王愛文，范德威，潘一山,，代連朋，肖永惠，徐連滿，陳建強

(1.遼寧工程技術大學 力學與工程學院，遼寧 阜新 123000；2.遼寧工程技術大學 沖擊地壓研究院，遼寧 阜新 123000；3.遼寧大學 物理學院，遼寧 沈陽 110036；4.東北大學 深部金屬礦山安全開采教育部重點實驗室，遼寧 沈陽 110819；5.神華新疆能源有限責任公司，新疆 烏魯木齊 830027)

0 引 言

沖擊地壓是煤礦嚴重的動力災害之一，基于沖擊地壓機理的工程治理是當今巖石力學界和采礦界共同面臨的工程難題[1-3]。縱觀沖擊致災的物理過程，雖然沖擊地壓往往在毫秒級至秒級的瞬間完成，但其仍然可分為沖擊啟動點前的孕育階段和沖擊啟動點后的破壞階段。因而，沖擊地壓的工程治理也就主要集中在沖擊啟動前的“防”與沖擊啟動后的“止”2個方面。煤礦沖擊地壓具有致災范圍廣、應力擾動頻發(fā)與不確定性強等特征，一方面，沖擊地壓工程治理應強調(diào)煤巖應力調(diào)控主動防預，另一方面，沖擊地壓啟動后的能量耗散止沖治理工作也是重中之重[4-5]。需要強調(diào)的是，沖擊啟動后的有效止沖對削弱沖擊破壞程度具有重要意義。

據(jù)統(tǒng)計，90%以上的沖擊地壓事故發(fā)生在巷道中[6-9]。沖擊地壓啟動后，煤巖系統(tǒng)儲存的彈性能瞬間釋放，造成巷道與支護結構毀壞、采掘空間嚴重變形甚至合攏。合理的防沖支護能夠有效吸收消耗沖擊能，減少巷道沖擊破壞，為采掘作業(yè)地點施工人員保障生命空間。因此，基于能量“釋放-吸收”過程的煤礦巷道吸能防沖支護設計已然成為當今沖擊地壓防治的科研熱點。近年來，國內(nèi)外學者基于能量理論在沖擊地壓巷道支護設計方法與支護裝備方面開展了大量研究。20世紀70年代，文獻[10]提出了能量支護理論，認為支護結構與圍巖相互作用、共同變形，在變形的過程中，圍巖釋放一部分能量，支護結構吸收一部分能量。文獻[11]指出有巖爆危險巷道的支護原則應當遵循靜態(tài)彈性動態(tài)柔性原則(SEDD)，支護系統(tǒng)中的主要支護構件必須具備峰前高強度彈性和峰后大變形柔性性能，支護系統(tǒng)中的附屬結構必須能夠適應圍巖的大變形同時保持一定的支護強度。文獻[12]針對南非金屬礦山的巖爆破壞現(xiàn)象，分析了震源距離、振動速度、巷道方位與震源的角度以及巷道和采場的地質(zhì)條件與圍巖破碎程度等影響因素對巖爆破壞的影響規(guī)律，提出采用屈服錨桿進行巖爆危險區(qū)域支護。文獻[13-14]提出了一種新型巖爆危險巷道的動態(tài)支護方法，即基于最大微震事件評價結果，估算巷幫質(zhì)點震動峰值速度能力實現(xiàn)巷道圍巖的穩(wěn)定性評價與支護設計，指出沖擊危險巷道支護設計并不是取代靜載荷下的支護設計，而是在考慮靜載荷的基礎上附加的設計，目的是增加圍巖抵抗沖擊載荷的能力，提出基于FOS(Factor of safety )的設計方法。潘一山等[15]等對沖擊地壓巷道圍巖破壞原因和機理進行分析，建立了“圍巖-吸能材料-鋼支架”沖擊吸能耦合支護模型，研究了吸能耦合支護結構的沖擊能耗散機理，從能量吸收角度考慮吸能耦合支護方法。高明仕等[16]結合巷道圍巖結構以及沖擊應力波在圍巖中傳播耗散特性，建立了沖擊地壓巷道圍巖穩(wěn)定性控制的“強-弱-強”力學模型，給出了支護體沖擊破壞的能量準則和應力判據(jù)。鞠文君[17]基于沖擊地壓能量理論提出了沖擊地壓巷道能量校核設計法，其設計程序為巷道沖擊危險性評價→計算剩余能量→提出初步設計→支護系統(tǒng)吸能校核，最終得出錨桿支護主要構件吸能指數(shù)。

筆者通過已有研究成果可知，沖擊地壓造成巷道變形與破壞的本質(zhì)是：巷道支護-圍巖系統(tǒng)在外部能量突然輸入下造成的動力破壞。外部能量主要來自3個方面：①采掘與構造應力作用下巷道周圍形成彈性能；②煤層頂板斷裂釋放的能量；③采場附近斷層錯動釋放的能量。巷道沖擊地壓具有典型的動力學特征，沖擊振動產(chǎn)生的應力波，在煤巖體中傳播引起巷道強烈振動或破壞。因此，厘清沖擊地壓的物理過程、明確沖擊地壓的釋能主體以及估算致沖圍巖的釋能量成為巷道吸能支護參數(shù)化設計的量化依據(jù)與前提。筆者系統(tǒng)分析了煤體壓縮型、頂板斷裂型和斷層錯動型巷道沖擊地壓的破壞特征與能量估算；基于沖擊地壓類型的估算能級、圍巖破壞特征，提出吸能支護方式的選擇原則，給出了沖擊地壓巷道三級吸能支護的能量計算方法。

1 巷道沖擊地壓類型及能量估算與破壞特征

1.1 煤體壓縮型沖擊地壓能量與破壞特征

煤體壓縮型沖擊地壓由煤體壓縮失穩(wěn)而產(chǎn)生，如圖1所示，包括重力和水平構造應力引起的2種。煤層厚度越大越易于發(fā)生煤體壓縮型沖擊地壓[18-19]。

圖1 煤體壓縮型沖擊地壓Fig.1 Coal mass compress rockburst

1.1.1 煤體壓縮型沖擊地壓能量的估算

煤體壓縮型沖擊地壓釋放能量主體為煤體，文獻[20]將巷道簡化為一半徑為a的圓形巷道，根據(jù)擾動響應失穩(wěn)理論得到巷道在臨界狀態(tài)下彈性區(qū)貯存的能量W為

(1)

式中：σc為煤體單軸抗壓強度，MPa；υ為煤體泊松比；E為彈性模量，MPa；K為沖擊傾向性指數(shù),在數(shù)值上等于沖擊能量指數(shù)。

由式(1)可以看出，煤體的沖擊傾向性指數(shù)、煤體單軸抗壓強度以及巷道半徑對煤體壓縮型沖擊地壓釋放能量影響較大。例如，對于強沖擊傾向性煤體取單軸抗壓強度為25 MPa、沖擊傾向性指數(shù)K為5、彈性模量為3.0 GPa，對于弱沖擊傾向性煤體取單軸抗壓強度為10 MPa、沖擊傾向性指數(shù)K為0.8、彈性模量為3.0 GPa，則按照式(1)可計算出，煤體壓縮型沖擊地壓釋放能量一般不大于106J。

1.1.2 煤體壓縮型沖擊地壓的破壞特征

煤體壓縮型沖擊地壓易于發(fā)生在煤柱位置，回采工作面及前方的支承壓力區(qū)；構造應力大的煤巷掘進面及附近巷道，緊閉型向背斜軸附近的采煤面，宏觀破壞特征表現(xiàn)為“點”或“線”狀，煤壁片幫、拋出或鼓出，與主應力垂直方向的巷道內(nèi)有些個破壞點，見表1。

表1 煤體壓縮型沖擊地壓能量與破壞特征Table 1 Characteristics of energy and failure of coal mass compress rockburst

煤體壓縮型沖擊地壓發(fā)生時應力波在煤層內(nèi)向巷道傳播，巷道破壞多以煤層兩幫移近為主，常造成錨桿錨固端脫黏滑移、淺部圍巖破壞、錨桿螺紋脫扣或斷裂，厚煤層條件時存在底鼓與頂板下沉，其典型破壞如圖2所示。

圖2 典型煤體壓縮型沖擊地壓巷道破壞情況Fig.2 Typical failure forms of coal mass compress rockburst

2017年1月17日山西擔水溝煤礦發(fā)生沖擊地壓，超過200 m長巷道嚴重破壞，其原因是工作面超前支承壓力、已采工作面?zhèn)认蚬潭ㄖС袎毫袜徑簩庸ぷ髅婧蠓街С袎毫ΟB加后形成高應力，作用到本工作面運巷槽后誘發(fā)沖擊地壓，沖擊類型為以采動應力為主的煤體壓縮型沖擊地壓。

1.2 頂板斷裂型沖擊地壓能量與破壞特征

頂板斷裂型沖擊地壓由頂板巖層拉伸失穩(wěn)而產(chǎn)生，以頂、底板巖層釋放變形能為主，如圖3所示。

圖3 頂板斷裂型沖擊地壓Fig.3 Roof crack rockburst

黑龍江雙鴨山礦區(qū)、北京門頭溝礦、新汶華豐煤礦等頂板較堅硬，易于發(fā)生頂板斷裂型沖擊地壓。

1.2.1 頂板斷裂型沖擊地壓能量的估算

頂板斷裂型沖擊地壓震源在厚度較大、完整性較好的堅硬頂?shù)装鍘r層，釋放能量主體為頂?shù)装鍑鷰r，文獻[20]將煤層簡化為具有剛度系數(shù)為n的彈性地基，給出了單位寬度頂板斷裂釋放能量W為

(2)

其中，

式中：p為頂板上覆巖層載荷；Lcr為臨界采空區(qū)跨度；H為頂板巖層厚度。

研究表明，一般頂板斷裂型沖擊地壓，頂板巖層厚度一般不低于10 m，且?guī)r層抗拉強度較大，根據(jù)式(2)可計算得到，堅硬頂板斷裂時釋放能量一般不低于106J。

1.2.2 頂板斷裂型沖擊地壓的破壞特征

頂板斷裂型沖擊地壓發(fā)生時，頂板斷裂產(chǎn)生動載應力波在煤巖體中傳播至巷道附近與靜載應力疊加造成巷道破壞，釋放能量較大，包括頂板斷裂能和煤體壓縮的彈性能。巷道破壞多以底鼓與頂板下沉為主，同時存在兩幫收斂，其典型破壞如圖4所示。

圖4 典型頂板斷裂型沖擊地壓巷道破壞情況Fig.4 Typical failure forms of roof crack rockburst

2016年7月22日黑龍江東保衛(wèi)煤礦三采區(qū)36煤層-570 m工作面軌道巷發(fā)生釋放能量為2×106J沖擊地壓。該工作面缺失直接頂，基本頂為堅硬的7 m厚粗砂巖，頂板垮落不及時，導致-570 m左工作面采空區(qū)和上部采空區(qū)連為一體，存在大面積懸頂，沖擊類型為頂板斷裂型沖擊地壓。

頂板斷裂型沖擊地壓的破壞性較強，工作面、附近巷道較大區(qū)域甚至地面受影響。易于發(fā)生在有較硬或堅硬頂(底)板的采掘工作面及前方巷道內(nèi)；堅硬頂板采掘工作面附近的采空區(qū)內(nèi)或工作面前方。宏觀破壞特征表現(xiàn)為“面積”狀，破壞范圍較大、較重且集中，有幾個破壞點或連成一片或者呈“立體區(qū)域”，通常波及上下煤層，見表2。

表2 頂板斷裂型沖擊地壓能量與破壞特征Table 2 Characteristics of energy and failure of roof crack rockburst

1.3 斷層錯動型沖擊地壓能量與破壞特征

斷層錯動型沖擊地壓由斷層圍巖體剪切失穩(wěn)而產(chǎn)生，如圖5所示。躍進礦、千秋礦、龍家堡礦和鮑店礦多次發(fā)生斷層錯動型沖擊地壓。

圖5 斷層錯動型巷道沖擊地壓Fig.5 Roadway rockburst caused by fault dislocation

1.3.1 斷層錯動型沖擊地壓能量的估算

斷層錯動型沖擊地壓震源在斷層，以斷層上下盤錯動釋放能量為主，文獻[20]建立了斷層帶及圍巖系統(tǒng)分析模型，給出了沿斷層走向取單位厚度斷層圍巖錯動釋放能量估算式為

(3)

式中：h為斷層落差；X為斷層帶圍巖寬度1/2；G為斷層帶圍巖剪切模量；S為遠場剪切位移；l為斷層帶寬度1/2；Sl為斷層錯動后遠場的剪切位移；ul為斷層錯動后斷層帶剪切位移；u為斷層常產(chǎn)生剪切位移；f(P,γ)為斷層帶巖石介質(zhì)的非線性本構關系式;P為遠場應力；γ為斷層帶介質(zhì)剪應變。

由式(3)可以看出，斷層錯動釋放能量與斷層帶及圍巖系統(tǒng)巖性、斷層落差成正比例，釋放能量量級在107J以上，較煤體壓縮型沖擊地壓和頂板斷裂型沖擊地壓釋放能量大。且因斷層面的黏滑特性，在短時間內(nèi)容易發(fā)生二次錯動，造成更為嚴重的沖擊破壞。

1.3.2 斷層錯動型沖擊地壓的破壞特征

斷層錯動型沖擊地壓發(fā)生時，斷層錯動產(chǎn)生應力波在煤巖體中傳播至巷道附近與靜載應力疊加造成巷道破壞，釋放能量巨大。沖擊造成巷道頂板下沉、底板底鼓、兩幫收斂，甚至閉合，其典型破壞如圖6所示。2019年6月9日吉林龍家堡煤礦在開采305工作面時誘發(fā)了斷層的活動，在20 min內(nèi)先后發(fā)生釋放能量分別為1.5×108J和1.17×107J的沖擊地壓，造成220 m巷道嚴重破壞，地面出現(xiàn)明顯震感，為典型的斷層錯動型沖擊地壓。

圖6 典型斷層錯動型沖擊地壓巷道破壞情況Fig.6 Typical failure forms of fault movement rockburst

斷層錯動型沖擊地壓破壞性極強，斷層附近受影響較大甚至地面，易發(fā)生在受采空影響的活動性斷層及回收斷層兩側的較大煤柱處。宏觀破壞特征表現(xiàn)為“立體區(qū)域”，波及范圍大；斷層附近，破壞極嚴重，往往波及地面，破壞特征見表3。

表3 斷層錯動型沖擊地壓能量與破壞特征Table 3 Characteristics of energy and failure of fault movement rockburst

2 基于巷道圍巖結構特征的支護方式選擇

2.1 沖擊地壓巷道梯度結構特征

與普通煤層巷道相比，煤層沖擊地壓巷道開挖后，通常采取鉆孔卸壓、卸壓爆破以及煤層注水等卸壓措施弱化煤巖層，以使深部煤巖體裂紋擴展、強度弱化、應力轉(zhuǎn)移；采用U/O型棚支架或門式吸能支架在巷道內(nèi)部進行吸能支護；采用錨桿-錨索等對淺部松動圍巖進行錨固支護，錨桿-錨索、U/O型棚以及門式吸能支架構成了沖擊地壓巷道的三級吸能支護結構如圖7所示，吸收沖擊能量，削弱沖擊能對支護及巷道圍巖的破壞；在支護與卸壓工程的雙重作用下巷道圍巖形成以巷內(nèi)支護層、錨固層、卸壓層以及彈性層為主多層結構。巷內(nèi)支護層、錨固層、卸壓層以及彈性層內(nèi)介質(zhì)的密度、強度等物理力學特性沿巷道徑向方向上呈梯度變化，造成巷道圍巖體呈現(xiàn)顯著的梯度結構特征。

圖7 沖擊地壓巷道圍巖結構特征Fig.7 Structural characteristics of surrounding rock in rockburst roadway

由巷道沖擊地壓類型及釋放能量估算可知，造成巷道破壞的遠場外部能量主要來自3個方面：①采掘與構造應力作用下巷道周圍形成彈性能；②煤層頂板斷裂釋放的能量；③采場附近斷層錯動釋放的能量。傳統(tǒng)的開采布局、保護層開采等區(qū)域防治措施能夠降低遠場外部能量;鉆孔卸壓、煤層注水及爆破等局部防沖措施能夠降低近場能量的積聚，吸收遠場輸入的能量[21]。因此，沖擊地壓巷道支護應該在巷道圍巖結構特征的基礎上考慮能量的釋放與吸收。目前，關于卸壓層內(nèi)煤巖吸收耗散沖擊能的研究還處于探索階段，未能形成成熟的理論。鑒于此，筆者主要考慮支護層的吸能作用，暫不考慮卸壓層的耗能作用，從安全角度來講這也是合理的。

2.2 吸能支護方式選擇原則

1)沖擊能量分級設防原則。由于沖擊地壓發(fā)生機理復雜，影響因素眾多，沖擊地壓釋放能量主體不同、能量級別不同。即使是能量主體相同，釋放能量的震源位置與巷道支護-圍巖系統(tǒng)的距離不同，造成沖擊破壞程度及顯現(xiàn)形式不同。因此，在沖擊地壓巷道支護時，不但要考慮巷道靜載變形穩(wěn)定的基本問題，還應考慮能量輸入造成的動載擾動及輸入能量有效吸收問題。由于遠場輸入能量的大小及其與巷道距離不同，對支護方式、支護強度及支護吸能量的要求也不盡相同，因此應采用分級別支護，滿足不同級別的防沖需要。

2)錨桿-錨索主動支護優(yōu)先原則。錨桿與錨索已經(jīng)成為煤礦巷道首選支護方式，對于沖擊地壓巷道，也應優(yōu)先選用錨桿與錨索支護。因此從巷道支護角度上，應采用吸能錨桿或高沖擊韌性錨桿，通過全長錨固方式或注漿錨固，增強錨桿對圍巖的控制作用，吸能錨桿或高沖擊韌性錨桿植入到巷道周圍煤巖體內(nèi)與圍巖形成的錨固巖體，能夠保持圍巖完整性，改善巷道圍巖應力分布，增加圍巖承載能力，且沖擊傾向性大幅降低，從而提高圍巖抵抗沖擊破壞的能力。另一方面，全長錨固或注漿錨固增加了錨桿與圍巖接觸面的阻尼性能，錨固圍巖的吸能性能增加，有效吸收沖擊能量。

3)全斷面主-被動聯(lián)合支護原則。沖擊地壓巷道服務期間，頻繁承受動載擾動作用，造成錨桿錨索支護累積損傷，特別是特厚煤層巷道，單純的采用錨桿錨索主動支護方式，在強沖擊條件可能造成巷道冒頂、片幫等。因此應采用巷內(nèi)被動支護，避免沖擊冒頂、片幫與底鼓等。

4)支護-卸壓耦合作用原則。支護與卸壓工程是巷道沖擊地壓防治工作中不可或缺的兩項重要工作，在支護與卸壓工程的雙重作用下巷道圍巖形成以巷內(nèi)支護層、錨固層、卸壓層以及彈性層為主的多層結構。沖擊地壓發(fā)生時，遠場釋放的能量，經(jīng)過傳播、衰減，最終作用于支護圈層上，導致巷道的強烈振動或破壞。因此，進行沖擊危險巷道支護時應考慮卸壓圈層對沖擊能的吸收衰減作用，同時也應考慮卸壓對圍巖力學性能的弱化作用，選擇合理的支護方式及支護參數(shù)，使圍巖卸壓與支護共同承載吸收沖擊能，進而降低沖擊能造成巷道破裂程度。

5)巷道支護結構整體穩(wěn)定性原則。無論是支護系統(tǒng)與設備充分發(fā)揮自身支護強度，還是在沖擊動載作用下發(fā)揮自身并調(diào)動圍巖協(xié)調(diào)發(fā)揮能量耗散的功能，都要以支護系統(tǒng)的穩(wěn)定性為前提。一般地，支護結構發(fā)生失穩(wěn)均在其本身的薄弱點，或圍巖漏冒，或強度剛度不足，或變形適應性差。因此，為加強支護-圍巖系統(tǒng)的整體穩(wěn)定性，應深入開展支護設備間的適配性研究。如充分發(fā)揮錨桿錨索的主動支護優(yōu)勢，集中發(fā)揮U/O型棚的圍巖護表穩(wěn)定性功能，加強液壓支架支護效果等，并重視基于多種設備間協(xié)調(diào)互饋特性的巷道圍巖支護控制方法。

6)經(jīng)濟適用性原則。從經(jīng)濟角度看，錨桿錨索等一次性支護構件應考慮間排距，避免過度浪費；對于可回收的巷內(nèi)支護構件如U/O型棚、液壓抬棚、液壓支架等應減少其支護結構的沖擊破壞，遵循可回收與重復利用原則，減少經(jīng)濟投入。

3 防沖吸能支護裝備及力學特性

由普通錨桿、錨索、吸能套筒與吸能托盤組成的具有徑向分布吸能功能的巷道吸能錨桿索[21](圖8)。普通錨索位于首端，懸吊在巷道圍巖深部；吸能套筒將普通錨索與錨桿首尾連接，錨桿全長錨固巷道淺部圍巖，在其尾部巷道表面安設吸能托盤。沖擊地壓發(fā)生時，錨桿在吸能套筒內(nèi)徑向滑移吸收能量、尾部吸能托盤徑向壓縮變形吸收能量，在入射與反射端削弱沖擊能對錨固巖體的破壞作用，同時解決了普通錨桿尾部破斷、桿體斷裂、錨固脫黏及失去托錨基礎等問題。吸能錨索吸能阻力為140 kN，在沖擊時，吸能錨桿索的吸能構件首先軸向拉伸/壓縮吸能，避免了錨桿桿體塑性伸長，使之保持對圍巖的控制作用。吸能防沖錨桿索，通過引導控制能量的釋放和轉(zhuǎn)化，將高能量消耗在主動讓壓過程中，有效抵御沖擊載荷對錨固圍巖體的破壞，保證巷道圍巖和支護體系的穩(wěn)定。

圖8 吸能防沖錨桿(索) [21]Fig.8 Energy absorbing anchor(cable)[21]

利用卡攬將4～6段弧形U型鋼相互搭接組成的吸能O型棚如圖9所示。吸能O型棚在兩段搭接處的U型鋼接觸面進行增阻處理，解決了沖擊載荷作用時各搭接處發(fā)生非均勻收縮與非穩(wěn)定滑移及阻力突跳問題。沿巷道軸向按照一定間距布置O型棚形成籠式支護結構，整體支護性較好，護表性較強，沖擊發(fā)生時相互搭接處發(fā)生滑動收縮，將圍巖的沖擊轉(zhuǎn)化為支架自身的環(huán)向收縮吸收沖擊能，控制巷道環(huán)向變形均勻，并保持整體構形穩(wěn)定。單架環(huán)向可縮吸能O型棚支架，最大環(huán)向收縮量為1.2 m，吸能量為150～200 kJ[21]。

圖9 吸能O型棚Fig.9 Energy absorption O-shed

利用自適應防沖液壓支柱、防沖抗底鼓支架底梁與高強度支架頂梁的結構與功能互補研制的吸能液壓支架(圖10)。吸能液壓支架利用安全閥組實現(xiàn)高靜載慢速收縮，利用薄壁預折紋方筒結構的穩(wěn)定屈曲實現(xiàn)高速沖擊動載條件下快速自適應變形讓位、吸收沖擊能[21]。支架單根立柱的吸能阻力為2 000 kN，吸能量可達400 kJ，由3個立柱組成的門式吸能液壓支架整架支護阻力可達6 000 kN，吸能讓位位移可達200 mm，吸能量可達106J。有效解決了靜載支架大變形、動載液壓閥開啟受限、支柱爆缸、底梁折斷等問題[21]。

圖10 吸能液壓支架Fig.10 Energy absorption hydraulic Support

4 沖擊地壓巷道三級吸能支護參數(shù)的能量計算方法

4.1 三級吸能支護分級支護特點

如前所述，與普通巷道相比，沖擊地壓巷道的支護-近場圍巖系統(tǒng)存在遠場能量動力輸入。對于低級別的沖擊地壓，采用吸能錨桿索支護一級支護方式，調(diào)動圍巖自身性能抵抗和吸收沖擊能；對于高級別的沖擊地壓在錨桿支護的基礎上，增加巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)構成二級支護，增加支護強度及護表能力與吸能能力；對于更高級別可能造成巷道整體破壞的沖擊地壓，在錨桿與U/O型棚的基礎上增加液壓支架構成三級支護，提高支護強度同時保障巷道整體穩(wěn)定性。

1)一級支護采用吸能錨桿索，設防目標是低能量沖擊條件下，對于釋放能量在104～105J的沖擊地壓，利用吸能錨桿索引導控制沖擊能轉(zhuǎn)化為錨桿端部及尾部的變形構件吸能，削弱沖擊能對錨桿錨固體的沖擊作用。

2)二級支護采用“吸能錨桿索+巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)”聯(lián)合支護，設防目標較高能量沖擊時，對于釋放能量在105～106J間的沖擊地壓利用吸能錨桿索與吸能O型棚聯(lián)合作用實現(xiàn)功能互補，吸能錨桿索充分調(diào)動圍巖性能，在沖擊時對巷道圍巖實現(xiàn)徑向可控讓位，吸收消耗沖擊能，同時有效彌補巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)支護強度不足問題，而巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)對圍巖在整個斷面上均具有控制作用，不但彌補了吸能錨桿索無法維護巷道淺部破碎圍巖，沖擊護表能力不足問題，而且將圍巖徑向沖擊轉(zhuǎn)化為自身環(huán)向均勻收縮消耗沖擊能，維持巷道環(huán)向均部變形。

3)三級支護采用“吸能錨桿索+巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)+吸能液壓支架”聯(lián)合支護方式，三級支護設防目標高能量沖擊時，對于釋放能量≥106J的沖擊地壓，利用吸能液壓支架具有強力支撐作用，在巷道軸向間隔布置后形成強穩(wěn)定結構，可有效避免強沖擊條件下，吸能錨桿索與巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)的整體失穩(wěn)，保障巷道整體穩(wěn)定性。吸能錨桿索、巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)或吸能液壓支架，通過徑向讓位、環(huán)向可縮以及軸向穩(wěn)定控制對巷道進行三維立體吸能支護，充分利用巷內(nèi)支護體與錨固巖體，共同抵抗吸收沖擊能，實現(xiàn)不同能量級別的沖擊地壓吸能防沖，能夠有效避免沖擊造成巷道頂板下沉、底板底鼓、兩幫收斂，甚至閉合。

4.2 三級吸能支護設計主要流程

三級吸能支護設計主要流程如圖11所示。

圖11 沖擊地壓巷道三級吸能支護能量計算方法流程Fig.11 Energy calculation method of three-level energy absorption support in rock burst roadway

1)確定巷道沖擊地壓的類型及主控因素。依據(jù)沖擊地壓類型及主控因素，選擇吸能支護方式。對于煤體壓縮型沖擊地壓優(yōu)先選擇一級吸能支護方式，特厚煤層條件下選擇二級或三級吸能支護方式；對于頂?shù)装鍞嗔研蜎_擊地壓優(yōu)先選用二級吸能支護方式，其他吸能支護方式備選。對于斷層錯動型沖擊地壓優(yōu)先選用二級或三級吸能支護方式。此外，對于煤體壓縮型、頂板斷裂型以及斷層錯動型復合型沖擊地壓應選擇二級或三級吸能支護方式。

2)調(diào)研獲取礦井沖擊地壓造成巷道破壞情況，主要包括：礦井歷次沖擊地壓造成巷道破壞長度；歷次沖擊地壓造成巷道頂板下沉、巷道底鼓、兩幫收斂情況，巷道表面位移R；巷道支護(錨桿、錨索、支架等)的破壞情況；沖擊時微震系統(tǒng)監(jiān)測到的能量值EL；微震震源距離巷道破壞點的距離L0；待支護設計巷道的地質(zhì)與開采條件，巷寬B，巷高M等。若礦井未發(fā)生過沖擊地壓，采用工程類比法選取相鄰礦井或是地質(zhì)條件與煤層沖擊傾向性相似，且已經(jīng)發(fā)生過沖擊地壓礦井的相關參數(shù)。

3)據(jù)與待設計巷道地質(zhì)與開采條件類似，且發(fā)生過沖擊地壓造成巷道表面位移R，采用理論估算出巷道松動圈層半徑R0。R0=R/ε，ε為煤樣在三軸加載條件下總應變，一般取0.010～0.015。

4)利用監(jiān)測到的震源能量、震源到圍巖沖擊松動R0處的距離L0-R0，采用關系式lg(L0-R0)v′=3.95+0.57ML計算得到?jīng)_擊地壓發(fā)生時巷道松動范圍外邊界R0處的圍巖振動質(zhì)點峰值速度v′，式中ML為震源能量EL對應的微震震級，取巷道松動范圍沖擊運動速度為v=2v′。

5)假設單位走向長度內(nèi)松動圍巖質(zhì)量為m，m=γ1R0B，γ1為松散煤巖容重，則巷道單位走向長度、松動半徑R0內(nèi)的圍巖沖擊產(chǎn)生動能為Ec=mv2/2。

6)令單位走向長度內(nèi)松動圍巖體產(chǎn)生動能Ec剛好被單位走向長度內(nèi)的吸能支護結構所吸收，按照能量平衡原則，采用逐次遞進法進行吸能支護參數(shù)計算。計算時對于同一類型沖擊地壓不同釋放能量，首先按照相關國家標準選取錨桿支護參數(shù)，且進行吸能支護參數(shù)計算時不考慮錨桿支護吸能量，計算單位走向長度內(nèi)吸能防沖錨索的支護間距Nc。當單位走向長度內(nèi)吸能防沖錨索的支護計算間距Nc<0.8 m時，采取二級吸能支護方式。進行二級吸能支護設計時，取單位走向長度內(nèi)吸能防沖錨索間距Nc為0.8 m，進行巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)支護參數(shù)計算，確定巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)的排距U0。當巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)的排距U0小于0.6 m時，選擇3級吸能支護方式。進行三級吸能支護設計時，取單位走向長度內(nèi)吸能防沖錨索間距Nc為0.8 m、巷內(nèi)可縮支護(U/O型棚)的排距U0為0.6 m，進行吸能液壓支架支護參數(shù)計算，確定吸能液壓支架排距。

5 應用算例

5.1 工程概況

某礦為沖擊地壓礦井，埋深接近1 000 m，煤層為特厚煤層，礦井井田斷層發(fā)育，且具有堅硬頂板。煤層回采巷道跨度為5 m，高度為3.8 m。礦井305工作面發(fā)生沖擊地壓時，微震監(jiān)測系統(tǒng)所監(jiān)測的能量為1.5×108J，微震震源距離巷道破壞點的距離80 m，沖擊地壓造成巷道表面位移R=0.6 m。

5.2 計算過程

礦井恢復生產(chǎn)后，與發(fā)生事故的305工作面地質(zhì)與開采條件相似，513工作面采用防沖吸能支護作為沖擊地壓治理手段之一，采用的吸能防沖錨索的單根吸能量為175 kJ，單架吸能O型棚的吸能量為200 kJ，單架吸能支架的吸能量為800 kJ。具體防沖吸能支護設計的步驟如下：

1)確定巷道沖擊地壓的類型為斷層錯動型、頂板斷裂型、煤體壓縮型3種類型沖擊地壓的復合，優(yōu)先選擇“錨桿+吸能防沖錨索+吸能O型棚+液壓支架的三級吸能支護方式。

2)由調(diào)研可知，與513工作面地質(zhì)條件相似的305工作面沖擊地壓事故造成巷道表面位移R=0.6 m，微震系統(tǒng)監(jiān)測到的能量值EL=1.5×108J，微震震源距離巷道破壞點的距離L0=80 m。

3)依據(jù)305工作面沖擊地壓發(fā)生時巷道表面位移R估算巷道圍巖沖擊松動半徑R0，取煤樣在三軸加載條件下總應變ε=1.5%，采用關系式R0=R/ε計算得到巷道圍巖沖擊松動半徑R0=40 m。

4)利用監(jiān)測到的震源能量EL=1.5×108J，根據(jù)微震震級與能量關系換算得到微震震級ML=3.3 ML，最大微震震源到圍巖沖擊松動R0處的距離(L0-R0)=40 m，采用關系式lg(L0-R0)v′=3.95+0.57ML計算得到?jīng)_擊地壓發(fā)生時巷道松動范圍外邊界R0處的圍巖振動質(zhì)點峰值速度v′≈1.7 m/s，取巷道松動范圍沖擊運動速度為v=2v′=3.4 m/s。

5)取煤巖的密度為1 400 kg/m3，則單位走向長度內(nèi)松動圍巖體的質(zhì)量m為1 400 kg /m3，進一步，可計算出巷道沖擊地壓發(fā)生時巷道松動半徑R0內(nèi)的圍巖沖擊產(chǎn)生動能為Ec=mv2/2=1 618 kJ。

6)令單位走向長度內(nèi)松動圍巖體產(chǎn)生動能為Ec剛好被單位走向長度內(nèi)的吸能支護結構所吸收，按照能量平衡原則，采用逐次遞進法進行吸能支護參數(shù)設計。

首選計算采用“錨桿+吸能防沖錨索”一級吸能支護時，按照相關國家標準選取錨桿支護參數(shù)，按照能量平衡原則設計吸能防沖錨索的支護參數(shù)。按照相關國家標準，巷道錨桿支護參數(shù)為，錨桿長度2.2 m，直徑22 mm，間距為0.8 m，排距為0.8 m。取單根吸能防沖錨索的吸能量Es=175 kJ，令單位走向長度內(nèi)松動圍巖體產(chǎn)生動能Ec被吸能防沖錨索吸收，則單位走向長度內(nèi)的吸能防沖錨索的根數(shù)為Ec/Es≈9根，即單位走向長度內(nèi)一排吸能防沖錨索間距Nc為0.55 m。

由于單位走向長度內(nèi)一排吸能防沖錨索間距Nc小于0.8 m，須進行“錨桿+吸能防沖錨索”+“吸能O型棚”的二級吸能支護方式。在進行二級吸能支護參數(shù)計算時，選取單位走向長度內(nèi)一排吸能防沖錨索間距為0.8 m，設計吸能O型棚排距為U0。

當選取單位走向長度內(nèi)一排吸能防沖錨索間距Nc為0.8 m時，對于跨度為5 m的巷道可安裝6根吸能錨索，則其吸能量為1 050 kJ，其余能量由吸能O型棚吸收，則單位走向長度內(nèi)最少需要吸能O型棚(Ec-6Es)/EU≈3架，其排距U0小于0.6 m。

由于單位走向長度內(nèi)一排吸能防沖錨索間距Nc小于0.8 m，吸能O型棚排距U0小于0.6 m，須進行“錨桿+吸能防沖錨索”+“吸能O型棚”+吸能液壓支架的三級吸能支護方式。

在進行三級吸能支護參數(shù)計算時，選取單位走向長度內(nèi)一排吸能防沖錨索間距為0.8 m，“吸能O型棚”排距為0.6 m，計算吸能液壓支架的排距S0。

當選取單位走向長度內(nèi)一排吸能防沖錨索間距Nc為0.8 m時，對于跨度為5 m巷道可安裝6根吸能錨索，則其吸能量為1 050 kJ，“吸能O型棚”排距U0=0.6 m時，吸能量為320 kJ，其余能量由吸能液壓支架吸收，則單位走向長度內(nèi)最少需要吸能液壓支架(Ec-6Es-1.6Ee)/EU≈0.3架，則設計吸能液壓支架的排距S0=2.5 m即可滿足吸能需要。

進行上述設計后，礦井需要選擇三級吸能支護方式滿足安全需要。具體支護參數(shù)選取巷道錨桿支護參數(shù)為錨桿長度2.2 m，直徑22 mm，間距為0.8 m，排距為0.8 m；吸能量為175 kJ的吸能間距為0.8 m，排距為0.8 m；“吸能O型棚”排距為0.6 m，吸能量為800 kJ的吸能液壓支架排距為2.5 m。

5.3 應用效率

513工作面的回采巷道兩巷超前200 m范圍內(nèi)采用“吸能錨索+O型棚+巷道防沖液壓支架”三級吸能支護，如圖12所示，采用錨網(wǎng)、吸能錨索、36U-6.0 m O型棚支架、液壓抬棚和ZHDF4150/52/36型防沖液壓支架進行三級支護。2020年513工作面開采過程中先后發(fā)生2次能量大于3×107J的微震事件，巷道完好，無人員傷亡。

圖12 三級吸能支護應用Fig.12 Energy absorption support and its application

6 結 論

1)據(jù)沖擊地壓發(fā)生的能量釋放主體及釋放能量的能級不同，煤體壓縮型沖擊地壓釋能主體為煤體，釋放能量一般不大于106J；頂板斷裂型沖擊地壓釋放能量主體為頂?shù)装鍑鷰r，堅硬頂板斷裂時釋放能量一般不低于106J；斷層錯動型沖擊地壓釋能主體為斷層結構，釋放能量量級一般在107J以上。

2)不同類型沖擊地壓發(fā)生后，通常引發(fā)震動烈度不同，巷道圍巖表現(xiàn)出不同程度的震動破壞、由連續(xù)介質(zhì)向非連續(xù)介質(zhì)轉(zhuǎn)化。因此，吸能支護設計應遵循沖擊能量分級設防原則、錨桿錨索主動支護優(yōu)先原則、全斷面主-被動聯(lián)合支護原則、巷道支護結構整體穩(wěn)定性原則與經(jīng)濟性原則等。

3)基于能量與破壞特征的沖擊地壓巷道三級吸能支護參數(shù)的能量確定方法，其實質(zhì)為按照能量平衡原則，采用逐次遞進法進行吸能支護參數(shù)計算。具體為，當吸能防沖錨索支護間距小于0.8 m時，升級為二級吸能計算；當吸能O型棚的排距小于0.6 m時，升級為三級吸能計算。