段云鵬

(山西晉城煤業(yè)集團 勘察設計院有限公司， 山西 晉城 048006)

井工開采期間發(fā)生沖擊地壓災害時，顯現(xiàn)位置多集中于工作面兩側的巷道內，尤其以沿空側巷道超前段為主。研究統(tǒng)計表明，85%以上的沖擊顯現(xiàn)位置發(fā)生于沿空側巷道超前工作面0～100 m[1]，因此有必要針對此區(qū)域沖擊顯現(xiàn)發(fā)生的原因進行分析。

沖擊顯現(xiàn)發(fā)生的機理相關學者研究較多，潘俊峰等[2]依據(jù)微震監(jiān)測結果提出了巷道沖擊啟動理論；何江[3]研究了動靜組合誘發(fā)沖擊地壓機理；李夕兵等[4]建立了煤巖體動靜組合作用下的破壞準則；彭維紅、溫穎遠等[5-6]采用數(shù)模模擬研究了動載對巷道沖擊破壞特性。本文以沖擊啟動理論和動靜載疊加誘發(fā)沖擊機理為思路對沿空側巷道超前段發(fā)生沖擊顯現(xiàn)的原因進行分析，并在此基礎上提出相應的防治措施，以期為沿空側巷道防沖提供借鑒。

1 工程地質概況

甘肅靖遠煤電股份有限公司寶積山煤礦在開采井田內的七采區(qū)時，由于采區(qū)處于一向斜地質構造的翼部區(qū)域，因此采區(qū)內的煤層存在傾角漸變效應。針對不同區(qū)域煤層的開采，所布置工作面的傾角也有所不同，且開采深度也隨之增加。七采區(qū)內703綜放工作面回采期間曾發(fā)生幾次較為嚴重的動力顯現(xiàn)事故，當進入深部705綜放工作面開采時，動力顯現(xiàn)事故愈發(fā)嚴重，一度造成工作面的停滯，對生產(chǎn)造成了嚴重的影響。七采區(qū)內工作面布置相對位置關系的剖面情況見圖1.

圖1 七采區(qū)內工作面布置剖面圖

705綜放工作面平均埋深接近600 m，煤層平均厚度為10.6 m，工作面平均傾向長度為90 m，工作面內落差在0.5～2.5 m的小斷層地質構造較為發(fā)育。705工作面掘進期間礦壓顯現(xiàn)事故較少，而當其進入回采階段時，隨著工作面的回采，在采區(qū)內沿空側的705回風平巷超前段發(fā)生了多次礦壓動力顯現(xiàn)事故，分布圖見圖2.

圖2 705綜放工作面礦壓動力顯現(xiàn)分布圖

由圖2可知，在705綜放工作面回采初期，較為嚴重的礦壓動力顯現(xiàn)事故發(fā)生了5起，其中在工作面一次見方、二次見方和三次見方期間礦壓顯現(xiàn)劇烈，對705回風平巷超前段造成了破壞，同時工作面液壓支架也發(fā)生了壓架事故。而在705綜放工作面回采初期，受F10小斷層的活化擾動影響，當工作面推進至一次見方期間時705回風平巷發(fā)生了較為嚴重的沖擊地壓事故，即“7.18”沖擊地壓事故，造成了705回風平巷的嚴重破壞和作業(yè)人員的受傷，對705工作面的后續(xù)安全高效開采造成了阻礙。

由于705綜放工作面開采期間礦壓動力顯現(xiàn)事故頻發(fā)，對七采區(qū)內煤層和頂?shù)装鍘r層進行了沖擊傾向性鑒定，鑒定結果表明七采區(qū)主采的3號煤層具有強沖擊傾向性，其頂?shù)装寰哂腥鯖_擊傾向性。因此有必要針對七采區(qū)內工作面進行防沖治理，防止后續(xù)開采過程中嚴重礦壓動力顯現(xiàn)的發(fā)生。

2 沖擊機理力學分析

圖3 靜載應力疊加力學模型圖

由圖3a)可知，本工作面上端頭一定范圍的實煤體將會受到較高的支承應力作用，其最大峰值應力為原巖應力的n倍(n取值往往大于3)，在這樣較高的支承應力作用下，該范圍內的實體煤趨于臨界失穩(wěn)狀態(tài)，極其不穩(wěn)定，可視為沖擊啟動區(qū)。圖3b)為圖3a)沿著A-A′剖面線的剖面圖，從圖中可知沿空側回風順槽實體煤幫側的沖擊啟動區(qū)不僅僅受到較高的支承應力，同時還受到周圍煤體對其產(chǎn)生的圍壓應力?；谀?庫倫強度準則[7]，可以對高支承應力影響區(qū)煤體的臨界支承壓應力進行計算，計算公式如下：

(1)

式中：

σmax—沖擊啟動區(qū)煤體的極限抗壓強度，MPa；

σ3—周圍煤體對其產(chǎn)生的圍巖應力，MPa；

C—煤體的內聚力，MPa；

φ—煤體的內摩擦角，(°).

可知當σ3取值為0 MPa時，沖擊啟動區(qū)煤體失穩(wěn)破壞所需的臨界支承壓應力最小，計算公式如下：

多維尺度分析是基于數(shù)據(jù)空間距離來探索觀察量的內在結構，以二維(三維)空間居多，將觀察量以點分布的形式描述其在空間所處位置。不同觀察量所呈現(xiàn)點的位置的空間距離遠近代表了其相似性的高低。相似度越高的關鍵詞越易聚攏形成學科熱點。同時，越靠攏中心位置的關鍵詞表明其中介中心性越強，與其相聯(lián)系的關鍵詞越多，其越處于所在研究的核心位置；反之則越少，越處于邊緣。以22個高頻關鍵詞所構建的相異系數(shù)矩陣導至SPSS 21.0進行多維尺度分析(結果如圖4)，設置標準Z分數(shù)，擬合參數(shù)值如下：Stress=0.24，RSQ=0.63。說明高頻詞間擬合度有待提升。

(2)

式中：

[σmax]min—沖擊啟動區(qū)煤體失穩(wěn)破壞所需的最小臨界支承壓應力，MPa.

對于具體的煤體其內聚力和內摩擦角是一定的，隨著周圍煤體對其產(chǎn)生的圍巖應力σ3的增大，沖擊啟動區(qū)煤體失穩(wěn)破壞所需的臨界支承壓應力也相應增大，即需要在較高的動靜載疊加作用下才能發(fā)生失穩(wěn)破壞而沖擊啟動。而圍巖應力σ3的存在也導致沖擊啟動區(qū)煤體由彈塑性狀態(tài)向應力軟化狀態(tài)過度，因此對于其失穩(wěn)破壞的數(shù)值模擬不能采用傳統(tǒng)的彈塑性模型，而應該選用應變軟化模型進行模擬分析。

同時，基于太沙基理論可知沖擊啟動區(qū)煤體將會對下方底板產(chǎn)生一定的壓力作用，與水平構造應力σx共同作用下，將導致底板煤巖體產(chǎn)生較大范圍的塑性破壞，在工作面回采引起的劇烈動載擾動作用下瞬間滑移失穩(wěn)涌入巷道內，進而造成底板沖擊顯現(xiàn)的發(fā)生,底板煤巖體沖擊破力學模型見圖4.

圖4 底板煤巖體沖擊破力學模型圖

3 動靜載疊加作用下沖擊啟動模擬研究

3.1 數(shù)值模型的建立及參數(shù)確定

由于沖擊啟動區(qū)內煤體受到周圍煤體對其產(chǎn)生的圍壓應力，表現(xiàn)出一定的應變軟化特征，因此在應用FLAC3D軟件進行數(shù)值模擬研究時，不能采用圖5a)所示的彈脆塑性本構模型，而應該采用圖5b)所示的應變軟化本構模型。二者的本質區(qū)別為峰后階段的應力-應變曲線不同，具體為應變軟化模型峰后殘余強度是緩慢下降至某一強度值，而彈脆塑性模型峰后殘余強度是瞬間下降至某一強度值。

圖5 兩種本構模型的應力-應變曲線圖

應變軟化模型的煤巖物理力學參數(shù)可以參照實驗室測試的705工作面煤樣在一定圍壓的應力-應變曲線，在此基礎上采用試錯法確定數(shù)值模擬模型的賦值參數(shù)。當數(shù)值模擬模型的體積模量、剪切模量和密度參數(shù)大小分別取值為1.29 GPa、0.83 GPa和1 350 kg/m3時，且內聚力和內摩擦角隨著應變變化取值見表1，此時實驗室測試的應力-應變曲線與數(shù)值模擬運算后的應力-應變曲線吻合性較好，見圖6.

表1 內聚力和內摩擦角最優(yōu)參數(shù)表

圖6 數(shù)值模擬與實驗測試的應力-應變曲線圖

3.2 動靜載疊加誘發(fā)沖擊分析

分別模擬研究了不同靜載相同動載和不同動載相同靜載兩種情況下數(shù)值模擬模型的應力-應變曲線，以此來分析靜載和動載在動靜載疊加誘發(fā)沖擊顯現(xiàn)中所起到的作用。其中模擬不同靜載相同動載條件時，靜載為對數(shù)值模擬模型預先加載至20%、40%、60%和80%的最小臨界支承壓應力[σmax]min，動載為采用0.06 m/min的加載速率；模擬不同動載相同靜載條件時，靜載為對數(shù)值模擬模型預先加載至20%的最小臨界支承壓應力[σmax]min，動載分別采用0.06 m/min、0.6 m/min、3 m/min的加載速率。數(shù)值模擬結果見圖7.

圖7 不同動靜載疊加作用下的應力-應變曲線圖

由圖7a)可知，隨著數(shù)值模擬模型初始靜載的增加，其在相同動載疊加擾動作用下軸向壓應力呈增大趨勢，且發(fā)生破壞所需要的應變呈減小趨勢，說明高靜載低動載情況下數(shù)值模擬模型容易瞬間失穩(wěn)發(fā)生破壞。由圖7b)可知，隨著數(shù)值模擬模型初始動載的增加，其在相同靜載條件下受到動載疊加擾動作用下軸向壓應力同樣呈增大趨勢，且發(fā)生破壞所需要的應變同樣呈減小趨勢，說明高動載低靜載情況下數(shù)值模擬模型容易瞬間失穩(wěn)發(fā)生破壞?？梢?，單獨的動載和靜載對于數(shù)值模擬模型的破壞影響較小，但當動靜載疊加作用較高時，數(shù)值模擬模型容易瞬間失穩(wěn)發(fā)生破壞，即所謂的發(fā)生沖擊啟動。

4 強化控制與巷幫卸壓耦合防治技術

根據(jù)上述研究結果可知，現(xiàn)場為了提高沖擊啟動區(qū)的啟動條件，可以通過加強圍巖控制來提高沖擊啟動區(qū)的圍壓，進而增大沖擊啟動區(qū)所能承載的最小臨界支承壓應力；同時對巷幫煤體進行大直徑水射流鉆孔卸壓，降低沖擊啟動區(qū)本身承受的靜載荷，致使沖擊啟動區(qū)內煤體要在更高的動載擾動下才能瞬間失穩(wěn)而發(fā)生沖擊啟動。對巷道圍巖采取強化控制與巷幫卸壓耦合防治技術后，巷道圍巖的應力環(huán)境見圖8.

圖8 巷道圍巖垂直應力模擬云圖

由圖8可知，巷道圍巖中由內向外形成了錨網(wǎng)索強化控制“強結構區(qū)”和大直徑水射流鉆孔卸壓“弱結構區(qū)”，強弱結構區(qū)耦合作用實現(xiàn)對于巷道的防沖效果。

強化控制與巷幫卸壓耦合防治技術前后的巷道圍巖結構彎矩分布情況見圖9.

圖9 巷道圍巖結構的彎矩分布圖

由圖9b)可知，巷道圍巖結構上的彎矩分布更加均勻，且彎矩最大值也要比圖9a)中的小很多。此時底板最大彎矩由原來的2.37×105N·m降低至1.7×105N·m，降幅為28.3%；實體煤幫側最大彎矩由原來的2.4×105N·m降低至1.2×105N·m，降幅為50.0%；煤柱幫側最大彎矩由原來的2.7×105N·m降低至1.5×105N·m，降幅為44.4%. 可見，采取強化控制與巷幫卸壓耦合防治技術后巷道圍巖應力環(huán)境更加均質，不易存在局部高應力集中，進而實現(xiàn)對于巷道圍巖發(fā)生沖擊的防治目的。

5 結 論

1) 工作面回采期間沿空側巷道超前段容易誘發(fā)沖擊的原因為上端頭實體煤幫內一定范圍的煤體將受到較高的支承應力作用，處于高靜載應力狀態(tài)；同時高靜載作用范圍內煤體受周圍煤體對其產(chǎn)生的圍壓應力，導致其由彈塑性狀態(tài)向應力軟化狀態(tài)過度。

2) 數(shù)值模擬采用試錯法確定了數(shù)值試件的賦值參數(shù)，并研究了不同靜載相同動載和不同動載相同靜載兩種情況下數(shù)值模擬模型的應力-應變曲線，指出單獨的動載和靜載對于數(shù)值模擬模型的破壞影響較小，而在動靜載疊加作用較高時，模擬試件容易瞬間失穩(wěn)發(fā)生沖擊破壞。

3) 提出了針對沖擊啟動區(qū)的強化控制與巷幫卸壓耦合防治技術，并通過數(shù)值模擬巷道圍巖垂直應力云圖演化規(guī)律和現(xiàn)場監(jiān)測巷道圍巖結構的彎矩分布情況驗證了該技術的可行性。