基于爆破卸壓的深部構造應力富水軟巖巷道底鼓控制技術研究

程敬義，魏澤捷,2，白紀成，于智卓，邢軻軻，李慶明，王俊有，李 曉，張 超，張治軍

(1.中國礦業大學，江蘇 徐州 220001；2.中煤西安設計工程有限責任公司，陜西 西安 710054；3.平頂山天安煤業股份有限公司，河南 平頂山410012；4.山西朔州山陰金海洋五家溝煤業有限公司，山西 朔州 036999)

0 引 言

底鼓是深部高應力軟巖巷道常見的底板破壞形式，深部開采面臨“三高一擾動”的惡劣環境使巷道底鼓機理更加復雜[1-4]，控制難度加大。煤礦通常采用挖底法治理巷道底鼓，此方法治理下的底板常會陷入“底鼓→挖底→再底鼓→再挖底”的惡性循環，嚴重影響礦井通風、行人、運輸，增加巷道返修次數。底板爆破作為一種應力轉移技術，是高應力軟巖巷道底鼓治理的有利嘗試，為巷道底鼓治理提供了借鑒。國內眾多學者針對巷道底鼓機理開展了研究，成果豐碩。姜耀東等[5-6]將巷道底鼓機理分為擠壓流動性底鼓、撓曲褶皺性底鼓、剪切錯動性底鼓和遇水膨脹性底鼓4類；康紅普等[7]分析了巷道底鼓的全過程，認為底板巖層的壓曲、擴容及膨脹是巷道發生底鼓的主要原因；何滿潮等[8-9]對高應力軟巖巷道變形機制進行研究，認為圍巖強度低和膨脹性強是高應力軟巖巷道變形破壞的主要原因；孫利輝等[10]認為底板巖性、高地應力、支護結構不合理是導致嚴重底鼓的原因；王正勝等[11]認為軟弱、無支護和應力集中是泥質底板巷道嚴重底鼓的根本原因；孫廣京等[12]認為圍巖特性、高水平地應力、相鄰工作面采空區側向支承壓力及底板未采取加固措施是造成高應力厚煤層巷道底鼓的主要因素。在底鼓治理技術方面，李學華等[13]提出了底板掘巷+底角松動爆破的應力轉移技術；孫利輝等[14]提出了巷道底板錨索束+淺、深孔注漿的底鼓治理方案；江軍生等[15]提出了底角錨桿+底板錨桿+金屬網地坪的深部高應力層狀巖體巷道底鼓治理技術；楊本生等[16]基于連續“雙殼”支護理論，提出了底板淺孔注漿+深部錨索束高壓注漿的連續“雙殼”底鼓治理技術；王曉卿等[17]基于巷道底鼓機理研究，提出了以端錨錨索束為主的底鼓控制方案；余偉健等[18]提出了錨梁+錨桿+網噴+澆筑混凝土的軟巖巷道底鼓控制技術；江東海等[19]提出了混凝土反底拱+預應力錨索的非均稱底鼓控制技術。眾多學者對底鼓機理、底鼓原因及底鼓控制技術展開了深入研究，有效地解決了不同地質條件下的底鼓問題；但是，大多數研究集中在加固法，很少采用卸壓法控制底鼓，然而，底板爆破卸壓作為一種卸壓法，其應力轉移作用是深部構造應力軟巖巷道底鼓控制的一種有效方法。目前，對于深部構造應力富水軟巖巷道強烈底鼓治理的研究較少，這類巷道處于水平構造應力場中，且底板圍巖不斷遭受底板水侵蝕，在底板水、原巖應力作用下，巷道底鼓十分嚴重。為解決深部構造應力富水軟巖巷道強烈底鼓問題，以平煤某礦-950 m水平回風大巷為工程背景，在分析巷道底鼓機理的基礎上，提出底板爆破卸壓的底鼓治理方案，并結合現場實際情況，采取注漿加固法對底板加強控制，從而聯合控制深部構造應力富水軟巖巷道強烈底鼓問題。

1 工程概況

1.1 巷道圍巖地質情況

平煤某礦-950 m水平回風大巷位于三水平下延，距李口逆斷層較近，大巷標高-950～-1 050 m，總長約2 000 m，傾角為10°，整體東高西低，存在穿層布置，大巷平面布置如圖1所示。巷道主要布置在泥質砂巖和細砂巖中，頂板主要為中、細砂巖，巖層裂隙發育；底板主要為泥質砂巖、砂泥巖，巖層松軟，裂隙較發育，巷道頂底板巖層如圖2所示。

圖1 -950水平回風大巷平面布置Fig.1 Layout plan of -950 horizontal return air roadway

圖2 巷道頂底板巖層柱狀Fig.2 Histogram of roof and floor strata of roadway

1.2 巷道支護參數

-950 m水平回風大巷斷面為直墻半圓拱，凈斷面面積為25.24 m2，寬×高=6 000 mm×4 850 mm。巷道掘進后，采用錨網索噴+錨索+壁后注漿的聯合支護形式。巷幫及拱內采用?22 mm×3 000 mm的KMG22-600型高強樹脂錨桿，間排距為700 mm×700 mm；同時，在錨桿支護的基礎上，采用?21.6 mm×8 000 mm的預應力錨索加大圍巖控制范圍，錨索間排距為1 400 mm×1 400 mm，錨索沿巷道中線對稱布置；巷道表面掛設金屬網，全斷面噴射150 mm的混凝土；最后，在錨桿索支護后，在巷幫布置注漿孔(淺孔、深孔)進行注漿加固，注漿孔間排距為1 500 mm×1 500 mm，注漿孔深度分別為1.5 m和2.5 m，淺孔注漿壓力為1.5～2.0 MPa，深孔注漿壓力為2.5～3.0 MPa。巷道底板未采取支護措施，底板處于敞開無支護狀態。

1.3 巷道底鼓情況

巷道掘進后，底板在幾個月的時間內出現不同程度的底鼓，最大底鼓量達到1 500 mm，平均底鼓量達到500～600 mm。巷道底鼓狀況如圖3所示，呈現出中間高、兩幫低的底鼓特征，并且巷道中心線出現較大裂縫和凸起，幫角相對下沉，嚴重影響巷道通風、運輸、行人。

圖3 巷道底鼓變形Fig.3 Deformation of roadway floor heave

2 高應力軟巖巷道底鼓機理

2.1 底鼓影響因素分析

巷道底鼓機理主要分為：擠壓流動性底鼓、撓曲褶皺性底鼓、剪切錯動性底鼓和遇水膨脹性底鼓4類[6-7,20]，其底鼓程度受多種因素影響，但主要影響因素為底板巖性、水理作用、采動影響、圍巖應力、支護強度、時間效應等，在這些因素的影響下，圍巖承載能力下降，從而產生底鼓變形。針對-950 m水平回風大巷的實際情況，對導致該巷道嚴重底鼓的影響因素進行了現場調研與室內試驗分析。

2.1.1 巷道原巖應力

-950 m水平回風大巷平均埋深達到1 000 m，圍巖應力高。采用空心包體應力解除法對該巷道進行了地應力測量，測點埋深1 035 m，方位角269°，仰角22°，巖性為細砂巖。如圖4所示，采用300型地質鉆機(?130 mm)在巷幫打設鉆孔，鉆孔深度1 510 mm，在鉆孔底部施工一個孔徑為36 mm、深度為400 mm的小孔，在小孔內安設空心包體，24 h后，采用同心取心鉆頭緩慢鉆取巖心，并通過應變儀采集數據。通過專業軟件對采集的數據進行處理，得到原巖應力的大小和方向，其中最大水平主應力σ1為39.08 MPa，方位角為293.5°，傾角為8.6°；最小水平應力σ3為12.83 MPa，方位角為203.1°，傾角為2.6°；中間應力σ2為27.25 MPa，方位角為96.4°，傾角81.0°。測點處垂直應力σv為25.73 MPa，側壓系數(σ1/σv)為1.52，且最大主應力與最小主應力相差22.8 MPa，表現出明顯的方向性，其中最大、最小水平應力與大巷長軸的關系如圖5所示。地應力測試結果表明該巷道處于以水平應力為主的構造應力場中，整體處于高應力區，在長期高應力作用

圖4 地應力現場測量流程Fig.4 In situ stress measurement

圖5 應力平面Fig.5 Plan of stress distribution

下，巷道圍巖會表現出工程軟巖的特點，從而導致圍巖承載能力降低，加劇巷道底鼓程度。

2.1.2 巷道圍巖結構

采用鉆孔窺視儀對-950水平回風大巷圍巖的內部結構進行觀測，發現巷道底板下方0～2 m圍巖破碎嚴重，孔壁凹凸不平，窺孔過程中孔壁有碎屑塌落孔內，且2 m范圍以下存在底板水；巷道幫孔、頂板孔的孔口附近孔壁破碎嚴重，孔內裂隙發育，存在大量環向、徑向裂隙，靠近孔底附近圍巖完整性好，裂隙較少。此外，采用鉆孔取心的方法對巷道圍巖進行取樣，觀察圍巖完整性，巖石質量指標RQD為20%～40%，屬于Ⅲ～Ⅳ類較破碎的巖體，巷道圍巖結構觀察結果見表1，根據巷道鉆孔窺視和取樣結果對圍巖結構進行了預測，如圖6所示。

圖6 巷道圍巖結構Fig.6 Surrounding rock structure of roadway

表1 巷道圍巖結構觀察結果

如圖6所示，巷道圍巖在“三高一擾動”的影響下，巖層內部裂隙十分發育，巖體破碎嚴重，圍巖松動范圍為0～2.3 m。根據巷道圍巖松動圈理論可知，該巷道周圍巖層屬于Ⅴ類不穩定圍巖(軟巖)，巷道圍巖穩定性較差，圍巖自身承載能力較差。

采用中國礦業大學煤炭資源與安全開采國家重點實驗室的SANS實驗機對該巷道的泥質砂巖的力學性能進行測試，從而分析底板圍巖的承載能力，試驗結果見表2。

表2 泥質砂巖力學性能

巷道泥質砂巖巖樣平均單軸抗壓強度為34.27 MPa，然而在擾動、水理作用、構造應力場作用下，底板巖體實際強度比實驗室測試結果更低，據強度折減理論，底板圍巖實際力學強度采用4～6倍折減系數進行計算，則底板巖石實際單軸抗壓強度為5.71～8.57 MPa。

巷道掘進后，圍巖受力狀態從三向受力狀態轉變為二向應力狀態，巷道圍巖應力狀態重新分布，在巷幫及底板產生應力集中，而底板圍巖自身承載能力較差，因此加劇底鼓變形破壞。

2.1.3 底板圍巖礦物成分

現場取底板巖樣進行化學成分及微觀結構分析，底板巖樣的X射線衍射定性分析圖譜如圖7所示。

圖7 X射線衍射定性分析圖譜Fig.7 Qualitative analysis pattern of X-ray diffraction

由底板巖樣的XRD分析結果可知，底板巖樣的主體成分為高嶺石、石英，存在少量的云母、菱鐵礦和方解石，其中高嶺石總成分含量達到50%～70%。

由底板巖樣的微觀分析可知(圖8)，晶粒大多表現為高嶺石晶粒特征，片狀高嶺石混合單晶系高嶺石密集排列，晶粒間孔隙發育、邊界清晰，從而使底板圍巖膠結性差。相關研究表明[10,21]，高嶺石遇水后發生物理化學反應，產生層間膨脹與粒間膨脹，造成圍巖內部結構改變，產生較大空隙和裂隙，宏觀上膨脹產生較大的膨脹壓力，并且在高圍巖應力作用下，加劇巷道變形破壞。

圖8 底板巖樣微觀結構Fig.8 Microstructure of floor rock sample

2.1.4水理作用

巷道底板結構鉆孔窺視過程中發現底板下存在地下水，并且底板泥質砂巖以親水性黏土礦物高嶺石為主，遇水極易膨脹變形，從而造成底板圍巖破碎。因此，通過底板砂質泥巖崩解試驗研究底板水的作用機理，分析底板水對底板巖層穩定性的影響。圖9展示了底板巖樣在24 h內的變化全過程，在水作用10 min后，巖樣表面出現大量裂隙；30 min后，巖樣表面裂隙發育貫通，邊角逐漸崩解為小塊，部分巖樣表面不再完整；6.5 h后，巖樣崩解成小塊，體積膨脹，邊角大面積崩落；24 h后，巖樣完全崩解。底板巖樣的崩解試驗揭示了底板水對底板巖層的作用機理，呈現了巷道底板圍巖在水理作用下不斷膨脹破碎過程，進而導致底板嚴重底鼓變形。

圖9 巖石崩解試驗Fig.9 Rock disintegration experiment

2.1.5 支護強度

巷道支護形式如圖10所示，支護設計僅對幫頂進行圍巖控制，底板處于敞開無支護狀態，成為應力釋放的缺口，而且底板自身承載能力較差，因此導致底板產生嚴重底鼓變形。

圖10 巷道支護Fig.10 Roadway support drawing

2.2 底鼓機理分析

現場測試及室內試驗的結果表明：-950水平回風大巷埋深較大，且處于典型的構造應力場中，水平應力和垂直應力均較大，垂直應力通過巷幫底板圍巖上，底板圍巖受到水平應力和垂直應力的擠壓作用，而且以高嶺石為主的底板圍巖在水理作用下發生膨脹、軟化、崩解，承載能力降低，結構松散，另外，底板處于敞開無支護狀態，從而使底板成為應力釋放的缺口，產生嚴重底鼓變形，如圖11所示。

圖11 巷道開挖后底鼓及受力示意Fig.11 Floor heave and stress diagram after roadway excavation

巷道掘進后，在水平構造應力及水理作用下，底板呈現出典型的擠壓流動性底鼓和遇水膨脹性底鼓，因此，其治理需要考慮底板卸壓及底板水治理。

3 底板爆破卸壓底鼓控制技術

通過第2節對巷道底鼓機理的分析可知，-950水平回風大巷屬于深部構造應力富水軟巖巷道，其底鼓治理需要考慮釋放其底板巖層積聚的能量，切斷或削弱底板應力傳遞能力，使底板下方的高應力轉移到更深處，因此，選取底板爆破卸壓技術進行巷道底鼓治理。

3.1 底板爆破卸壓機理

底板爆破卸壓技術是通過爆破使局部圍巖弱化從而實現應力轉移的一種技術，是高應力軟巖巷道底鼓控制的一種常用方法。通過合理地布置爆破孔和裝藥量，能夠在不影響淺部圍巖穩定的情況下，主動釋放底板巖層中積聚的能量，使底板內部應力峰值轉移至巷道圍巖深部巖體中，底板爆破應力轉移原理如圖12所示。

圖12 爆破卸壓原理Fig.12 Principle of blasting pressure relief

底板爆破后，積聚在巷道底板的能量得以釋放，并在巷道幫角下方的巖體中形成爆破空腔、壓縮區、裂隙區以及彈性震動區，如圖13所示，其中壓碎區、裂隙區起到緩沖和墊層作用，延緩底鼓產生，有效減輕巷道底板圍巖變形程度。其爆破產生的能量使底板圍巖松動弱化，將底板下方的高應力轉移到底板圍巖更深處；同時，爆破產生的裂隙區和壓碎區能夠阻斷或削弱底板應力傳遞能力，吸收巷道底板變形；另外，爆破形成的塑性區還可以阻隔上覆巖層的高應力向底板巖層的連續傳遞。

圖13 松動爆破作用Fig.13 Loose blasting effect

3.2 炮孔參數設計方法

底板爆破卸壓技術的底鼓控制效果不僅取決于底板水平應力的大小和方向，而且與爆破孔垂直深度、炮孔間排距、裝藥量等相關參數密切相關。

1)炮孔垂直深度。根據地應力測試結果可知，-950水平回風巷道地應力較高，深孔爆破需要將底板的高水平應力轉移到更深部的穩定圍巖。底板應力峰值深度Hmax通過底板塑性區半徑減去1/2的巷道高度來計算，計算公式如下：

(1)

式中：Rh為巷道半徑，m；Py為原巖應力，MPa；k1為采動影響系數，取2；C為黏聚力，MPa；φ為巖石內摩擦角，(°)；Pz為支護強度，MPa；Hh為巷道高度，m。

2)炮孔裝藥量。在底板松動爆破中，合理裝藥量既可產生較大裂隙區，又不破壞自由面的完整性；同時，不破壞巷道圍巖穩定性，又有效地實現圍巖應力轉移。底板裝藥量Q計算公式如下：

(2)

式中：Q為裝藥量，kg；K為炮孔裝藥系數；H為炮孔深度，m；r為藥卷直徑，mm；ρ0為炸藥密度，取1 300 kg/m3。

3)炮孔間距。炮孔間距的布置會影響巷道底板裂隙區的銜接，從能影響應力轉移效果和底板變形控制效果，因此可選取間距為裂隙區半徑的2倍。

通過理論計算確定爆破卸壓參數：垂深7.7 m；間距5.6 m；排距6 m；裝藥量1.20 kg。

4 工程應用

選取-950 m水平回風大巷底鼓嚴重區段進行底板松動爆破，底板松動爆破后，雖然底板巖層積聚的能量得以釋放及應力峰值向巷道底板更深處轉移，但底板巖層的承載能力將會有一定程度的下降，而且底板圍巖還不斷受底板水侵蝕。因此，有必要對底板上層圍巖進行注漿加固，改善軟弱圍巖力學性能，提高圍巖承載能力，阻止底板水侵入圍巖內部，實現圍巖長久穩定。

4.1 施工工序

在底板爆破后，對底板進行淺孔注漿，底板松動爆破+注漿加固的底鼓聯合控制方案的施工工序如圖14所示。

圖14 底板松動爆破+注漿加固施工工序Fig.14 Construction procedure of floor loosening blasting and grouting reinforcement

4.2 施工方案

1)爆破施工。為減小爆破對巷道底板巖體擾動，將爆破孔布置在據底角200 mm處，外扎角約為40°，炮孔長度約為13 m，炮孔布置如圖15所示，炮眼間排距為6 000 mm×5 600 mm，裝藥量1.2 kg，每孔裝藥6卷，藥卷放置在?50 mm的PVC管送至孔底。起爆方式采用正向起爆，即爆轟波向下傳播，同時要注意炮孔堵塞長度的確定，防止爆轟氣體沖出爆孔，底板爆破所用材料參數見表3。

圖15 底板爆破孔布置Fig.15 Layout of blasting holes in floor

表3 底板炮孔材料規格

放炮器型號MBF-200，發爆能力：200發，負載電阻≤1 220 Ω，峰值電壓≥2 800 V。串聯爆破網絡全電阻計算公式：

Rz=Rm+Rg+RlgM

(3)

式中：Rz、Rm、Rg、Rlg分別為總電阻、母線電阻、連接線電阻，雷管電阻，Rm=4 Ω，Rg=2Ω，Rlg=31.2 Ω；M為雷管數量，16發。

根據公式計算得：Rz=505.2 Ω<1 220 Ω。

瞬間電流I=2 800/505.2=5.54 A>0.7 A，符合單發電雷管最小發火電流要求。炮孔裝藥結構如圖16所示。

圖16 炮孔裝藥結構Fig.16 Charge structure of blast hole

2)注漿。注漿采用425號普通硅酸鹽水泥、混合高效凝固劑、水玻璃作為主要注漿材料，采用?15mm×2 000 mm鍍鋅鋼管進行注漿，注漿孔深3 m，注漿終壓2 MPa，注漿孔間排距：1 500 mm×1 500 mm，孔徑?32 mm。

巷道底板注漿加固注漿孔布置如圖17所示。

圖17 底板注漿孔布置Fig.17 Layout of grouting holes in bottom plate

4.3 巷道底鼓控制效果分析

-950水平回風大巷底鼓嚴重段卸壓加固后，采用十字布點法對卸壓加固段的巷道進行10個月的底板變形位移觀測，每隔15 d收集1次數據，其底板位移變形情況如圖18所示。圖18中，1、2號測點為爆破注漿段底板位移監測點，3號測點為未修復段底板位移監測點；底板爆破+注漿修復加固后，底板變形較未修復段減少了36.7%～49%，試驗觀測期間，巷道幫角、底板未發生明顯變形破壞；因此，底板松動爆破+注漿加固的底板支護方案具有一定的底鼓控制效果，能夠有效地減緩巷道底鼓變形速度。

圖18 巷道底板位移變化Fig.18 Displacement variation of roadway floor

5 結 論

1)-950 m水平回風大巷底鼓現象與圍巖結構、礦物成分、水理作用、支護強度、原巖應力有關，原巖應力、水理作用是導致巷道底板嚴重底鼓的主要原因。

2)針對深部構造應力富水軟巖巷道強烈底鼓問題，提出了底板松動爆破卸壓和注漿強化圍巖自身承載能力的聯合控制方法。

3)工業試驗結果表明，采用底板松動爆破+注漿加固的聯合支護方案后，巷道底板圍巖處于穩定狀態，巷道在300 d內最大底鼓量為310 mm，較無支護狀態底鼓變形量減少了36.7% ～ 49.0%，該聯合支護方案有效控制了深部構造應力富水軟巖巷道強烈底鼓問題。