武善元，時啟鵬，李廷春，云 明，趙仁樂

(1.山東能源臨沂礦業(yè)集團有限責任公司，山東 臨沂 276017；2.山東科技大學 山東省土木工程防災減災重點實驗室，山東 青島 266590)

復合灰?guī)r頂板屬于極堅硬頂板，具有較高的強度和完整性，不易發(fā)生斷裂。工作面推采后，往往在采空區(qū)一側形成大跨度懸臂梁結構，突然垮落易引起大面積來壓、形成颶風沖擊；產生的高附加應力對巷道的穩(wěn)定性造成長時影響，易導致留巷頂板巖層錯動、巷道變形。

針對堅硬頂板難垮落問題，目前主要采用注水弱化和爆破弱化兩種手段[1-4]。黃炳香等[5]采用注水弱化頂板方法，提出水壓致裂控制理論并控制水壓主裂縫擴展方向，使頂板及時充分冒落；吳擁政[6]理論分析了留巷定向水力壓裂卸壓機理，開展定向水力壓裂裂紋擴展方向研究，取得了較好的弱化堅硬頂板的效果；高魁等[7]采用深孔爆破切頂卸壓技術釋放頂板壓力，使厚層頂板順利垮落；王拓等[8]采用超前深孔預裂爆破技術弱化堅硬頂板，設計合理的爆破參數(shù)，實現(xiàn)對堅硬頂板的有效控制。

借鑒上述研究成果，邱集煤礦采用深孔爆破弱化1102工作面復合灰?guī)r頂板，推采后，采空區(qū)大跨度懸頂問題沒有得到很好的解決。由于懸頂產生的強烈動荷載，綜采支架嚴重超載，巷道變形嚴重。通過分析鉆孔窺視圖像、礦壓監(jiān)測數(shù)據(jù)等，經(jīng)專家論證，發(fā)現(xiàn)懸頂原因主要有3個方面。首先是復合灰?guī)r頂板整體性好、巖性均勻、強度大，在兩側順槽切頂不能徹底解決長距離懸頂問題；其次是四灰和五灰中間夾有厚度較小的泥巖，切頂和爆破參數(shù)設計未重視泥巖夾層的存在；再次是裝藥和封堵沒有考慮四灰、五灰和泥巖的厚度狀況，封堵長度設計不合理，且未采取四灰和五灰厚度內的加強裝藥。因此，結合工作面工程現(xiàn)狀，分析計算采空區(qū)合理懸頂長度，提出深孔爆破閉合切頂技術，并針對性設計爆破切頂參數(shù)，定距切割采空區(qū)頂板形成閉合切縫面，促使采空區(qū)頂板隨推采及時垮落，降低垮落步距，保障巷道穩(wěn)定和采煤工作安全高效進行。

1 工程概況

邱集煤礦位于山東省德州市齊河縣馬集鎮(zhèn)境內，礦區(qū)地勢平坦，地面高程+29～+31m，所開采煤層為11煤，地面標高為-450～-240m。

邱集煤礦1102工作面為11煤首采區(qū)試采工作面，采用傾斜長壁一次采全高采煤法。工作面煤層厚度為1.50～2.45m，平均煤厚2.02m，走向長度52m，傾向長度173m，煤層走向近東西，傾向北，傾角3°～8°，煤層平均傾角4°，煤層賦存比較穩(wěn)定。煤層頂板為致密堅硬的復合灰?guī)r頂板，中間夾有厚度較小的泥巖，底板為泥巖和粉砂巖。煤層及頂?shù)装鍘r性柱狀如圖1所示。

圖1 煤層及頂?shù)装鍘r性柱狀

2 采空區(qū)頂板垮落步距分析和懸頂長度計算

2.1 垮落步距計算

復合灰?guī)r頂板具有較好的強度和完整性，可以看作連續(xù)介質頂板進行荷載計算，未切頂前的采空區(qū)頂板可以看作四周固支巖梁模型進行分析[9]。

在計算垮落步距之前，基于巖梁模型計算復合頂板上覆均勻荷載。由巖梁的經(jīng)典覆巖荷載計算理論[10]，n層荷載對第1層的影響可按式(1)計算：

式中，(qn)1為考慮第1層巖層上方n層巖層時，對第i層巖層的荷載，kPa；Ei為各巖層的彈性模量，GPa；hi為各巖層厚度，m；γi為各層巖層容重，N/m3。

頂板本身自重荷載為：

q1=γ1h1=52.86kPa

第2層對第1層的荷載作用為：

第3層對第1層的荷載作用為：

由于(q3)1<(q2)1，故頂板上覆荷載q=74.35kPa。

最大彎矩發(fā)生在巖梁的兩端，即：

式中，q為頂板上覆荷載，MPa；L0為極限垮距，m。

梁端的最大拉應力為：

式中，W為巖梁截面模量，W=h2/6，m2。

當梁端拉應力達到其極限抗拉強度，頂板發(fā)生斷裂破壞，從而計算出頂板初次垮落步距：

根據(jù)式(4)計算得，未切頂時的頂板初次垮落步距為45m。由周期垮落步距與初次垮落步距的關系：

得到周期垮落步距為19m。

由于四灰、五灰?guī)r石強度高，未切頂前的頂板初次垮落步距和周期垮落步距較大，頂板懸露面積更是達到了2340m2，嚴重危害了工作面的安全。

2.2 合理懸頂長度計算

針對復合頂板懸露面積和垮落步距大等問題，分析計算合理懸頂長度，定距斷裂采空區(qū)頂板，減小采空區(qū)懸頂面積。復合灰?guī)r頂板懸臂梁上覆荷載近似視為受均勻荷載q。當上覆荷載不超過綜采支架的最大工作阻力，懸臂梁長度合理，即：

式中，L為復合頂板懸壁梁長度，m；[P]為綜采支架的最大工作阻力，kPa；La為綜采支架控頂長度，m。

基于綜采支架最大工作阻力確定的復合灰?guī)r頂板懸頂長度計算公式為：

綜采支架類型為ZY5000，最大工作阻力為5000kN，支架控頂長度為3m，根據(jù)式(7)計算得復合灰?guī)r頂板合理懸頂長度為14.2m。考慮綜采支架控頂長度，復合灰?guī)r頂板合理懸頂長度取11m。

3 深孔爆破閉合切頂技術

基于懸臂梁模型計算出的合理懸頂長度，提出深孔爆破閉合切頂技術。

深孔爆破閉合切頂技術是采用聚能爆破技術，利用巖石抗壓不抗拉的特性，定向閉合切割采空區(qū)頂板。首先在切眼處進行頂板鉆孔、裝藥，由切眼中心向兩側起爆，產生初始切眼切縫面；隨工作面推采，提前對工作面兩側回采巷道頂板鉆孔打眼施工，超前工作面裝藥、起爆，爆破斷裂采空區(qū)頂板，相鄰炮孔間產生的裂縫貫通形成回風巷切縫面和運輸巷切縫面；隨著工作面的推采，當采空區(qū)懸頂長度達到11m，對推采線處頂板進行爆破切頂，形成一個閉合切縫面，使采空區(qū)頂板能夠在礦山壓力作用下沿閉合切縫面自行垮落；隨著工作面向前推進，重復此施工工藝流程，形成多個閉合切縫面；待工作面推采至距終采線處，對終采線處頂板進行爆破切頂，使得整個采空區(qū)頂板切縫面閉合，復合頂板完全垮落，其炮孔布置如圖2所示。

圖2 切頂鉆孔布置

相較于普通爆破切頂技術，采用深孔爆破閉合切頂技術能夠設定合理采空區(qū)懸頂長度并爆破斷裂，使采空區(qū)頂板能夠隨推采及時垮落，避免大跨度懸頂突然垮落產生的巨大沖擊荷載對巷旁支護結構的破壞。對終采線頂板爆破強制放頂，消除采空區(qū)末端懸頂現(xiàn)象，避免末端長期懸頂產生的高附加應力造成巷道支護結構失穩(wěn)和加劇巷道圍巖變形。

4 切頂爆破參數(shù)設計

復合灰?guī)r頂板巖層結構復雜，四、五灰?guī)r中夾有薄層泥巖，為獲得良好的切頂垮落效果，針對性設計爆破切頂參數(shù)，包括切頂角度、切頂高度、炮孔間距和封堵長度。

4.1 切頂角度

切頂角度為切頂爆破孔與垂線的夾角，影響著頂板之間的擠壓摩擦力，而實現(xiàn)順利切頂?shù)年P鍵在于頂板的下滑力大于擠壓摩擦力。復合灰?guī)r頂板是致密堅硬的巖層結構，較小的切頂角度對切縫兩側頂板擠壓摩擦力的影響較小，頂板仍然可以視為一個整體，頂板之間的擠壓摩擦力大于頂板的下滑力，導致頂板難以垮落。較大的切頂角度則會增加留巷側向懸臂梁長度，造成巷旁支護阻力過大，加大支護難度。根據(jù)相似工程經(jīng)驗[11-14]知，當采高大于1m時，切頂角度θ不超過15°。為保證切頂后采空區(qū)頂板能夠順利垮落，并結合現(xiàn)場試驗結果，最終確定1102工作面切頂角度為15°。

4.2 切頂高度

在復合灰?guī)r頂板條件下進行切頂，切頂僅需要將直接頂垮落下來，即切頂高度達到直接頂與基本頂?shù)姆謱用?，但若直接頂小于煤層厚度，切頂高度需要進一步深入。基于巖石碎脹自承特性理論，切頂高度計算公式為：

式中，H為切頂高度，m；ΔS為頂板下沉和底板鼓起總量，m；M為煤層厚度，m；Kp為巖石平均碎脹系數(shù)，可按式(9)計算：

式中，Hi為第i層頂板巖層厚度，m；Ki為第i層頂板巖層的碎脹系數(shù)。

由110工作面頂板巖層分布可知，直接頂為厚度2.01m的五灰，基本頂為厚度5.13m的四灰，中間夾有厚度1.14m的泥巖。根據(jù)式(9)計算得，Kp取值為1.35。1102工作面煤層厚度最大為2.45m，經(jīng)式(8)計算得，切頂高度為7m。

復合灰?guī)r頂板巖石整體性好、強度高，且直接頂厚度和泥巖夾層厚度較小，當切頂高度為7m時，切頂高度達到基本頂深處，為保證基本頂未貫穿部分在采空區(qū)頂板回轉下沉過程中順利斷裂、垮落，增加切頂高度至基本頂與上覆頂板分層面上，完全切斷基本頂，使基本頂隨直接頂在礦山壓力下順利垮落，垮落矸石對上覆巖層起到較好的支撐作用，減緩上覆巖層的回轉下沉對預留留巷的影響。因此，設計切頂高度為8.5m。切頂高度與切縫鉆孔深度l的關系為H=lcosθ，得到切縫爆破孔深度為9.0m。

4.3 炮孔間距

深孔聚能預裂爆破采用柱狀不耦合連續(xù)裝藥，考慮到聚能裝置的聚能作用，在聚能方向作用在炮孔壁上的應力峰值壓力[15]為：

式中，ρ0為炸藥密度，g/cm3；Dv為炸藥爆度，m/s；rb為爆破孔半徑，m；rc為藥卷半徑，m；lc為軸向裝藥長度，m；ld為炮孔藥室長度，m；ξ為聚能效應影響系數(shù)，根據(jù)相關研究[16-18]，裂隙區(qū)ξ=1.57～2.5；n為炸藥爆炸產物膨脹碰撞炮孔壁時的壓力增大系數(shù)，一般取n=8～11。

當頂板巖體內任一點環(huán)向方向拉應力峰值大于其抗拉強度時，頂板裂縫能夠繼續(xù)擴展，由此得：

考慮到爆破已對巖石造成的損傷以及巖體本身裂隙，引入損傷因子D0，得到聚能方向巖體裂隙擴展半徑為：

爆破孔間距應使相鄰爆破孔裂隙區(qū)貫通，形成完整的切縫面，所以相鄰炮孔間距E應為巖體裂隙圈擴展半徑的2倍，即E=2r。

1102工作面頂板為復合頂板，泥巖的抗拉強度遠小于四、五灰的抗拉強度，所以采用五灰的抗拉強度能夠滿足復合頂板裂縫擴展強度要求。炸藥選用煤礦許用二級乳化炸藥，藥卷規(guī)格為Φ27mm×200mm，計算得炮孔間距為1.26m。考慮到中深層井下爆破環(huán)境，現(xiàn)場爆破的裂縫擴展長度很難達到理論計算值[19]，并結合現(xiàn)場試驗得，炮孔間距選取為1.0m。

4.4 封堵長度

復合灰?guī)r頂板強度高、難斷裂，爆破產生的裂縫擴展距離有限，因此，設計合理炮孔封堵來提高爆炸應力波和爆生氣體的擴展裂縫作用。為獲得合理的炮孔封堵長度，在炮泥運動的基礎上研究炮泥運動規(guī)律。在爆炸荷載的作用下，炮泥會產生壓縮和向孔口移動兩種運動過程。爆生氣體作為理想氣體且充滿整個炮孔空間，其準靜壓力遠小于爆炸沖擊波，故認為炮泥在爆生氣體準靜壓力作用下做整體剛性運動，運動模型如圖3所示。

圖3 炮泥運動模型

爆炸是瞬態(tài)變化的過程，認為在炮泥壓縮過程中受到壓力P保持不變，所以炮泥壓縮時間應為爆炸沖擊波在炮泥中傳播時間，即：

式中，ls為封孔長度，m；cp為巖體的縱波波速，m/s。

炮泥在爆生氣體壓力作用下向孔口移動，炮孔內氣體體積增大，從而導致爆生氣體壓力減小，其壓力衰減規(guī)律[20]為：

式中，P0為初始沖擊壓力，N；l為炮孔深度，m。

為簡化計算，取爆生氣體平均壓力代替炮泥運動過程中變化的瞬時氣體壓力。在炮泥壓縮過程中，炮泥發(fā)生徑向膨脹而擠壓炮孔壁，導致炮泥與孔壁之間存在一定強度且均勻分布的摩擦阻力。根據(jù)牛頓第二定律對炮泥分析得：

式中，M為裝藥重力，N；G為炮泥重力，N；m為炮泥質量，kg。

由式(15)可得炮泥運動加速度，為簡化計算，取加速度平均值代替炮泥剛體運動過程中的瞬時加速度。因此，炮泥全長卸載作用時間為：

炮泥封堵是為了裂縫更好發(fā)育，所以炮泥全長卸載時間大于爆炸應力波和爆生氣體在巖石中成縫時間，即：

式中，cf為裂紋擴展極限速度，cf=0.38cpm/s。

經(jīng)式(17)計算得，封堵長度為1.84m?？紤]復合灰?guī)r頂板中五灰?guī)r層較堅硬、難斷裂，裝藥段應達到五灰?guī)r層處，所以炮孔封堵長度選取2.0m，但封堵長度不應超過2.0m。

5 現(xiàn)場應用與效果分析

5.1 切頂施工方案

綜上可知，爆破切頂參數(shù)選取切頂高度為8.5m，炮孔直徑為70mm，鉆孔深度為9m，切頂角度為15°，炮孔間距為1.0m，炮孔封堵長度為2.0m，炸藥選用煤礦許用二級乳化炸藥，藥卷規(guī)格為?27mm×200mm。為獲得最優(yōu)裝藥結構，選用?63mm和?40mm的PVC聚能管，設計4種的裝藥方式進行現(xiàn)場爆破試驗以確定最終裝藥結構，現(xiàn)場試驗方案見表1。根據(jù)復合灰?guī)r頂板五灰、泥巖、四灰的巖層分布，應采取兩端多中間少的裝藥結構，經(jīng)現(xiàn)場試驗結果分析得，采用“2+1+2”的裝藥結構，爆破切縫效果最好，其裝藥結構如圖4所示?，F(xiàn)場施工時，超前工作面對頂板實施爆破切頂，炸藥放入聚能管，聚能管安裝于爆破孔內，正向起爆，單次起爆3個炮孔。

圖4 裝藥結構

表1 現(xiàn)場試驗方案

獲取良好的閉合切頂效果，在切縫面拐角處，炮孔布置采取向兩側傾斜的方式，炮孔傾斜角度控制在85°左右。拐角處炮孔爆破后，能夠產生光滑且貫通的切縫面，避免巷邊垮落矸石造成巷道支護結構的破壞。

5.2 爆破效果檢驗

邱集煤礦1102工作面運用深孔爆破閉合切頂技術，成功解決了采空區(qū)大跨度懸頂問題。炮孔起爆后，采空區(qū)頂板沿炮孔連線方向出現(xiàn)明顯裂縫，破壞了頂板的完整性。采用鉆孔窺視儀對爆炸前后炮孔內部裂隙狀態(tài)進行窺視，觀察到爆破前孔壁光滑完好，無明顯裂隙和節(jié)理；爆破后沿聚能方向產生兩條裂縫，在其他方向無裂隙產生。通過相鄰炮孔注水試驗，對一側炮孔進行封堵注水，注水從相鄰孔流出，相鄰炮孔裂縫貫穿良好。

推采線處采空區(qū)頂板爆破切頂完成后，復合灰?guī)r頂板沿閉合切縫面順利垮落，減小了采空區(qū)懸頂長度，避免了頂板來壓一次垮落面積大等問題。待終采線處完成爆破切頂，采空區(qū)頂板完全垮落，垮落矸石既可以支撐上覆巖層和充填巷幫，又可以限制上層頂板下沉。由于四五灰?guī)r層變化的影響，在鉆孔過程中炮孔角度會出現(xiàn)一些偏差，導致頂板切縫線出現(xiàn)了不同程度的偏斜，但大部分頂板偏斜小于0.5m，能夠滿足頂板裂隙貫穿要求。

綜采支架隨工作面推進的最大工作阻力變化情況如圖5所示。隨著工作面的推采，綜采支架壓力迅速上升；爆破斷裂采空區(qū)頂板后，大跨度懸頂沿閉合切縫面順利垮落，綜采支架壓力迅速下降。經(jīng)監(jiān)測得，頂板初次垮落步距從45m降低為24m，周期垮落步距從19m降低為11m，分別降低了46.6%和42.1%，有效減小了垮落步距，取得了良好的頂板垮落效果，加快了工作面的安全推采。

圖5 綜采支架平均工作阻力變化曲線

6 結 論

1)基于四周固支巖梁模型，理論計算了復合灰?guī)r頂板初次垮落和周期垮落步距，證明未切頂開采存在垮落步距和懸頂面積較大等問題，為切頂必要性提供理論支持。

2)工作面推采后，復合灰?guī)r頂板出現(xiàn)大跨度懸頂，通過分析計算合理懸頂長度，提出深孔爆破閉合切頂技術，定距爆破切割采空區(qū)頂板形成閉合切縫面，促使采空區(qū)頂板隨推采及時垮落。

3)針對性設計合理的爆破切頂參數(shù)，建立炮泥運動模型，推導封堵長度計算公式，并根據(jù)復合灰?guī)r頂板巖層分布對切頂參數(shù)和裝藥結構進行優(yōu)化，試驗證明參數(shù)設計合理。

4)邱集煤礦1102工作面成功應用深孔爆破閉合切頂技術，實踐結果證明：爆破切頂后，相鄰炮孔間裂縫貫通形成閉合切縫面，采空區(qū)頂板沿閉合切縫面隨工作面推采及時垮落，解決了采空區(qū)大跨度懸頂問題；復合灰?guī)r頂板初次垮落步距從45m降低為24m，周期垮落步距從19m降低為11m，分別降低了46.6%和42.1%，有效減小了垮落步距，為類似地質條件下的懸頂問題提供了一定參考。