分層分采層間堅硬巖層破斷致災機理及防控技術

來興平，尉遲小騫，崔 峰，楊彥斌,霍軍鵬

（1.西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054；2.西安科技大學 西部礦井開采及災害防治教育部重點實驗室，陜西 西安 710054；3.陜西陜北礦業韓家灣煤炭有限公司，陜西 榆林 719315）

0 引 言

合理有效利用煤炭資源對于降低碳排放、實現碳達峰與促進能源穩定供應具有重要意義[1-3]。新疆作為中國“一帶一路”發展規劃下建設的主體能源基地及第14個現代化大型煤炭基地，其多數礦區內可開采煤層往往不止一層，如何在保障安全的條件下，盡可能將可采煤炭資源全部回采，則是提高煤炭利用率的一大助力[4]。而對于多煤層的回采，新疆地區最為常見的回采方法就是分層分采。但由于地下極為復雜的斷層、高地應力等地質問題，分層分采往往會產生較多技術難題，尤其是多煤層間的巖層破斷失穩更是誘發動力災害的關鍵因素之一[5-6]。加之分層分采會使同一區域覆巖受到多次開采擾動的影響，覆巖內部的結構特征也會在擾動作用下逐漸劣化，原生裂隙延展、伴生裂隙數量增多，最終現場的宏觀表現則為覆巖局部失穩破斷、覆巖集聚的彈性能釋放形成礦壓顯現、巖層時空位移及結構畸變[7-9]。

在此情況下，國內外大量學者對厚煤層分層分采覆巖結構演化規律、覆巖失穩誘發動力災害、覆巖破斷失穩監測預警等進行深入的研究，解決大量特定地質條件下的重大難題。其中，來興平等針對急傾斜特厚煤層群層間堅硬巖柱動態破裂致災問題，建立急傾斜特厚煤層頂板破斷力學模型，并構建“聲-熱”演化特征相似模擬試驗，揭示采動應力畸變致誘層間堅硬巖柱破斷的動力災害機理，形成急傾斜煤層群頂板防控體系[10-12]；張宏偉等通過研究老虎臺礦特厚煤層分層分采時的覆巖破斷高度，結合數值模擬、微震監測等分析手段，得出撫順礦區厚煤層的覆巖破斷高度會與采出厚度呈線性相關，為老虎臺礦安全回采提供理論依據[13-14]；邵小平等聚焦陜北榆神礦區保水開采，運用物理相似模擬試驗，得出淺埋厚煤層分層分采覆巖裂隙演化特征規律與層間巖層穩定性的關系，以此為基礎形成了覆巖導水帶裂隙發育規律與保水防治措施[15-17]；李寧、竇林名等運用有限元數值模擬，討論分層分采在0,2,4 m這3種錯距下的差異性，得出下層回采面與煤柱的應力分布關系[18]；王志強等針對特厚煤層分層綜采工作面的覆巖特征，運用理論分析現場試驗，得出巨厚直接頂下區段煤柱失穩機理，給出中、下分層區段煤柱圍巖控制技術[19]；陳凱等運用幾何分形理論與UDEC離散元數值模擬，分析新疆礦區采動覆巖裂隙分形演化規律，定量評價出厚煤層分層分采中弱膠結覆巖采動裂隙網絡發育特征[20]。

但由于不同礦區的煤層及其覆巖特征差異較大，從而導致分層分采時，層間巖層的破斷機理也各具特色，因此，針對此方面的研究尚待不斷加強[21-22]。根據寬溝煤礦煤層間堅硬巖層破斷誘發的強礦壓顯現情況，采用物理相似模擬與微震監測技術，深入分析上、下兩煤層雙重回采影響下，層間堅硬巖層的破斷演化過程。在此基礎上，建立層間堅硬巖層懸臂梁結構模型，分析此巖層臨界破斷狀態下的撓度、轉角及彈性能等參量，形成層間堅硬巖層破斷致災總能量與其懸臂結構間的關系。最終，以此為基礎得出寬溝煤礦分層分采的減壓防控技術措施，保障礦井的安全生產。

1 礦井概況

寬溝煤礦位于昌吉市呼圖壁縣，主要回采B2與B4-1煤層，兩煤層垂向高差44 m，這2個煤層之間為厚而堅硬的粉砂巖層，兩煤層采用分層分采，先采上部B4-1煤層，再采下部B2煤層。現采W1123綜放工作面位于B2煤層+1 255水平，工作面對應地面標高為+1 660～+1 820 m，垂向地面位置位于礦井工業廣場西側。W1123綜放面可采走向長度1 468 m，傾斜長度192 m，設計采高3.2 m，放煤厚度6.3 m，采放比為1∶1.97，可采面積282 048 m2，工作面傾角平均14°，工作面回采率90.4%，如圖1所示。

圖1 W1123工作面采掘平面示意Fig.1 Sketch of W1123 working face mining plan

依據寬溝煤礦的采掘部署，W1123工作面右側垂上方為W1145工作面采空區如圖2所示，工作面上部為B4-1煤層。因此，W1123工作面回采位置的部分區域會與上層W1145工作面采空區相互重疊。由于回采及掘進空間相對較小，且為多分層先后開采（先采W1145工作面，再采W1123工作面），上分層W1145工作面回采形成的擾動應力場必然通過煤、巖等介質向下方傳遞，導致下方W1123工作面在回采時形成疊加應力場，當采區或巷道處于動態的疊加應力場作用時，如果B2與B4-1煤層間的堅硬巖層由此破斷，將極易導致下分層工作面產生動力災害。

圖2 B2與B4-1煤層開采層位關系Fig.2 Relationship of B2and B4-1coal seams

2 分層分采層間堅硬巖層破斷過程及微震能量分析

2.1 模型構建

采用西安科技大學自行研制的平面應力架模型。以寬溝煤礦現采煤層地質特征為基礎進行搭建，試驗設計模型5.0 m×1.89 m×30 cm（長×高×寬），如圖3所示。模型幾何相似比例取1∶200，開挖時間相似比1∶200，密度相似常數1.57，應力相似常數157。

圖3 物理相似模擬試驗模型及SOS微震監測儀Fig.3 Model of physical similarity simulation experiment and SOS microseismic monitor

按照現場分層分采的回采過程，模擬模型開采順序及參數為

1）回采W1145工作面。由于W1145工作面16 h回采8 m，按照相似比1∶200，計劃一次回采4 cm，單次回采時間4.8 min，總計回采60次。

2）回采W1123工作面。在完成W1145工作面回采后2 d（按照時間相似比為400 d），開始回采。由于W1123工作面16 h回采2.4 m，按照相似比1∶200，計劃一次回采1.2 cm，單次回采時間4.8 min，總計回采360次。

為監測覆巖破斷、煤巖內結構面發育或圍巖內部裂隙擴展閉合時釋放的聲信號及能量震動，運用波蘭SOS微震監測儀收集圍巖產生的微震信號。并通過分析層間巖層破斷時刻的微震事件發生位置及能量大小，為后續致災機理研究提供支持[23]。

而相似模擬微震事件大能量事件臨界值判定為333 J[24]，由此，將微震事件劃分為4個等級，其中，0～100 J為Ⅰ級微能量事件，100～200 J為Ⅱ級小能量事件，200～300 J為Ⅲ級中等能量事件，300 J以上為Ⅳ級大能量事件。

2.2 層間堅硬巖層破斷過程及微震能量分析

由物理相似模擬試驗開挖過程可知，層間巖層斷裂釋能致災階段出現于W1123工作面回采至198 cm時,如圖4所示。從回采188.4 cm開始，層間巖層內次生裂紋擴展速度明顯加快，直至W1123煤壁與W1145開切眼完全貫通。在此過程中，層間巖層出現懸臂結構，并實現了極限彎曲—斷裂—壓實這一全過程。而在次生裂紋完全貫通（即45開切眼與23煤壁間巖層完全斷裂）后，這相當于未破斷巖層其底端支座的約束消失，因此，其巖層整體沿著W1123回采位置與W1145切眼的連線下沉，而由于這部分未破斷巖層呈倒梯形分布且覆載極大，從而導致懸臂結構受壓彎曲，當覆巖載荷給予懸臂結構的撓度超過其抗拉極限時，此段堅硬巖層將破斷、回轉，最后向下垮落至采空區，在這一過程中，懸臂結構之前所積蓄的大量彈性能及其重力勢能將在破斷和垮落碰撞中得以迅速釋放，最終誘發動力災害。

圖4 層間巖層斷裂致災階段運移及微震特征Fig.4 Migration process and microseismic features in interlayer rock stratum fracture

從相似模擬微震事件分布特征看，當推進到198 cm時，層間巖層發生了破斷，覆巖發生了整個回采期間最大的一次垮落，這一段回采過程中，雖然監測時間僅短短幾分鐘，但卻發生多次中、大能量事件，最終，在整個垮落階段監測到事件78次，總能量0.87×104J。其中Ⅳ級大能量事件5次，Ⅲ級中等能量事件13次，Ⅱ級小能量事件18次，Ⅰ級微能量事件42次。而這5個大能量事件中，有3個位于層間巖柱與W1145開切巷斷裂處，有1個位于破斷巖層垮落撞擊采空區處，最后一個位于破斷層間巖層與周圍覆巖相互鉸接處。而Ⅰ,Ⅱ級微、小能量事件則主要分布于下沉覆巖、破斷層間巖層及大能量事件周圍。

3 層間堅硬巖層破斷致災機理

根據上述物理相似模擬試驗及微震監測結果，可以發現層間堅硬巖層致災機理源于其巖層形成的懸臂結構破斷及上覆巖層的垮落。隨著層間巖層受多重開采擾動的影響，其因回采形成的懸臂結構將逐漸增加覆載，而當下方工作面推進過上方工作面采空區時，懸臂結構的破壞形式將由剪切破壞逐漸轉化為拉伸破壞，直至拉應力超過懸臂結構的承載極限，而在這一過程中，層間堅硬巖層上方的倒梯形覆載會出現整體性下沉，下沉量接近B4-1煤層厚度，在這層間巖層破斷—覆巖載荷下沉這一動態失穩過程中，懸臂的層間堅硬巖層破斷會釋放出大量的因應力集中積蓄的彈性能，而覆巖下沉時則會釋放大量重力勢能并與底板發生撞擊，由于彈性能與重力勢能的釋放時間極為接近，因此其疊加耦合后的鏈式致災效應會極易誘發動力災害[25]。故而，層間堅硬巖層破斷的力學分析則是其致災機理研究的關鍵所在，如圖5所示。

當以支點O為坐標原點建立直角坐標系后，簡化懸臂結構的受力過程，可以運用材料力學中的懸臂梁結構建立力學模型，如圖6所示。

圖5 層間巖層懸臂梁結構力學示意Fig.5 Mechanical scheme of cantilever beam structure

圖6 懸臂梁受力狀態簡化示意Fig.6 Simplified indication of cantilever beam

由此可知，懸臂結構主要受其自重應力（G）、上覆倒梯形未破斷巖層的覆載（Q）、2次回采擾動形成的破斷覆巖結構對懸臂梁的作用（F1與F2）、W1145采空區內殘余矸石與垮落巖塊對此巖梁的覆載（F3）。在此基礎上可得公式（1）～（3），并對懸臂梁所受載荷進行簡化，得式（4）和式（5）。

G=G0+G1

（1）

G0=γ0h0（l-l1）z

（2）

G1=γ0h0l1z

（3）

q0（l-l1）=F2+F3+G0

（4）

q1l1=F1+Q+G1

（5）

式中G為懸臂梁結構的自重應力；G0為x方向（0，l-l1）段的自重應力；G1為x方向（l-l1，l）段的自重應力；l為懸臂梁臨界破斷長度；l1為懸臂梁端頭到W1145開切巷走向長度；F1為W1123工作面采動影響下的破斷覆巖對懸臂梁的作用力；F2為W1145工作面采動影響下的破斷覆巖對懸臂梁的作用力；F3為W1145采空區內垮落巖塊與殘余矸石的自重；Q為懸臂梁上覆倒梯形巖層的重力；q0為簡化后的懸臂梁在（0，l-l1）段的均布載荷；q1為簡化后的懸臂梁在（l-l1，l）段的均布載荷；h0為懸臂梁自身高度；γ0為懸臂梁單位體積力；z為坐標系z方向的深度。

再采用截面法，并由式（4）與（5）可得懸臂梁受覆載作用下任一橫截面的力矩M（x）

（6）

在此基礎上可形成懸臂梁的撓曲線方程

（7）

式中EI為懸臂梁的彎曲剛度。

聯立式（6）與式（7），進行積分可得

（8）

（9）

式中ω（x）為懸臂梁某一點的撓度；θ為懸臂梁某一點的轉角。

帶入邊界條件，在懸臂梁支點O處的撓度與轉角都為0，則意味著x=0時，θ0=0，ω（0）=0。代入式（8）與（9）中，可得C1與C2均為0。

由此可得撓曲線方程與轉角方程

（10）

（11）

而當x=l時，懸臂梁的撓度最大，代入式（10）可得

（12）

而懸臂梁力矩最大處則發生于其臨界斷裂位置，即x=0時，代入式（6）可得

（13）

在此基礎上結合懸臂梁內的彎曲應變能公式，代入最大力矩Mmax，可得出懸臂梁破斷時的彈性能釋放量

（14）

式中Vet為懸臂梁臨界破斷狀態下的彎曲應變能。

由此，結合物理相似模擬試驗中覆巖運移規律，可以發現懸臂梁破斷釋放的彎曲應變能Vet和覆巖因懸臂梁破斷而下沉產生的重力勢能VG是整個致災過程的主要能量來源，故

（15）

式中V為整個破斷過程誘發的總致災能量；VG為倒梯形覆載下沉產生的重力勢能；hs為覆巖的下沉距離。

通過對整個運算過程加以分析，可知無論是懸臂梁的彎曲變形程度關系式（撓度ω,轉角θ）、承受極限力矩Mmax的關系式，還是懸臂梁臨界破斷釋放彈性能Vet的表達式，其推導過程中均包含了懸臂梁長度l、懸臂梁所承受的載荷q0與q1、以及懸臂梁本身抗彎曲能力（彎曲剛度EI）這3個角度的巖層參量，再結合工作面開采情況則可以得出。

首先，層間巖層懸臂梁結構的產生，來源于B4-1與B2煤層開采擾動導致的覆巖空間結構重新分布，其梁結構懸露長度l會隨著W1123工作面的推進而增長（圖5），結合懸臂梁撓度臨界式（12）及彈性能釋放表達式（14）可知，懸臂梁長度l與其極限撓度ωmax和釋放的彈性能Vet成正比關系，即在其余參量不變的情況下，懸臂梁極限長度l越長，懸臂梁彎曲聚集的彈性能Vet就越多。

而懸臂梁所承受均布載荷q0與q1與其懸長度l的乘積則為懸臂梁的所有覆載（圖6），這其中，上覆倒梯形未破斷巖層的載荷Q是所有覆載中最為主要的力源所在，且全部施加于懸臂梁的左部l1處（圖5）。再結合式（13）可知，只有覆載的下壓力足夠大，才會形成最大力矩Mmax，從而使懸臂梁彎曲破斷。而最大力矩Mmax也與彈性能釋放量Vet呈正比關系，見式（14）。因此，上覆巖層越重，其施加于懸臂結構的致災彈性能就越大。

但就覆巖自身結構特性而言，懸臂梁自身抗彎曲能力的強弱，才是懸臂梁在破斷時釋放彈性能多少的關鍵所在，由式（7）可知，在懸臂梁極限撓度不變ω的情況下，其彎曲剛度EI越大，懸臂梁所承受的極限力矩Mmax就越大，懸臂梁可儲存的彈性能Vet就越多。

總而言之，隨著上、下2個工作面的先后回采，覆巖在運移過程中逐漸產生了層間巖層懸臂結構，而且懸臂結構長度會隨著工作面的推進而增大，加之上覆倒梯形巖層載荷主要集中于懸臂結構的一端，致使此覆載形成的力矩與懸臂梁受力彎曲集聚的彈性能也隨之不斷增大。除此之外，寬溝煤礦的層間巖層巖性較為堅硬，抗彎曲能力較強，因此，其受彎破斷的極限也較高，這也導致其如果破斷，也會釋放出更多的彈性能。因此，致災能量與懸臂結構的長度、懸臂梁本身結構強度及其上覆巖層的總重量息息相關，這三者的相互作用，致使分層分采時層間堅硬巖層破斷極易誘發動力災害。

4 分層分采減壓防控技術

基于上述緩傾斜厚煤層分層分采層間堅硬巖層破斷演化過程，得出了層間巖層破斷產生的誘因及機理。這一過程會隨著懸臂巖層的破斷，而釋放出大量因應力集中集聚的彈性能，導致強礦壓的顯現。因此，如何加快層間堅硬巖層的破斷過程，弱化其巖性強度，減少此部分巖層的懸頂長度，對于減壓防控具有極為重要的意義。

4.1 防控措施

由之前試驗研究及微震監測可知，寬溝煤礦B2煤層與B4-1煤層之間是致密度高且強度較大的粉砂巖層，其間夾雜有少量炭質泥巖，總厚度達44 m，因此，只有采用爆破切頂措施，才能有效破壞堅硬巖層的完整性，使需要破斷巖層內部裂隙及結構弱面沿著爆破切向迅速擴展，從而降低巖體軸向強度，達到工作面礦壓減壓防控的要求。

由于W1145采空區位于W1123工作面右上方，因此W1123上順槽開展爆破對卸載作用極小，而僅在W1123下順槽的施工大量爆破孔又會影響巷道的服務回采任務，因此在工作面中間掘進爆破工藝巷輔助開展爆破切頂工作，如圖7所示。負責爆破切頂工作的爆破孔施工位置為W1123下順槽與爆破工藝巷，切頂爆破孔的施工要求是超前工作面50 m開始布置，每次布置6組斷面，每組斷面施工炮孔6個，3個在W1123上順槽，3個在爆破工藝巷，相鄰2組斷面間隔10 m。爆破孔采用ZDY-6000S型全液壓坑道鉆機施工，鉆孔直徑100 mm，孔深35 m，采用3號乳化炸藥爆破，炸藥藥卷直徑90 mm，裝藥長度為25 m，封孔長度10 m，裝藥密度為1.27×103kg/m3。施工完成后在工作面回采前完成爆破，等工作面推進50 m再次超前施工，從而確保切頂爆破工作超前煤壁50 m。在此基礎上，輔以工作面煤壁預裂爆破、大直徑空孔卸壓、鉆孔注水弱化等相關技術，從多個方面弱化W1123工作面堅硬頂板的強度。

圖7 爆破切頂工藝示意Fig.7 Sketch of blasting cutting roof

4.2 效果檢驗

為檢驗防控措施的有效性，運用寬溝煤礦ARAMIS微震監測系統，監測分析開展防控措施以來的礦壓顯現情況，整個微震監測過程從W1123工作面推進625 m時開始，直至推進至850 m時監測結束。其中，W1123工作面推進至748 m時進入W1145采空區下方。而防控措施是在W1123工作面推進至680 m時開始實施，在推進至780 m時結束。微震監測結果如圖8所示。

圖8 不同位置微震事件能量特征Fig.8 Energy characteristics of microseismic events on different sites

從圖8可以看出，在未采取減災防控措施以前，106J以上的大能量微震事件明顯較多，表明層間堅硬巖層隨著工作面回采擾動的影響會釋放出較多彈性能。隨著實施相應防控措施，即使在人為爆破的影響下，所出現的106J以上大能量事件也依然小于前者，直至工作面推進過780 m時，層間堅硬巖層破斷，出現監測期間最大的微震能量事件，能量大小為9.1×106J，但由于之前多重卸壓措施的作用，致使井下未出現明顯的礦壓顯現現象，僅在工作面煤壁后方有大量矸石落下。而在減壓防控措施實施之后，可以看到監測到的微震能量事件能級明顯降低，106J以上的大能量微震事件也僅出現一次，這表明通過采取爆破切頂、大直徑空孔卸壓及鉆孔注水弱化等措施，能有效地降低工作面頂板堅硬巖層的彈性能集聚程度，使堅硬巖層能平穩地釋放彈性能，消除層間堅硬巖層大范圍懸頂的危險性，為下階段類似分層分采提供技術參考。

5 結 論

1）分層分采層間堅硬巖層破斷致災機理源于其懸臂結構的破斷釋能，而其破斷過程產生的中、大型能量事件會分布在覆巖破斷線、垮落巖層與采空區松散巖體碰撞處、破斷巖層與周圍覆巖相互鉸接處等3個區域，微小能量事件則分布于覆巖破斷線前方的完整巖層、采場及采空區附近。

2）建立層間巖層懸臂結構力學模型，得出此巖層臨界破斷狀態下的撓曲線及轉角方程，給出層間巖層破斷致災總能量與懸臂結構和上覆巖層載荷的關系。研究表明，上覆巖層越重，其施加于懸臂結構的致災能量就越大，懸臂梁長度越長，其聚集的彈性能就越多，而懸臂梁本身結構越堅硬，則其可承受的能量就越多，破斷釋能就越大，從而極易誘發動力災害。

3）提出減少層間巖層懸頂長度是降低上覆巖層下沉沖擊載荷的關鍵因素。并以此為基礎，提出爆破切頂措施，有針對性地擴展需破斷巖體的原生裂隙及結構弱面，降低堅硬巖層的軸向強度，破壞巖層的完整性，使得大范圍懸頂事件基本杜絕，實現礦井減壓防控的目的。