變傾角煤層內工作面開采誘沖機理及防治技術

王 杰

（晉能控股煤業集團馬道頭煤業有限公司，山西 大同 037003）

以往針對褶曲構造影響區內的煤層開采研究多集中于構造應力場對于煤層開采的影響，諸多學者從構造應力場的角度分析了其對工作面開采造成的強礦壓顯現。陳國祥等[1-3]通過研究華硯礦區典型褶曲構造區地應力場在工作面開采前后的演變規律，提出了誘發沖擊地壓的臨界最大主應力理論；謝克坷等[4]基于褶曲構造區實測地應力進行三維數值模擬計算，揭示了地應力與沖擊地壓的相互關系及影響程度；趙善坤等[5]基于現場實測和數值模擬的方法對褶曲構造區內巷道圍巖穩定性與沖擊地壓的關系進行了研究，揭示了受褶曲構造應力影響下煤田動力災害的誘發機理；潘俊鋒等[6]通過分析黃隴侏羅紀煤田內各礦井沖擊地壓顯現特征，提出褶曲構造與厚硬頂板巖層均為沖擊地壓發生的主導因素；歐陽振華[7]通過研究褶曲構造區應力對于誘發煤礦沖擊地壓的影響，提出了針對性的褶曲構造區應力控制技術；康紅普等[8]通過分析褶曲構造區巷道圍巖沖擊破壞特征，并對錨桿、錨索受力特征進行了研究，提出了采用高沖擊韌性錨桿支護圍巖及支護參數優化設計方法。以上這些研究主要是從褶曲構造應力場對于煤層開采影響的角度出發，研究褶曲構造影響區內煤層沖擊地壓的誘發機理[9-10]，并通過改良支護構件和優化支護參數來提高圍巖抵抗沖擊的能力，而關于褶曲構造影響區內煤層沿傾向方向傾角變化對于煤層開采影響的研究甚少。為此，系統的研究了寶積山煤礦七采區內褶曲翼部影響區不同工作面開采期間的動、靜載荷演變規律，并從煤層傾角的角度分析了不同工作面開采期間沖擊地壓顯現特征，進而為本礦井及具有類似工程地質條件的礦井內煤層開采期間沖擊地壓誘發機理和防治提供參考。

1 工程概況

1.1 采區工程地質概況

隸屬于甘肅靖遠煤業的寶積山煤礦目前正在開采井田內東翼側七采區內的工作面，其主采1#煤層傾角為6°～ 48°，煤層平均厚度為7.8 m，其直接開采高度為3.5 m，放頂煤厚度為4.3 m，采放比接近1∶1.2。七采區內褶曲翼部影響區工作面位置關系情況如圖1。

圖1 褶曲翼部影響區工作面位置關系示意圖Fig.1 Schematic diagrams of position relation of working face in the influence area of fold structure wing

1.2 強礦壓動力顯現概況

701 綜放工作面位于褶曲背斜軸部影響區，其開采位置處煤層平均傾角僅為6°，可視作近水平煤層開采情況。其接續的703 綜放工作面開始進入褶曲翼部影響區內，其回采期間強礦壓動力顯現開始增多，703 和705 綜放工作面采掘期間強礦壓動力顯現匯總統計情況如圖2。

圖2 強礦壓動力顯現匯總統計結果Fig.2 Summary statistical results of dynamic development of strong mine pressure

由圖2 可知：703 和705 綜放工作面采掘期間強礦壓動力顯現主要發生在回采期間，分別為18次和11 次，且顯現位置主要集中于回風平巷內，分別為27 次和14 次；同時703 綜放工作面采掘期間總共發生強礦壓動力顯現次數要明顯多于705綜放工作面采掘期間，分別為32 次對17 次。可見，無論是703 或705 綜放工作面采掘期間，強礦壓動力顯現主要發生于沿空側回風平巷內。同時考慮到705 綜放工作面尚未回采結束，可知傾角較小的703 綜放工作面（平均傾角為17°）較傾角較大的705 綜放工作面（平均傾角為45°）更易誘發強礦壓動力顯現。

2 不同煤層傾角沖擊地壓發生機理

2.1 動靜載疊加誘沖機理

七采區內褶曲翼部影響區工作面采掘期間誘沖機理主要可以看作為由采掘空間圍巖內積聚的高集中靜載 σj和上覆巖層破斷所形成的劇烈動載 σd疊加所致[11-13]，動靜載疊加誘沖機理示意圖如圖3。

圖3 動靜載疊加誘沖機理示意圖Fig.3 Schematic diagram of dynamic and static load superposition induced rock burst mechanism

根據圖3 可知，沿空側巷道兩側巷幫內煤體中積聚的集中靜載分別為 σj1和 σj2，兩者中取值較大的一側巷幫內煤體更容易失穩發生破壞，集中靜載較大值滿足式（1）：

式中：σjmax為集中靜載較大值，MPa。

隨著工作面的回采推進，其上方低位巖層首先發生破斷，形成較小的劇烈動載 σdn（近場應力擾動），如若此時低位巖層瞬時破斷而導致煤巖系統中煤體所積聚的能量大于其破壞所消耗的能量，則將誘使煤巖系統中煤體突然發生失穩破壞；如果此時低位巖層緩慢破斷而導致煤巖系統中煤體所積聚的能量大于其破壞所消耗的能量，則將誘使煤巖系統中煤體緩慢或突然發生失穩破壞，進而誘發強礦壓或一般沖擊地壓顯現。關于煤巖系統中煤體失穩破壞的能量條件滿足式（2）：

式中：Umin為煤巖系統中煤體破壞所消耗的能量，kJ；Ecr為煤巖系統中煤體的彈性模量，MPa。

隨著工作面進一步的回采推進，當低位巖層破斷跨落范圍較大時，此時其上方的高位巖層處于大范圍懸頂也開始發生破斷，且高位巖層破斷時所形成的劇烈動載 σdf（遠場應力擾動）要遠高于低位巖層的，進而在動靜載疊加作用下煤巖系統中煤體所積聚的能量滿足式（3）：

由式(3)可知，在遠場劇烈動載擾動作用下煤巖系統中煤體所積聚的能量要遠大于近場劇烈動載擾動作用下的煤體所積聚的能量，這表明此時煤巖系統中煤體將更加容易突然發生失穩破壞，進而誘發嚴重沖擊地壓顯現。

而關于煤巖系統失穩破壞期間的應力-應變曲線[14-16]如圖4。

圖4 煤巖系統失穩破壞期間應力-應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of coal-rock system during instability failure

由圖4 可知，動靜載疊加作用下煤巖系統失穩破壞的應力-應變曲線共有3 種類型。當煤巖系統處于圖4(a)的靜態破壞類型時，此時頂板的剛度滿足k>0， 煤體的剛度滿足f′<0，同時滿足k+f′>0，進而煤巖系統中煤體緩慢發生失穩破壞；當煤巖系統處于圖4(b)的動態破壞類型I 時，此時頂板的剛度滿足k>0， 煤體的剛度滿足f′<0，同時滿足k+f′<0，進而煤巖系統中煤體突然發生失穩破壞；當煤巖系統處于圖4(c)的動態破壞類型II 時，此時頂板的剛度滿足k>k′>0，煤體的剛度滿足f′<0， 同時滿足k′+f′<0，進而煤巖系統中煤體突然發生失穩破壞，且強度更猛烈。

2.2 不同煤層傾角靜載演化機理分析

將七采區內褶曲翼部影響區工作面及其上覆巖層視作彈性介質，并且近似地認為其滿足Winkler 彈性地基假定[17-18]，則建立的不同煤層傾角工作面沿傾向方向力學簡化模型如圖5。

圖5 不同煤層傾角工作面沿傾向方向力學簡化模型Fig.5 Simplified mechanical model of working face with different coal seam inclinations along dip direction

由圖5 可知，基本頂對下方開采煤層所施加的壓載作用導致煤體沿y軸方向發生了壓縮形變，進而導致下方開采煤層對上方基本頂產生一反向支承作用力，其大小可由式（4）計算：

式中：pc為開采煤層對上方基本頂的反向支承作用力，kN/m；kc為煤層的Winkler 地基系數，MPa；y為煤層的壓縮形變量，m。

將基本頂視作半無限長梁結構，并以上區段采空區下側邊界位置處定義為x=0，同時假設基本頂上覆垂向均布載荷為qy， 懸頂段長度為L，懸頂段端頭所受到的垂向剪切應力為Q，軸向擠壓應力為N′，x=0位置處基本頂垂向截面內的剪切應力、軸向擠壓應力和彎矩分別為Q0、N和M0。基于圖5 力學簡化模型，可以推導出基本頂不同區間的變形微分方程，如式（5）：

式中：Ir為 基本頂橫截面的慣性矩，m4；Er為基本頂的彈性模量，MPa；W為煤柱寬度，m，W1為巷道寬度，m。

聯立式(4)和式(5)，并參照Timoshenko 的解，可以得到基本頂對下方開采煤層施加的壓載作用所造成的煤層壓縮形變量計算公式為：

根據現場工程地質條件以及工程實踐經驗，Er為2.7×104MPa，Ir為8.5 m4。基于現場調研情況可知基本頂懸頂段長度L為11.2m，基本頂平均密度為2.5t/m3，平均厚度為35 m，則可以確定相應的剪切應力Q0為 4.6×104kN，軸向擠壓應力N為3.8×104kN，彎矩M0為2.1×106kN·m。聯合式(4)和式(6)得到的不同煤層傾角開采煤層內垂向應力分布規律如圖6。

圖6 不同煤層傾角開采煤層內垂向應力分布規律Fig.6 Vertical stress distribution in coal seam mined at different coal seam angles

根據圖6 的應力分布曲線可知，隨著煤層傾角從0°增大至45°，沿空巷道煤柱側垂向應力集中程度逐漸增大，反之實體煤側垂向應力集中程度逐漸減小。考慮到煤柱側寬度僅為12 m，其自身承載能力有限，當煤柱側垂向應力增大至一定程度時，煤柱側自身完全處于塑性變形狀態而失去高承載能力，進而煤柱側的高垂向應力將會轉移至沿空巷道實體煤側。同時實體煤側受到本區段工作面回采期間超前支承應力疊加影響，進一步增加了實體煤側的應力集中程度，工作面回采期間實體煤側應力集中示意圖如圖7。

圖7 工作面回采期間實體煤側應力集中示意圖Fig.7 Schematic diagram of the side stress concentration of solid coal during the stoping of the working face

3 數值模擬

3.1 模型的建立

根據七采區工程地質概況，采用FLAC3D(v5.0)版軟件建立三維模型，模型中主采1#煤層沿走向長為240 m，沿傾向寬為230 m，在煤層傾角為0°、15°、30°、45°時模型高度分別為80、130、186、235 m，三維模型如圖8。

圖8 不同煤層傾角時的三維模型Fig.8 3D models of different coal seam inclination angles

通過現場鉆取煤巖樣并在實驗室內加工成為標準試件進行力學性能測試，測試所得到的煤巖樣物理力學參數情況見表1。

表1 煤巖樣物理力學參數表Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock samples

將表1 中不同煤巖樣的物理力學參數賦值到所構建的三維模型中，模型中煤巖層采用Mohr-Coulomb 本構模型構建，重力加速度設置為10 m/s2。三維模型的底部邊界采用固定約束，側面邊界采用水平位移約束，頂部邊界所施加的等效載荷大小根據模型頂部距離地表的距離確定，覆巖平均密度取值為2.5 t/m3。關于所構建的三維模型具體模型步驟為：①三維模型整體進行初始應力平衡計算；②進行上區段工作面回采，并應力平衡計算；③進行本區段工作面兩側服務平巷掘進，并應力平衡計算；④進行本區段工作面回采，并應力平衡計算。

3.2 模擬結果

通過對煤層傾角為0°、15°、30°和45°時分別進行模擬運算，得到的本區段工作面回采期間沿空巷道實體煤側和煤柱側的垂向應力空間分布情況如圖9 和圖10。

圖9 不同煤層傾角時實體煤側垂向應力空間演化規律Fig.9 Spatial evolution laws of vertical stress on solid coal side at different coal seam angles

圖10 不同煤層傾角時煤柱側垂向應力空間演化規律Fig.10 Spatial evolution laws of vertical stress on the side of coal pillar at different coal seam angles

根據圖9 和圖10 所示可知，隨著煤層傾角從0°增大至45°，沿空巷道實體煤側所形成的應力集中區內峰值應力由136.59 MPa 逐步減小至43.67 MPa，反之煤柱側所形成的應力集中區內峰值應力由57.53 MPa 逐步增大至86.18 MPa，且在煤層傾角為15°時實體煤側和煤柱側所形成的應力集中區內峰值應力大致相等，分別為62.27 MPa 和61.13 MPa。這一數值模擬結果與前述2.2 小節中關于不同煤層傾角條件下實體煤側和煤柱側靜載理論計算結果相吻合，說明數值模擬結果可靠性較強。

4 圍巖卸壓與非對稱支護協同控制技術

通過上述分析可知，褶曲翼部影響區內工作面沿煤層傾向方向傾角存在較大的變化性，這導致不同工作面回采期間沿空巷道圍巖中所積聚的高集中靜載和上覆巖層中厚硬關鍵層和基本頂破斷所形成的應力擾動也存在較大的變化性，因此有必要針對性地采取相應的措施來對沖擊地壓進行防治。基于動靜載疊加理論，提出了采用圍巖卸壓與非對稱支護協同控制的方法來對沖擊地壓進行防治，具體的防治方法如圖11。

圖11 沖擊地壓防治協同控制方法Fig.11 Collaborative control method for rock burst prevention and control

由圖11 可知，通過采取A-④、A-⑤方法可以有效降低沿空巷道實體煤側和煤柱側的高集中靜載，并弱化遠場動力擾動。在此基礎上，當煤層傾角趨向于0°時，可以通過采取A-①、A-②、A-③中的1 種或多種方法來對沿空巷道實體煤側進行卸壓，降低積聚于實體煤側的高集中靜載，同時通過采取B-①方法來對沿空巷道實體煤側進行加固，進而在沿空巷道實體煤側形成“強弱強”結構來對沖擊地壓進行防治；當煤層傾角趨向于45°時，可以通過采取A-①、A-②、A-③中的1 種或多種方法來對沿空巷道煤柱側進行卸壓，降低積聚于煤柱側的高集中靜載，同時通過采取B-②方法來對沿空巷道煤柱側進行加固，進而在沿空巷道煤柱側形成“強弱強”結構來對沖擊地壓進行防治。

5 現場工業性試驗

705 綜放工作面后續回采期間，考慮到工作面平均傾角為45°，通過前述分析可知，此時沿空巷道煤柱側存在較高的集中靜載荷，因此對其實施大直徑鉆孔（A-①方法）來實現對于煤柱體內高集中應力的轉移和釋放，同時對煤柱側進行補強加固（B-②方法），進而實現協同控制防治沖擊地壓的目的。A-①方法和B-②方法的具體施工參數情況如圖12。

圖12 沿空巷道圍巖卸壓與非對稱支護協同控制方法Fig.12 Collaborative control method of pressure relief and asymmetric support for surrounding rock of gob-side entry

考慮到電磁輻射信號和煤體中應力狀態呈正相關，煤體中應力集中程度越低，電磁輻射信號也就越弱。因此使用電磁輻射儀器（KBD5 型）對沿空巷道煤柱側實施大直徑鉆孔卸壓措施前后進行監測。

沿空巷道煤柱側超前工作面50 m 范圍內的電磁輻射監測數據為：實施大直徑鉆孔卸壓措施前電磁輻射強度值在32～80 mV 范圍內波動，平均值為49 mV；實施大直徑鉆孔卸壓措施后電磁輻射強度值在7～24 mV 范圍內波動，平均值為16 mV。對比可知實施大直徑鉆孔卸壓措施后電磁輻射強度值降幅高達67%，這意味著煤柱側原本存在的較高集中靜載荷得到了充分的轉移和釋放，沿空巷道圍巖應力環境明顯改善，同時針對煤柱側的補強支護也進一步提高了煤柱體的穩定性。

6 結 語

1）工作面采掘期間誘沖機理主要由采掘空間圍巖內積聚的高集中靜載和上覆巖層破斷所形成的劇烈動載疊加所致，并通過分析煤巖系統失穩破壞期間的應力-應變曲線得知其存在靜態破壞、動態破壞I 和動態破壞II 等3 種失穩破壞類型。

2）基于Winkler 彈性地基假定，可知隨著煤層傾角從0°增大至45°，沿空巷道煤柱側垂向應力集中程度逐漸增大，反之實體煤側垂向應力集中程度逐漸減小。

3）數值模擬結果表明，隨著煤層傾角從0°增大至45°，沿空巷道實體煤側所形成的應力集中區內峰值應力呈逐漸減小趨勢，反之煤柱側所形成的應力集中區內峰值應力呈逐漸增大趨勢，這與理論分析計算結果相吻合。

4）基于動靜載疊加理論，提出了采用圍巖卸壓與非對稱支護協同控制的方法，進而在沿空巷道煤柱側形成“強弱強”結構來對沖擊地壓進行防治。現場工業性試驗結果表明該方法能夠針對性地對圍巖中較高的集中靜載荷進行轉移和釋放，同時提高圍巖的穩定性。