王書文 ，智寶巖 ，杜濤濤 ，楊光宇 ，陸 闖 ，夏永學

（1.中國中煤能源集團有限公司, 北京 100010；2.中煤陜西榆林能源化工有限公司, 陜西 榆林 719100；3.天地科技股份有限公司 開采設計事業(yè)部,北京 100013；4.中煤科工開采研究院有限公司, 北京 100013）

0 引 言

厚層堅硬頂板是沖擊地壓、礦震發(fā)生的主要因素[1-4]，厚硬頂板破斷不僅具有滯后性，也容易形成“關鍵工作面效應”“震動誘沖效應”和“沖擊震動效應”[5-7]。近年來，地面有感礦震頻繁發(fā)生，不僅影響了附近居民的正常生活，也造成了一定社會影響。蒙陜地區(qū)多個礦區(qū)賦存厚硬頂板，開采期間造成的沖擊地壓、礦震問題突出，不僅影響了礦井的安全生產(chǎn)，也不同程度上制約了產(chǎn)能釋放。傳統(tǒng)的頂板控制手段不能完全解決厚硬頂板問題，隨著對厚硬頂板致災性認識及治理手段探索的深入，厚硬頂板治理實踐越來越多。尤其近幾年，借鑒油氣開采的壓裂技術，引入地面壓裂技術解決厚硬頂板誘發(fā)礦震[8]、工作面強礦壓[9]、沖擊地壓[10]災害問題，厚硬頂板地面壓裂的可行性是該技術應用的基礎。

在厚硬頂板破斷引發(fā)礦震的機理及控制技術方面，曹安業(yè)等[11]提出頂部運動型礦震是我國煤炭開采過程中的主要類型；白賢棲等[12]認為巨厚頂板的破斷具有多層次，且誘發(fā)多級礦震；郭文豪等[13]進一步闡述多層厚頂板工作面在留設寬煤柱時沖擊礦震的誘發(fā)機理；王平[14]和張全等[15]均提出并驗證了高位厚硬頂板斷裂易誘發(fā)強烈礦震；馮龍飛等[16]研究發(fā)現(xiàn)回采速度加快會引起堅硬頂板破斷而產(chǎn)生大能量礦震；張明等[17]根據(jù)厚硬關鍵層破斷誘發(fā)強礦震的條件提出了降低地面震動損害的思路；趙志鵬等[18]應用超前深孔爆破控制堅硬頂板以減弱礦震事件；曹懷軒等[19]應用分段水力壓裂技術弱化低位關鍵層以實現(xiàn)減震。

在巖層可壓裂性的研究上，尚立濤等[20]綜合研究了區(qū)塊天然裂縫、地應力、脆性指數(shù)、斷裂韌性等影響儲層可壓裂性關鍵參數(shù)；王成旺等[21]基于脆性指數(shù)、圍巖與煤層彈性模量差異、斷裂韌性及地應力特征等定量評價了深部8 號煤儲層可壓裂性；趙寧等[22]認為脆性指數(shù)、斷裂韌性以及水平地應力差指數(shù)為儲層可壓裂性的關鍵控制因素；曾治平等[23]認為巖石可壓性評價是儲層壓裂改造層位優(yōu)選、壓后產(chǎn)能評估的重要基礎工作；趙金洲等[24]研究了頁巖脆性斷裂韌性和天然弱面3 個方面特性；王小軍等[25]研究了綜合脆性指數(shù)、水平應力差、層間應力差以及斷裂韌性等指標，建立了可壓裂性評價方法。

上述研究深刻說明了厚硬頂板運動誘發(fā)礦震的原理和巖層的可壓裂性質，而具有厚硬頂板的礦井[26]開采后，是否會出現(xiàn)礦震等強烈礦壓顯現(xiàn)，如何保障礦井開采過程不出現(xiàn)影響礦井安全生產(chǎn)和產(chǎn)能被壓制情況發(fā)生，尚無成熟案例可借鑒，也不能等到厚硬頂板對礦井安全生產(chǎn)造成影響時再考慮治理，筆者以新建的大海則煤礦為工程背景，針對厚硬頂板潛在礦震風險預控技術開展研究，為其他類似具有厚硬頂板的礦井風險預控提供借鑒。

1 研究區(qū)概況

大海則煤礦屬于新建礦井，201 盤區(qū)南北寬約3.4 km，東西長約7.0 km，面積約23.8 km2，20101 綜采工作面為首采工作面，煤層傾角為0.4°～1.4°，平均傾角0.9°，煤厚3.9～6.3 m，煤層平均厚度5.6 m，采用大采高綜采采煤法，工作面位置如圖1 所示。

圖1 20101 工作面平面布置Fig.1 Layout plan of No.20101 Working Face

A剖面線上（圖2），2 號煤上方存在厚度大的砂巖層，沿工作面走向，即ZK28-11-ZK28-15 的剖面線上，在距離煤層10～40 m 層位主要以泥巖賦存為主，距離煤層40～100 m 層位局部賦存一定厚度的泥巖，且分布在ZK-13 和ZK28-12 鉆孔附近，覆巖其余巖層主要以粉砂、中粗砂互層為主要賦存特征。

圖2 A 剖面巖層賦存特征Fig.2 Characteristics of rock stratum in section A

B剖面線上（圖3），2 號煤上方存在厚度大的砂巖層，沿工作面走向方向，即ZK27-11-ZK27-16 的剖面線上，在距離煤層10～40 m 層位主要以砂巖賦存為主，局部區(qū)域含有泥巖，距離煤層40～100 m 層位賦存以砂巖為主，工作面由A剖面區(qū)域向B剖面開采過程，巖層賦存發(fā)生了較大的變化。

圖3 B 剖面巖層賦存特征Fig.3 Characteristics of rock stratum in section B

2 厚硬頂板頂板潛在礦震風險分析

在各類煤礦風險災害中，頂板災害誘發(fā)因素多、防控困難，是制約煤礦安全生產(chǎn)的重要因素[27]。蒙陜地區(qū)具有典型厚硬頂板賦存特征，厚硬頂板初次破斷、周期破斷、滯后破斷時釋放的彎曲彈性能是誘發(fā)礦震的主要特征之一，蒙陜礦震發(fā)生案例統(tǒng)計分析表明，首采工作面礦震風險相對較低，隨著開采范圍的增大，礦震風險、沖擊地壓發(fā)生風險顯著增強。

2.1 厚硬頂板破斷礦震風險

厚硬頂板破斷易誘發(fā)礦震，當?shù)V震震源處于或鄰近采場空間，其發(fā)生時釋放能量較大，伴隨強大的震波，對巷道和工作面的穩(wěn)定性控制產(chǎn)生強烈影響[5]。

根據(jù)工作面回采時頂板破斷在垂向的發(fā)展趨勢，結合相關研究成果[28-30]，分析低位、高位厚硬頂板破斷引發(fā)礦震風險。

1）低位厚硬頂板破斷誘發(fā)礦震風險。基本頂作為工作面回采時的厚層堅硬頂板，按固支梁計算其發(fā)生初次破斷時釋放的彈性能[28,30]為

式中：Udc為基本頂初次破斷釋放彈性能；qdc為基本頂?shù)淖灾睾推渖细矌r層附加載荷的單位長度折算載荷；Ed為基本頂?shù)牧簭椥阅Ａ?；Rt為基本頂巖層的抗拉強度；hd為基本頂?shù)暮穸?；bdc為基本頂初次破斷時的懸空跨度。

按懸臂梁計算厚硬基本頂發(fā)生周期破斷時釋放的彈性能[28,30]為

式中：Udz為基本頂周期破斷釋放彈性能；qdz為基本頂懸臂梁模型的自重和其上覆巖層附加載荷的單位長度折算載荷；bdz為基本頂周期破斷時的懸空跨度。

如圖4 所示，低位厚層基本頂初次破斷時將誘發(fā)工作面回采時的首次較大礦震，隨后基本頂?shù)闹芷谄茢嗾T發(fā)周期性的礦震。根據(jù)厚硬基本頂破斷彈性能釋放表達式，破斷基本頂?shù)暮穸取㈥P鍵塊體的懸空跨度和基本頂巖體的堅硬程度越大，破斷釋放的彈性能越大，礦震風險則相對越高。

圖4 低位厚層基本頂破斷誘發(fā)礦震Fig.4 Mine earthquake induced by initial fracture of low thicklayer main roof

2）高位厚硬頂板破斷誘發(fā)礦震風險（圖5）。高位厚硬頂板即基本頂上方的主關鍵層[30]，工作面傾向開采空間小時，頂板破斷高度較小，高位厚硬頂板結構懸頂面積較小，達不到垮落的面寬條件，高位厚硬頂板結構穩(wěn)定不發(fā)生破斷；當開采空間增加時，高位厚硬頂板結構達到極限破斷步距后，開始發(fā)生初次破斷，易誘發(fā)強礦震。

圖5 高位厚硬頂板破斷誘發(fā)的礦震Fig.5 Mine earthquake induced by high thick roof fracture

高位厚硬頂板發(fā)生初次和周期破斷釋放的彈性能[17]為

式中：Ugc、Ugz為高位厚層關鍵層初次和周期破斷釋放彈性能；qgc、qgz為其初次和周期自重和其上覆巖層附加載荷的單位長度折算載荷；Eg為高位厚層關鍵層的梁彈性模量；hg為其厚度；bgc、bgz為其初次和周期破斷時的懸空跨度。

當工作面推進過程，高位厚硬頂板的厚度、載荷值、懸空跨度及極限跨度不同，局部彈性能釋放不同，是否引起礦震顯現(xiàn)出現(xiàn)各異。高位厚硬頂板結構發(fā)生初次破斷后，并不會一次完成能量釋放，仍處于不穩(wěn)定狀態(tài)。當高位厚硬頂板在破斷調整過程中，會再次產(chǎn)生強礦震，隨著開采空間繼續(xù)增大，高位厚硬頂板結構再次發(fā)生大尺度破裂，仍可能誘發(fā)強礦震，而首采工作面之后的鄰近工作面在接替開采時極大的拓展了開采空間。

根據(jù)鉆孔資料，新建礦井大海則煤礦2 號煤層上方存在局部致密的低位厚層砂巖頂板和高位厚60～80 m 的致密堅硬頂板。局部的低位厚層堅硬頂板距離采場近，能量衰減越小，釋放的高能量越高，直接影響首采面的順利開采；高位厚硬頂板破斷表現(xiàn)出強烈性和不穩(wěn)定性，不僅影響著首采面的開采，還對接替面造成強烈礦震影響，且綜合分析巖層鉆孔資料，高位厚硬頂板是頂板控制的主要對象。

2.2 工程類比

厚硬頂板是蒙陜地區(qū)典型的賦存條件，文獻[31]表明七里鎮(zhèn)砂巖厚度在呼吉爾特礦區(qū)南北向分布差異顯著，造成葫蘆素煤礦、門克慶煤礦、母杜柴登煤礦和巴彥高勒煤礦礦壓顯現(xiàn)強烈程度具有較大差異；上述礦井及周邊的紅慶河煤礦在采區(qū)首采面開采時，礦壓顯現(xiàn)不明顯，礦壓顯現(xiàn)強度較弱，但當?shù)诙€面開采時礦壓顯現(xiàn)及程度開始強烈，與前文所分析的傾向開采空間增大有關。

以紅慶河煤礦、門克慶煤礦開采過程的災害發(fā)生為例，采用工程類比的方法分析新建礦井厚硬頂板條件危險性礦震發(fā)生的可能性。

2.2.1 案例1

紅慶河煤礦3-1103 綜采工作面為一采區(qū)的第2個工作面，其北側為一采區(qū)的首采工作面3-1101 工作面，兩工作面之間區(qū)段煤柱為64 m，3-1103 輔運巷位于煤柱中，工作面相對位置關系如圖6 所示。

圖6 3-1103 工作面布置Fig.6 No.3-1103 working face layout

通過對一采區(qū)的鉆孔進行分析，煤層上方賦存厚度較大的復合砂巖層，由砂粒膠結而成，結構穩(wěn)定。工作面回采過程，煤層上方數(shù)10 m 厚的復合砂巖層存在滯后破斷的現(xiàn)象，這個過程中巖體中儲存了大量的彈性能，彈性能一旦釋放，容易造成工作面沖擊。典型頂板賦存情況，見表1。

表1 18-13 鉆孔頂板巖層分布Table 1 Distribution of roof strata in borehole 18-13

紅慶河煤礦一采區(qū)首采工作面開采期間礦壓顯現(xiàn)不明顯。但開采第2 個工作面開采過程，曾發(fā)生沖擊地壓顯現(xiàn)和礦震，其中，2018 年11 月30 日3-1103工作面新輔運巷發(fā)生一起沖擊地壓顯現(xiàn)，造成輔運巷出現(xiàn)劇烈底鼓現(xiàn)象，2021 年4 月2 日，3-1105 工作面發(fā)生一次能量為2.1×106J，地震震級2.3 級的礦震，定位在鄰近的3-1103 工作面采空區(qū)上方厚硬頂板中，2021 年6 月11 日9 時22 分，3-1105 工作面發(fā)生一次能量為7×106J，地震震級3.0 級的礦震事件，礦震發(fā)生在寬煤柱調整為小煤柱后。因此，厚硬頂板導致沖擊地壓或礦震風險高。

2.2.2 案例2

門克慶煤礦11-3101 綜采工作面為11 盤區(qū)首采工作面，同紅慶河煤礦首采工作面礦壓顯現(xiàn)情況相似，首采工作面開采期間礦壓顯現(xiàn)不明顯。

但當開采第二個回采工作面，即11-3102 綜采工作面開采期間礦震與沖擊顯現(xiàn)均開始凸顯。11-3102 工作面長度300 m，推進長度5 540 m，埋深677～707 m，采高3.85～5.45 m。區(qū)段煤柱寬度為35 m，工作面相對位置關系如圖7 所示。

圖7 11-3102 工作面布置示意Fig.7 No.11-3102 Working Face layout

由表2 可知，煤層上方100 m 范圍內巖層以砂巖為主，存在厚31 m 的粗粒砂巖和厚28.92 m 中粒砂巖厚硬頂板。

表2 H062 鉆孔頂板巖層分布Table 2 Distribution of roof strata in borehole H062

門克慶煤礦11-3102 工作面回采期間超前工作面120 m 內頻繁出現(xiàn)“煤炮”，集中在超前工作面40 m范圍內，最大影響范圍達到380 m。自2017 年9 月至2018 年4 月，先后出現(xiàn)過多次一定程度的煤塊突出、頂板下沉、兩幫變形及底鼓等巷道破壞現(xiàn)象。2018 年4 月8 日，在距離工作面機尾150 m 處發(fā)生沖擊顯現(xiàn)，能量達3.3×107J，國家地震臺網(wǎng)監(jiān)測等級為2.5 級。

綜上可知，基于理論分析和工程類比，新建礦井大海則煤礦有潛在礦震風險，有必要采取地面壓裂進行預控。

3 礦震地面壓裂區(qū)域預控技術

3.1 巖層可壓裂性試驗研究

1）現(xiàn)場采樣。為確定大海則煤礦厚硬頂板巖石的壓裂特性，在20101 工作面運輸巷820 m 和1 170 m進行巖層取心，然后，在中國石油大學（北京）油氣資源國家重點實驗室對大海則煤礦2 個頂板鉆孔巖心不同深度的巖層開展巖層抗壓強度、彈性模量、礦物成分、黏土含量等參數(shù)測試，以及開展X 射線衍射試驗，測試不同深度處巖層的礦物成份，獲取巖層中脆性礦物以及黏土礦物的含量，如圖8 所示。

圖8 厚硬頂板的巖心Fig.8 Core of thick and hard roof

2）巖層脆性指數(shù)分析。楊氏模量和泊松比是表征巖層脆性的主要巖石力學參數(shù)，楊氏模量反映了巖層被壓裂后保持裂縫的能力，泊松比反映了巖層在壓力下破裂的能力。巖層楊氏模量越高，泊松比越低，脆性越強。

巖層脆性大小使用脆性系數(shù)BI定量表示，如下：

式中：YM為歸一化楊氏模量；PB為歸一化泊松比；將獲得的泊松比、楊氏模量進行歸一化計算得到了脆性指數(shù)BI。由此方法對大海則煤礦厚硬頂板的巖樣試驗數(shù)據(jù)進行分析，如圖9 所示。

圖9 頂板巖石脆性系數(shù)分布Fig.9 Diagram of distribution of roof rock brittleness coefficient

巖石力學測試結果來表明，大海則煤礦的2 號煤層頂板巖石脆性系數(shù)為59%～143%，平均約為98%，遠大于巖石可壓裂的脆性系數(shù)下限45%，厚硬頂板巖層具有很好的壓裂特性。

3）巖層脆性礦物含量和黏土礦物含量分析。巖層的礦物成分含量是影響巖層基質孔隙和微裂縫發(fā)育程度及壓裂改造方式等的重要因素。脆性物質含量越高，巖層脆性越強，可壓裂性越好；而黏土含量越高，巖層塑性越強，吸收能量越多，越難壓裂。

如圖10 所示，通過測定表明，大海則煤礦頂板巖層平均脆性礦物質量分數(shù)約68%，遠大于1/3，表明巖層脆性礦物含量高，巖層壓裂特性好。

圖10 頂板巖石脆性含量分布Fig.10 Diagram of brittle content distribution of roof rock

通過實驗室測試表明，大海則煤礦的砂巖頂板具有良好的可壓裂特性。

3.2 地面壓裂區(qū)域卸壓數(shù)值分析

采用UDEC 離散元數(shù)值模擬的方法對大海則煤礦厚層堅硬頂板地面壓裂效果進行分析。首先，根據(jù)ZK28-14 鉆孔柱狀圖確定2 號煤層上覆厚層堅硬頂板的位置，其為厚26.80 m 的粉砂巖，該層粉砂巖距離煤層的垂向距離約為27.25 m，如圖11 所示。對于2 號厚煤層的開采，該致密厚層粉砂巖為主關鍵層，在回采前采取地面超前預裂的方法處理此巖層。

圖11 煤巖層柱狀Fig.11 Histogram of coal seam and rock stratum

為模擬地面鉆孔壓裂厚層堅硬頂板的效果，建立二維離散元數(shù)值模型。模型長×寬為300 m×83 m，由煤層實際埋深計算模型頂部需施加13.98 MPa 的均布荷載來模擬上覆巖層，側壓系數(shù)取1.2，模型的底部與兩邊固定。為實現(xiàn)“L”型水平壓裂孔的走向全過程建立，采取外置建模的方法，即在堅硬厚層的主關鍵層建立“L”型壓裂鉆孔模型，壓裂裂隙采用泰森多邊形隨機裂隙路徑進行模擬，由此更加符合現(xiàn)場實際，且形成水平壓裂孔伴隨周邊隨機裂隙模擬效果，如圖12 所示。

圖12 離散元二維數(shù)值模型Fig.12 Two-dimensional discrete element numerical model

圖13a 展示了未預裂時回采和預裂后回采的塑性區(qū)狀況。結果表明，采取地面水力壓裂前，工作面回采后，厚硬頂板破斷時塊度較大，且工作面超前段頂板巖層完整致密并無塑性區(qū)發(fā)育；采取地面水力壓裂后，上覆厚巖層被分層、分段破裂成較小塊度的巖體，且在工作面回采超前段，厚層堅硬關鍵層已經(jīng)被預裂，其存在明顯的塑性區(qū)破壞區(qū)域，頂板的完整性與致密性被破壞，工作面在開采時該巖層更易垮落。

圖13 地面壓裂效果模擬結果Fig.13 Simulation results of ground fracturing effect

圖13b 展示了未預裂時回采和預裂后回采的垂直應力狀況。結果表明，工作面在未預裂時回采，其煤壁前方的超前支承壓力峰值高、集中區(qū)區(qū)域大。峰值區(qū)應力均達40 MPa 以上，集中系數(shù)為2.6，且超前支承壓力影響區(qū)為78.61 m，集中區(qū)在豎向距離可達46.01 m，展現(xiàn)出厚層堅硬頂板破斷時的強烈影響。工作面在預裂后回采時，其煤壁前方的超前支承壓力峰值明顯降低、集中區(qū)范圍驟減。峰值區(qū)應力幾乎不超過39 MPa，平均集中系數(shù)為1.9，且超前支承壓力影響區(qū)為49.22 m，集中區(qū)在豎向基本無明顯擴展，由此對比得出預裂后工作面回采的采動應力降低明顯。

如圖14 所示，根據(jù)厚硬頂板的可壓裂性分析及地面壓裂效果的數(shù)值模擬分析表明，厚硬頂板具有良好的可壓裂性，可以通過實施地面壓裂對厚硬頂板進行改造，數(shù)值模擬揭示了地面壓裂改造厚硬頂板的效果。因此，地面壓裂破壞了厚硬頂板的完整性和致密性，使其在工作面回采過程中更易發(fā)生破斷，降低巖層中彈性能的積聚與釋放，從而實現(xiàn)對礦震風險的有效預控。

圖14 地面壓裂礦震預控機理示意Fig.14 Schematic of ground fracturing pre control mechanism of mine tremor

4 工程應用分析

4.1 20101 工作面壓裂試驗

在20101 工作面進行地面壓裂試驗，20101 工作面頂板壓裂采用1200～1 300 m3/段和10～12 m3/min的壓裂規(guī)模，射孔方式2 簇20 孔，間距50～60 m，壓裂壓強控制在25～30 MPa，可同時滿足主裂縫延伸和分支縫的延伸，壓裂液采用高黏交聯(lián)凍膠對近井筒造主縫和針對裂隙發(fā)育地層造長縫具有明顯優(yōu)勢，裂縫控制暫堵轉向劑對開啟難開啟的射孔孔眼、封堵濾失較大裂隙、促進裂縫縫長增加和平衡南北擴展延伸。如圖15 為20101 工作面地面壓裂的DHZ-01L 井。

圖15 DHZ-01L 井的井場位置Fig.15 Location map of well DHZ-01L

DHZ-01L 井設計井深1 700 m，一開：鉆頭尺寸?444.5 mm×130.00 m，表套尺寸?339.7 mm×129.00 m，水泥漿返至地面；二開：鉆頭尺寸?311.20 mm×700 m，技套尺寸?244.5 mm×698 m，水泥漿返至地面；三開：鉆頭尺寸?215.9 mm×1 700 mm，生產(chǎn)套管尺寸?139.70 mm×1 698 mm，水泥漿返至地面。

4.2 微震事件監(jiān)測

在20101 工作面監(jiān)測工作面在未壓裂正?；夭蓵r的微震事件與回采至地面壓裂區(qū)時的微震事件進行對比分析。

將工作面回采期間的微震事件分布按照走向100 m 進行分段，其中地面壓裂區(qū)域為13～22 段，對工作面回采期間的微震事件數(shù)據(jù)進行系統(tǒng)整理，如圖16 所示。

圖16 工作面回采期間微震事件監(jiān)測Fig.16 Schematic of ground fracturing pre control mechanism of mine tremor

由統(tǒng)計數(shù)據(jù)可得，在地面壓裂地段，井下實施壓裂區(qū)域微震事件的平均頻次降至242 次，最高頻次僅為510 次，比非壓裂段的峰值頻次1 067 次降低了52.2%。同時，未實施壓裂區(qū)域發(fā)生微震事件釋放的最大能量為2.7×104J，而實施壓裂后的微震事件最大釋放能量僅為1.2×104J，降低了56%，且壓裂區(qū)的微震事件的平均釋放降低為4.22×103J。因此，通過微震事件頻次和能量釋放數(shù)值的比較，驗證了地面壓裂會顯著降低井下區(qū)域微震數(shù)量和釋放能量，大幅減弱工作面回采時采動影響的劇烈程度。

5 結 論

1）具有厚硬頂板的礦井，存在單一工作面開采時初次破斷誘發(fā)礦震、單一工作面走向范圍足夠時更高層位初次破斷誘發(fā)礦震的風險；同時，當工作面開采范圍進一步增大，即第2 個工作面、第3 個工作面開采時，中高位厚硬頂板初次破斷及周期破斷過程誘發(fā)礦震的風險性更高。

3）根據(jù)厚硬頂板可壓裂性試驗研究及地面壓裂厚硬頂板效果數(shù)值模擬結果，厚硬頂板巖石脆性系數(shù)為59%～143%，平均約為98%，平均脆性礦物含量約68%，厚硬頂板可壓裂特性好；壓裂后，上覆厚巖層被分層、分段破裂成較小塊度的巖體。

3）提出了地面壓裂區(qū)域卸壓礦震風險預控技術，降低厚硬頂板完整度和能量釋放，通過模擬分析得到對厚硬頂板預裂后工作面超前支承壓力集中程度和超前影響距離均明顯降低。

4）通過現(xiàn)場試驗和微震事件監(jiān)測，得到壓裂區(qū)域的微震事件最高頻次降低了52.2%，微震事件的最大能量釋放降低了56%，地面壓裂對采動影響控制效果顯著。