譚云亮 ， 張修峰 ， 肖自義 ， 范德源 ， 尹延春 ， 陳 洋 ， 劉學(xué)生

(1.山東科技大學(xué) 能源與礦業(yè)工程學(xué)院, 山東 青島 266590；2.山東能源集團(tuán)有限公司, 山東 濟(jì)南 250101；3.國家礦山安全監(jiān)察局山東局, 山東濟(jì)南 250031)

沖擊地壓是聚積在巷道圍巖或回采工作面周圍煤巖體中的能量突然釋放而造成的動力災(zāi)害。近些年來沖擊地壓災(zāi)害屢屢發(fā)生，如2018 年山東能源集團(tuán)龍鄆煤業(yè)發(fā)生的21 人死亡沖擊地壓事故，2019 年吉林煤業(yè)集團(tuán)公司龍家堡煤礦發(fā)生的9 人死亡沖擊地壓事故，2019 年開灤集團(tuán)有限責(zé)任公司唐山礦業(yè)分公司井下發(fā)生7 人死亡沖擊地壓事故[1]，沖擊地壓災(zāi)害防治形勢十分嚴(yán)峻。

事實上，沖擊地壓孕災(zāi)機理研究一直是學(xué)術(shù)界關(guān)注重點之一。近些年來，我國沖擊地壓防治機理探討也百花齊放、百家爭鳴，提出了“三準(zhǔn)則”理論[2]、系統(tǒng)失穩(wěn)理論[3]、“三因素”理論[4]、“弱化減沖”理論[5]、“沖擊啟動”理論[6]、沖擊地壓擾動響應(yīng)失穩(wěn)理論[7]、動能誘沖理論[8]等。另一方面，考慮地質(zhì)條件、頂板特性及采掘工程部署，解剖不同類型沖擊地壓[9-14]，并進(jìn)一步針對不同類型前兆信息[15]，采取針對性的監(jiān)測與卸壓措施[16-18]，已經(jīng)成為防沖工作的重要組成部分。

然而，由于沖擊地壓孕災(zāi)影響因素多且復(fù)雜，如地質(zhì)環(huán)境、開采條件日趨復(fù)雜性，導(dǎo)致采動應(yīng)力與覆巖自重應(yīng)力、構(gòu)造應(yīng)力相互疊加，在動靜載組合作用下，易誘發(fā)大采深重力型沖擊型、堅硬頂板型沖擊型、構(gòu)造型沖擊型、采動與構(gòu)造耦合型沖擊型、煤柱應(yīng)力集中型等不同類型的沖擊地壓災(zāi)害；并且多種類型并存或相互疊加，使得工程判識不易量化。在沖擊地壓從機理認(rèn)知走向防沖工程進(jìn)程中，首要的任務(wù)是厘清沖擊地壓孕災(zāi)主控因素。

影響沖擊地壓的影響因素分析，是有效進(jìn)行防沖的前提。呂大釗[19]把礦井掘進(jìn)期間沖擊地壓發(fā)生主要影響因素歸結(jié)為煤層沖擊傾向性、開采深度、褶曲和斷層構(gòu)造、巷道布置以及底煤厚度；王業(yè)常等[20]認(rèn)為應(yīng)當(dāng)考慮沖擊地壓開采深度、煤巖沖擊傾向性、頂板巖層結(jié)構(gòu)特征、煤層厚度及變化特征、構(gòu)造特征、開采技術(shù)因素以及組織管理等因素；而魏來等[21]則認(rèn)為礦井沖擊地壓主要影響因素為煤層傾角、開采工藝、開采深度、頂板巖層的結(jié)構(gòu)特點、地質(zhì)構(gòu)造等。筆者經(jīng)過2021—2022 年期間參加山東省組織的全省近百次沖擊地壓礦井“雙專雙查”工作發(fā)現(xiàn)，眾多的沖擊地壓影響因素中，煤巖沖擊傾向性、開采深度、堅硬頂板、地質(zhì)構(gòu)造4 類客觀主控因素和煤柱、采空區(qū)及采掘卸荷3 類人為主控因素。

1 沖擊地壓孕災(zāi)基本力學(xué)機制

沖擊地壓成災(zāi)時所表現(xiàn)出的突發(fā)性、瞬時性以及巨大破壞性是其孕育和發(fā)展過程中能量逐漸積聚及快速釋放過程的集中體現(xiàn)。齊慶新[4]早期提出的沖擊地壓演化及其發(fā)生的3 個關(guān)鍵要素，即“力源因素”、“物性因素”和“結(jié)構(gòu)因素”，為沖擊地壓成災(zāi)理論走向沖擊地壓防治理論，做出了重要的貢獻(xiàn)。李海濤、齊慶新[22]，進(jìn)一步從能量角度提升了“三要素”內(nèi)涵：對于持續(xù)能量源，其產(chǎn)生作用的主要機制類似于加載，可將其概括為“力源因素”；彈性能存儲對介質(zhì)屬性的要求可概括為“物性因素”；制約機制主要依附于結(jié)構(gòu)發(fā)揮作用，故將其概括為“結(jié)構(gòu)因素”。

由于沖擊地壓受煤巖體賦存物理屬性、應(yīng)力環(huán)境、結(jié)構(gòu)特征、開采擾動等多種因素的綜合影響，導(dǎo)致沖擊地壓發(fā)生的源頭屬性難以摸清[23]。尤其是受地緣區(qū)域性因素的影響巨大，如山東巨野、兗州、新汶等東部礦區(qū)，具有開采深度大、采動影響因素復(fù)雜等特征；而內(nèi)蒙古鄂爾多斯、陜西彬長、新疆等西部礦區(qū)，則具有強度開采高、厚硬巖層、礦區(qū)差異性大等特征。破解“源頭治理”的難題，需要從眾多差異性特征中，把握共性要素。

在自然界中，物質(zhì)的變形與破壞特征取決于2 個方面：一是材料屬性，如玻璃表現(xiàn)出強脆性，而鋁質(zhì)材料則表現(xiàn)出顯著韌性；二是受力條件，同一種材料在不等壓高應(yīng)力作用下，往往表現(xiàn)出快速變形與破壞形態(tài)，而在低應(yīng)力作用下則表現(xiàn)出緩慢變形與蠕變破壞形態(tài)，如圖1 所示。從自然界物質(zhì)受力變形與破壞的基本原理出發(fā)，窺視沖擊地壓孕災(zāi)基本力學(xué)原理及影響因素，成為“從源頭”上求真的基本遵循。因此，從最基本科學(xué)原理出發(fā)，可以把沖擊地壓孕災(zāi)主控因素分為兩類：煤巖地質(zhì)賦存屬性，稱之為客觀因素；由人類開采導(dǎo)致煤巖受力條件改變，稱之為人為因素。

圖1 不同圍壓條件下砂巖應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 Transient unloading state of roadway excavation

2 客觀主控因素

2.1 煤巖沖擊傾向性

煤巖沖擊傾向性是指煤巖具有的積聚變形能并產(chǎn)生沖擊破壞的性質(zhì)，煤巖沖擊傾向性是沖擊地壓發(fā)生的必要條件和內(nèi)在因素。國內(nèi)141 對沖擊地壓礦井的統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明[24]，煤層具有沖擊傾向性的煤礦占比98.8%。國家標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 25217.1—2010、GB/T 25217.2—2010)[25-26]規(guī)定了對頂板采用彎曲能指數(shù)、煤層采用單軸抗壓強度、彈性能指數(shù)、沖擊能指數(shù)、動態(tài)破壞時間4 個指標(biāo)測定煤層沖擊傾向性，見表1。此外，其他學(xué)者提出了修正沖擊能指數(shù)、彈性變形能指數(shù)、峰值能量沖擊指數(shù)、剛度沖擊性指數(shù)、模量指數(shù)、沖擊能量速度指數(shù)、剩余能量釋放速度指數(shù)、剩余彈性能指數(shù)等十余種沖擊傾向性指數(shù)，從強度、剛度、能量、時間等角度為煤巖沖擊傾向性評價提供了參考指標(biāo)。

表1 煤巖沖擊傾向性指數(shù)及沖擊傾向性分類[27]Table 1 Bursting liability index and classification of coal and rock[27]

沖擊地壓由頂板-煤體-底板所構(gòu)成的組合結(jié)構(gòu)體能量積聚與釋放、失去動態(tài)平衡而誘發(fā)的突變破壞。因此，在沖擊傾向性研究中，也應(yīng)重視煤巖組合體的沖擊傾向性表征。國家標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 25217.3—2019)[27]考慮了頂板巖石和巷幫煤體組合結(jié)構(gòu)，提出了適于煤巖組合試件的剩余能量指數(shù)WRE，采用峰值彈性能密度Ue與峰后破壞能密度Ua的比值計算，提高了沖擊傾向性評價的全面性。

筆者通過進(jìn)行不同煤巖組合試件的力學(xué)行為測試，提出了煤巖組合沖擊能速度指數(shù)WZT[28]：

式中，QR1、QR2和QR3分別為煤巖組合體試件破壞時單位體積煤、頂板巖石與底板巖石內(nèi)積聚的彈性應(yīng)變能；h1、h2和h3分別為煤巖組合體試件中煤、頂板巖石與底板巖石高度；DT為煤的動態(tài)破壞時間；FX為破壞單位體積處于峰值應(yīng)力的煤所需消耗的能量。

2.2 開采深度

我國煤礦平均開采深度已達(dá)700 m，并且以每年10～25 m 的速度延伸，現(xiàn)有超千米深井約60 個。與淺部不同，深部煤巖體通常為含有節(jié)理裂隙的層狀結(jié)構(gòu)，在多次開采擾動和長期的流變過程中，這種斷續(xù)結(jié)構(gòu)煤巖體會出現(xiàn)新的破裂和強度不斷衰減的循環(huán)過程，從而導(dǎo)致大變形、強流變和超低摩擦效應(yīng)，在一定條件下將會引起沖擊地壓動力災(zāi)害[10]。

統(tǒng)計分析表明[19]，在同一礦區(qū)或同一煤礦，開采深度越大，沖擊地壓發(fā)生的可能性也越大。當(dāng)開采深度H≤350 m 時，沖擊地壓一般不會發(fā)生；深度在350 ＜H≤500 m 時，危險會逐步增加；從500 m 開始，隨開采深度的增加，沖擊地壓的危險性急劇增長；當(dāng)采深為800 m 時，沖擊指數(shù)(Wt=0.57)比采深500 m(Wt=0.04)增加了14 倍。

開采實踐表明，在我國中東部地區(qū)山東、河南等采深超過800 m、西部地區(qū)如內(nèi)蒙古鄂爾多斯、山西彬長、新疆、甘肅等采深超過550 m 的大部分礦井具有沖擊動力災(zāi)害風(fēng)險，且隨著深度增加風(fēng)險程度越來越高，開采深度與沖擊地壓發(fā)生的概率成正相關(guān)關(guān)系。課題組對2006—2022 年發(fā)生人員傷亡的沖擊地壓事故礦井的采深統(tǒng)計如圖2 所示，采深超800 m 的事故占比55%。

圖2 2006—2022 年沖擊地壓事故采深統(tǒng)計Fig.2 Mining depth statistics of rock burst accidents from 2006 to 2022

事實上，一旦巷道圍巖開挖卸荷，巷道周邊將產(chǎn)生不平衡力，導(dǎo)致圍巖變形與破壞(圖3)，而隨著深度的增加，圍巖原巖自重應(yīng)力近似呈線性增加，因此促使圍巖不平衡力也將線性增加。

圖3 巷道開挖卸荷瞬態(tài)Fig.3 Transient unloading state of roadway excavation

例如，對于高度3 m 一個矩形巷道而言，泊松比取μ=0.25，則側(cè)壓系數(shù)λ=μ/(1-μ)=1/3，則埋深800 m與300 m 相比較，瞬間開挖卸荷后，沿著巷道走向單位厚度巷道表面產(chǎn)生不平衡力，分別為20 和7.5 MN，相比為2.67 倍。根據(jù)最小能量理論，巷道圍巖內(nèi)部積聚能量UJ可表示為

式中，γ為上覆巖層容重，kN/m3；H為埋深，m；R0為巷道當(dāng)量半徑，m；r為巖體內(nèi)任一點與巷道間距離，m；E為巖體彈性模量，GPa。

因此，深部巷道開挖瞬間在不平衡力作用下導(dǎo)致破壞和動力失穩(wěn)。顯然，埋深越大，巷道開挖后圍巖內(nèi)積聚的形變能呈二次函數(shù)型增大，圍巖破壞后剩余形變能轉(zhuǎn)化成動能量值也就越大，發(fā)生沖擊地壓的可能性增大且沖擊強度增強。由此可知，開采深度與沖擊地壓發(fā)生的強度和烈度呈正相關(guān)關(guān)系。針對不同礦井地質(zhì)及開采條件，獲得沖擊地壓極限埋深具有重要意義。

2.3 堅硬頂板

堅硬頂板可保持大面積的懸而不冒，懸空面積大，工作面超前應(yīng)力集中程度高。堅硬頂板懸頂達(dá)到極限時，大面積斷裂引起煤巖體強烈震動，從而誘發(fā)采煤設(shè)備移動、瞬間底臌及大范圍煤幫破壞等沖擊災(zāi)害，如圖4 所示。原北京礦務(wù)局門頭溝、華豐煤礦、東灘煤礦、內(nèi)蒙古鄂爾多斯地區(qū)等，不僅厚層堅硬頂板，來壓強烈誘發(fā)沖擊地壓，而且因高位厚層堅硬頂板還誘發(fā)礦震事件[29-31]。

圖4 頂板破斷誘發(fā)礦震與沖擊地壓沖擊示意Fig.4 Schematic diagram of mining earthquake and rock burst induced by roof fracture

堅硬頂板作為客觀類地質(zhì)因素，其積聚的彎曲彈性能主要與懸頂面積、頂板厚度、巖體強度等相關(guān)，頂板越堅硬且厚度越大，其周期斷裂運動釋放能量形成的沖擊動載或誘沖動能就越大。將頂板視為彈性梁，其彎曲變形能U可表示為

式中，EI為頂板平面應(yīng)變模量，E為彈性模量，I為抗彎模量；M（x）為頂板彎矩；mE為頂板巖梁厚度；γE為頂板巖石容重；LE為頂板巖梁長度；Y為懸頂長度。

由表2 可知，對上述參數(shù)進(jìn)行取值，并代入式(4)進(jìn)行分析，可以獲得堅硬頂板應(yīng)變能積聚特征，如圖5所示，可以發(fā)現(xiàn)隨著頂板厚度和懸露長度的增大，堅硬頂板內(nèi)部應(yīng)變能近似呈二次函數(shù)型增長。堅硬頂板斷裂能量釋放模型如圖6 所示，根據(jù)堅硬頂板巖梁斷裂釋放彎曲應(yīng)變能計算式，可得堅硬頂板斷裂后的沖擊能量ΔU[17]為

表2 頂板參數(shù)取值 [32]Table 2 Mechanical parameters selection of roof[32]

圖5 堅硬頂板應(yīng)變能積聚特征Fig.5 Accumulation characteristics of strain energy in hard roof

圖6 堅硬頂板斷裂后能量釋放機制示意[17]Fig.6 Energy-releasing mechanism after initial fracture[17]

式中，x*為堅硬頂板在煤壁前方斷裂位置坐標(biāo)；x′為頂板初次斷裂前、后的彎曲應(yīng)變能密度分布曲線交點處的坐標(biāo)；dU1(x)/dx為煤壁前方巖梁的彎曲應(yīng)變能能量密度的分布函數(shù)；dU2(x)/dx為巖梁初次斷裂后x*位置左側(cè)能量密度的分布函數(shù)。

因此，在堅硬頂板斷裂前，采用爆破或水壓致裂等方式進(jìn)行劣化，尤其是對震源區(qū)域內(nèi)巖層進(jìn)行劣化，使部分彈性應(yīng)變能得以緩慢逐步安全釋放，以避免因頂板突然大尺度斷裂集中釋放高能量而誘發(fā)沖擊。

2.4 地質(zhì)構(gòu)造

地質(zhì)構(gòu)造對沖擊地壓的影響起到至關(guān)重要的作用。在地震領(lǐng)域，地質(zhì)構(gòu)造起到主控作用，即地震容易發(fā)生在活斷層的一些特定部位，如端點、拐點、交匯點等，且多在現(xiàn)代構(gòu)造運動強烈的部位。與之相似，構(gòu)造對沖擊地壓影響極大，不同類型斷層對沖擊地壓影響也不一樣。對于張性正斷層，一旦發(fā)生沖擊地壓，往往在上盤區(qū)域產(chǎn)生嚴(yán)重動力沖擊破壞。如2020-02-22 山東新巨龍能源有限責(zé)任公司2305S 工作面上平巷發(fā)生沖擊地壓事故(簡稱“2·22”事故)，ARAMIS M/E 監(jiān)測震級為2.49 級，能量4.2×107J，工作面上平巷前10 m 至三聯(lián)巷以南80 m(共420 m)以及三聯(lián)巷66 m 巷道出現(xiàn)變形，如圖7 所示。

圖7 新巨龍煤礦“2·22”沖擊地壓事故區(qū)域Fig.7 “2·22” rock burst accident area in Xinjulong Coal Mine

若認(rèn)為嚴(yán)重破壞段128 m 范圍內(nèi)斷層上盤頂板巖層產(chǎn)生滑移，并根據(jù)微地震監(jiān)測結(jié)果知頂板活動高度達(dá)160 m，假設(shè)忽略斷層面摩擦影響，則取沿著斷層面滑移導(dǎo)致大能量事件進(jìn)行反推，則頂板上盤滑移垂直高度為0.66 mm。可見，正斷層厚度較大巖層沿著正斷層面微小滑移也可誘發(fā)較高沖擊能量。同時，“2·22”沖擊地壓事故破壞區(qū)域，就主要集中在FD8斷層上盤區(qū)域，而下盤幾乎未出現(xiàn)動力破壞[33]，斷層兩盤區(qū)域動力災(zāi)害表現(xiàn)出很大差異性（圖8）。

圖8 逆斷層卸荷回彈能量變化Fig.8 Energy evolution of unloading rebound in reverse fault

而對于壓扭性斷層，斷層兩盤處于擠壓高應(yīng)力狀態(tài)。一旦某一盤因頂板垮落等影響突發(fā)卸荷，導(dǎo)致斷層兩盤產(chǎn)生相對“回彈”，形成強應(yīng)力波，易對處于應(yīng)力集中程度高的巷道造成沖擊破壞。以逆斷層為例，當(dāng)下盤受開采擾動影響發(fā)生卸荷后，下盤在斷層面處對上盤的法向作用力減小，上盤在運移過程蘊藏于上覆堅硬巖層中的能量得到釋放，使得上盤向下回落，即為逆斷層的回彈。如圖8 所示，當(dāng)下盤卸荷系數(shù)為0.4 時，上盤回彈量約為80 mm，能量釋放量最大約為32.5 kJ/m3。另外，逆斷層回彈與斷層傾角、落差、摩擦因數(shù)、卸荷系數(shù)等密切相關(guān)。斷層傾角越大，相同落差下逆斷層運移的距離減小，從而造成上覆巖層積聚能量減小，即可釋放的用于斷層回彈的能量減小，回彈量呈二次函數(shù)型減小。摩擦因數(shù)的增大不僅造成積聚能量的減小，還導(dǎo)致回彈過程所需消耗的能量增大，回彈量呈指數(shù)型減小。卸荷系數(shù)反應(yīng)的是下盤采動作用下的卸壓程度，卸壓系數(shù)越大，說明卸荷程度越小。因此，當(dāng)卸壓系數(shù)減小時，下盤對上盤的法向約束力減小，上盤在上覆巖層積聚能量的作用下的回彈量呈二次函數(shù)型增大。另外，在相同斷層傾角條件下，斷層落差的越大意味著上覆巖層所能積聚的能量越大，上盤回彈時所能提供的能量越多，回彈量呈線性增長。2004 年6 月木城澗煤礦回采巷道的沖擊地壓事故(造成1 人死亡、3 人重傷、5 人輕傷)便是典型一例，如圖9 所示?，F(xiàn)場監(jiān)測表明，斷層傾角30°、斷層面回彈滑移達(dá)5 cm，卸荷垮落巖層厚度6 m、面積2×104m2。同樣假設(shè)忽略斷層面摩擦影響，初步估算其釋放彈性形變能為7.5×107J。

圖9 2004 年木城澗煤礦逆斷層活動誘發(fā)沖擊地壓事故Fig.9 Rock burst accident induced by reverse fault activity in Muchengjian coal mine in 2004

研究表明，除褶曲和斷層構(gòu)造外，煤厚變異區(qū)的地應(yīng)力賦存異常，也成為沖擊地壓致災(zāi)的重要影響要素[34]。為了討論煤層厚度變薄區(qū)域應(yīng)力變化情況，構(gòu)建煤巖組合力學(xué)模型，如圖10 所示。

圖10 煤巖組合力學(xué)模型示意Fig.10 Mechanical model of coal-rock combination

假設(shè)OA段為全煤區(qū)，OB段為煤巖組合區(qū)，且煤層厚度變化符合線性函數(shù)關(guān)系，煤層傾角為α。此時，煤巖組合區(qū)中任一點x位置處煤層與巖層串聯(lián)部分的等效彈性模量E(x)可表示為

式中，ER、EC分別為巖石、煤的彈性模量；H=HR+HC，HR、HC分別為巖石、煤的厚度；m為煤巖組合區(qū)OB段長度。

根據(jù)彈性力學(xué)理論可知，全煤區(qū)和煤巖組合區(qū)內(nèi)應(yīng)力與應(yīng)變存在關(guān)系：

式中，σ1、σ2(x)分別為全煤區(qū)、煤巖組合區(qū)的應(yīng)力；ε1、ε2分別為全煤區(qū)、煤巖組合區(qū)應(yīng)變。

假設(shè)在外界載荷作用下全煤區(qū)和煤巖組合區(qū)始終保持彈性狀態(tài)，則可認(rèn)為其各部位的變形是一致的。由此可知，全煤區(qū)應(yīng)變ε1與煤炭組合區(qū)應(yīng)變ε2相同，即存在ε1=ε2=ε0。根據(jù)上述條件將式(6)和式(7)聯(lián)立，可得全煤區(qū)與煤巖組合區(qū)的應(yīng)力比T為

由此可知T＞ 1，即σ2＞σ1。這說明煤巖組合區(qū)所受應(yīng)力始終高于全煤區(qū)，究其原因是因為煤巖組合區(qū)中巖層的存在使得等效彈性模量大于全煤區(qū)彈性模量，在相同應(yīng)變狀態(tài)下所能承受的應(yīng)力更高。

為了定量表征煤層變薄對所受應(yīng)力的高低的影響，煤巖組合區(qū)中的煤層厚度比s可表示為

式中，h為煤巖組合區(qū)中任一點x位置處巖層的厚度，且存在h=xtanα。

將式(8)與式(9)聯(lián)立，可得

為了進(jìn)一步討論煤層變薄區(qū)域應(yīng)力變化規(guī)律，對式(10)中各力學(xué)參數(shù)進(jìn)行取值，見表3。利用MATLAB 工具對煤巖組合區(qū)內(nèi)不同煤層厚度下的應(yīng)力比進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)隨著煤層厚度比增大，全煤區(qū)與煤巖組合區(qū)的應(yīng)力比整體近似呈指數(shù)函數(shù)型減小，且減小幅度隨煤層變薄梯度角的增大而減小(圖11)。這說明煤巖組合區(qū)內(nèi)煤層厚度與傾角是其所受應(yīng)力大小的主控因素。在等厚煤巖組合區(qū)內(nèi)，煤層越厚，等效彈性模量越小，所受應(yīng)力越小并趨近于全煤區(qū)應(yīng)力σ1；而煤層越薄，等效彈性模量越大，所受應(yīng)力越大并趨近于全巖區(qū)應(yīng)力，即趨于組合體內(nèi)“能干層”應(yīng)力。

表3 煤層參數(shù)取值Table 3 Mechanical parameters selection of coal seam

圖11 不同煤層厚度下應(yīng)力比變化曲線Fig.11 Stress ratio variations under different coal thicknesses

工作面由厚向薄回采，超前支承壓力呈“雙峰值”分布，而工作面由薄向厚回采，超前支承壓力呈“單峰值”分布；沖擊地壓發(fā)生時，工作面由厚向薄回采，第2 峰值應(yīng)力區(qū)內(nèi)形成高能區(qū)會阻礙能量向煤壁深部傳遞，沖擊能量將主要向巷道或工作面臨空面釋放，沖擊影響范圍大，如圖12 所示。

圖12 煤厚變異區(qū)開采能量傳遞示意[31]Fig.12 Energy transmission characters under variable mining region of coal thickness[31]

在木城澗煤礦+250 m 水平三槽采區(qū)，西一壁工作面回采至煤厚由3.5 m 變?yōu)?.2 m 的煤厚變化區(qū)時、西三壁工作面回風(fēng)巷掘進(jìn)至煤厚由3.5 m 變?yōu)?.4 m時，各發(fā)生了一次沖擊地壓。因此，在煤厚變異區(qū)布置工作面時，應(yīng)根據(jù)煤厚變化位置合理確定工作面回采方向，避免沖擊地壓的發(fā)生。

3 人為主控因素

人為主控因素，主要是由于地下開采布置不合理造成應(yīng)力集中區(qū)，或采空區(qū)巖層處理不當(dāng)，或采掘進(jìn)度不合理等導(dǎo)致發(fā)生沖擊地壓的情形，主要包括煤柱、采空區(qū)和采掘卸荷等。

3.1 煤 柱

留煤柱護(hù)巷是我國煤礦常采用的一種護(hù)巷方法，但留設(shè)煤柱容易導(dǎo)致產(chǎn)生應(yīng)力集中區(qū)域，煤柱上的集中應(yīng)力不僅對本煤層開采具有影響，還會向相鄰煤層傳遞，對相鄰煤層的應(yīng)力條件構(gòu)成影響，甚至導(dǎo)致沖擊地壓的發(fā)生。煤柱對沖擊地壓的影響是多方面的，諸如煤柱尺寸大小、煤柱與鄰層之間巖層性質(zhì)、傾角、煤柱邊緣影響角、采煤區(qū)段與煤柱的相對位置等。

煤柱上方支承壓力峰值及影響區(qū)域，隨煤柱寬度增加而逐漸增加，并最終趨于穩(wěn)定，支承壓力分布曲線由“拱形”向“馬鞍形”過渡。相比于寬煤柱，窄煤柱的煤體幾乎全部進(jìn)入塑性狀態(tài)，內(nèi)部不存在彈性核，所積聚的彈性能較少，沖擊地壓危險性較小。但煤柱太小后，承載強度低，受采動影響易發(fā)生破碎坍塌，無法保護(hù)巷道。因此，煤柱合理尺寸的確定是沖擊地壓防治中的重要工作。

由于開采布局不合理，形成的孤島形或半島形采區(qū)和遺留煤柱，在采煤過程中不但沖擊地壓發(fā)生次數(shù)多而且強度大。對于兩側(cè)采空孤島“煤柱”而言，傳統(tǒng)意義上的煤柱概念已經(jīng)遭到顛覆，“煤柱”影響可達(dá)200 m 以上，如2009 年在古城煤礦2103 運輸巷的沖擊地壓事故(造成1 死5 傷)便是典型一例[35]，如圖13所示。發(fā)生沖擊地壓地點在開采工作面2103 前方244 m 的巷道內(nèi)，事實上，支承壓力影響區(qū)域已經(jīng)波及244 m 以遠(yuǎn)，如圖14 所示，其中，Kmax為最大應(yīng)力集中系數(shù)。所以對煤柱尺寸影響要有“廣義性”認(rèn)識。

圖13 2009 年古城沖擊地壓事故Fig.13 Rock burst accident in Gucheng coal mine in 2009

圖14 支承壓力分布模擬結(jié)果Fig.14 Simulation result of abutment pressure distribution

無獨有偶，因缺乏科學(xué)的開采設(shè)計，我國許多礦井在開采初期遺留了大量的煤柱。當(dāng)前，隨著煤炭開采由“粗放式”向“精深式”方向發(fā)展，空間煤柱-巖層聯(lián)動破壞導(dǎo)致下煤層開采時支架、巷道圍巖發(fā)生劇烈變形破壞現(xiàn)象時有發(fā)生，在近距離、多煤層開采過程中體現(xiàn)尤為明顯。以晉華宮煤礦307 盤區(qū)多煤層開采(7 號、8 號和11 號煤)為例，如圖15 所示。

圖15 空間煤柱-巖層聯(lián)動破壞失穩(wěn)Fig.15 Linkage failure and instability caused by spatial coal pillar and rock strata

下部11 號煤層開采引起上覆巖層破斷垮落的同時，還會與上覆7 號和8 號煤層采空區(qū)貫通，引起上覆煤層頂板進(jìn)一步破斷垮落。此時，空間煤柱由邊緣內(nèi)部的漸進(jìn)式破壞引起上覆已經(jīng)穩(wěn)定的破斷巖層進(jìn)一步發(fā)生聯(lián)動失穩(wěn)，進(jìn)而在下部11 號煤層開采過程中易誘發(fā)沖擊地壓災(zāi)害。合理的煤柱尺寸和開采煤層間距是破解這一難題的關(guān)鍵。

3.2 采空區(qū)

采空區(qū)的影響主要是在采高比較大、采空區(qū)直接頂冒落不充分，當(dāng)上部堅硬基本頂強烈來壓時，會誘發(fā)回采工作面或回采巷道超前支承壓力集中區(qū)內(nèi)圍巖積聚的彈性能突然釋放，導(dǎo)致沖擊地壓發(fā)生。如我國大同、北京等典型堅硬頂板礦區(qū)發(fā)生沖擊地壓(或強礦壓)，主要源于堅硬頂板運動，尤其在不同尺度“見方”且滿足“見方來壓”幾何條件[36]時，將會誘發(fā)強烈動力顯現(xiàn)。

數(shù)值模擬表明，在受二次采動影響時期，隨著工作面的推進(jìn)，沿空巷道頂板逐漸懸露并在上覆巖層載荷作用下發(fā)生彎曲沉降，實體煤與巷旁支護(hù)體所承受的支承壓力逐漸增加，巷道圍巖彈性應(yīng)變能進(jìn)一步積聚，能量增長幅度及梯度明顯增大，巷旁支護(hù)體最大積聚能量約為400 kJ/m3，實體煤幫側(cè)深部最大積聚能量為550 kJ/m3。在下區(qū)段工作面后方采空區(qū)內(nèi)，側(cè)向基本頂斷裂之前，巷道圍巖內(nèi)部能量持續(xù)增加，最大積聚能量約為625 kJ/m3，如圖16所示。

圖16 采空區(qū)頂板能量積聚特征Fig.16 Characteristics of energy accumulation in goaf roof

山東古城煤礦統(tǒng)計的35 次沖擊地壓總結(jié)分析中，受采空區(qū)頂板周期來壓與工作面前方構(gòu)造應(yīng)力綜合作用影響的30 次，占86%。因此，對于采空區(qū)堅硬頂板巖層處理，要么進(jìn)行有效充填阻止堅硬頂板破斷運動；要么進(jìn)行弱化，降低一次性破斷運動范圍，減小沖擊動能。

3.3 采掘卸荷

巷道掘進(jìn)及工作面回采形成的采掘卸荷，是造成沖擊地壓的重要外因條件。采掘卸荷的效應(yīng)在于，在已采掘空間圍巖內(nèi)出現(xiàn)不平衡力，導(dǎo)致圍巖內(nèi)應(yīng)力重新分布與調(diào)整，并出現(xiàn)應(yīng)力集中區(qū)；同時采掘過程中，會因應(yīng)力集中區(qū)快速“遷移”，引起煤體應(yīng)變能的大量釋放，當(dāng)煤體釋放的應(yīng)變能超過其破裂耗散能時，剩余能量轉(zhuǎn)化為煤體動能，煤體沖擊破壞。假設(shè)不考慮流變及開采時效影響，即認(rèn)為進(jìn)尺Δl的開采為瞬時完成，且支承壓力影響范圍不變。開采進(jìn)尺Δl后，支承壓力轉(zhuǎn)移導(dǎo)致在其影響范圍L內(nèi)煤體作用力為F1=F0+ΔF，增量為ΔF(圖17(a))。此時，在支承壓力影響區(qū)內(nèi)積聚總能量E1[8]為

圖17 不同塑性區(qū)寬度Rp、進(jìn)尺Δl 動能變化[8]Fig.17 Kinetic energy variation of different plastic zone width Rp and footage Δl [8]

式中，F(xiàn)0為開采前支承壓力影響范圍內(nèi)煤體作用力，N；E0為開采前支承壓力影響區(qū)內(nèi)積聚總能量，J；K為煤體剛度，GPa。

此時，由載荷F1在新的平衡位置x0處具有最大的動能Emax為

式中，g為重力加速度，m/s2；t為時間，s。

從圖17(b)～(d)可以看出，采掘卸荷引起的煤體應(yīng)變能釋放量及動能大小受塑性區(qū)寬度和開采進(jìn)尺影響。當(dāng)開采進(jìn)尺一定時，煤體塑性區(qū)寬度越大，煤體破壞時產(chǎn)生的動能越小；同時，開采進(jìn)尺越大，產(chǎn)生的煤體動能越大，如圖17 所示，其中，Re為最大支承壓力至原巖應(yīng)力區(qū)的距離，m；kc為應(yīng)力集中系數(shù)；σV為支承壓力。因此，可采用大直徑鉆孔卸壓等手段增大塑性區(qū)的寬度，降低推采速度減少進(jìn)尺，從而降低采掘卸荷時煤體沖擊動能。

采掘卸荷引起的沖擊危險性P，可用采掘過程中每個煤體單元所積聚彈性應(yīng)變能Wek與沖擊地壓啟動能量閾值Ue之比進(jìn)行評價：

研究表明，當(dāng)P＜ 0.3 時，則該煤體區(qū)域無沖擊危險性；0.3≤P＜ 0.5 時，此區(qū)域具有輕微沖擊危險性；當(dāng)0.5≤P＜ 0.7 時，具有中等沖擊危險性；P≥0.7 時，具有強沖擊危險性。

4 不同礦區(qū)主控因素差異性

應(yīng)當(dāng)指出，不同礦區(qū)沖擊地壓孕災(zāi)主控因素差別較大(表4)。如在山東新汶最凸顯特點是千米埋深和多煤層開采導(dǎo)致遺留煤柱應(yīng)力集中；而魯西埋深大、則是薄基巖厚沖積載荷層和構(gòu)造影響。在內(nèi)蒙古鄂爾多斯等地覆巖存在厚層堅硬砂巖組、埋深相對較大(超過550 m)且區(qū)段煤柱尺寸大；在陜西彬長礦區(qū)，則是堅硬砂巖、沖擊地壓與瓦斯、水害復(fù)合致災(zāi)、區(qū)段煤柱尺寸大、孤島工作面開采；在新疆、甘肅等地，覆巖存在厚層堅硬砂巖組、煤層厚且傾角大、煤與瓦斯復(fù)合致災(zāi)等。即使同一礦區(qū)，不同礦井沖擊地壓孕災(zāi)主控因素也不一樣。因此，分層次、分尺度進(jìn)行主控因素判識，是精準(zhǔn)排查沖擊地壓風(fēng)險的重要舉措(圖18)。

表4 全國典型沖擊地壓礦區(qū)主控因素特征Table 4 Characteristics of main controlling factors of typical rock burst mining areas in China

圖18 沖擊地壓防治層次Fig.18 Control hierarchy of rock burst

事實上，從沖擊地壓機理及主控因素的認(rèn)知，明確治理機理，采取有效方法與手段，遞進(jìn)式防治走向沖擊地壓治理工程必由之路(圖19)。

圖19 沖擊地壓防治工程技術(shù)路線Fig.19 Technical road of rock burst prevention and control

降能：在沿空回采巷道側(cè)，強化對懸跨直接頂頂進(jìn)行切斷，一方面降低懸頂對沿空巷道區(qū)域圍巖應(yīng)力集中程度，達(dá)到降低能量的目的；同時還能夠有效增加采空區(qū)冒落矸石高度，有效降低上覆堅硬巖層下沉運動帶來沖擊動能的影響。

釋能：對中高位堅硬巖層進(jìn)行爆破或水壓致裂等，增加巖層內(nèi)的裂隙降低其完整性，讓積聚的高形變能得以緩慢釋放。

阻能：在煤層內(nèi)實施大直徑鉆孔卸壓或水力割縫卸壓等，一方面促使集中應(yīng)力區(qū)向煤層內(nèi)更深部轉(zhuǎn)移；另一方面增加煤層低應(yīng)力破碎區(qū)寬度，有效阻止深部高形變能釋放造成的動力效應(yīng)。

抗能：設(shè)計防沖支護(hù)體系，有效抵抗動載沖擊。

很顯然，有效降能和有效釋能是沖擊地壓治理工程的前段；阻能和抗能是防沖工程的后段。從有效降能和釋能到有效阻能和抗能，成為沖擊地壓防治工程的重要環(huán)節(jié)。

5 結(jié) 論

(1)沖擊地壓影響因素多、孕災(zāi)機理與過程復(fù)雜，沖擊地壓防治屬于世界性“疑難雜癥”，沖擊地壓機理走向防治工程，首先要理清沖擊地壓主控因素。

(2)在上百個沖擊地壓礦井致災(zāi)評價分析基礎(chǔ)上，提出了導(dǎo)致沖擊地壓發(fā)生的4 類客觀主控因素：煤巖沖擊傾向性、開采深度、堅硬頂板、地質(zhì)構(gòu)造，3 類人為主控因素：煤柱、采空區(qū)及采掘卸荷。

(3)在客觀主控因素方面，煤巖沖擊傾向性是煤巖積聚變形能進(jìn)而誘發(fā)沖擊破壞的自身屬性；開采深度與巷道圍巖內(nèi)積聚的變形能呈二次正相關(guān)關(guān)系；堅硬頂板大尺度周期斷裂形成的沖擊動載及動能是誘發(fā)沖擊地壓的“導(dǎo)火索”；地質(zhì)構(gòu)造對沖擊地壓的影響顯著，斷層兩盤將在開采擾動造成的突發(fā)卸荷影響下產(chǎn)生相對“回彈”；煤層變薄區(qū)超前支承壓力呈“雙峰值”分布，高能區(qū)能量快速釋放造成沖擊影響范圍擴(kuò)大。

(4)在人為主控因素方面，煤柱作為高應(yīng)力集中區(qū)，其尺寸、傾角及相對位置等將直接影響沖擊地壓發(fā)生的概率和強度；采空區(qū)會誘發(fā)超前支承壓力集中區(qū)內(nèi)圍巖積聚彈性能的突然釋放，尤其在采高較大、頂板冒落不充分的情況下；采掘卸荷會導(dǎo)致應(yīng)力集中區(qū)快速“遷移”，引發(fā)煤體內(nèi)彈性應(yīng)變能的大量釋放，是造成沖擊地壓的重要外因條件。

(5)對新汶、魯西、鄂爾多斯、陜西彬長、新疆和甘肅等沖擊地壓孕災(zāi)主控因素差異性，進(jìn)行了對比分析表明，不同礦區(qū)沖擊地壓孕災(zāi)主控因素影響程度具有差異性，要對礦井、采區(qū)及工作面沖擊地壓主控因素及影響程度進(jìn)行分別判識，實施從降能、釋能、阻能與抗能遞進(jìn)式的治理工程，是沖擊地壓治理工程必由之路。

(6)基于主控因素分析的沖擊地壓危險程度定量分級，需要進(jìn)一步深化研究工作。沖擊地壓治理工程構(gòu)建，還任重而道遠(yuǎn)。