煤的沖擊傾向性研究進展及沖擊地壓“人-煤-環”三要素機理

宮鳳強，趙英杰，王云亮，彭 康

(1.東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 211189；2.東南大學 蘇州聯合研究生院，江蘇 蘇州 215123； 3.中南大學 資源與安全工程學院，湖南 長沙 410083)

沖擊地壓涉及到煤礦現場的煤層物理條件、地質環境、開采條件等，在力學問題上相當于研究對象、受力條件和邊界條件的3個方面，其中不確定性影響因素眾多，而且煤礦現場信息無法完全精確獲取，因此不論是其發生機理、現場監測，還是預測預報、防沖治理等相關問題都異常復雜。相比之下，關于煤的沖擊傾向性，相對比較簡單，只涉及到煤樣本身材料屬性、單軸壓縮一維受力條件、單向靜力加載條件。因此，沖擊地壓是工程力學問題，煤的沖擊傾向性是材料力學問題。經過近40 a的研究，關于煤的沖擊傾向性問題，非常有必要系統梳理相關研究進展，針對其中的關鍵科學問題進行深入探討，以此促進沖擊地壓問題的研究。為此，筆者在綜述煤的傾向性指數研究進展基礎上，分析了目前研究中存在的特點；然后根據5個煤礦的煤單軸壓縮試驗結果，結合高速攝像拍攝的視頻紀錄和煤樣的實際破壞狀態，提出了基于試驗現象的煤的沖擊傾向性定性判據及分類標準，統一對比了16種煤的沖擊傾向性指數的判別結果，重點考察了煤的剩余彈性能指數的科學性和適用性。在此基礎上，提出了沖擊地壓“人-煤-環”三要素機理，更加明確了煤的沖擊傾向性研究在沖擊地壓機理中所起的具體作用，并從力學性質和材料性質2個方面分析了煤和巖石的本質屬性差異。最后提出了煤的沖擊傾向性指數研究中存在的6個關鍵科學問題。

1 煤的沖擊傾向性相關專業術語提出過程

本文中提到的沖擊地壓主要是指純煤層破壞的沖擊地壓，對于含瓦斯煤層及復合災害中的沖擊地壓不作討論。因此，在討論和分析煤的沖擊傾向性以及沖擊傾向性指數時，專指用于評價純煤的沖擊傾向性指數，不包含巖石的巖爆傾向性指數。另外，文中提到巖爆時，專指發生在深埋隧道(隧洞)洞表面、深部金屬礦(或煤礦)巖質巷道和礦柱及掘進工作面部位硬巖的彈射、爆裂或崩落現象，伴隨不同程度聲響并釋放出不同程度的動能。

進行科學研究時，專業術語的概念和定義非常重要。概念是人們對客觀事物本質屬性進行抽象概括的反映，定義是對概念的內涵和外延或所做的簡要而準確的描述。沖擊地壓是煤礦開采到深部之后才出現的一種煤體沖擊破壞形式。文獻[26-27]認為世界上最早的沖擊地壓1738年出現于英國South Stanford煤礦。1959年林景云在著作《撫順勝利礦的沖擊地壓》中給出了撫順勝利礦1933—1935年沖擊地壓傷亡事故統計表，這可能是中國最早的沖擊地壓事故統計。國內外對沖擊地壓的認識，包括對概念理解和定義表述，經歷了逐步深入的過程，很多文獻把沖擊地壓稱之為“煤爆”、“煤炮”、“巖爆”、“煤沖擊”等，英文名詞有coal bump，coal burst，rock burst，rockburst，coalburst，rockburst in coal mine，burst in coal mine，impact ground pressure，shocking underground pressure，impact rock pressure，rock-burst，outburst，rock outburst，mine pressure bump，coal mine rock burst，mine pressure bumping，mine strata pressure bump等，這在一定程度上反映了研究人員對“沖擊地壓”術語界定的認識還未取得一致。同理，在和煤的沖擊傾向性相關研究中，也存在很多相關的專業術語。依據中國知網(CNKI)上已發表的學術文獻資料，筆者初步統計了國內研究煤的沖擊傾向性的相關專業術語，見表1(本文主要對沖擊地壓相關的學術論文進行統計分析，沖擊地壓研究領域的代表性專著請參考齊慶新等“我國煤礦沖擊地壓發展70年：理論與技術體系的建立與思考”中統計情況)。

“沖擊地壓”專業術語最早見于1955年錢鳴皋(疑為錢鳴高)“介紹煤及瓦斯突出的性質與力學作用的現代學說”一文。1957年潘瑞瑾和蒲先鴻在“淄博礦務局緩傾斜薄及中厚煤層煤層群上行開采問題”一文中提到潘瑞瑾1956年在《煤礦技術》發表的“煤巖迸破和礦內沖擊”一文，在描述“煤層沖擊危險”時提到了“煤巖迸破”和“礦內沖擊”，這屬于直觀的形容煤破壞時的沖擊性。“煤的沖擊性”、“沖擊式破壞”由胡克智等1966年在“煤礦的沖擊地壓”一文中首次提出。該文也是我國第1篇論文題目中出現“沖擊地壓”術語的學術論文，并指出我國礦山沖擊地壓最早于1933年發生在遼寧撫順煤田的勝利煤礦。該文沒有參考文獻，而且在文中注明該文為作者1965年1月在德國萊比錫召開的第七屆國際巖石力學會議上所宣讀的論文的一部分。1981年牛錫倬在“煤礦安全生產中的幾個巖石力學問題”一文中提到了沖擊危險程度。1981年蘆子干和常洪生在研究門頭溝礦沖擊地壓的成因和控制時，提出了沖擊危險指數的概念，并認為煤層硬度和抗壓強度是表示煤層抵抗破壞能力的指數。“沖擊傾向”術語1982年第1次出現在李玉生“礦山沖擊名詞探討——兼評‘沖擊地壓’”一文中。“沖擊傾向性”、“沖擊傾向性指數”和“煤層沖擊傾向性指數”1983年首次出現在李信“煤礦沖擊地壓的初步研究”一文中。“煤的沖擊性能指標”、“沖擊性指標”、“煤層的沖擊性能”和“煤層沖擊傾向性”等術語1985年分別出現在胡景義等“龍鳳礦沖擊地壓防治的試驗研究”、朱之芳“撫順龍鳳礦沖擊地壓實驗室研究報告——用煤(巖)剛度建立沖擊性指標的研究”、李國臻等“龍鳳礦沖擊地壓成因規律的分析研究”、趙本鈞“撫順龍鳳礦沖擊地壓成因規律、預測和防治的研究”等有關論文中。后來國標中的“煤的沖擊傾向”和“煤的沖擊傾向性”等專業術語1985年第1次出現在趙本鈞“鉆屑法的研究和應用”一文中。“煤的沖擊傾向性指數”1999年首次出現在竇林名等“沖擊礦壓及其防治”一文中，該文中認為“煤的沖擊傾向性是評價煤層沖擊性的特征參數之一”。

表1 煤的沖擊傾向性相關專業術語提出情況

2 煤的沖擊傾向性在沖擊地壓研究中地位和作用

研究煤的沖擊傾向性目的是服務于沖擊地壓機理研究和預防治理。胡克智等認為“煤的沖擊性是產生沖擊地壓的基礎”，同時也認為“從能量觀點來看，發生沖擊地壓的實質在于，煤巖將外力對它所作的功或以其他方式輸入煤巖的能量以彈性勢能的方式儲存起來，然后以沖擊破壞的形式再把它們釋放出來。因此，煤巖的貯存能量的能力以及煤巖破壞過程中貯能釋放的方式、能量的釋放速度及各種能量的分布比例，是決定是否發生沖擊地壓及其規模的主要因素”。趙本鈞認為“由采掘工作造成的支承壓力乃是沖擊地壓發生的主要條件之一。發生沖擊地壓的第2個主要條件是煤層本身的物理力學性質，即煤的沖擊傾向性。這2個條件也是目前預測沖擊地壓的主要依據”。同時還認為“煤(巖)的物理力學性質是發生沖擊地壓的內因。一方面只有煤層具有彈性，才能把發生沖擊地壓所需的大量能量儲存起來，另一方面只有煤層具有脆性，才能發生脆性破壞，并瞬間釋放彈性能”。齊慶新和劉天泉認為“沖擊傾向性是指煤巖介質積蓄能量并產生沖擊破壞的能力，是煤巖介質的固有屬性，是產生沖擊地壓的必要條件，…，沖擊地壓的發生取決于煤巖的內在性質，即沖擊傾向性。只有具備了一定的沖擊傾向性，在其他條件作用下才有可能發生沖擊地壓。沖擊傾向性是沖擊地壓發生機理的內在因素”，屬于沖擊地壓“三因素”機理的基礎之一。因此，科學準確的判別煤層沖擊傾向性程度非常必要，對于更加深入的明確沖擊地壓內在發生機理也非常重要。

3 煤的沖擊傾向性指數的表征形式

為了研究煤的沖擊傾向性并衡量沖擊性程度，很多研究人員提出了煤的各種沖擊傾向性指數以及各自的表征形式和分類標準。下面首先對國標GB/T 25217.2—2010中的4種沖擊傾向性指數作比較系統的概述，然后再對其他沖擊傾向性指數作簡要概述。概述中以國標GB/T 25217.2—2010和文獻中對各種沖擊傾向性指數的原文名稱作為統一稱謂。

3.1 彈性能量指數WET

依據論文的發表和記載情況，NEYMAN B等1972年在《Proceedings 5th International Strata Control Conference》上發表的“Effective methods for fighting rockburst”一文中提出了Bursting liability index of coal，即，需對煤樣逐漸加載到其單軸抗壓強度的80%然后卸載，等于彈性能量與耗散能量之比，“The larger the value of，the greater the liability to bursts”。當<2時，no liable；=(2～5)時，slightly liable；>5時，severely liable。根據《International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts》1974年第11卷第6期121頁信息，1973年SZECOWKA Z在“Energy index of the natural liability of coal to rock bursts”論文中，介紹了“energy index of liability to rockbursts”的概念，并根據該指數對煤進行了分類。通過對7個礦井和9個煤層的調查表明，該指數為煤的沖擊傾向性判別提供了有效的指導。1981年KIDYBINSKI在“Bursting liability indices of coal”一文中，引用了SZECOWKA Z等在1973年“Energy index of natural bursting ability of coal”文獻。文獻[10，45]的作者有所差別，但是標題比較接近，而且年份和文獻的卷數都一致。文獻[9，10，45]全文均為波蘭語，目前尚未查到原文，因此無法詳細核實。在KIDYBINSKI的論文中，英文名為“Strain Energy Storage Index”(直譯為應變能存儲指數)，并且引用了SZECOWKA Z等關于的計算方法，即

(1)

其中，為彈性應變能，其值為卸載水平處卸載曲線下的面積；為耗散應變能，其值為卸載水平處加載曲線和卸載曲線所包絡的面積。在該文中，當<2時，無沖擊傾向；=(2～4.99)時，弱沖擊傾向；>5時，強沖擊傾向。需要注意的是，“liability”英文含義中含有“the fact that someone is legally responsible for something(責任)、likelihood or probability(可能性或概率)”的意思，國內翻譯為“傾向性”，而中文“傾向性”意指“發展的方向性、趨勢性”，相比而言“burst proneness”和“burst prone”更接近于中文“沖擊傾向性”含義。

文獻[11]對煤樣進行具體試驗測試時，首先進行常規單軸壓縮試驗測試煤樣的單軸抗壓強度。然后，以0.04 MPa/s的速率(力加載速率為100 N/s)對煤立方體試樣進行壓縮，直到應力達到極限強度的80%～90%，然后以相同的應力速率釋放至0。通過獲得的應力應變曲線計算彈性應變能和耗散應變能，進而利用式(1)計算得到。的計算示意如圖1所示，，分別為峰值點處應變和峰后殘余強度點處的應變；為峰值強度。式(1)和圖1中各參數計算為

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(3)

=-

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式中，為輸入應變能，其值為峰前卸載水平處加載曲線與坐標軸圍成的面積；，分別為卸載點、卸載零點處的應變。

圖1 國標GB/T 25217.2—2010中4種指數計算示意Fig.1 Calculation diagram of four indices in nationalstandard GB/T 25217.2—2010

PENG S S在專著《Coal Mine Ground Control》中也給出了的計算方法和沖擊傾向性分類標準，計算過程和文獻[47]類似，采用單軸壓縮試驗，中文譯本對稱之為沖擊能量指數(該書1978年出版第1版，1986年第2版，2008年第3版，2014年出版中文譯本)。后來被廣泛應用于煤的沖擊傾向性研究和評價中。1983年李信在論文“煤礦沖擊地壓的初步研究”中在國內首次把文獻[9]列為參考文獻之一，把稱之為煤層沖擊傾向指標。1983年撫順礦務局、阜新礦業學院沖擊地壓研究組撰寫“撫順煤礦沖擊地壓統計分析和數值分析”論文，把稱之為沖擊危險性能量指標。1989年華安增在論文“巖石沖擊及能量釋放”在國內首次把文獻[11]列為參考文獻之一。在應用或運用對煤的沖擊傾向性進行研究或評估時，對其有很多中文稱謂，見表2。對于造成這種情況的原因，可能是在各自行業的不同習慣稱呼所致。對各種中英文名稱及符號，引用時科學的做法要尊重并使用原始文獻的初始名稱或英文直譯名，避免出現替換名稱眾多以及曲解原文本意的情況。在實際研究工作中，利用單軸壓縮試驗對進行計算時，對煤樣形狀、尺寸、峰值(極限)強度(荷載)卸載水平和沖擊傾向性分類標準也存在很多差異，統計情況見表3，由表3可知，盡管煤樣形狀、尺寸、卸載水平區間存在眾多差異，但是共同點都在峰值強度80%水平左右進行卸載，然后完成試驗計算，因此卸載水平為80%是關鍵點。

表2 指數WET的中文稱謂

納入煤炭工業部部標準和國標歷程及修訂過程概述如下：1987年煤炭科學研究院北京開采研究所王淑坤起草的中華人民共和國煤炭工業部部標準《煤層沖擊傾向指標測定方法》MT 174—1987中首次將指數納入煤層沖擊傾向性判定指數之一(另外一種是動態破壞時間)，該標準中稱作“彈性能量指數”。1994年齊慶新和劉天泉認為我國煤巖沖擊傾向指標包括彈性能量指數、沖擊能量指數和動態破壞時間。2000年王淑坤、齊慶新、康立軍等依托中波科技合作項目“煤層沖擊傾向性的研究”成果，對上述煤炭部標準MT 174—1987進行修訂，起草了“MT/T 174—2000煤層沖擊傾向性分類及指數的測定方法”，該標準中修改了彈性能量指數測定方法，采用48～55 mm，高徑比為1.5～2.2的圓柱體試樣。當試驗現場沒有條件加工成圓柱體試樣時，可加工成50 mm×50 mm×50 mm或50 mm×50 mm×100 mm的方形柱體試樣。首先選用3個試樣測得單軸抗壓強度取平均值作為卸載點強度的參考值，之后的加載方式和加載速度同1987年的標準，的計算方法和分級規定未改變。2010年齊慶新等對2000年國標進行進一步修訂，起草了國標“GB/T 25217.2—2010沖擊地壓測定、監測與防治方法”(即現行標準)，其中“第2部分：煤的沖擊傾向性分類及指數的測定方法”對的測定進行了更細致的描述。與前兩個國標版本的改動之處在于規定的標準試樣統一為直徑為50 mm、高徑比為2的圓柱體試樣。

表3 指數WET的單軸壓縮試驗情況和沖擊傾向性分類標準

的計算原理和過程比較簡單，因此應用比較廣泛，不但用于煤的沖擊傾向性評估中，也經常被用于巖石的巖爆傾向性判別中。但是本身也存在以下問題：① 只反映了煤樣受壓達到極限強度之前積蓄彈性能的能力，看不到破壞時耗能過程，揭示沖擊傾向本質不完全。②所得結果為無量綱的比值，只能反映煤樣峰值強度80%左右水平處彈性應變能和耗散應變能的相對大小，未能反映每個煤樣峰前整體階段彈性應變能與耗散應變能的比例關系。③ 在各論文和國標中，煤樣形狀和尺寸存在眾多差異，分別有圓柱體、長方體和立方體，這種差異對計算結果的影響沒有詳細考察。④ 由于煤性質的差異性，即使對同一種煤，不同煤樣的峰值強度也可能存在很多差異，實際試驗時卸載水平有時很難保證處于峰值強度80%左右區間內。⑤ 如前所述，峰值強度80%左右區間卸載是單軸壓縮試驗中關鍵點，但是為何在這一區間卸載缺少理論依據或證明。

3.2 沖擊能量指數KE

為了更全面地評價煤體的沖擊能力，探索那些既能反映蓄能過程，又能反映(破壞)耗能過程的力學指標，是煤層沖擊傾向鑒定的主要發展方向之一。煤的應力-應變全過程曲線包含有關沖擊傾向的豐富信息，直觀和全面地反映了從蓄能到耗能的全部過程，對于揭示沖擊傾向的物理本質及分析其他沖擊傾向指標，具有較為重要的意義。1985年朱之芳在研究沖擊地壓問題時，針對煤的單軸壓縮全應力應變曲線，通過劃分峰值強度前曲線和峰值強度后曲線積分得到的能量類別，用峰值強度前曲線積分得到的應變能與峰值強度后曲線積分得到的應變能比值提出了能量沖擊性指標。并結合所測得110條全程應力應變曲線計算結果，給出了分類標準：當<1時，無沖擊地壓危險存在；當=1～2時，有沖擊地壓危險存在；當>2，有嚴重沖擊地壓危險存在。該指標的物理意義在于當煤樣內貯藏的能量超過試樣在峰值強度后所能承受的能量，即是促成沖擊地壓產生的動能，該指標不僅考慮了峰前階段，而且還考慮了峰后階段，因此在理論上更加具有說服力。

在參考文獻[16]研究結果基礎上，1987年王淑坤針對煤加載過程中的單軸壓縮全應力應變曲線得到的力學參量進行分析，并提出用峰值前后曲線下的面積比反映煤的沖擊傾向性，比值稱之為沖擊能量指數，并在考慮II型曲線的情況下，給出了分類標準：當<1.5時，無沖擊傾向；當1.5≤<5時，沖擊傾向中等；當煤峰后曲線形狀為II型曲線或≥5，沖擊傾向強烈。在2000年制定的“MT/T 174—2000，煤層沖擊傾向性分類及指數的測定方法”中規定采用沖擊能量指數作為煤的沖擊傾向性指數之一，國標GB/T 25217.2—2010中建議該指標通過電液伺服試驗機以0.5×10～1×10mm/s應變速率進行加載來獲得煤樣的全應力應變曲線。沖擊能量指數的計算示意如圖1所示，分級標準和文獻[43]一致，計算公式為

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其中，為峰值前總輸入能，其值為峰前曲線與坐標軸圍成的面積；為峰值后破壞應變能，其值為峰后曲線與坐標軸圍成的面積。2010年國標 GB/T 25217.2—2010繼續采用該指數作為煤的沖擊傾向性判據之一，試驗和計算過程未作修改。

相對于的計算原理和表征形式，沖擊能量指數考慮了煤樣破壞的峰后階段，全程考慮了受力，更加全面。但是沖擊能量指數存在以下問題：①沖擊能量指數所得結果為無量綱的比值，只能反映峰前總應變能和峰后總應變能的相對大小。② 煤樣峰前階段存在能量消耗，利用峰前面積和峰后面積之比計算沒有扣除峰前階段的耗散應變能。

3.3 動態破壞時間DT

KIDYBINSKI 1981年在論文中利用邊長50 mm立方體煤樣進行單軸壓縮試驗時(加載率1 MPa/s)，分析了煤樣3種代表性的峰值應力跌落時間，最短的(10～20)ms，最長的達5 s。動態破壞時間中文專業術語最早見于李玉生在1985年“沖擊地壓機理及其初步應用”一文，認為動態破壞時間是煤樣從峰值強度開始破壞到結束的瞬態延續時間。文中對3類煤樣的典型破壞過程曲線及相應的破壞時間進行了分析，對強沖型煤樣(加載率0.16～50 MPa/s)破壞時間為毫秒量級，弱沖擊型煤樣破壞時間為10 ms量級，無沖擊型煤樣破壞時間為100 ms量級。文中認為破壞時間可以反映能量變換的全過程，對沖擊傾向敏感、易于分級以及在一定范圍內不受加載速度、試樣強度和壓力機能力的影響，且試驗系統較為簡單，易于采用先進的測試系統等一系列特點，實用性較強。1986年張萬斌等將煤樣的動態破壞時間(Dynamic failure time，)用于衡量沖擊傾向的程度，認為破壞過程時間長短是能量積聚與耗散動態特征的綜合反映。文中選用直徑 50 mm、高徑比為1的圓柱體試樣尺寸，對我國和波蘭沖擊地壓情況不同的11個煤層、共1 070個煤樣進行試驗，給出了的具體分類標準。

1987年動態破壞時間和被列入煤炭工業部部標準，標準中建議選用的試樣規格同之前在中論述的一致。煤樣以0.5～ 1.0 MPa/s的加載速度直到破壞，并根據時間加載曲線確定其動態破壞時間。考慮到煤樣力學性能具有不均質性和差異性，即使是取自同煤層的煤樣力學性能會有差異，動態破壞時間曲線也會有較大差異，因此該標準在附錄中根據煤破壞中存在的突然脆性破壞、臺階式下降、水平式平臺臺階式下降、多臺階式傾斜下降4種的典型曲線形態給出了各自動態破壞時間的確定形式。考慮到和動態破壞時間的測定都需要從現場取大塊煤樣，再加工成標準試樣。為了能更方便的運用在現場試驗中，王淑坤在1994年提出了用點荷載法測定煤的動態破壞時間，并通過試驗驗證了使用點荷載法在測定不規則煤樣動態破壞時間的可行性。該方法適用于不能加工成標準煤樣的煤層沖擊傾向性判別，且同標準煤樣的分級標準一致。但該方法的缺點在于測得的動態破壞時間離散程度大，因此文中也建議在使用點荷載測動態破壞時間的時候，煤樣數量不得少于50塊，且尺寸為50 mm×50 mm×50 mm為宜。 2000年修訂的MT/T 174—2000《煤層沖擊傾向性分類及指數的測定方法》和2010年國標 GB/T 25217.2—2010《沖擊地壓測定、監測與防治方法》第2部分：煤的沖擊傾向性分類及指數的測定方法中對動態破化時間的測定方法保持一致，僅在試樣尺寸大小的選擇上隨每一版標準規定的尺寸作了調整。

3.4 單軸抗壓強度σc

1999年竇林名等在“沖擊礦壓及其防治”一文中，給出了煤的與單軸抗壓強度之間的關系式，認為“煤的沖擊傾向性隨單軸抗壓強度的增加而增大”；將煤層劃分為弱沖擊傾向性(<16 MPa)強沖擊傾向性(≥16 MPa)。2010年國標GB/T 25217.2—2010《沖擊地壓測定、監測與防治方法》第2部分：煤的沖擊傾向性分類及指數的測定方法中將單軸抗壓強度正式列入煤的沖擊傾向性的判別指數中，并給出了具體的分級標準。測試方法為：每組不少于3個標準煤樣(直徑為50 mm、高徑比為2的圓柱體試樣)，以0.5～1.0 MPa/s的速度對試樣加載直到試樣破壞，記錄下單軸抗壓強度，計算每組的平均抗壓強度，示意如圖1所示。2011年齊慶新等在論文“煤巖沖擊傾向性研究”中，基于20多年來在煤巖物理力學性質與沖擊傾向性等方面的大量試驗數據，對單軸抗壓強度等與沖擊傾向性的關系進行了系統全面地分析，提出將煤的單軸抗壓強度作為評價煤層沖擊傾向性的新指數，修正后的煤巖沖擊傾向性指數及分類標準納入國標GB/T 25217.2—2010。

單軸抗壓強度能夠反映出煤樣的極限承載能力，單軸抗壓強度越高，煤樣在破壞前承載能力越強，外力做功下內部積蓄的能量越多，在達到峰值強度后破壞時轉化釋放的動能也越大。但是，該指數也存在一定不足：① 煤作為一種均質性較差，且內部富含孔隙以及結構面的復雜地質材料，有些煤樣在單軸壓縮作用下，往往在峰值荷載前存在多個峰值，呈現間歇性破壞。對于峰值載荷前出現間歇性破壞的煤樣，若僅以峰值強度(單軸抗壓強度)為依據評價此類應力-應變曲線所對應的煤樣沖擊傾向性，其科學性及準確性有待商榷。② 單軸抗壓強度僅反映了煤樣峰前階段加載情況，沒有考慮峰后破壞階段，無法反映煤樣的全程受力過程。③ 即使在相同加載速率下，同一種煤的單軸抗壓強度有時差異性也較大，而且受到加載速率的影響，并不是定值。④ 單軸抗壓強度所得結果為MPa，是壓強的單位，主要反映煤樣最大承載能力情況。

3.5 剛度沖擊性指數KCF

1985年朱之芳在專著《剛性試驗機》中提出了剛度沖擊性能指數，即用煤強度極限前的剛度與強度極限后塑性階段的剛度絕對值之比來表征煤的沖擊傾向性。該指數計算公式為

(7)

其中，為試樣在彈性階段的剛度；||為試樣在塑性階段的剛度絕對值。計算示意如圖2所示，其中，為假設卸荷模量等于彈性模量條件下的峰值應力時刻對應的塑性應變。

圖2 以彈性模量來計算峰值彈性應變能的計算假設Fig.2 Calculation hypothesis of peak elasticstrain energy by elastic modulus

3.6 模量指數Kλ

1999年潘一山在博士論文《沖擊地壓發生和破壞過程研究》中提出峰后軟化模量概念，并給出模量指數的定義，即用煤樣應力應變曲線峰值后軟化模量與峰值前的彈性模量的比值為模量指數，即煤樣試樣在應力應變曲線中峰后斜率的絕對值與峰前斜率之比。該指數的計算示意圖如圖2所示，計算公式為

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式中，，分別為峰值后軟化模量與峰值前的彈性模量。

2019年代樹紅等對模量指數在煤的沖擊傾向性判據中應用進行了研究，認為軟化模量是決定模量指數大小的關鍵因素，即影響沖擊地壓發生的根本內因是煤在應力應變曲線峰值后的應變軟化性質。

3.7 沖擊能量速度指數WST

2010年潘一山在“煤層沖擊傾向性與危險性評價指標研究”一文中，認為煤樣破壞過程中單位時間內釋放的剩余能表征了單位時間內彈性能轉化成動能的多少，這也同時反映出煤的沖擊傾向性的程度。而且不僅需要考慮能量因素，也應該考慮時間效應，提出了沖擊能量速度指數及其分類標準，將其定義為沖擊能指數與動態破壞時間的比值，該指數的示意圖如圖1所示，計算公式為

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該指數的物理意義表征了單位時間里煤試樣壓縮過程中能量積聚與釋放之比，反映了煤試樣壓縮破壞過程中能量的沖擊釋放能力。沖擊能量速度指數越大，沖擊能力越強。文中建議沖擊能量速度指數需要進行大量試驗與工程實例的檢驗，來更好地指導工程實踐。

3.8 修正沖擊能指數W′CP

1993年金立平等在“煤層沖擊傾向性試驗研究及模糊綜合評判”一文中，認為煤在破壞前因塑性變形而消耗的能量，因而該指數偏于保守。煤體破壞前積聚的能量包括塑性應變能和彈性應變能，但在沖擊地壓發生過程中塑性應變能不能釋放出來，對沖擊地壓的發生不起作用，因此對原有的沖擊能指數進行修正，扣除了總輸入應變能中的塑性應變能，提出了修正沖擊能指數′，該指數的示意如圖3所示，其計算公式為

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圖3 計算峰值彈性應變能的計算假設Fig.3 Calculation hypothesis of peak elastic strain energy

修正該指數的重心聚焦于如何準確獲得峰值點處的彈性應變能，文中提出了2種方案：

(1)第1種方案。由于峰值點處的卸載曲線是未知的，所以峰值點處的彈性應變能不能直接獲得，但聯想到的計算過程，發現它們之間的計算過程存在相似性，最大的區別在于的計算時的最大載荷是80%～90%的峰值強度，于是近似認為峰值點處的彈性應變能與耗散應變能的比值約等于：

(11)

通過式(11)得到峰值點處的彈性應變能與耗散應變能之比后，結合沖擊能量指數的計算式(5)以及式(10)聯立可求得修正沖擊能指數計算公式為

(12)

(2)第2種方案。試驗研究表明,煤材料的卸載彈性模量和加載過程中線彈性階段的彈性模量比較接近。據此可根據一個試樣的應力應變全過程曲線，從峰值應力點直接作出峰值點的假設卸載路徑，使卸荷模量等于彈性模量，再計算假設得出的峰值彈性應變能。計算示意如圖2所示，計算公式為

(13)

對于兩種計算假設得出的′值，分別給出了同樣的分級標準。

3.9 剩余能量釋放速度指數WT

2009年張緒言等綜合考慮煤破壞時剩余的能量及動態破壞時間因素 ，定義了剩余能量釋放速度指數：用煤樣單軸壓縮曲線峰值前積聚的彈性能減去峰值后損耗的能量得到的剩余能量與動態破壞時間的比值。計算公式為

(14)

如何計算峰值點處的彈性應變能同樣也是計算指數的關鍵，文中提到“采用 MTS伺服試驗機對煤彈性能量指數測試分析時，發現彈性能量指數測試試驗中就包含了計算剩余能量釋放速度指數所需要的全部參數”。如果采用文獻[18]第1種計算方法，剩余能量釋放速度指數可以通過下面公式計算：

(15)

3.10 有效沖擊能量速度指數WDT

2014年李寶富等在“千秋煤礦2號煤層沖擊傾向性判別指標研究”一文中，提出用煤樣單軸壓縮曲線峰值前積聚的彈性能減去峰值后損耗的能量得到的剩余能量，然后與動態破壞時間的比值為有效沖擊能量速度指數。對于計算峰值點的彈性應變能做出新的假設，將煤樣單軸壓縮全程應力-應變曲線進行合理的簡化和假設：① 將加載曲線簡化為直線；② 煤樣在峰值前彈塑性段卸載曲線簡化為與原來塑性應變和相等的直線，且從點和峰值點點的卸載曲線和斜率相等，簡化示意如圖4所示。

圖4 峰前曲線簡化為直線計算峰值彈性應變能的假設Fig.4 Calculation hypothesis of peak elastic strain energyby simplifying pre-peak curves to line

由于通過峰前實際卸載曲線可以獲得卸載點零處的應變即，通過式(16)得到的假設值：

(16)

進而通過△的面積得到假設的峰值點彈性應變能：

(17)

有效沖擊能量速度指數的計算公式為

(18)

3.11 峰值能量沖擊指數A′CF

2018年宮鳳強等在巖石加載過程中發現了線性儲能規律。這一規律在巖石抗拉、剪切、斷裂試驗、二維壓縮和三維壓縮試驗中均存在，對煤和混凝土單軸壓縮試驗也適用，屬于固體材料的固有材料屬性規律。線性儲能規律的定義為材料內部彈性應變能與輸入應變能(外界作功)之間存在線性關系，即

(19)

基于線性儲能規律，可以計算出煤樣在峰值強度點的彈性應變能。

(20)

(21)

3.12 峰值應變能存儲指數

(22)

3.13 峰值彈性應變能指數PESp

基于線性儲能規律，2020年筆者等提出了峰值彈性應變能指數，它表征了煤或巖在峰值處的儲存彈性應變能的大小，峰值彈性應變能指數PES可通過3.11節中介紹的線性儲能規律計算。

3.14 剩余彈性能指數CEF

考慮煤樣受力的峰前和峰后全過程，從能量輸入、儲存、消耗、剩余釋放的角度以得到絕對能量密度值的思路，2021年筆者等基于煤的線性儲能規律，建立了煤的沖擊傾向性判別新指數——剩余彈性能指數，計算公式為

(23)

其中，為峰后破壞能。該指數單位為能量密度，乘以試樣體積，可以直接計算煤樣破壞過程釋放能量，體現沖擊傾向性的大小，因此剩余彈性能指數屬于煤的沖擊傾向性直接指數，可以直接和沖擊釋放能量建立聯系。峰值彈性應變能如圖5所示。

圖5 峰值彈性應變能示意Fig.5 Diagram of peak elastic strain energy

3.15 有效彈性能釋放速率指數KET

2021年盧志國等在“基于非線性儲能與釋放特征的煤沖擊傾向性指標”一文中，提出用煤樣單軸壓縮曲線峰值前積聚的彈性能減去峰值后損耗的能量得到的剩余能量，然后與動態破壞時間的比值稱之為有效彈性能釋放速率指數。針對獲取峰值彈性應變能這一問題，文中通過對煤樣的單軸多次循環加卸載實驗，發現彈性應變能與軸向應力的平方存在較好的線性關系，可以用下式表達：

(24)

通過式(24)，可以計算峰值點的彈性應變能：

(25)

有效彈性能釋放速率指數計算公式為

(26)

上述16種沖擊性傾向性指數的參數說明和分類標準在表4中進行了匯總。對于16種煤的沖擊性傾向性指數，根據前面的分析和表4可知，只有峰值彈性應變能和剩余彈性能指數單位為能量密度，消除了煤樣體積差異帶來的影響，可以直接衡量煤樣釋放動能數值的大小，屬于煤的沖擊傾向性直接指數；對于剩余能量釋放速度指數和有效沖擊能量速度指數，其數值乘以煤樣動態破壞時間，也可作為煤的沖擊傾向性直接指數。第4節針對上述16種沖擊傾向性指數，利用5種煤的試驗結果進行驗證和系統論證。

表4 煤的沖擊傾向性指數分類標準

續表

4 煤的沖擊傾向性試驗

4.1 煤樣制備、試驗方案和目的

對于煤的沖擊傾向性指數研究，不論是國標GB/T 25217.2—2010還是其他指數，均采用單軸壓縮試驗進行研究。本次試驗中選用來自烏東煤礦、塔子溝煤礦、玉井煤礦、趙固煤礦、東灘煤礦的煤塊制做成標準尺寸為50 mm×100 mm的煤樣(弱黏煤，貧瘦煤，無煙煤和兩種氣煤，分別命名為C-A，C-B，C-C，C-D和C-E)。綜合考慮16種沖擊性傾向性指數的試驗及計算方法，對煤樣進行單軸壓縮試驗和一次循環加卸載單軸壓縮試驗，考察煤樣加載過程中的應力、彈性模量、應變能等各項參數。試驗均在INSTRON 1346電液伺服剛性試驗機上進行，試驗過程中采用了高速攝像儀記錄煤樣破壞時的過程，進行對比來驗證煤的沖擊傾向性指數的準確性和可靠性，實驗測試系統如圖6所示。前期試驗結果見文獻[22]。通過得到的試驗曲線計算表4中16種煤的沖擊傾向性指數結果。

圖6 INSTRON 1346電液伺服剛性試驗機和高速攝像儀Fig.6 INSTRON 1346 electro-hydraulic servo stiffnesstesting machine and high-speed camera

4.2 試驗步驟和結果

試驗完成后，得到了5種煤的單軸應力應變曲線，如圖7所示。通過試驗曲線和數據，可以獲得5種煤的單軸抗壓強度、動態破壞時間、彈性模量等其他力學參數，見表5。同時，5種煤在加卸載試驗中各卸載應力水平處的應變能參數匯總見表6。

從5種煤的應力應變曲線可知，貧瘦煤的峰后應力-應變曲線最完整，具有明顯的塑性，而其他的4種煤沒有完整的峰后曲線，在達到峰值強度后應力急劇下降，說明脆性較強。弱黏煤、2種氣煤和無煙煤在峰前都存在間歇性破壞，弱粘煤和無煙煤峰后曲線出現間歇、臺階式下降或多峰值現象。單軸循環加卸載試驗中，在任何一種應力水平下卸載，卸載曲線都沒有回到原點，產生了永久應變，說明煤樣在加載過程中存在能量耗散。此外，煤樣經過卸載后二次加載，二次加載曲線經過卸載點附近繼續沿著初始加載曲線方向發展，說明煤具有記憶效應，一次循環加卸載過程不影響煤樣的全受力過程。5種煤(C-A，C-B，C-C，C-D和C-E)的平均單軸抗壓強度分別為9.13，11.45，20.99，22.88，18.45 MPa。可以看出，2種氣煤和無煙煤的單軸抗壓強度遠遠高于弱黏煤和貧瘦煤。

4.3 煤峰前加載過程中的線性儲能和耗能規律

(27)

(28)

其中，為壓縮耗能系數。跟相比，相差數量級，因此在一定情況下可以忽略不計。

圖7 5種煤單軸壓縮試驗曲線(常規試驗和一次循環加卸載試驗)[22]Fig.7 Uniaxial compression test curves of five kinds of coal(Conventional test and single cycle loading and unloading test)[22]

表5 5種煤的基本物理和力學參數

續表

4.4 線性儲能規律的應用

根據線性儲能規律，將峰值處的輸入應變能代入式(27)，可以準確獲得峰值處彈性應變能。獲得峰值處彈性應變能之后，代入4種沖擊傾向性指數PES，′,和中計算，對，′,′，，也可以應用計算。然后根據各自的分類標準，獲得30個煤樣的沖擊傾向性分類結果。

表6 5種煤樣在不同卸載應力水平下的應變能參數

續表

5 基于試驗現象的煤樣沖擊傾向性判據

對煤樣做完試驗后，根據16種沖擊傾向性指數計算公式和類別判別標準，可以對每個煤樣的沖擊傾向性作出判斷。但是如引言中所述，目前缺少根據單軸壓縮試驗后煤樣的破壞過程及狀態制定的煤樣沖擊傾向性判據，導致對16種沖擊傾向性指數判別結果缺少統一的衡量標準。實際上，不論是煤礦現場的沖擊地壓和煤樣室內沖擊都是煤的破壞現象，根據煤樣破壞現象和試驗結果確定煤樣的沖擊傾向性類別是研究的初心問題和根本問題。因此，根據煤在單軸壓縮狀態下發生沖擊破壞的過程和破壞后的狀態，制定基于試驗現象的煤樣沖擊傾向性判據非常有必要，進而可以對上述16種沖擊傾向性指數的判別結果進行統一衡量。

5.1 煤沖擊傾向性的統一衡量標準分析

與煤礦現場發生的沖擊地壓現象類似，室內試驗中的具有沖擊傾向性的煤樣破壞同樣伴隨著煤屑碎片彈射和飛出。煤的沖擊傾向性與破壞碎片的動能密切相關，衡量煤樣沖擊傾向性程度的理想方案是獲取每塊煤碎片的質量和速度，并利用動能公式精確計算其數值。然而，在煤樣實際破壞過程中，在很短的時間內(毫秒量級)，有大量碎片向不同方向噴射，如圖9所示，高速攝像機記錄的C-E-6氣煤試樣的破壞過程。可以看出，煤樣在毫秒量級的時間內爆裂，大量的碎片及煤粉沿煤樣周圍全方位四射飛出。目前的測試手段很難精確追蹤到每一塊碎片的運動軌跡，試驗完成后收集和稱重每個碎片及碎屑也很難實現，因此不能利用動能公式準確計算出煤樣破壞時釋放的動能，測量煤沖擊傾向性的理想方案在目前測試技術條件下無法實現。

5.2 煤樣沖擊傾向性的定性分析

試驗測試過程中直接觀察煤樣破壞過程中噴射出碎片和碎屑時，拋射的碎片及碎屑分布在INSTRON 1346試驗機設備壓頭和試驗臺上，其碎片分布范圍不同。如圖10所示，煤樣破壞時，通過觀察高速攝像儀記錄的破壞瞬間過程(毫秒量級)和破壞后碎片散布范圍，破壞過程時間越短、破壞瞬間越劇烈，噴出碎片及碎屑越多、距離越遠、范圍越廣，可以直觀認定煤樣的沖擊傾向性更強(C-E-6煤樣，強沖擊傾向性)；與之相反的，煤樣破壞時釋放出的能量少，則煤的碎片速度低、飛出的距離近(C-B-2煤樣，無沖擊傾向性)。這是基于能量的最樸素科學認識。因此試驗完成彈射碎片的分布范圍在一定程度上可以反映煤的沖擊傾向程度。下面結合高速攝像儀記錄的破壞瞬間過程照片和破壞后碎片散布范圍，借鑒文獻[21]中介紹的遠場彈射質量比，實現對煤樣沖擊傾向性的定性判別。

圖8 5種煤的線性儲能與耗能規律Fig.8 Linear energy storage and dissipation laws of five kinds of coals

圖9 氣煤C-E-6試樣破壞過程Fig.9 Destruction process of gas coal C-E-6 specimen

如圖10所示，以INSTRON 1346試驗機為準，以設備壓頭的范圍劃分為兩個場，設備壓頭以內是近場，設備壓頭以外的試驗臺范圍是近場。所謂遠場彈射質量比(Far field ejection mass ratio，標記為)，是遠場內的質量除以遠場內的質量和近場內的質量之和，即掉落在設備壓頭外的煤片質量與脫離煤樣質量的比值：

(29)

關于利用遠場彈射質量比衡量煤樣沖擊傾向性的合理性，舉2種代表性情況進行說明：① 當煤碎屑全部掉落在近場范圍內，遠場彈射質量比=0，表明煤樣無沖擊傾向性；② 當煤碎屑全部掉落在遠場范圍內，遠場彈射質量比=1，表明煤樣有強沖擊傾向性。上述2種代表性情況屬于極端情況，對實際煤樣而言，綜合參考高速攝像機記錄和煤樣破壞后狀態，本文中分別以=0.1和0.7作為無、弱、強沖擊傾向性的劃分區間。

進行遠場彈射質量比測定時，注意事項如下：① 試驗前對母體煤樣進行稱重；② 試驗結束時，根據煤樣破壞過程和破壞后狀態，確定煤樣母體剩余部分，該部分質量直接決定的準確性，這是決定準確性的一個關鍵因素；③ 試驗過程后期，由于墊塊重力作用，可能使破壞后的煤樣進一步被墊塊壓塌，導致煤樣母體剩余部分的計算不準確，尤其是對具有強沖擊傾向的煤樣要格外注意；④ 試驗后，每個煤樣稱重前，對遠場范圍的煤樣質量務必清理干凈稱重，這是決定準確性的另一個關鍵因素；⑤ 在對遠場質量、進場質量和煤樣母體剩余稱重后，分別單獨裝袋保存，以便于后面檢查核對。

圖10 INSTRON 1346試驗機近場和遠場劃分示意Fig.10 Schematic diagram of the near-field and far-fielddivision of the INSTRON 1346 experimental machine

圖11是具有不同沖擊傾向性程度的煤樣破壞過程和狀態。① 無沖擊傾向性。代表性煤樣C-B-2，煤種屬于貧瘦煤，煤樣破壞后完整程度高，只有少數顆粒掉落，碎片主要分布在設備壓頭上，煤樣破壞過程中沒有聲音，=14.72 kJ/m，=0，破壞模式以剪切破壞為主。② 弱沖擊傾向性。代表性煤樣C-A-1，煤種屬于弱黏煤，整體破碎成大塊，大部分碎片落在設備壓頭上，少量掉落在試驗臺上，煤碎片沿著斜向下方掉落，速度較低，碎片主要分布在設備壓頭上，煤樣破壞過程中有輕微聲響，=26.80 kJ/m，=0.62，破壞模式以剪切破壞為主。③ 強沖擊傾向性。代表性煤樣C-E-6，煤種屬于氣煤，煤樣破壞過程中發生嚴重的碎屑噴射，煤碎片沿著水平和斜向下方掉落，速度很快，大部分碎屑位于試驗機平臺上，爆裂聲大，=144.47 kJ/m，=0.84，破壞模式以剪切破壞為主，伴隨張拉破壞。

圖11 煤樣破壞過程和狀態Fig.11 Failure process and state of coal specimens

5.3 基于試驗現象的煤樣沖擊傾向性定性判據

借助高速攝像紀錄，根據煤樣在單軸壓縮狀態的發生沖擊破壞的過程和破壞后的試驗現象，測定遠場彈射質量比，采取定性分析方法，從煤樣破裂及運動特征、聲學特征、煤碎片分布特征和遠場彈射質量比4個方面，通過分析煤樣的實際破壞過程(由高速攝像機記錄)和破壞特征，將煤的沖擊傾向性劃分為無、弱、強3個等級，提出基于試驗現象的煤樣沖擊傾向性定性判據及分類標準()，可以作為評價沖擊傾向性指數所得結果的統一標準(表7)。

根據分類標準，30個煤樣的詳細分類結果見表8。由表8可知，貧瘦煤沒有沖擊傾向性，弱黏煤表現出弱沖擊傾向性，而無煙煤和兩種氣煤都均有強沖擊傾向性(氣煤C-E-3煤樣除外，具有弱沖擊傾向性)。需要注意的是，基于試驗現象的煤樣沖擊傾向性定性判據，綜合考慮多種因素對煤樣沖擊傾向性的分類標準，分類標準受試驗設備條件的影響，尤其是遠場彈射質量比是針對INSTRON 1346試驗機的裝置情況設定。因此，利用基于試驗現象的室內試驗煤沖擊傾向性定性判別標準()對煤樣的實際沖擊傾向性進行判定時，在4項評判因素中，遠場彈射質量比可以對煤樣碎片通過稱重進行量化處理，是關鍵指標；其余煤樣破裂及運動特征、聲學特征、煤碎片分布特征都屬于定性指標，可以作為參考，相關特征表述用語還有待深入探討。

表7 基于試驗現象的室內試驗煤沖擊傾向性定性判別標準

表8 5種煤的室內試驗沖擊傾向性定性判別

續表

6 沖擊傾向性指數判別結果對比

利用5種煤單軸壓縮試驗的應力應變曲線和獲得的力學、能量參數，可以分別計算16種沖擊傾向性指數的具體結果，進而根據各自的分類標準評判具體的沖擊傾向性類別。

6.1 國標2010版中煤的沖擊傾向性指數判別結果對比

表9 5種煤的沖擊傾向性指數計算結果

表10 5種煤判別結果對比

對比分析時，以基于試驗現象的煤樣沖擊傾向性判據的判別結果為統一衡量標準。在表10判別分類結果中，以“—”表示該指數的判別結果與的判別結果相同，“↑”表示該指數的沖擊傾向性程度判別結果高于的判別結果，“↓”表示該指數的沖擊傾向性程度判別結果低于的判別結果。同時，上述3種情況分別對應3種系數：誤判率、高判率和低判率，依次表示該指數的沖擊傾向性程度判別結果與的判別結果不一致的比例。

(5)氣煤C-E試樣：除煤樣C-E-3為弱沖擊傾向性外，其他5個煤樣均為強沖擊傾向性。指數判定煤樣C-E-5和C-E-6為強沖擊傾向性，除此之外，只有指數和的判別結果完全和氣煤的實際破壞狀態一致，誤判率為0。對于指數，其判別結果全部為弱沖擊傾向性，誤判率及低判率為83%。其他3個指數，和′，對C-E-3均判別為強沖擊傾向性，而和′還把C-E-1判別為弱沖擊傾向性。

圖12 比值型判據所得結果誤判實例Fig.12 Examples of misjudgment of resultsobtained by ratio-based criterion

圖13給出了利用國標2010版中4種沖擊傾向性指數對煤樣沖擊傾向性的定量結果與基于遠場彈射質量比的定性判別結果對照(圖13中綠、橙、紅陰影的區域分別表示無沖擊傾向、弱沖擊傾向和強沖擊傾向區)。從圖13可以直觀的看到，對于沖擊能量指數、動態破壞時間和單軸抗壓強度等3種指數，其判別結果和遠場彈射質量比判別結果不能完全對應。對于單軸抗壓強度，誤判主要發生在無沖擊傾向性的煤樣中，對于弱沖擊傾向性和強沖擊傾向性煤樣，準確率很高；對于沖擊能量指數，在各種沖擊傾向性程度的煤樣中，誤判都會發生，尤其針對無沖擊傾向性和弱沖擊傾向性煤樣，誤判率都為100%；對于動態破壞時間，誤判主要發生在強沖擊傾向性煤樣中。相比之下，剩余彈性能指數的判別結果和遠場彈射質量比的判別結果完全一致，從而實現了煤樣沖擊傾向性定量判別結果與定性判別結果的互相印證及統一，兩者均符合煤樣沖擊破壞是彈性應變能動態釋放的最樸素認識。此外，計算指數的煤樣數量只有9個，不能和其他3種指數同等比較，其誤判率且為低判率是11.1%。

6.2 其他煤的沖擊傾向性指數判別結果對比

除6.1節對比的7種沖擊傾向性指數，還有另外9種指數，對其判別結果也進行對比分析(其中指數′有2種計算方法，所得結果以′和′區分，沖擊傾向性指數計算結果見表11，沖擊傾向性類別結果見表12)。

圖13 煤樣沖擊傾向性的定量與定性判別結果對照Fig.13 Comparison of quantitative and qualitative discrimination results of bursting liability of coal specimens

表11 5種煤的沖擊傾向性指數計算結果(其他指數)

表12 5種煤判別結果對比(其他指數)

續表

6.3 國標2010版綜合評判結果對比

國標2010版規定當彈性能指數、沖擊能量指數、動態破壞時間、單軸抗壓強度四個指數的判定結果發生矛盾時，采用模糊綜合評判方法，并對照附錄中給出的沖擊傾向性綜合評判結果表，確定煤樣沖擊傾向性類別。根據國標2010版規定，利用模糊綜合評價方法來綜合判定30個煤樣的沖擊傾向性，將其結果與剩余彈性能指數判別結果、定性判別結果進行對比，見表13。從表13中可以看出，采用模糊綜合評價法不但要測定4個指數，而且對于比例占到1/3的煤樣較難進行綜合判定，需要對每個測試值與對應指標所在類別臨近界定值進行比較評判才能進一步綜合判斷其沖擊傾向性。

結合6.1和6.2節的分析，可知剩余彈性能指數具有科學性與良好的適用性，可以用于煤的沖擊傾向性判定中。

表13 模糊綜合評價方法(國標2010版方法)

7 沖擊地壓機理的認識

為了更加明確煤的沖擊傾向性在沖擊地壓機理中所起的具體作用，本節對沖擊地壓的機理進行詳細分析。沖擊地壓原來在自然界并不存在，完全是由于人類進行深部礦產資源開采等工程建設時誘發產生的，屬于最典型的深部工程地質災害。“沒有深部煤礦開采，就沒有沖擊地壓”，進一步從力學問題考慮，深部的確切含義實際上是指高地應力(包括高地應力環境或高地應力集中，統稱高地應力)，即“沒有高地應力煤層開采，則沒有沖擊地壓”。既然沖擊地壓是由開采活動誘發產生的，因此沖擊地壓的預防和控制也必須從開采活動的角度治理。

由于沖擊地壓是高地應力煤層開采中出現的安全生產事故，因此沖擊地壓機理和“人、煤、環(境)”3項要素密切相關，分別對應“開采”、“煤層”和“應力”3項本質要素，屬于特定的系統。本文借鑒錢學森提出的“人-機-環”系統工程學思想，提出沖擊地壓“人-煤-環”三要素機理，如圖14所示。在“人-機-環”三要素中，“人”指工作主體(決策或操作人員)，主要研究人的特性(工作能力、基本素質、體力負荷等)；“機”指人所控制的一切對象(工具、機器、計算機、系統等)，通常人為制造產生，主要研究機器的特性(機器可操作性、可維護性等)；“環”指人、機共處的特定工作條件(如溫度、噪聲、振動等)，主要研究環境的特性(環境檢測、控制、建模等)。在“人-煤-環”三要素中，“人”泛指和開采相關一切人為工程因素，具體分為技術因素和管理因素，主要研究開采方案、沖擊地壓監測、防治方法與技術及實施過程；“煤”指煤層，即開采的主要對象，屬于天然地質體，主要研究煤成分及結構、煤層結構及形態、厚度、傾角等；“環”指地應力環境，主要研究采動區域原始地應力場以及采動后的次應力場變化和響應規律，煤層頂底板巖層性質和結構、斷層與褶曲、煤層厚度及坡度、煤層深度都會影響地應力分布環境。針對具體的沖擊地壓礦井，“煤”和“環”要素緊密聯系，具有天然存在性、獨一無二性和位置固定性。

沖擊地壓在“人-煤-環”三要素共同作用下發生，缺一不可。3項要素各自有限定條件，對沖擊地壓而言，煤層必須是具備一定儲能能力的硬煤，應力必須是高應力，開采涉及眾多較復雜因素，而且和應力是互饋關系，并隨著工作面的推進也會影響煤層情況。例如鶴崗礦區富力煤礦連續發生沖擊地壓造成嚴重的人員傷亡和財產損失，其原因在于有沖擊地壓傾向煤層、礦井垂深400 m、不合理的巷道布置形成半島應力區造成壓力疊加顯現；開灤礦區深部沖擊地壓發生與否的主要控制因素為煤巖體物理力學性質、構造應力、開采深度和開采工藝及技術條件。

沖擊地壓“人-煤-環”三要素機理中，3項要素兩兩組合，在缺乏第3個要素作用下，不會發生沖擊地壓。例如“煤層+開采”兩要素組合，當高地應力要素具備時，煤層成為沖擊地壓高危區域(例如撫順勝利礦和龍鳳礦、老虎臺礦都隨著開采深度的增加，沖擊地壓次數、頻度和強度都明顯增加；華東平原某礦煤層中褶曲構造的兩翼部分，垂直應力與水平應力均屬于壓應力，破斷巖層自重與滑移擠壓作用，使得巨型巖體在順煤層方向有力的作用與移動趨勢，兩翼區域內地應力集中程度相對較高，易聚集較高能量，褶曲構造區域是沖擊地壓高危區域)。在高地應力條件下，甚至即使淺部煤層，也可能發生沖擊地壓(例如1933年撫順勝利礦開采到地表以下200公尺(m)遭遇了沖擊地壓；個別煤礦在開采深100～155 m的條件下也發生沖擊地壓)。但是缺乏高地應力要素，即使是深部開采也不一定會發生沖擊地壓(例如煤礦深部原先發生沖擊地壓的煤層，經過鉆孔卸壓、頂板水壓致裂等防治措施后，改變煤層內高應力狀態，不再發生沖擊地壓)。

圖14 沖擊地壓“人-煤-環”三要素機理Fig.14 “Human-Coal-Environment” threeelements mechanism of coal burst

圖14中，在缺乏“應力”要素條件下，“煤層+開采”兩要素組合用白色表示沖擊地壓不會發生(例如露天煤層開采)。“應力”要素是沖擊地壓發生的必要條件之一。再如“煤層+應力”兩要素組合，缺乏開采要素，即使是地應力再大，深部煤層在開采前始終處于3向平衡狀態，不可能發生沖擊地壓；而且即使開采進行后，也不是所有的開采活動都會引發沖擊地壓，只有特定的開采方式條件下，沖擊地壓才會顯現(例如撫順龍鳳礦“沖擊地壓多發生在回采工作面，尤其多集中于新采區的頭幅工作面里，而且一般發生在工作面打眼、爆破、落煤等工序進行期間，特別是放炮以后…大量發生在工作面推進前方的支承壓力帶附近”；新疆鐵廠溝煤礦在放松動夾矸炮時誘發工作面發生沖擊地壓，工作面距地表僅155 m)。研究沖擊地壓發生機理的關鍵問題，在于在煤層和應力環境等灰箱條件下能否揭示誘發沖擊地壓的開采方式，即什么樣的“人”的要素誘發了沖擊地壓。進一步辯證的看待該問題，如果能夠科學的揭示什么樣的“人”的要素誘發了沖擊地壓，那么同時也為通過調整“人”的要素——即調整開采方式，避免誘發沖擊地壓提供了理論依據和可行性(例如老虎臺礦實踐證明，綜放開采適合于沖擊地壓煤層開采...在采煤工作面布置上采取了避開大的地質構造帶布置采煤工作面...回采順序上在時間和空間上分散安排不在同一區域同一時間同時回采避免采場之間的采動應力互相疊加、擾動造成沖擊地壓危險，進而大大降低了發生沖擊地壓的可能性...放慢工作面推進速度對防止沖擊地壓有較好的效果)。圖14中，在缺乏“開采”要素條件下，“煤層+應力”兩要素組合用白色表示沖擊地壓不會發生(例如深部煤層礦床)。“開采”要素是沖擊地壓發生的必要條件之一。需要注意的是，“應力+開采”兩要素組合條件下，如果缺乏“煤層”要素，首先是缺乏先決條件，則整個開采活動無法啟動，這也說明了“煤層”要素是其他兩個要素的基礎和關鍵，是沖擊地壓發生的必要條件。圖14中，在缺乏“煤層”要素條件下，“應力+開采”兩要素組合用灰色表示不存在該組合。只有具備“煤層”要素而且達到一定的條件，包括硬煤及煤層結構合適，才有可能誘發沖擊地壓(例如撫順勝利礦沖擊地壓發生在中硬質煤處最多，硬質煤處較少...若在強大壓力下發生沖擊地壓的強度也較大)；在軟煤條件下，理論上不可能發生沖擊地壓(例如撫順勝利礦軟質煤一般不發生沖擊地壓...軟質煤可壓縮性大，具有可塑性，易被壓出，緩和了地壓強度，不致發生沖擊...)。“煤”要素也是開展煤的沖擊傾向性指數研究的理論基礎和依據。有關文獻中對煤礦沖擊地壓的實錄分析資料為“人-煤-環”三要素機理提供了佐證。例如，在“煤礦沖擊地壓的初步研究”一文中“天池煤礦沖擊地壓災害的能量來源于煤層的彈性應變能，煤層的彈性特性乃是天池煤礦沖擊地壓發生的基礎條件”對應“煤-煤層”要素；“天池煤礦的頂底板巖石抗壓強度為1 000～1 400 kg/cm...具有彈性且堅硬不易冒落...在煤層上形成很高的采掘支承壓力”對應“環境-應力”要素；“頂底板巖石突然卸壓而使其儲存的彈性應變能以震動形式突然釋放，加重了沖擊地壓災害”對應“人-開采”要素。再如義馬煤田沖擊地壓災害極為嚴重，主要礦井在強沖擊傾向性、高地應力環境及F16 逆沖斷層區域水平構造應力分布極不均勻容易產生應力集中、上覆巨厚堅硬礫巖頂板的復雜地質賦存環境共同作用下，工作面開采過程中極易發生應力集中，造成沖擊動力失穩。

沖擊地壓“人-煤-環”三要素機理中各要素之間存在的辯證關系為沖擊地壓防控提供了理論基礎和依據。各種防控方法和措施都可以圍繞三要素展開，只要消除其中一個要素就可以阻止沖擊地壓的發生。在三要素中，煤層和應力是客觀存在的要素，只有“人”是主觀因素。“人”的要素在沖擊地壓機理中具有辯證關系，既是沖擊地壓的誘發因素，也是防治沖擊地壓的主導因素。因此，要發揮人的主觀因素，科學認識煤層和應力客觀因素以及客觀規律，在此基礎上通過采取具體措施或調整開采活動，達到防控沖擊地壓的目的。大量實踐證明，深部煤層中可以采取措施改變煤層性質，例如對煤體預注水、預打大直徑深孔、開槽等，采用深孔爆破增加煤體中的裂隙，使煤體變得更 “軟”，都可以達到防止、減緩沖擊地壓的目的。上述措施實際上是通過調整“人-煤-環”系統中的“煤”參數信息防治沖擊地壓。

在明確沖擊地壓“人-煤-環”三要素機理中各要素相互關系基礎上，需要深入認識各要素在“黑箱-灰箱-白箱”系統辨識理論中的特點。沖擊地壓原先在自然界并不存在，是開采到深部(高應力)煤層中出現的一種動力破壞現象。沖擊地壓剛出現時，在人們的認知范圍內屬于“黑箱”，隨著人們對沖擊地壓研究程度的深入和認知水平的提高，目前沖擊地壓已逐漸成為“灰箱”。此外，在三要素中，“煤”和“環境”屬于自然因素，是信息極不完全或極不確定的系統，因此就人們的認知廣度和深度以及獲取的信息量而言，2者都是“灰箱”；“人”屬于人為因素，從行為上說是信息相對完全或相對確定的系統，因此是“白箱”。但是“人”的行為會引發“煤”和“環境”的變化，即“白箱”的行為會引發2個“灰箱”信息的變化(主要表現為煤層采動區域和采動應力場的動態變化，例如富力煤礦不合理的巷道布置造成壓力疊加顯現是造成沖擊地壓的根本原因)，引發2個灰箱系統更多的不確定性。針對實際煤礦開采，防治沖擊地壓的關鍵問題和難點是在煤層和應力環境等雙灰箱條件下能否找到合理的開采方式(包含技術因素和管理因素)，這是目前沖擊地壓問題的困難和關鍵問題所在。

8 煤和巖石的屬性認識

如前言中所述，沖擊地壓主要發生在深部煤層中，巖爆主要發生在深部硬質圍巖中，煤和巖石分別是沖擊地壓與巖爆發生的介質對象。因此，研究沖擊地壓和巖爆的機理，以及煤和巖石的沖擊傾向性指數，必須科學認識煤和巖石的力學屬性和材料屬性。

8.1 力學屬性差異

圖15為利用INSTRON液壓伺服剛性材料試驗機進行試驗得到的5種代表性巖石和本文5種煤的單軸壓縮應力應變曲線，通過試驗曲線可以考察巖石或煤的強度特征，還可以了解試樣的峰后變形特征。圖16為14種巖石和本文5種煤的峰值彈性應變能平均值，該值可以反映巖石或煤的極限(最大)儲存彈性應變能的能力。圖17為14種巖石和本文5種煤的剩余彈性能指數平均值，該值可以反映巖石或煤的到達峰值強度后破壞時釋放動能的能力。

圖15 巖石和煤的單軸壓縮應力應變曲線Fig.15 Uniaxial compressive stress-straincurves of rock and coal

圖16 巖石和煤的峰值彈性應變能Fig.16 Peak elastic strain energy of rock and coal

在圖15～17中，對于黃銹石、漢白玉、大理巖和貧瘦煤，可以根據試驗結果直接認定沒有巖爆傾向性或無沖擊傾向性。根據高速攝像紀錄和試樣破壞后的特征，綜合遠場彈射質量比和剩余彈性能指數的判別結果，采用定性和定量相結合的方法，判定黑砂巖具有輕巖爆傾向性，黃砂巖、青砂巖、紅花崗巖和紅砂巖具有中巖爆傾向性，青山麻、灰巖、板巖、黃花崗巖、岳陽麻和細花崗巖具有強巖爆傾向性。本文中的弱黏煤具有弱沖擊傾向性，無煙煤和2種氣煤具有強沖擊傾向性。

圖17 巖石和煤的剩余彈性能指數Fig.17 Residual elastic energy index of rock and coal

從圖15可以看出，所有巖石的單軸壓縮強度和彈模都遠遠大于煤的單軸壓縮強度和彈性模量，而煤的峰值應變普遍大于巖石的峰值應變。對于平均單軸壓縮強度分別為75.04和67.66 MPa的黃銹石和漢白玉而言，均沒有任何巖爆傾向性。而對于具有弱沖擊傾向性的弱黏煤平均單軸壓縮強度為9.13 MPa，具有強沖擊傾向性的無煙煤和2種氣煤平均單軸抗壓強度分別為22.88，21.00和18.45 MPa。在圖16中，巖石的峰值彈性應變能普遍大于煤的峰值彈性應變能，說明同等體積的巖石儲能能力普遍比煤大許多。沒有巖爆傾向性的黃銹石、漢白玉和大理巖的峰值彈性應變能均值分別為104.5，87.5和38.2 kJ/m，而具有弱沖擊傾向性的弱黏煤峰值彈性應變能均值為22.6 kJ/m。圖17為巖石和煤的剩余彈性能指數統計。輕巖爆傾向性以上的巖石剩余彈性能指數都在100 kJ/m以上，而強沖擊傾向性的煤剩余彈性能指數都在100 kJ/m以下。

對上述結果進行分析可知，即使在同一臺剛性試驗機上對巖石和煤進行單軸壓縮試驗，在強度、彈性模量和儲能特征等方面，各種巖石和各種煤各自之間可以互相對比(即巖石和煤分開，各自互相比較)，而且規律性比較明顯。但是巖石和煤之間卻缺少可對比性。如果利用衡量巖爆傾向性的巖石強度和儲能規律，來衡量煤的沖擊傾向性，其結果會與實際情況完全不符。例如，巖石單軸抗壓強度和巖爆傾向性之間有相對較好的對應關系，單軸抗壓強度越大則巖爆傾向性越強。而且單軸壓縮強度小于60 MPa(GB T50218—2014工程巖體分級標準中，60 MPa為較堅硬巖區間上限)的巖石沒有巖爆傾向性(圖16中黃銹石和漢白玉大于60 MPa也沒有任何巖爆傾向性)。對于煤而言，其單軸壓縮強度普遍小于30 MPa(GB T50218—2014工程巖體分級標準中，30 MPa為較堅硬巖區間下限或者較軟巖的區間上限)。如果借助巖石單軸壓縮強度與巖爆傾向性的對應關系，判別煤的沖擊傾向性，則所有的煤都不具備沖擊傾向性，這一判別結果顯然不符合事實。同理，利用剩余彈性能指數統一衡量標準來判別巖石和煤的巖爆或沖擊傾向性時，也會出現不符合事實的情況。利用巖石剩余彈性能指數劃分標準來判別巖石巖爆傾向性時，剩余彈性能指數小于50 kJ/m時為無巖爆傾向性。而煤剩余彈性能指數劃分標準為大于30 kJ/m為強沖擊傾向性。可以看出，從釋放能量的角度，不能用同一剩余彈性能指數劃分標準衡量巖石和煤的爆裂及沖擊傾向性。

發明剛性試驗機的目的是為了得到脆性材料的完整峰后應力應變曲線。在圖16中，巖石和煤的單軸壓縮試驗都是在同一臺INSTRON液壓伺服剛性材料試驗機進行測試。不論是巖石還是煤，如果分開各自進行比較，都會表現出一定的規律性，即隨著彈性模量及強度的增大，試樣峰后應力應變曲線逐漸由完整變得不完整。但是，如果把巖石和煤放在一起比較，很顯然，黃銹石和漢白玉的彈性模量遠遠大于弱黏煤、無煙煤和氣煤，在單軸壓縮試驗中都可以得到完整的應力應變曲線，而弱黏煤、無煙煤和氣煤的彈性模量遠小于黃銹石和漢白玉，卻得到不到完整的應力應變曲線。圖18，19為有嚴重沖擊地壓的某礦二號層煤樣注水前后的(單軸壓縮)應力應變曲線，從圖18，19可以看出，未注水煤樣峰后應力應變曲線不完整，而注水后的應力應變曲線相對比較完整。因此，從材料剛度的角度考慮，巖石和煤不能放在一起統一比較，只能分開各自比較。

圖18 注水和未注水煤樣應力應變曲線對比[43]Fig.18 Comparison of stress-strain curves ofinjected and non injected coal samples[43]

圖19 煤樣應力應變全程曲線[43]Fig.19 Stress-strain curves of coal samples[43]

8.2 材料屬性差異

在8.1節中主要分析了煤和巖石在強度特征、儲能能力和釋能特性方面的差異，可以看出者在力學性質上存在本質差異。兩者力學性質的本質差異根本原因來源于材料屬性上的本質差異。

煤是植物遺體先后經過復雜生物化學作用和物理化學作用而轉變成的沉積有機物組合體。在物質構成上，煤主要由碳、氫、氧、氮和硫等5種主要元素及少量礦物混合而成，屬于固體可燃有機巖。巖石是組成地殼的主要物質之一，是構成地球巖石圈的主要成分。不論是火成巖(巖漿巖)、沉積巖和變質巖，在物質構成上，主要由一種或幾種礦物和天然玻璃組成，屬于固體不可燃無機巖。

另一方面，在煤和巖石的結構上，煤結構特征主要指其組成成分的形態、大小、厚度、植物組織殘跡，以及它們之間的相互關系所表現出來的特征。巖石結構主要體現在礦物顆粒的大小、結晶程度、礦物的形狀以及它們之間的相互關系所表現出來的特征。

煤和巖石的物質組成及結構特征決定了兩者存在材料本質屬性差異，材料本質差異直接決定了力學性質上的差異，具體包括強度特征、儲能能力、釋能特性、彈脆性、滲透性及瓦斯流動性等。因此，即使在名稱上把煤稱之為“煤巖”，在力學屬性和材料屬性也必須認識到煤和巖石屬于兩種不同的天然地質介質。沖擊地壓的發生介質主要是煤層，但是頂底板都是巖層，因此對于沖擊地壓機理和防治，不但要研究煤和巖石的力學和能量特征，更要重視“煤-巖組合力學”的研究。

雖然沖擊地壓和巖爆同屬于深部(高地應力)工程地質災害現象。但是沖擊地壓是深部固體可燃有機巖的動力破壞現象，巖爆則是深部固體不可燃無機巖的動力破壞現象。如果把沖擊地壓看作是巖爆的一種，必須要科學的區分其定義，不能籠統的用巖爆定義沖擊地壓：沖擊地壓可以稱之為煤巖巖爆或者有機巖巖爆；隧道及煤礦巖巷巖爆稱之為硬巖巖爆或者無機巖巖爆。為了更加深入的闡明沖擊地壓和巖爆的發生機理，在具體研究時，應把沖擊地壓和巖爆并列對待，均看作是深部(高地應力)工程地質災害現象。在闡明兩者機理的基礎上，再考慮合并的可能。

9 煤沖擊傾向性指數研究中的關鍵科學問題

研究煤的沖擊傾向性指數目的是為了評估煤破壞時的沖擊動能，為沖擊地壓機理、監測、預防和控制提供基礎性的依據。綜合前面8節的分析，目前煤沖擊傾向性指數研究中存在的關鍵科學問題如下：

(1)試樣形狀的影響沒有進行充分考慮。彈性能量指數(應變能存儲指數)測試的原始文獻采用立方體煤樣，后來普遍采用圓柱體煤樣進行試驗(也有部分采用立方體煤樣)。雖然煤樣形狀不同，但是所采用的沖擊傾向性類別劃分準則相同，煤樣形狀改變帶來的影響目前還沒得到充分考察。

(2)彈性能量指數(應變能存儲指數)成立的有效性缺少理論證明。測試過程中，關鍵步驟是加載到煤樣峰值強度80%～90%處進行卸載。為何在這一區間內卸載缺少理論依據，目前還未看到針對煤單軸壓縮試驗提供理論依據的證明論文。

(3)對煤的沖擊傾向性直接指數的研究不夠深入。沖擊地壓本質上是動能的釋放過程，具有沖擊傾向性的煤樣破壞也是彈性應變能的動態釋放過程。但是目前大多數指數都屬于煤的沖擊傾向性間接指數，無法直接衡量煤樣沖擊破壞時釋放的動能。

(4)如何精確的測量煤樣破壞時釋放的動能是衡量沖擊傾向性程度的最終目標和最科學標準。限于目前的測試手段，暫時還無法精確測量煤樣破壞時釋放的動能，今后應重點發展精確測量方法。

(5)研究煤的沖擊傾向性不但為沖擊地壓發生機理服務，還應該為煤層的有效支護提供理論依據。在精確獲取煤的沖擊傾向性直接指數的基礎上，可以根據煤層現場情況估算發生沖擊地壓時釋放出的動能，從而為支護選型提供理論支撐。

(6)現有研究手段均采用單軸壓縮試驗，沒有考慮深部煤樣的應力環境及應力路徑的影響。單軸壓縮試驗只能測試煤樣的材料沖擊傾向性，僅考慮了三要素機理中“煤”要素的影響，無法考慮“應力”要素和“開采”要素。在以后的研究工作中，應進行煤樣三軸壓縮卸載試驗，基于能量儲耗規律研究應力環境及應力路徑對煤樣沖擊傾向性的影響，反映深部高應力煤層開采過程，以此促進沖擊地壓發生機理的研究。

10 結 論

(1)系統梳理了煤的沖擊傾向性相關專業術語提出情況，有助于理清對煤的沖擊性科學認識過程。系統梳理過程中提供了啟示，在科學研究中當專業概念、術語提出后，應給出相應的定義，以此明確概念和術語的具體內涵、外延及其邊界條件，便于準確理解。

(2)明確提出了煤的沖擊傾向性直接指數和間接指數的概念和定義，有助于把握煤的沖擊傾向性指數的研究本質。鑒于煤樣破壞時釋放出動能，因此能夠以能量參數直接衡量煤樣釋放動能的指數，定義為煤的沖擊傾向性直接指數；不能夠以能量參數直接衡量煤樣釋放動能的指數，定義為煤的沖擊傾向性間接指數。

(4)提出了基于試驗現象的煤的沖擊傾向性定性判據及分類標準(其中遠場彈射質量比是關鍵指標，屬于能體現煤樣彈性應變能釋放相對大小的指標)，并輔助以高速攝像機記錄和煤樣破壞后狀態，以客觀衡量標準統一驗證了16種煤的沖擊傾向性指數的判別結果準確率。通過統一對比，結果表明剩余彈性能指數判別結果和定性判據判別結果完全一致。

(5)首次實現了煤的沖擊傾向性定量判據和定性判據在判別結果上的相互驗證和統一。剩余彈性能指數屬于煤的沖擊傾向性定量判別指數，而基于試驗現象的判別屬于煤的沖擊傾向性定量判別。兩種判據判別結果之所以相互統一，根本原因在于兩者均以煤樣破壞釋放彈性應變能為基礎，擁有共同的內在本質。另外，依據剩余彈性能指數可以對煤破壞后釋放出的動能進行定量評估，進一步為煤層防沖支護系統的設計提供科學依據，這也是未來研究的重點。

(6)系統論證了剩余彈性能指數在評價煤樣沖擊傾向性方面的科學性和適用性。剩余彈性能指數屬于煤的沖擊傾向性直接指數。該指數以線性儲能規律為基礎，從煤樣受力全過程中能量輸入、儲存、消耗、剩余的角度出發，以煤樣破壞時剩余的絕對能量值作為判別指標，符合沖擊地壓發生時釋放彈性應變能的本質。

(7)本文的對比結果主要基于5個煤礦的煤樣試驗曲線和數據進行，雖然能夠反映一定的對比情況，但是后期應加大不同地區煤礦煤樣的同類試驗，進一步檢驗剩余彈性能指數的準確性和適用性。本文的研究基于現有的煤樣試驗方法和條件下，目的是對煤的沖擊傾向性指數方法本身進行探討。針對煤樣試驗方法和條件中存在的問題，不在本文探討范疇之列。

(8)沖擊傾向性直接指數是煤的沖擊傾向性未來的研究方向。剩余彈性能指數只是煤的沖擊傾向性直接指數中的一種，在今后的研究工作中，還需要進一步研究和發展更加科學、精確的沖擊傾向性直接指數。

(9)系統提出了沖擊地壓“人-煤-環”三要素機理，揭示各要素之間的相互關系和邏輯關系。3個要素各自有自己的限定范圍，都在限定范圍內相互組合才可能誘發沖擊地壓，同屬于沖擊地壓發生的必要條件。以儲能和釋能為特征的煤樣沖擊傾向性，反映“煤”要素信息，是沖擊地壓發生的先決條件。

(10)煤、巖石分別屬于固體可燃有機巖和固體不可燃無機巖，在物質組成和結構方面的材料性質本質差異決定了兩者在力學性質上的差異。地質介質上的差異決定了煤的沖擊傾向性和巖石的巖爆傾向性存在很大不同，對沖擊地壓和巖爆的深入研究應區別對待，而且不能籠統的用巖爆定義沖擊地壓。煤層中的沖擊地壓可以稱之為煤巖巖爆或者有機巖巖爆；隧道及礦山巖巷巖爆稱之為硬巖巖爆或者無機巖巖爆；兩者在發生機理上存在各自特點。

各位審稿專家在對本文審稿過程中提出了很多寶貴意見。很多審稿意見十分中肯，促使作者對煤的沖擊傾向性和沖擊地壓發生機理進行了更加深入的思考和分析，也使得論文內容更加趨于完善，非常感謝各位審稿專家對本文的認真審閱。筆者特向各位審稿專家致以誠摯的感謝和敬意！