考慮時變特性的煤層大巷群沖擊地壓機理及防治

潘俊鋒，閆耀東，馬小輝，謝 非，馬文濤，呂大釗，孫曉東，馮美華

(1.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；2.陜西彬長礦業集團有限公司，陜西 咸陽 712000；3.天地科技股份有限公司 開采設計事業部，北京 100013；4.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013)

煤層大巷擔負著所在區域的提升、運輸、通風、排水、動力供應等重要任務，基本上都是成群組布置，服務周期可達幾十年，因此除了很寬的保護煤柱，巷間還采用寬煤柱隔離。由于大巷群重要的“咽喉”作用，其穩定性研究得到大家關注。針對巷道群的常規礦壓問題，蘇學貴等采用理論分析，數值模擬與工程應用的綜合方法，研究了上層煤開采后，下層煤應力分布規律，巷道群的變形破壞機制及穩定性控制對策。盧興利等提出了預應力組合錨桿(索)-U型鋼支架-分步注漿控制巷道幫頂、幫角/底角錨桿-底板預應力錨索控制底板的深部松散破碎巷道群穩定性綜合控制對策和設計方案。鄭兵亮采用現場圍巖窺視、理論分析和井下試驗的方法,分析研究了巷道群圍巖變形破壞的機理、特征及加固措施。于洋等通過總結大巷群在采動應力擾動下的圍巖變形破壞特征，確定了采動應力反復擾動是導致大巷群圍巖災變的根本原因。孟慶彬等運用理論分析與數值模擬的手段，分析了巷道群圍巖應力場、變形場及塑性區的分布規律，確定了巷道群合理的布置與開挖方式。張向陽等結合淮南礦區開拓巷道群受采動影響的變形破壞特點，對巷道群圍巖變形采動效應及合理保護煤柱留設進行研究。劉帥等運用現場調查、實驗室實驗、理論分析、數值模擬及工業性試驗相結合的方法，探討了巷道群非對稱變形破壞機理。研究沖擊地壓導致的煤層大巷群穩定問題的文獻甚少。劉宏軍研究了采動影響下巷道群的應力分布狀態，分析了大小煤柱破壞前后的支承應力變化和能量轉移方向，得出在采動誘發下密集巷道群自身應力疊加是造成沖擊地壓的直接原因。潘俊鋒等以我國新建千米深井盤區巷道群沖擊地壓發生為背景，理論分析了巷道群沖擊啟動的機理與防治方法，認為深部煤層巷道群沖擊地壓屬集中靜載荷型，采用基于集中靜載荷疏導的深孔區間爆破法可防治沖擊地壓災害。史俊偉等應用數值模擬研究巷道群在開挖過程中護巷煤柱支承應力和巷道圍巖變形規律，從而對巷道群沖擊危險性進行分析。上述文獻普遍從多巷掘進相互擾動或大巷群周邊回采擾動角度對大巷群沖擊地壓機理及防治開展研究。然而，近幾年來接連出現幾起在用大巷群，周邊無采掘活動情況下的沖擊問題，比如2016-08-15，梁寶寺煤礦在用35000采區集中軌道巷、運輸巷沖擊地壓，周圍沒有采掘活動；2017-02-03，高家堡煤礦一盤區3條在用大巷沖擊，發生在春節全礦停產期間；2020-05-24，孟村煤礦在用中央大巷群沖擊地壓，周圍沒有采掘活動。由于既無采掘擾動，又不存在采空區懸頂條件，這幾起沖擊地壓已經無法用傳統理論進行解釋，進而難以拿出針對性措施。究其原因是材料存在時變特性，這一研究在巖土界受到大量關注研究，而煤礦災害防治方面被忽視。

鑒于大巷群服務周期長這一顯著特點，筆者以陜西彬長礦業集團有限公司孟村煤礦“5·24”大巷沖擊地壓為背景，從巷道圍巖時變特性角度出發，通過現場探測、力學分析、數值模擬等研究，從另一新角度揭示了深部構造區域大巷群沖擊地壓發生機理，并提出了新的防治方法，現場試驗結果良好。

1 工程背景

孟村煤礦主采4號煤層，煤層厚度平均20 m，埋深700 m，煤層頂板含多層砂巖，直接底板為鋁土泥巖。經鑒定煤層具有強沖擊傾向性，頂板具有弱沖擊傾向性。礦井5條中央大巷布置在4號煤層中，巷間隔離煤柱寬度為35 m，大巷保護煤柱寬度為200 m。5條大巷相對位置如圖1所示。中央大巷在一盤區區域自西向東分別賦存：① B2背斜，軸線呈EW轉NE向，兩翼基本呈對稱狀，兩翼傾角為3°～5°；② DF29斷層(=0～38 m，正斷層，SE∠55°)；③ X1向斜，軸線呈NE—SW向，兩翼呈對稱狀，兩翼傾角為2°～4°。中央二號回風大巷200 m外為2020-03-07日已回采結束的礦井首采401101采煤工作面，中央一號回風大巷南側為實體煤。2020-05-24 T00:08，中央二號輔運大巷及中央運輸大巷在DF29斷層上盤及X1向斜區域發生沖擊地壓顯現(圖1)。為了保障礦井生產持續，課題組介入開展沖擊機理與防治方法研究。通過調研，除了中央二號回風大巷，其他4條大巷在DF29斷層下盤影響區采用巖層布置，巷道布置層位如圖2所示。

圖1 中央大巷及沖擊地壓顯現位置(平面)

圖2 中央二號輔運大巷及沖擊地壓顯現位置(剖面)

2 沖擊危險性原位探測評價

為了了解礦井中央大巷構造區域高應力集中狀態，評價沖擊危險性，根據波速傳播異常指數與煤體應力大小的正相關關系，采用了波蘭進口震波CT探測系統PASAT，共分為2個區域進行中央大巷構造區域原位探測，每個區域的探測長度約為400 m。圖3為第1探測區，即中央一號輔運大巷及中央一號回風大巷間煤巖體波速傳播異常指數分布，圖中從藍色到紅色，依次對應由小到大的波速傳播異常指數。探測結果表明區域內最大值為0.85，最小值為0.30。由圖3可見，以斷層面為界，2條中央大巷在斷層左側布置在巖層中，兩巷之間為巖層，震波波速傳遞快，波速傳播異常指數較大；斷層右側兩巷布置在煤層中，兩巷之間為煤層，在斷層面附近波速傳播異常指數較小，而在斷層上盤與X1向斜共同影響區，波速傳播異常指數較大，表明應力集中，沖擊危險性較高。

圖3 第1探測區域波速傳播異常指數分布

圖4為第2探測區，即中央二號輔運大巷及中央運輸大巷間煤巖體波速傳播異常指數分布，圖中顏色梯度與波速傳播異常指數對應關系同圖3，區域內最大值為0.8，最小值為0.2。圖4所示第2探測區結果與圖3大體一致。2條中央大巷在斷層面左側巖層內指數較高，可達0.8，在右側煤層中時，表現出較大的梯度落差，斷面附近煤層中指數小，在斷層上盤與X1向斜共同影響區，波速傳播異常指數大，表明應力集中，沖擊危險性較高。

圖4 第2探測區域波速傳播異常指數分布

結合圖3，4中央大巷構造區域沖擊危險性探測評價結果，認為DF29斷層左側巖層布置中巷間巖柱波速傳播異常指數較高，為巖層屬性導致，巖層中震波傳播速度高，應與煤層中應力集中區域震波傳播速度高予以區分。

為了證實斷層面右側煤層巷道沖擊危險高，統計了中央大巷構造區微震事件，如圖5所示。斷層上盤區域發生的微震頻次是下盤的3倍，斷層上盤區域發生的微震能量是下盤的4倍。DF29斷層為一正斷層，在“斷層-褶曲”復合作用下，微震事件分布范圍也表明，在斷層上盤，其影響范圍約為斷層落差的4倍；在斷層下盤，其影響范圍約為斷層落差的2倍。由此可見，DF29斷層上盤與X1向斜共同影響區域沖擊危險性較高。

圖5 DF29斷層區域微震數據統計

3 沖擊地壓機理力學分析

以發生沖擊顯現的中央運輸大巷及中央二號輔運大巷為例，開展力學模型分析。假設非臨空的兩巷開挖后的圍巖應力位移分布隨時間變化基本對稱，如圖6所示。

圖6 兩巷圍巖應力分布示意

圖6中，為上覆巖層載荷；為巷幫煤巖承載；為巷道圍巖初始應力；為煤巖極限破壞強度。圖6(a)中時刻為巷道開挖形成初期，兩巷間應力暫無交互影響，此時刻巷道側向支承壓力1均在煤幫淺部集中，并在巷道頂板較近范圍內形成應力拱支承頂板，巷幫圍巖破碎區范圍較小，有<<，其中，，分別表示時刻下巷道圍巖的破碎區、塑性區及原巖區的長度范圍。圖6(b)中時刻為巷道開挖形成末期，兩巷間應力相互疊加影響，此時刻中央運輸大巷處側向支承壓力s2及中央二號輔運巷處側向支承壓力f2均轉移至煤幫深部并在此處疊加為2，同時在巷道頂板較遠范圍內形成應力拱支承頂板，兩幫間已經無原巖區，塑性區范圍較小，有>。其中，分別表示時刻下巷道圍巖的破碎區及塑性區的長度范圍。

以圖6(a)中中央二號輔運大巷黃色虛線方框圈出的區域為例，做如下假設：模型方面，巷道斷面為矩形且無傾角，煤層及頂板巖層變形固體滿足材料力學3個基本物性假設，巷道頂板看作為兩端固支的3次超靜定結構；受力方面，在巷道開挖瞬間過程中頂板受力均勻，此過程中應力不發生轉移；邊界方面：頂板彎曲下沉范圍發生在巷道幫部破碎區及塑性區之內。

則作出巷道開挖形成瞬間的受力模型如圖7所示，圖7中，，分別為巷道的寬度及高度，m；為巷道頂板煤巖體所受的均布載荷，N/m；為巷幫破碎區及塑性區長度范圍之和，m。

圖7 巷道開挖瞬間頂板受力狀態

運用卡氏第2定理可得到頂板彎曲變形的撓曲線方程()：

(1)

其中，為頂板巖梁的抗彎剛度；，分別為頂板去掉右側固定端約束后的剪力及彎矩；為巷道開挖后幫部圍巖塑性區及破碎區范圍，其計算方式為

(2)

式中，，為煤層與頂底板巖層接觸面的黏聚力和內摩擦角，MPa，(°)；為開挖巷道的支護強度，MPa；為側壓系數；為巷道開挖高度，m；為開挖時刻巷幫側支承應力集中系數；為上覆巖層容重，MN/m；為開采深度，m。

上述推導的撓曲線方程()可計算從巷道開挖至開挖結束0～時間段內巷幫長度范圍內頂板發生的撓度，此過程中隨著巷道內煤巖體的逐步挖除，原作用于此處支承頂板的均布載荷逐漸減小，巷道圍巖系統的平衡被破壞，頂板初步下沉。假設此過程頂板下沉速率與巷道內煤巖的挖除速率相一致，則有

∝(0<≤)

可見在初始巷道開挖過程中(0～)巷道圍巖系統的撓度正比于時間，受掘巷速率的影響。

當巷內煤巖全部挖除后，頂板載荷向兩幫轉移尋求新的平衡，即得到如圖6(a)中時刻的狀態，轉移的頂板載荷與煤幫原支承壓力疊加為1，在垂直方向壓縮巷幫煤巖，幫部煤巖承載發生蠕變，當幫部煤巖變形到一定程度強度下降形成破碎區、塑性區，圍巖應力需向深部煤層尋求支承達到新的平衡，即得到如圖6(b)中時刻的狀態，破碎區范圍進一步增大形成，此過程頂板壓縮煤幫持續位移，直至平衡。將～時間段內幫部煤巖承載蠕變，應用西原正夫流變力學模型，得到幫部煤巖的蠕變曲線上任一時間<<的應變方程：

(3)

式中，為時刻下的側向支承壓力；，為幫部煤巖的彈性模量；為幫部煤巖的黏性系數。

由式(3)可知幫部煤巖發生蠕變時的應變是關于時間的增函數，～時間內巷內高度為的煤幫蠕變產生的變形同樣為關于時間的增函數有

=() (<≤)

(4)

圍巖系統的頂板全過程變形撓度如圖8所示，其數值為0～時間內頂板彎曲產生的撓度與～時間內頂板由于幫部煤巖蠕變產生的下沉量之和，即

圖8 巷道開挖后頂板下沉示意

=+(0<≤)

(5)

由式(4),(5)可知，中央大巷開挖后，巷幫煤巖在垂直方向承載蠕變變形隨時間增長逐漸增大，此時間內頂板彎曲下沉撓度持續增大，上覆厚硬頂板懸空范圍增加，幫部煤巖受壓形變后對頂板支承能力下降，頂板載荷向深部煤層轉移，然而大巷群的開挖巷間煤柱尺寸有限，致使側向支承壓力在巷間煤柱中的疊加效應明顯，表現為側向支承壓力隨時間的變化增長顯著。根據式(2)，在巷道開挖條件不變的情況下巷幫塑性區及破碎區范圍的變化與側向支承壓力正相關，也隨時間的增長而增大，故兩巷間煤柱內彈性區減少。

又由前文分析可得，屢次發生沖擊地壓的該區域，斷層、褶曲等提供了高應力基礎環境，即在該區域由于構造應力、重應力以及采動應力三者疊加，巷道圍巖載荷瀕臨臨界狀態。對于單條巷道而言，服務周期較長的大巷巷道圍巖由于塑性區及破碎區范圍的擴大，迫使巷幫彈性區域隨時間延長而變窄，應力集中程度不斷加大。對于大巷群而言，則相鄰巷道間彈性區由不斷減小，變為擁有共同的彈性區，從而出現2個應力峰值隨時間延長相互疊加的效應，該疊加應力促使本來瀕臨臨界狀態的圍巖應力達到準平衡狀態；由于巷道圍巖塑性區、破碎區范圍的擴大，巷道頂板兩端支撐點勢必向兩側外移，促使頂板懸空長度加大，此時巷道懸空頂板撓度隨時間在增大，斷裂趨勢增加，懸空面積增大的頂板發生斷裂，產生動載荷源對兩巷疊加的已經處于準平衡狀態的靜載荷高度集中區產生擾動，誘發巷道圍巖沖擊啟動。

4 沖擊地壓機理數值模擬

為了對上述力學模型分析結論進行驗證，本部分采用數值模擬分析從中央大巷巷間煤柱尺寸、煤柱時變特性等方面開展分析。

4.1 巷間煤柱寬度影響規律

4.1.1 巷間煤柱寬度為15 m

巷間煤柱寬度影響規律主要采用FLAC數值模擬方法，物理、力學參數來自于孟村礦采樣實驗室測試數據。結果表明，當巷道群隔離煤柱為15 m時，如圖9(a)所示，各巷道圍巖形成類橢圓塑性區，應力向兩幫轉移，各巷道之間形成單峰應力集中，最大應力約為25 MPa。總體來看，高集中應力主要轉移至護巷煤柱中，應力峰值達43 MPa，表明各巷間隔離煤柱不承載，上覆巖層載荷主要轉移至大巷的護巷寬煤柱中。圖9(b)展示了5條大巷形成的巷道群的圍巖塑性區分布特征，由圖9(b)可見，各巷間塑性區已全部貫通，進一步表明隔離煤柱不承載，但也表明各巷道間煤柱已破壞，不具有隔離防漏風功能，因此巷道群隔離煤柱不宜過小。

圖9 巷道群應力及圍巖塑性區分布特征(煤柱寬度15 m)

4.1.2 巷間煤柱寬度為35 m

圖10(a)為巷間隔離煤柱寬度為35 m時，圍巖應力分布特征。該方案與孟村煤礦中央大巷隔離煤柱實際寬度相同。從圖10(a)可看出，各巷道圍巖形成橢圓形塑性區，應力集中向兩幫轉移，最終在巷間煤柱中形成“駝峰”狀應力集中，最大達到28 MPa，而與邊界大煤柱相鄰的應力集中峰值較小，達到26 MPa左右。圖10(b)為巷間煤柱寬度為35 m時，巷道圍巖塑性區分布。由圖10(b)可得，雖然各巷道有塑性區發育，但遠沒有貫通，相鄰塑性區間仍有約19 m未破壞區，結合圖10(a)可得，當煤柱寬度為35 m時，其承載較大，整體載荷沒有向兩側護巷寬煤柱轉移，主要由巷間隔離煤柱承擔，所以應力較高。

圖10 巷道群應力及圍巖塑性區分布特征(煤柱寬度35 m)

4.1.3 巷間煤柱寬度為55 m

如圖11(a)所示，巷間隔離煤柱寬度為55 m，大體規律與圖10(a)相似。在55 m寬的隔離煤柱中也形成“駝峰”狀應力集中，最大達到27 MPa左右，只是與邊界大煤柱相鄰的應力集中峰值與其相當。圖11(b)為5條巷道形成的塑性區分布。從圖11(b)可以看出，各巷道間塑性區相距更遠，結合圖11(a)分析，表明當巷間煤柱寬度為55 m時，巷間煤柱與護巷寬煤柱均勻承載，且應力峰值在3種方案中最小。

圖11 巷道群應力及圍巖塑性區分布特征(煤柱寬度55 m)

4.2 巷道圍巖時變特性影響

巷道開挖前，煤巖體應力處于均布狀態，開挖后，巷道空洞處于卸荷狀態，而兩幫則處于彈塑性變形調整過程中，出現應力局部集中，懸空頂板在重力作用下出現下沉趨勢，承載區向巷道兩幫遷移，由于兩幫近似二維受力，因此容易產生形變，覆巖開始向兩幫深處尋找更剛性、更堅實的承載區。在巷道開挖后的圍巖重組織過程中表現出了各種時變特征。如圖12所示，反映了單一巷道一側圍巖時變特征，圖中為巷道圍巖初始應力，()為巷道開挖后幫部煤巖應力隨時間的變化。

圖12 巷道圍巖時變過程[24-25]

圖12中表示原巖區、表示塑性區、表示破碎區。圖12可反映巷道圍巖時變過程。尤其是孟村中央大巷此類永久性巷道，必然經歷時變全過程，那么多組巷道布置，必然出現時變特性疊加效應。

為了分析中央大巷群圍巖時變特性疊加效應，采用FLAC數值模擬技術分析一段時間后的巷道群圍巖載荷與變形特性。也就是分析了當巷間煤柱為35 m時，巷道兩幫煤柱經過彈塑性區時變，兩幫塑性區域進一步擴大，此時應力分布規律如圖13所示。相比圖10(a)，圖13(a)中無論隔離煤柱中應力還是兩側護巷寬煤柱中應力都提高較大，由原來“駝峰”近似變為單峰，隔離煤柱應力達到36 MPa，增長8 MPa；兩側護巷寬煤柱中應力也達到了32 MPa左右。圖13(b)反映出了隨著時間的延續，巷間煤柱彈性區在減小，結合圖13(a)，表明由于巷道圍巖應力、物性的隨時間變化，產生時變特性疊加效應，其穩定性也會受到影響，這一規律與前文力學分析結論相吻合。

圖13 圍巖變形后巷道群應力及圍巖塑性區分布特征(煤柱寬度35 m)

5 沖擊地壓防治方法

5.1 原理與方案

由前文機理分析可知，造成中央大巷側向塑性區寬度不斷加大、煤柱彈性核寬度不斷減小，應力不斷集中的根本原因是上覆厚硬頂板長梁式懸臂與下沉，并且隨時間變化不斷加劇，直至斷裂產生誘發沖擊的動載荷。因此，如圖14所示，防治該類沖擊地壓發生，如果只在煤層中做卸壓工作，頂板未處理，煤體應力隨時間延長會恢復。必須針對煤層上覆厚硬頂板，人為致裂，使其長梁變短梁，大塊變小塊，從而不再具備懸臂功能，相鄰巷道疊加側向支承壓力由接近極限的2變為壓裂后的3，也使得其上覆載荷由硬傳遞變為軟傳遞，達到降低巷道圍巖載荷，防治沖擊地壓目的。

注：kyt3γh,ket3γh分別為壓裂后t3時刻中央一號回風巷南幫、中央二號回風巷北幫的支承壓力

基于以上原理，考慮到井下千米鉆進深孔壓裂半徑約為20 m及井下巷道安全性，結合中央大巷壓力拱發育高度，以大巷上覆45 m高度的粉砂巖為目標層位，在中央運輸大巷里程600 m處設置一個鉆場，采用千米鉆機進行目標巖層深孔壓裂，如圖15(a)所示，鉆場內布置5個鉆孔，由鉆場開口呈扇形輻射至5條大巷煤柱上覆頂板中。設計壓裂層位距巷道高度以上45 m位置，孔1、孔2、孔3、孔4間距約40 m，孔5位于大巷保護煤柱上方，與孔4間距約70 m，如圖15(b)所示。

圖15 頂板千米順層區域壓裂鉆孔布置

采用上述方案于2020-06-13—08-15完成了頂板區域壓裂施工，1～5號鉆孔累計鉆進進尺2 538 m，壓裂長度2 115 m，壓裂50次。具體施工流程為：固定千米鉆機→打孔→連接壓裂工具串→開動壓裂泵→管路測壓→封隔壓裂→穩壓注水→停泵放水與檢測→退管柱→下分段壓裂作業。壓裂采用倒退式分段壓裂法，分段間距約15 m(具體根據現場鉆孔內坐封情況調整)，鉆孔拐彎段也進行壓裂。壓裂過程中初始裂縫起裂后水壓會有所下降，繼而進入保壓階段，在這個階段，裂紋擴展的同時伴隨著新裂紋的產生，利用電磁流量計監測流量及注入的水量，保證頂板巖層充分破裂軟化。壓裂過程中觀測臨近長鉆孔及周圍頂板出水情況，壓裂時間一般不少于30 min。

5.2 效果分析

圖16為頂板壓裂前后微震與地音監測傳感器布置方案。其中在構造區域布置微震傳感器4個，地音傳感器7個。

圖16 頂板壓裂微震、地音監測方案

圖17為頂板壓裂前后50 d微震監測數據對比。對比壓裂前50 d(5月24日—7月12日)和壓裂后50 d(8月16日—10月4日)微震活動情況，可以看出微震事件由壓裂前的79次降低至壓裂后的44次，降低了44.3%，總能量由4.04×10J降至6.73×10J，降低了83.3%。表明厚層堅硬頂板得到有效預裂，覆巖載荷分布趨于均勻，局部承載至巖層破斷事件降低明顯。

圖17 頂板壓裂前后50 d微震監測數據對比

圖18為頂板壓裂前后構造區中央大巷微震事件分布。從圖18可以看出,壓裂后各類微震事件頻次降低明顯，大能量級微震事件消失。表明頂板壓裂效果顯著。

圖18 頂板壓裂前后50 d微震事件分布

頂板壓裂前后50 d地音監測數據也表現出巨大變化，以中央二號輔運大巷地音監測數據為例，9號地音探頭監測地音頻次由19 345次降至1 854次，降低了90.4%，總能量由5.17×10J降至1.26×10J，降低了75.6%。中央二號輔運大巷8號地音探頭監測地音頻次由20 646次降低至2 965次，降低了85.6%，總能量由6.32×10J降至1.50×10J，降低了76.3%。

除了微震、地音監測外，巷道錨桿錨索測力計數據分析無明顯變化，錨桿錨索屬于主動支護，錨桿錨索受力的降低往往是在錨固體受損的情況下出現，受力曲線沒有降低說明水力壓裂并沒有導致巷道支護能力下降，這對防沖是有利的。

截止到目前，再沒有出現過沖擊地壓顯現或4次方及以上微震事件。

6 結 論

(1)中央大巷構造區域沖擊危險性探測評價結果表明，DF29斷層面附近波速傳播異常指數較小，而在斷層上盤與X1向斜共同影響區，波速傳播異常指數較大，沖擊危險性較高，“斷層-褶曲”復合作用下，微震事件發生與分布規律驗證了該觀點。

(2)中央大巷構造區域，斷層、褶曲、埋深等提供了高應力基礎環境，服務周期長的大巷群圍巖時變特性疊加效應促使巷間煤柱靜載荷高度集中，懸空面積增大的頂板斷裂，產生動載荷對煤柱靜載荷擾動誘發沖擊地壓啟動。

(3)造成中央大巷巷間煤柱靜載荷高度集中的根本原因是上覆厚硬頂板長梁式懸臂與下沉，并且隨時間變化不斷加劇，直至斷裂產生了誘發沖擊的動載荷。提出該類沖擊地壓防治，應該針對煤層上覆厚硬頂板，人為致裂，使其長梁變短梁，大塊變小塊，從而不再具備懸臂功能，也使得其上覆載荷由硬傳遞變為軟傳遞，采用千米鉆機進行目標巖層深孔壓裂試驗，達到了降低巷道圍巖載荷，防治沖擊地壓目的。