堅硬頂板回采巷道沖擊地壓的卸載滑脫機制

韓 軍，崔露郁，賈冬旭，惠乾嘉，朱志潔，CAO Chen

(1.遼寧工程技術大學 礦業學院，遼寧 阜新 123000；2. 澳大利亞伍倫貢大學 土木、采礦與環境學院，新南威爾士 伍倫貢 2522；3. 遼寧省煤炭資源安全開采與潔凈利用工程研究中心，遼寧 阜新 123000)

沖擊地壓的突發性和強烈破壞性對煤礦生產造成嚴重威脅。據對2 510次沖擊地壓記錄數據的分析表明，發生在巷道中的2 178次，占總數的86.8%。近年來，我國在回采巷道中發生的若干次嚴重的沖擊地壓對煤礦安全生產造成了極大的影響，例如遼寧紅陽三礦“11·11”沖擊地壓、吉林龍家堡礦“6·9”沖擊地壓、河北唐山礦“8·2”沖擊地壓、黑龍江鹿山二井“11·7”沖擊地壓、陜西胡家河“10·11”沖擊地壓等。沖擊地壓的發生機理作為沖擊地壓防治的理論基礎，是目前煤礦安全生產領域亟待解決的關鍵科學問題之一。

筆者從回采工作面堅硬頂板破壞與運動的角度，分析工作面前方和沿空巷道側方頂板的破斷和運動特征，建立回采巷道煤層-頂板-底板力學模型，分析煤巖層的應力狀態及煤層發生滑脫的條件，進而提出堅硬頂板回采巷道沖擊地壓機理。筆者主要針對堅硬頂板長壁工作面回采巷道沖擊地壓發生的機制進行分析，其他條件下的沖擊地壓不在本文的討論范圍。

1 沖擊地壓顯現規律

1.1 沖擊地壓發生地點

圖1 沖擊地壓顯現區域

1.2 沖擊地壓破壞特征

部分沖擊地壓現場觀測發現，沖擊發生后煤層與頂板之間存在較為明顯的離層，有時頂板表面存在紅色或者紅褐色粉末，圖2(e)為文獻[23]給出的沖擊地壓發生后頂板表面出現的紅色粉末，作者認為這不是地質作用的產物，而是煤層與頂板交界面存在擦痕，這種現象在筆者參與調查的唐山礦“8·2”沖擊地壓和鹿山二井“10·7”沖擊地壓中也曾觀測到(圖2(f))。

圖2 沖擊地壓破壞特征

1.3 沖擊地壓發生的條件

沖擊地壓發生條件可以分為地質條件和開采條件2類。在地質條件方面，學者普遍認為大埋深、堅硬厚層頂板、堅硬煤體是誘發沖擊地壓的主要地質條件，這些在工程實踐中也得到了廣泛驗證，也是沖擊地壓危險性評估中重點考慮的因素。僅少數研究認為堅硬煤體并不是沖擊地壓的必要條件。在開采因素方面，主要包括煤柱、采掘工程相互影響等形成高應力集中的因素。

上述關于沖擊地壓發生地點、破壞特征和主要影響因素的綜合和分析，是典型堅硬頂板、堅硬煤體回采巷道發生沖擊地壓具有的共性關鍵地質特征。筆者提出沖擊地壓的機理模型，回答上述沖擊地壓發生的地點、破壞特征及沖擊地壓的影響因素內在原因，并在第4部分進一步對該問題進行討論。

2 工作面堅硬頂板撓曲與破斷

2.1 理論分析

采場上覆巖層的變形、破壞和運動規律是采礦工程科學研究中的重要問題之一。考慮到煤層及直接頂是非剛性的，部分學者根據文克爾彈性基礎模型，分析基本頂在以煤層和直接為彈性基礎上的彎矩、應力和撓度，確定基本頂彎矩的最大值在煤體內，基本頂的斷裂線位于煤壁內(圖3(a))，同樣地，沿空巷道側向基本頂的彎矩也位于煤體內或者巷道上方(圖3(b))。同時通過基本頂破斷前后基本頂撓度對比，證明基本頂超前煤壁斷裂時會產生反彈與壓縮。

圖3 基本頂破斷形態

由于煤體并不是完全彈性的，并且文克爾彈性地基模型自身的缺陷，一些學者開展了基于彈塑性地基模型的研究。文獻[31-32]在考慮煤體彈塑性變形特點的基礎上分析了側方采空條件下基本頂板的變形、彎矩、斷裂等。盡管不同學者采用的煤層力學模型有所差別，但是堅硬頂板超前煤壁斷裂和沿空巷道側向頂板斷裂位于煤體或者巷道上方的認識是一致的。

根據彈性地基理論得出堅硬頂板的彎矩與豎向位移如圖4所示。

圖4 堅硬頂板的彎矩與豎向位移示意

從圖4可以看到，工作面煤壁前方存在向上撓曲的區域，工作面側向同樣存在向上撓曲的區域。頂板向上撓曲量與頂板的厚度、彈性模量、強度、懸頂長度、煤層和直接頂的剛度等有關。

2.2 現場觀測

回采工作面推進過程中在煤壁前方觀測到的頂板向上運動結果見表1。由于頂板向上運動的過程持續時間較長(數小時)，部分頂板向上運動量是以mm/h的形式表示的。總體上，頂板向上運動量可以達到數個毫米量級。

表1 工作面前方回采巷道頂板向上撓曲觀測結果

朱德仁在柴里煤礦2322工作面的觀測表明，工作面由開切眼推進至不同階段時，分別在工作面前方13，14，8，7.5 m觀測到壓力監測系統的壓力降低9.5，2，8，3.3 MPa，對應頂板向上位移為3.6，0.75，3.0，1.2 mm。

頂板運動監測工程實踐為工作面回采過程中工作面前方頂板向上撓曲運移理論提供了現場驗證。

3 回采巷道沖擊地壓的卸載滑脫機制

3.1 回采巷道煤層的力學模型

建立如圖5所示的回采巷道巷幫煤體力學模型。選取緊鄰回采巷道寬度為的煤體作為研究對象，該部分即沖擊地壓發生時整體移動的煤體，即圖5中塊體A。塊體A與塊體B處于連續狀態。設巷道高度和煤層厚度均為，為頂板與煤體交界面的正應力，為煤體內來自塊體B的水平應力；塊體A在巷道軸向上煤壁水平應力為0，向內側過渡后，應力逐漸變為，煤塊上部和下部與頂、底板接觸面的摩擦力分別為和，為塊體A，B間的抗拉強度。

圖5 回采巷道煤壁塊體A受力分析

對于沿巷道軸線單位長度段的煤體，水平方向(此后定義為方向)受力平衡表達如下：

=++

(1)

其中，

=(+tan)

(2)

=[+(+)tan]

(3)

其中，,為頂板與煤體交界面的黏聚力與內摩擦角；,為底板與煤體交界面的黏聚力與內摩擦角；為煤的密度；為重力加速度。則塊體A的臨界平衡方程為

+tan

(4)

相對于煤層埋深，煤層厚度可以忽略不計，式(3)可以簡寫為

=(+tan)

(5)

將式(5)代入式(4)，可以得到

(6)

式(6)為發生沖擊地壓的條件，即，當頂板向上撓曲造成減小，使得塊體A向巷道移動的阻力小于沖擊地壓力源——水平應力。

式(6)中塊體B對塊體的水平應力為該處原巖應力的水平分量和因采掘活動引起的應力，理論上，該值可通過地應力測量方法準確獲取。煤巖體的，，，，可根據實驗室測試方法測定。部分煤巖的黏聚力和內摩擦角見表2。煤的抗拉強度一般為0.1～1.0 MPa。

表2 煤礦中常見巖石的黏聚力和內摩擦角

以下為沖擊地壓臨界狀態方程——式(6)算例。根據文獻[37]，某地點煤層埋深為500 m，煤層==2.75 MPa，=0.64 MPa，==3.0 m，tan+tan=1.29，最小水平應力為10.7 MPa。根據式(6)，當由12.7 MPa減小到4.93 MPa時，塊體A整體移動的阻力為

此時該點的滑脫阻力等于水平應力。當頂板向上撓曲導致正應力低于4.93 MPa時，該點處于發生沖擊地壓臨界狀態。值得注意的是，假設沖擊時巷幫內3 m整體移出，超出巷幫錨桿長度，故未考慮巷幫錨桿支護阻力。

3.2 基于拜爾利定律的計算

頂底板和煤層的摩擦力可以利用拜爾利定律進行估算。拜爾利基于不同壓力下巖石摩擦試驗資料的分析(圖6)，提出了巖石沿某一滑動面發生摩擦滑動的條件是：該面上的正應力與剪應力之間應滿足下列關系(拜爾利定律)：

圖6 中等正應力下，由最大摩擦力得到的滑動面上正應力與剪應力的關系[38]

(7)

將式(7)代入式(1)，可以得到

(8)

在水平應力一定的情況，塊體A向巷道內移動的條件是的減小至使式(8)右側的滑脫阻力小于左側的水平作用力。

參照3.1節的相關條件和參數，=4.93 MPa，代入式(8)右側計算滑脫阻力為9.0 MPa，小于式(8)左側的水平應力10.7 MPa，此時可能發生沖擊地壓。基于拜爾利原理的計算結果與3.1節的計算結果差別不大。

3.3 煤層滑脫沖擊時頂板撓曲量計算

設的變化量為Δ

Δ=-

(9)

式中，為初始正應力，根據應力測量得到；為頂板撓曲后的正應力，當處于沖擊地壓的臨界狀態時根據式(6)或式(8)計算得到。

根據煤巖體應力-應變線性模型

Δ=Δ

(10)

Δ=Δ

(11)

式中，Δ為頂板的撓曲量，即煤層的變形變化量；為煤層的彈性模量；Δ為煤層應變變化量。

由式(10)，(11)可以得到

(12)

在3.1節的實例中，Δ=7.77 MPa，=2.86 GPa，代入式(12)，計算得到，Δ=8.1 mm。上述計算結果表明，煤體的水平應力與滑脫阻力達到平衡狀態時，頂板向上撓曲量為8.1 mm。該結果處于表1所列出的頂板向上撓曲量的觀測范圍。

3.4 沖擊地壓機理及相關控制因素

堅硬頂板向上撓曲導致頂板-煤層、煤層-底板交界面正應力減小，即煤層正應力降低，相對于頂板未撓曲區域，該部分煤層相當于產生了卸載，此時根據式(6)或式(8)，塊體A可以滑脫的方式沖入巷道，發生沖擊地壓。該模型即堅硬頂板回采巷道發生沖擊地壓的卸載滑脫機理。

MEIKLE認為由于濕潤、斷層泥等原因導致界面摩擦力突然減小，由于交界面約束的突然降低，煤柱瞬間破壞而產生沖擊地壓。BRAUNER的夾持模型和LIPPMAN的平動模型都認為存在某些擾動使得煤層與頂底板的摩擦力降低，進而引起煤層失穩沖擊，但是并未給出明確的頂底板和煤層之間的摩擦力是如何減小的。另外MEIKLE、BABCOCK和BICKEL等認為沖擊地壓煤體的破壞是由表及里逐步破壞的。筆者提出的破壞模式與上述研究是不同的。

根據式(6)或式(8)，能否發生卸載滑脫沖擊地壓取決于煤體的水平應力和正應力。煤層的和都隨著埋深增加而增加，將式(6)兩邊同時除以，并將右側整理為相關項和非相關項2部分，結果如下：

(13)

式(13)顯示，在和成比例增加情況下，左式不變，右式隨增大而減小。因此，進入某一開采深度后，礦井開始發生沖擊地壓；隨著開采深度加深，如果原巖應力各分量按比例增加，在不考慮煤巖體屈服對頂板撓曲情況下，沖擊地壓隨著開采深度增加將更頻繁、更嚴重。

式(13)表明，Δ與頂板向上撓曲量呈正相關。頂板撓曲量與頂板的厚度、強度和彈性模量以及煤層的彈性模量和強度等有關，頂板越堅硬，厚度越大，煤層越堅硬，頂板向上撓曲量越大，因此堅硬厚層頂板和堅硬煤體是易產生沖擊地壓的重要條件。上述參數同時也影響了向上撓曲位置，而向上撓曲位置與沿空巷道兩幫的正應力有關，因此煤柱的尺寸(決定了沿空巷道的位置)也是回采巷道發生沖擊地壓的重要條件。

4 討 論

4.1 沖擊地壓顯現位置的原因分析

根據圖4，工作面煤壁前方和臨空側煤體都存在堅硬頂板向上撓曲的區域。根據撓曲區域位置，可以確定工作面煤壁前方和側向撓曲疊加的區域是撓曲量最大的區域，顯然該區域煤層正應力最低，發生滑脫的阻力最小，從而成為最易發生沖擊地壓的區域。

同時，工作面煤壁和沿空巷道的采空區側頂板位移向下，也就是說煤層的正應力是增加的，因此該區域煤層發生滑脫的阻力大，難以發生整體移出式的沖擊地壓。該區域沖擊地壓發生后煤體往往是呈破碎的散塊狀，與整體移出的破壞形式不同。

根據圖4，沿空巷道兩幫正應力的狀態與工作面側向頂板向上撓曲的區域密切相關，在其他條件一定的情況，其本質上是由沿空巷道的煤柱的寬度決定的。當煤柱寬度較小時，整個煤柱剛度低，難以形成對側向堅硬頂板的支撐，則頂板向上撓曲的區域向實體煤側轉移，從而使得煤柱整體處于正應力增加的狀態，煤柱難以發生滑脫，該類煤柱類似屈服煤柱(yielding pillars)；當煤柱的寬度足夠大時，側向頂板向上撓曲的區域位于煤柱的內部，巷道兩幫煤體水平應力小于沖出的阻力，難以發生沖擊地壓，該類煤柱類似支承煤柱(abutment pillars)；尺寸介于2者之間的煤柱，頂板向上撓曲的區域位于巷道一幫或者兩幫可能發生整體移出的區域，由于向上撓曲使得煤層正應力降低，成為容易發生煤體整體滑脫，即發生沖擊地壓的條件，該類煤柱類似于臨界煤柱(critical pillars)。需要進一步說明的是，影響煤柱穩定性或強度的幾何參數，包括煤柱的寬度和厚度，因此一般用寬度與高度的比值來進行分析。

4.2 沖擊地壓破壞形式的原因分析

筆者提出的沖擊地壓機制主要是指因頂板向上撓曲在煤體中產生的正應力降低，即卸載所致。因此頂板破壞并不是本模型的必要條件，在現場觀測到的沖擊地壓發生后頂板破壞不明顯也符合本模型的假設。從另一個方面來講，如果是正應力增加導致的沖擊地壓，其破壞形式不應該是整體的移動，而是呈散塊狀破壞。

關于沖擊地壓發生后煤層與頂板之間存在離層，部分煤層-頂板界面的擦痕以及頂板表面出現的紅褐色粉末，證明煤層與頂底板發生了相對滑動。但是學者未給出其形成的原因。根據現場觀測及一些文獻關于頂板粉末的描述，筆者認為這是頂板或煤中的黃鐵礦(FeS)在摩擦升溫和水的參與條件下發生氧化作用，形成針鐵礦(-FeO(OH))、水針鐵礦(-FeO(OH)·HO)等礦物的結果。黃鐵礦是地殼中分布最廣的硫化物，在許多沉積巖(尤其是煤系)和一些沉積礦床中呈團塊狀、結核狀、透鏡狀及粉末狀產出。以淮南礦區為例，頂板巖層中黃鐵礦含量可達3%左右。黃鐵礦在氧化環境中不穩定，易轉化為針鐵礦等。針鐵礦呈褐黃至褐紅色，條痕(粉末)呈褐黃色。

5 應用實例

5.1 唐山礦“8·2”沖擊地壓發生機制

..事故概況

2019-08-02T12:30:00，開灤(集團)有限責任公司唐山礦業分公司(以下簡稱唐山礦)風井工業廣場煤柱區發生沖擊地壓。事故地點位于F5009工作面終采線前方、平行于終采線的F5009運料巷和F5010聯絡巷(圖7)。沖擊地壓工作面5煤層頂板為細砂巖，厚約20 m，單軸抗壓強度100 MPa以上；底板為砂質泥巖、細砂巖復合結構(表3)。5煤層及其頂板具有弱沖擊傾向性。事故區域開采深度近800 m。事故后在該區域進行的地應力測量結果表明，最大主應力33.00～33.33 MPa，最小主應力19.60～21.47 MPa，最大主應力方位角為79.30°～84.57°。

圖7 唐山礦“8·2”沖擊地壓位置

表3 5煤層及其頂底板厚度和抗壓強度

F5009工作面采用俯采方式，于沖擊地壓發生前1個月開采至終采線，與其前方的F5010聯絡巷相距31 m。F5010聯絡長80 m，沿5煤層直接頂掘進，煤厚平均2.5 m。巷道采用錨網支護，平均傾角12°。F5009運料巷長80 m，距F5010聯絡巷37 m，沿5煤層直接頂掘進，采用錨網支護，后復修時改為架棚支護。

..沖擊地壓顯現情況

F5010聯絡巷下幫和底板破壞明顯，下幫向巷道內移近0.5～2.0 m，巷道上幫無明顯破壞；巷道底板破壞嚴重，在巷道中心靠近上幫位置底板折斷，底臌量為1.0～2.5 m。從折斷的底板巖層看，底板為多層復合結構(圖2(a))。F5009運料巷橫管整體底臌、兩幫移近，造成巷道內軌道側傾，巷幫管路偏移至巷中。2條巷道掘進時沿直接頂掘進，即破掉了厚約0.5 m的偽頂，因此巷道兩幫的上部存在0.5 m巖層。沖擊地壓發生后，偽頂部分未發生變形和破壞，煤體是沿著偽頂和煤體的界面整體沖出的。

另外，沖擊地壓并未導致F5009回風巷和F5009運輸巷發生破壞，這與一般沖擊地壓是不同的。

..事故發生機制分析

F5009工作面的偽頂厚0～0.5 m，直接頂和基本頂細砂巖為堅硬厚層頂板。工作面開采至終采線后，前方存在頂板向上撓曲區域。根據F5009工作面頂板和煤層的力學特性，撓曲區域應該距離終采線較遠，從聯絡巷破壞的情況來看，撓曲區域處于F5010聯絡巷與F5009運料巷之間的煤柱上(圖8)。卸載破壞后的煤體在水平應力的作用下整體沿層理沖出，與頂板的滑動摩擦造成煤體表面產生褐色的粉末。

圖8 “8·2”沖擊地壓的卸載滑脫機制

F5009工作面屬于兩側實體煤工作面，工作面回采巷道超前段頂板向上撓曲的量值相對較小，因此該區域未產生沖擊地壓。

5.2 紅陽三礦“11·11”沖擊地壓發生機制

..事故概況

2017-11-11T14:26:00，沈陽焦煤股份有限公司紅陽三礦(以下簡稱紅陽三礦)發生一起沖擊地壓。事故地點為西三上采區702工作面，該工作面位于西三上采區運輸下山以北，北至7煤層風化帶，東鄰北二區7煤采空區及西一區700工作面采空區，西側為未采區(圖9)。開采深度約1 100 m。

圖9 紅陽三礦“11·11”沖擊地壓位置

702工作面走向長度2 206 m，傾斜長度200 m，沖擊地壓發生時已開采1 740 m。工作面煤層賦存穩定，屬于復合煤層，由7-1煤、7-2煤、7-3煤組成，煤層厚度2.15 m，夾矸厚度1.05 m，采高3.2 m。根據工作面鉆孔資料，工作面煤層直接頂為泥巖，厚9.9 m，基本頂為粉砂巖，厚10.4 m，直接底為泥質粉砂巖，厚0.6 m，基本底為中砂巖，厚8.9 m(表4)。回風巷高3.2 m、寬4.2 m，運輸巷高3.3 m、寬4.6 m，都采用錨桿(索)支護。在該礦-850井底車場(埋深870 m)進行的地應力測量結果表明，最大主應力28.61 MPa，最小主應力11.45 MPa，最大主應力方位角為109.9°。

表4 7煤層及其頂底板厚度和抗壓強度

..沖擊地壓顯現情況

沖擊地壓發生后，702工作面上口向外約214 m巷道嚴重破壞，通風阻斷。工作面上出口往外0～5.3 m部分單體支柱壓彎、工字鋼頂梁彎曲，巷道底鼓嚴重。工作面上出口往外5.3～153 m巷道合攏，部分區段存在巷道底鼓、頂板下沉。工作面上出口往外153～161 m巷道上幫向下幫移動1.2～1.5 m，頂板局部出現網兜、底鼓嚴重。距離工作面上出口161～204 m內巷道頂底板破壞程度較輕，頂板基本保持完整，底板輕微底鼓，巷道上幫煤體整體推移至下幫煤壁，巷道基本合攏。工作面上出口往外204～214 m巷道上幫煤體向下幫煤壁側整體滑移3.0 m，巷道頂部留有寬1.7～1.8 m、高0.5～0.6 m的空間；典型破壞情況如圖2(b)所示。

..事故發生機制分析

702工作面直接頂為9.9 m厚的泥巖，基本頂為10.4 m厚的粉砂巖。703工作面回采完成后，頂板向上撓曲的區域位于其與702工作面回風巷之間的煤柱上。702工作面回風巷上幫因其頂板向上撓曲，煤層上方的正應力降低，同樣地煤層與頂板和底板之間的摩擦力也相應降低，于是煤層在水平應力的作用下向702工作面運輸巷內滑動，形成沖擊地壓(圖10)。

圖10 “11·11”沖擊地壓的卸載滑脫機制示意

6 結 論

(1) 堅硬頂板工作面回采巷道沖擊地壓表現出幫部向巷道內整體移動的特征，堅硬頂板和堅硬煤體是該類沖擊地壓的地質特征，巷幫煤體滑脫是該類沖擊地壓的破壞特征。

(2) 基于彈性地基理論，分析了堅硬頂板條件下回采工作面前方和側向頂板向上撓曲特性，并通過與頂板運動工程實踐進行量化對比進行驗證。

(3) 建立了頂板-煤層-底板復合結構體卸載滑脫力學模型，確定了煤體水平應力、煤-頂板和煤-底板結構面摩擦力及煤體抗拉力之間的平衡關系，建立了煤體發生卸載滑脫沖擊地壓的臨界方程；提出了頂板向上撓曲導致煤層豎直壓力降低，失去夾持的煤體在水平應力作用下克服頂、底板摩擦力及煤體抗拉強度后整體移入巷道，即堅硬頂板回采巷道沖擊地壓的卸載滑脫發生機制。

(4) 唐山礦“8·2”沖擊地壓和紅陽三礦“11·11”沖擊地壓現場實際情況顯示，其發生過程符合筆者提出的卸載滑脫機制，都是由于厚層堅硬頂板在工作面前方或者是側方形成的懸頂結構產生的頂板向上撓曲，從而降低了頂板和底板對煤層的夾持力，導致煤體在水平應力作用下整體移出，形成沖擊地壓。