔深度分别为35 m和45 m，钻孔角度均为45°。
(2)爆孔间距优化设计。由深孔顶板预裂爆破力构协同防冲机理分析可知，只要保证相邻爆孔爆破后裂隙区能够贯通，形成孔间卸压带或贯穿裂隙带即可。依据破碎区估计公式、裂隙区计算公式和单米装药量计算公式[18]，计算得出不耦合装药条件下，顶板中粒砂岩层爆破破碎区半径为440.19 mm，裂隙区半径为2 250.93 mm，单米装药量Lc为0.51 kg，计算得出孔间距为5.45 m，两孔装药量分别为15 kg和18 kg。但考虑现场施工成本并结合31102工作面相邻2次冲击地压显现平均间距36 m和31103工作面上覆岩层大、小周期来压步距13.5～54.0 m，最终确定爆孔间距为10 m。计算所需相关参数见表4。
表4 回风巷深孔顶板爆破钻孔间距计算相关参数
Table 4 Relevant parameters of hole spacing in deep hole roof blasting at air return roadway
岩石参数密度ρ/(kg·m-3)岩石声速Cp /(m·s-1)泊松比单轴抗压强度σcd /MPa单轴抗拉强度/MPa装药参数药包半径rc/mm炸药密度ρ0/(kg·m-3)炸药爆速D/(m·s-1)炮孔半径/mm2 111.983 3000.22240.4342.839251 107.733 60032.5
(3)为了降低爆破压缩波作用时间，增加裂隙区的扩展半径，采用不耦合装药，其中炮孔直经为65 mm，炸药直径为50 mm，不耦合系数为1.3，以3～5支乳化炸药药卷(规格为：φ50 mm×460 mm×1 000 g)作为一个起爆单元，每个起爆单元使用双雷管并用引线引出，采用专用封孔水泥药卷进行封孔。
为了充分对比直线式、三花式以及深浅孔组合式3种不同爆孔布置方式下，深孔顶板预裂爆破力构协同防冲防治效果，根据31103工作面回风巷顶板赋存条件及岩石力学特性，详细设计了以下3种不同爆破施工设计方案，如图8所示，其中详细爆孔施工参数详见表5，采用连续装药方式，单孔起爆。
图8 31103回风巷3种不同爆孔布置方案下深孔断顶爆破设计示意
Fig.8 Three different design drawings of the roof pre-blasting in air return roadway at 31103 working face
表5 31103回风巷炮眼施工爆破参数
Table 5 Blasting parameters for 31103 air return roadway
布孔方式位置直线式布孔生产帮非生产帮三花式布孔生产帮非生产帮深浅组合式布孔生产帮非生产帮炮眼长度/m453545354535(45)装药长度/m8.378.378.37(8.3)垂直角度/(°)45504550(45)4550封孔长度/m202020202020(封孔长度/孔深)/%44.4457.1444.4457.1444.4457.14(44.44)装药量/kg181518151815(18)
为了全面系统评价深孔顶板预裂爆破力构协同防冲效果，对31103工作面回风巷不同回采时段的覆岩整体变形破断微震信息和工作面局部矿压变化进行对比。试验地段主要集中在工作面“二次见方”区域以外(距开切眼368 m处，该位置之前顶板未采取防冲措施)至回风巷6号联络巷附近(距开切眼2 097 m)，分别采用直线式、三花式以及深浅孔组合式3种不同布孔组合方案进行顶板爆破试验，试验巷道累计长度1 729 m，共分4个不同区域，其中煤矿因证照手续等多种因素影响，导致炸药无法连续供应，现场顶板爆破期间人为造成了局部顶板未处理区域，这也为顶板预裂爆破有效性分析及不同爆破方案的对比提供了参考。
3.3.1 采场覆岩微震事件对比分析
通过对顶板预裂爆破施工位置及爆孔布置情况进行统计，根据爆破施工工艺及采场覆岩微震显现程度不同，将回风巷矿压显现划分为5个不同阶段，其中不同阶段顶板爆破施工情况及对应回采期间的矿压显现、微震事件分布情况如图9及表6所示。
图9 31103回风巷各区深孔顶板预裂爆破施工位置及矿压显现对比
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回风巷各区深孔顶板预裂爆破施工位置及微震监测数据
Table 6 Pre-blasting site and microseismic monitoring data of air return roadway of 31103 working face
区 域爆孔布置方式爆破长度/m爆破位置及数量(个)(生产帮+煤柱侧)不同能级微震事件数量/起101 J102 J103 J104 J105 J总能量/MJ平均能量/J每米释放能量/J未断顶区368未爆破2 3832 0523831312.60538.17 065.2Ⅰ区深浅组合式582两侧(42+55)480453150500.85781.31 460.5Ⅱ区三花式180两侧(1+3)48013439500.45683.92 500.0Ⅲ区三花式413两侧(34+34)4379423362022.80493.36 779.7Ⅳ区直线式554单侧为主(4+62)77021948311.201 152.72 166.1
从图9可以看出，在未断顶区域回采期间，井下煤炮事件不断，累计发生13起能级为104 J微震事件，1起能级为105 J微震事件，每米释放能量达到7 065.2 J，进入工作面“二次见方”区域后，巷道底臌和两帮变形量明显增大，超前支架泄压阀打开及区域漏顶现象不断，影响了工作面的正常推采；在Ⅰ区回采期间，由于巷道两侧施工深浅组合式顶板预裂爆破措施，微震事件及巷道矿压显现明显好转，累计仅发生5起小能量微震事件，即便在工作面三次见方位置，巷道变形及底臌量明显小于“二次见方”期间，说明深孔顶板预裂爆破有效控制了侧向顶板的垮断结构，降低了巷道的整体应力；在Ⅱ区回采期间，采用三花式爆孔布置方式处理顶板，但由于受炸药供应的影响，该区域仅施工4个爆孔，大约有180 m的顶板未处理，造成了顶板周期性结构破断失衡，能量及应力传递不连续，先后6次发生动压显现，其中包括累计造成巷道破坏达300 m长的 “8·26”强矿压显现；在Ⅲ区回采期间，由于炸药恢复供应，继续采用三花式爆孔布置预裂顶板，未发生较大矿压显现，其中9月22日在工作面中部发生了一起能量为1.1×105 J微震事件，距离巷道较远未造成破坏。此次微震事件也从侧面证明了，深孔顶板预裂爆破通过对上覆岩层垮断结构的控制，将作用于巷道围岩上的应力向工作面深部转移，避免了顶板弹性能释放而造成巷道受损破坏；在Ⅳ区回采期间，由于炸药供应不及时将深孔顶板预裂爆破方案调整为单侧直线式布孔，微震事件和矿压显现强度较Ⅲ区明显增加，推进该区22 m时发生一次强矿压显现，造成工作面超前100～180 m内巷道严重底臌，部分区域顶板冒落高度达1.5 m。后期将爆破方案调整为两帮对称卸压后，微震数量和矿压显现明显好转。
此外，通过对31103工作面回风巷5个不同深孔顶板预裂爆破区域微震应力云图和能量直方图统计发现，当工作面由未断顶区域进入Ⅰ区过程中，微震以岩体裂隙扩展的小能量事件为主，大能量事件较少，顶板积聚大量弹性变形能；Ⅰ区后半段至Ⅱ区前半段之间，因顶板预裂爆破不连续，微震活动明显减弱，局部出现“缺震”现象，说明该区域顶板结构垮断不连续，高低位岩层运动不协调，侧向形成了悬顶结构，进而导致“8·26”强矿压显现的发生；进入Ⅲ区以后，高应力区整体向工作面中部转移，在9月20日前后出现2～3 d的“缺震”现象，之后发生了1起105 J 微震事件，推测为高位岩层运动破断所致；由Ⅲ区进入Ⅳ区期间，因生产帮侧未实施顶板预裂爆破，上覆高低位岩层破断结构再次受到影响，造成侧向顶板因悬露过长而发生能量积聚，导致“10·28”强矿压显现发生。由此可见，当工作面由未断顶区域进入断顶区域或者进出相邻不同断顶预裂设计施工区域时，因人为造成上覆顶板岩层结构运动不协调，应力与能量传递不连续，积聚在上覆厚硬岩层内的弹性变性能释放不均匀或不充分而局部区域形成高应力集中，当能量积聚到一定程度时，在外在扰动应力的作用下易发生强矿压显现，诱发冲击地压。同时，当在这些区域微震监测出现“缺震”现象时(图10中的粉框)，可将其作为冲击地压发生的典型预测前兆。
图10 31103回风巷各区域微震应力及微震能量对比
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对比分析
选取工作面下端头靠近回风巷侧下部的10架液压支架作为观测对象，记录工作面过6号联络巷期间的支架工作阻力情况，进而评估顶板预裂爆破的效果，这期间工作面支架工作阻力曲线如图11所示。
从图11可以看出，工作面推采经过6号联络巷期间，先后出现8次周期来压，平均2 d/次，来压步距14.5 m，较未采取断顶爆破来压步距减小了10 m，来压周期较小1.5 d，来压能量也大幅度减弱。分析原因在于由于回风巷两侧预先施工了顶板深孔爆破措施，分别在低位、高位厚硬岩层中人为制造了断裂弱面，当工作面进入该区域回采时，在超前支承压力和侧向支承压力的作用下，回风巷上方顶板沿断裂弱面垮断，悬露于区段煤柱上的挤压应力得以释放，进而当工作面此间推过时，来压周期和来压强度明显降低。
3.3.3 钻孔窥视及钻屑量对比分析
采用4D超高清全智能孔内电视对顶板预裂爆破前后的裂隙发育及扩展情况进行了窥视。方案如图12所示。为便于对比，2个观测孔选择的观测深度距孔口均为32 m，垂直高度22.4 m，位于中粒砂岩内。
图11 工作面过顶板预裂爆破区域支架工作阻力曲线
Fig.11 Curves of support working face through in roof pre-blasting area
图12 断顶爆破观测孔布置方案
Fig.12 Observation hole for roof pre-blasting
图13为爆破前后观测孔裂隙发育情况。从图13可以看出，在未进行爆破前，2个观测孔所探测位置岩石比较完整，未发现明显裂隙，其中1号观测孔局部发现一条环形裂隙，2号观测孔岩石相对完整，未见明显裂隙。60号孔爆破后，1号观测孔环形裂隙明显增大，说明单孔有效影响距离超过8 m。2号观测孔因距离爆孔较近，孔内裂隙呈环形分布，以竖向张拉裂隙为主，且距离观测点大约1 m(距孔口33 m左右)位置发生了塌孔，说明该位置受爆破冲击最为严重，裂隙得道充分扩展贯通，顶板完整性得到破坏，起到了控制顶板破断结构，有效控制侧向顶板破断位置的防冲目的。
图13 爆破前后2个观测孔裂隙发育对比
Fig.13 Contrast of fracture development of two observation holes before and after blasting
此外，通过对60号顶板预裂爆孔下方区段煤柱帮部，爆破前后煤柱钻屑法监测发现，爆破前区段煤柱帮部钻屑量峰值为4.84 kg/m，峰值位置距离巷帮7 m；爆破卸压后，钻屑量峰值降低为3.13 kg/m，峰值位置进一步向煤体深部转移，距离巷帮9 m，说明顶板预裂爆破促进了区段煤柱上方侧向悬露顶板的垮断，释放了高、低位厚硬岩层因回转变形而积聚的弯曲弹性能量，应力向采空区侧转移，如图14所示。
图14 顶板深孔预裂爆破前后钻屑量变化
Fig.14 Changes of cuttings before and after deep hole roof pre-blasting
(1)深孔顶板预裂爆破力构协同防冲原理一方面是利用爆破产生的强力冲击动载破岩作用、高温高压高速爆轰气体的冲击气楔作用和热交换回弹拉伸作用对顶板进行损伤破坏，改变顶板岩体力学介质属性，降低岩体内部结构单元储能能力，促使处于高能级非稳定动态平衡状态的弯曲厚硬顶板能量释放并向低能级稳定平衡转变；另一方面利用相邻爆孔之间裂隙的贯通形成岩层结构破断弱面，切断顶板连续传递应力和能量的条件，改变顶板岩层结构力学效应，使其在矿山压力作用下沿预定位置弯曲破断，具有弱化顶板岩层介质力学属性、优化岩层破断结构和改善巷道围岩整体结构的双重作用。
(2)利用ANSYS软件中的LS-DYNA模块，再考虑爆破气楔作用和冲击作用的基础上，模拟分析了不同布孔方式、不同爆孔间距下深孔顶板预裂爆破效果。相比于直线式和三花式爆孔布孔方式，采用深浅组合式使得Mises有效应力在作用范围和作用时间上更加充分，增加了爆破裂隙密度及多向发展的可能性，延长了爆破衰减能量作用岩石的时间，致使塑性破坏区范围更加发育，爆破块度更加碎裂均匀，位移场速度变化和有效应力峰值点距离观测点最远。在相同布孔方式下，随着爆孔间距的减小，位移峰值点和有效应力峰值点距离测点越远，岩石破碎塑性区以及裂隙区扩展范围越大，爆破预裂效果越好。
(3)采用多种监测手段对试验巷道不同回采时段的覆岩整体变形破断微震信息和工作面局部矿压变化进行综合对比，充分验证了深孔顶板预裂爆破力构协同防冲效果。从现场顶板预裂爆破实际防冲过程中得出，深孔顶板预裂爆破要连续施工，尽量不要人为制造施工空白区。当工作面由未断顶区域进入断顶区域或者进出相邻不同断顶预裂设计施工区域时，因人为造成上覆顶板岩层结构运动不协调，应力与能量传递不连续，积聚在上覆厚硬岩层内的弹性变性能释放不均匀或不充分而局部区域形成高应力集中，在外在扰动应力的作用下易发生强矿压显现，诱发冲击地压。同时，当施工区域微震监测出现“缺震”现象时，可将其作为冲击地压发生的典型预测前兆。
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