王書文，鞠文君，潘俊鋒

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 資源與安全工程學(xué)院，北京 100083; 2.煤炭科學(xué)研究總院 開采研究分院，北京 100013; 3.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013)

臨空留巷底板沖擊地壓啟動(dòng)區(qū)判定與分步防治技術(shù)

王書文1,2,3，鞠文君2,3，潘俊鋒2,3

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 資源與安全工程學(xué)院，北京 100083; 2.煤炭科學(xué)研究總院 開采研究分院，北京 100013; 3.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013)

以山西余吾煤業(yè)N2105工作面回采過程中臨空留巷底板沖擊地壓為工程背景，理論分析底板沖擊地壓可能的沖擊啟動(dòng)區(qū)及主導(dǎo)應(yīng)力源，采用數(shù)值模擬追蹤煤層開挖后側(cè)向煤柱及留巷圍巖各向應(yīng)力、位移的演化過程，建立采空區(qū)影響下留巷底板水平應(yīng)力演化模型并進(jìn)行驗(yàn)證?；谂R空留巷底板沖擊地壓主導(dǎo)力源判定及能量傳遞過程分析，提出該類底板沖擊地壓分步防治關(guān)鍵技術(shù)，并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用。結(jié)果表明:煤層開挖后中，臨空留巷底板在破壞深度范圍內(nèi)存在“卸壓通道”機(jī)制，臨空煤柱垂直應(yīng)力不斷增長的同時(shí)，留巷底板水平應(yīng)力通過“卸壓通道”釋放，釋放程度與該通道寬度呈正相關(guān)。臨空煤柱幫內(nèi)彈性核區(qū)為留巷底板沖擊地壓的沖擊啟動(dòng)區(qū)，其不斷增長的垂直應(yīng)力為主導(dǎo)載荷源，而非留巷底板水平應(yīng)力。為阻止該類底板沖擊地壓發(fā)生啟動(dòng)，關(guān)鍵在于削弱采空區(qū)側(cè)向頂板壓力傳遞作用及煤柱彈性能積聚水平，弱化留巷底板只能緩和沖擊顯現(xiàn)強(qiáng)度，非對(duì)稱支護(hù)對(duì)留巷圍巖變形破壞特征的適應(yīng)性更強(qiáng)。

底板沖擊地壓;水平應(yīng)力;沖擊啟動(dòng)區(qū);留巷;煤柱

沖擊地壓指煤礦井巷或工作面周圍煤巖體，由于彈性變形能的瞬時(shí)釋放而產(chǎn)生突然劇烈破壞的動(dòng)力現(xiàn)象，常伴有煤巖體拋出、巨響及氣浪等，具有很強(qiáng)的破壞性，是煤礦重大災(zāi)害之一[1]。目前，我國沖擊地壓礦井?dāng)?shù)量已從1985年的32座發(fā)展到近200座，分布于20多個(gè)省市(自治區(qū))。2003年至今，沖擊地壓事故已累計(jì)造成數(shù)百人死亡，上千人受傷，嚴(yán)重威脅礦井安全生產(chǎn)[2]。2016年，新頒布的《煤礦安全規(guī)程》首次將沖擊地壓防治單獨(dú)列為一章進(jìn)行論述，以應(yīng)對(duì)日益嚴(yán)峻的沖擊地壓災(zāi)害形勢(shì)。同時(shí)，沖擊地壓發(fā)生機(jī)理、監(jiān)測(cè)預(yù)警及防治研究已發(fā)展成為采礦及巖石力學(xué)界的熱點(diǎn)之一，并在諸多領(lǐng)域取得顯著進(jìn)展[2-6]。

沖擊地壓的分類方法有多種[1-2,4]，按照沖擊發(fā)生后圍巖破壞方位的不同，可分為底板沖擊地壓、幫部沖擊地壓和頂板沖擊地壓，其中底板沖擊地壓現(xiàn)場(chǎng)表現(xiàn)為底板瞬間鼓起、開裂，煤塊彈射，設(shè)備傾倒等，也可能伴隨一定程度的幫部及頂板破壞。針對(duì)底板沖擊地壓發(fā)生機(jī)理及防治方法，徐學(xué)鋒等[7]認(rèn)為巷道底板水平應(yīng)力是導(dǎo)致底板沖擊地壓發(fā)生的主要因素，建立了底板沖擊地壓發(fā)生條件與影響因素的力學(xué)模型，并提出采用底板爆破卸壓進(jìn)行防治。曹安業(yè)[8]等基于底板沖擊危險(xiǎn)主要受水平應(yīng)力影響的認(rèn)識(shí)，提出通過改變巷道底板的抗彎強(qiáng)度以降低巷道底板沖擊誘發(fā)條件，主要防治方法包括底板切槽、底板大直徑鉆孔和底板爆破等。陳學(xué)華[9]研究了構(gòu)造應(yīng)力影響下側(cè)壓系數(shù)對(duì)底板沖擊地壓的作用。徐方軍等[10]研究了華豐煤礦砂巖底板沖擊，并認(rèn)為底板存在高應(yīng)力作用下的高強(qiáng)度巖層是底板沖擊的必要條件，采用了煤層爆破卸壓、煤層注水弱化及底板爆破卸壓等方法進(jìn)行防治。于正興等[11]基于歐拉小撓度理論建立了頂?shù)装鍓簵U穩(wěn)定模型，認(rèn)為煤層卸壓將增加頂?shù)装灏l(fā)生沖擊地壓的可能性，提出了沖擊地壓防治的應(yīng)力三向化理論。謝龍等[12]研究了不同側(cè)壓對(duì)動(dòng)載誘發(fā)巷道底板沖擊的影響。綜合分析可知，以上研究主要圍繞底板自身水平應(yīng)力、破壞特性及其改善途徑展開，所建模型多為單一的巷道或簡化的壓桿模型，較少考慮周圍開采條件的變化，并認(rèn)為底板高度集中的水平應(yīng)力是底板沖擊的主要力源，采用的防治措施也多針對(duì)底板本身。

實(shí)際上，回采巷道都將先后經(jīng)受掘進(jìn)和回采兩個(gè)階段的影響，而底板沖擊地壓在兩個(gè)階段都可能發(fā)生。由于掘進(jìn)和回采對(duì)煤巖層應(yīng)力和結(jié)構(gòu)的影響方式和程度差異顯著，因此不同階段內(nèi)底板沖擊地壓機(jī)理及適用的防治方法可能不完全一致。具體而言，掘進(jìn)可導(dǎo)致巷道底板水平應(yīng)力發(fā)生集中，并成為掘進(jìn)巷道底板沖擊地壓的重要力源。因此，在該階段內(nèi)針對(duì)巷道底板煤巖層開展解危工作是必要的。但與掘進(jìn)階段不同的是，煤層開挖后暴露的采空區(qū)底板并不是必須防治的重點(diǎn)，回采階段沖擊地壓通常發(fā)生在采空區(qū)周邊的巷道內(nèi)，如超前巷道、側(cè)向巷道等，其圍巖應(yīng)力分布和破壞形式將進(jìn)一步劇烈調(diào)整，并表現(xiàn)出與掘進(jìn)階段不同的特征?；夭呻A段底板沖擊地壓的主導(dǎo)力源是否依然為掘進(jìn)期間形成的底板集中水平應(yīng)力，或者已轉(zhuǎn)變?yōu)槠渌轿弧⑵渌问降膽?yīng)力，以及采用何種防治方法加以應(yīng)對(duì)，以上問題都值得去探討。

本文綜合采用理論分析、數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)等手段，以山西余吾煤業(yè)發(fā)生在工作面回采過程中采空區(qū)側(cè)向留巷內(nèi)的底板沖擊地壓為背景，深入分析煤層回采對(duì)側(cè)向煤柱及留巷圍巖各向應(yīng)力及位移演化的影響，明確該類底板沖擊地壓主導(dǎo)力源，判定沖擊啟動(dòng)區(qū)，針對(duì)性提出分步防治方法，并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用。

1 工程概況

山西余吾煤業(yè)N2105工作面為北二采區(qū)首采工作面，四周均無采空區(qū)，埋深507～597 m，工作面走向長度2 170 m，傾向長度285 m，煤層平均厚度6.31 m，平均單軸抗壓強(qiáng)度6.67 MPa，采用走向長壁后退式低位放頂煤一次采全高全部垮落式綜合機(jī)械化采煤法，割煤高度3.2 m，工作面日推進(jìn)度4.0～4.5 m。工作面由西向東整體近似為一單斜構(gòu)造，平均坡度+5°。如圖1所示，煤層上方30 m以內(nèi)發(fā)育兩層厚度大于5 m的砂巖，其余均為厚度更小的砂、泥巖互層，直接底為砂質(zhì)泥巖，基本底為砂巖。圖2為工作面巷道布置情況，工作面兩側(cè)均采用雙巷布置，巷間煤柱寬35 m，內(nèi)圈巷道沿底掘進(jìn)(頂煤厚約3 m)，外圈巷道沿頂掘進(jìn)(底煤厚約3 m)，外圈巷道一直使用至工作面回采結(jié)束。所有巷道均采用錨網(wǎng)索支護(hù)頂板及兩幫。

圖1 3號(hào)煤頂?shù)装逯鶢頕ig.1 Histogram of roof and floor rock layers of coal seam 3

2013-11-17，N2105工作面進(jìn)風(fēng)巷留巷段發(fā)生強(qiáng)烈沖擊地壓，破壞區(qū)滯后工作面127～327 m，破壞現(xiàn)場(chǎng)情況見表1。本次沖擊破壞以底板為主，煤柱幫次之，實(shí)體煤幫和頂板變形不明顯。進(jìn)風(fēng)巷采用了對(duì)稱的錨網(wǎng)索支護(hù)，但現(xiàn)場(chǎng)破壞形式表現(xiàn)出明顯非對(duì)稱性。該巷道在掘進(jìn)期間未見任何動(dòng)力現(xiàn)象。

圖2 N2105工作面巷道布置示意Fig.2 Diagram of roadway layout in N2105 working face

2 可能的沖擊啟動(dòng)區(qū)及主導(dǎo)力源

沖擊地壓的發(fā)生是瞬時(shí)的，但在時(shí)間序列上總存在一個(gè)過程，只是在尺度上小于人類分辨的最小尺度。依照時(shí)間序列，沖擊地壓發(fā)生依次經(jīng)歷沖擊啟動(dòng)、沖擊能量傳遞、沖擊地壓顯現(xiàn)3個(gè)階段[4]。沖擊啟動(dòng)區(qū)是沖擊地壓發(fā)生的空間起始位置，沖擊啟動(dòng)的根本動(dòng)力來源于采掘擾動(dòng)下沖擊啟動(dòng)區(qū)高度積聚的彈性應(yīng)變能。相對(duì)周圍區(qū)域，沖擊啟動(dòng)區(qū)的煤巖體是最接近極限平衡狀態(tài)的，也是在外界擾動(dòng)下最容易發(fā)生動(dòng)力失穩(wěn)的。當(dāng)滿足一定的應(yīng)力及能量條件時(shí)，沖擊啟動(dòng)區(qū)首先出現(xiàn)破裂，靜態(tài)條件下積聚的彈性應(yīng)變能部分轉(zhuǎn)換為震動(dòng)能并向四周傳播，依次引起沖擊能量傳遞區(qū)和沖擊地壓顯現(xiàn)區(qū)的次生破壞，沖擊啟動(dòng)區(qū)是裂紋擴(kuò)展與能量釋放及輻射的起始點(diǎn)。

表1進(jìn)風(fēng)巷沖擊地壓發(fā)生后非對(duì)稱破壞情況
Table1Asymmetricalfailureoccurredafterrockburstintheintakeairflowroadway

方位底板煤柱幫實(shí)體煤幫頂板現(xiàn)場(chǎng)情況描述底板被震裂,大塊煤彈起,最大底臌增量約1.5m整體外移0.5m,表面新生裂隙密布,未出現(xiàn)片幫或破網(wǎng)變形不明顯變形不明顯

若想避免沖擊地壓發(fā)生，就必須阻止沖擊啟動(dòng)，前提在于明確沖擊啟動(dòng)區(qū)位置，掌握其演化及形成條件。N2105工作面進(jìn)風(fēng)巷底板沖擊地壓的沖擊啟動(dòng)區(qū)有2種可能的情形:

(1)底板水平應(yīng)力集中導(dǎo)致底板沖擊啟動(dòng)。

該情形下，沖擊啟動(dòng)區(qū)為底板水平應(yīng)力峰值區(qū)，主導(dǎo)的沖擊啟動(dòng)載荷源為高度集中的底板水平應(yīng)力σx，如圖3(a)所示。該沖擊地壓啟動(dòng)機(jī)制經(jīng)常出現(xiàn)在沖擊地壓礦井褶曲構(gòu)造區(qū)的掘進(jìn)巷道，受構(gòu)造應(yīng)力及巷道掘進(jìn)在頂?shù)装逡鸬拇紊綉?yīng)力疊加作用影響，沖擊顯現(xiàn)以底板或頂?shù)装逋瑫r(shí)破壞為主，幫部破壞程度往往很小。

圖3 底板沖擊地壓可能的沖擊啟動(dòng)模型Fig.3 Possible start-up model of floor rockburst

(2)煤柱垂直應(yīng)力集中導(dǎo)致煤柱沖擊啟動(dòng)。

巷道圍巖是由巷幫、頂板、底板構(gòu)成的有機(jī)整體，各方位煤巖體的應(yīng)力調(diào)整及穩(wěn)定性演變相互影響。圖3(b)顯示了另外一種可能的情形:工作面回采后，臨空煤柱垂直應(yīng)力σz集中程度不斷升高直至幫部發(fā)生沖擊啟動(dòng)，沖擊能量向四周傳播，對(duì)圍巖形成強(qiáng)烈的瞬間動(dòng)態(tài)加載，巷道各方位破壞程度主要取決于各自抗沖擊能力。由于進(jìn)風(fēng)巷幫部支護(hù)強(qiáng)度較高，而裸露的底煤承載能力差，導(dǎo)致底板成為破壞的主體。

下文將圍繞采空區(qū)形成過程中側(cè)向煤柱及留巷圍巖各向應(yīng)力及位移的演化規(guī)律進(jìn)行深入分析，以判定留巷底板沖擊地壓的沖擊啟動(dòng)區(qū)及主導(dǎo)應(yīng)力源。

3 采空區(qū)形成過程中留巷圍巖應(yīng)力演化規(guī)律

為研究N2105工作面回采對(duì)進(jìn)風(fēng)巷圍巖的影響，利用FLAC3D建立巷道側(cè)向大范圍開挖數(shù)值計(jì)算模型，如圖4所示，留巷及內(nèi)圈巷道的高×寬尺寸均為5 m×4 m，右側(cè)開挖后最終形成15 m×4 m的開挖空間，用于模擬側(cè)向煤層回采。上部邊界施加等效垂向載荷14.25 MPa，模型范圍施加漸變水平應(yīng)力，其中模型底部施加水平應(yīng)力為10 MPa。模擬過程為:原始應(yīng)力平衡→開挖2條巷道(留巷及內(nèi)圈巷道)并計(jì)算平衡→右側(cè)大范圍開挖并計(jì)算1 000時(shí)步→計(jì)算2 000時(shí)步。

圖4 留巷側(cè)向煤層開挖數(shù)值計(jì)算模型Fig.4 Numerical model for excavation of lateral coal seam

圖5～7為不同模擬階段煤柱及留巷圍巖應(yīng)力變化曲線?？梢?，右側(cè)煤層開挖前，煤柱的垂直應(yīng)力曲線呈“對(duì)稱雙峰”分布，開挖后則逐漸過渡至“左高右低”的“偏單峰”分布。而此時(shí)，盡管煤柱的垂直應(yīng)力峰值逐漸增加，但留巷底板水平應(yīng)力則不斷降低，且右側(cè)開挖空間底板應(yīng)力降幅更大。

圖5 不同模擬階段幫部垂直應(yīng)力分布曲線(沿圖4中L1提取，底板以上2 m)Fig.5 Vertical stress distribution curve of different simulation phase(along the L1 in Fig.4,2 m above the floor)

圖6 不同模擬階段底板水平應(yīng)力分布曲線(沿圖4中L2提取，底板以下4 m)Fig.6 Horizontal stress distribution curve of different simulation phase in floor(along the L2 in Fig.4,4 m below the floor)

圖7 M，N點(diǎn)應(yīng)力隨計(jì)算時(shí)步的變化曲線Fig.7 Change curves of M,N point stress with time of calculation

4 臨空留巷底板“卸壓通道”的機(jī)制及驗(yàn)證

圖8～10為模型右側(cè)煤層開挖后圍巖運(yùn)動(dòng)規(guī)律及矢量圖?？梢?，右側(cè)大范圍開挖后，臨空煤柱及其頂?shù)装蹇傮w向右移動(dòng)。向左移動(dòng)區(qū)域僅存在于留巷右?guī)图捌溆业捉恰７治稣J(rèn)為，留巷掘進(jìn)后，留巷底板形成了水平應(yīng)力集中區(qū)，而右側(cè)煤層開挖后，開挖空間底板形成了更大范圍的塑性破壞區(qū)(右側(cè)底板破壞深度8 m，留巷底板破壞深度3 m)，從而為留巷及煤柱底板8 m以淺的煤巖體提供了“卸壓通道”。留巷底板原水平集中應(yīng)力通過該“卸壓通道”向右側(cè)底板破壞區(qū)域釋放。類似的，由于煤柱右側(cè)底角破壞深度顯著大于左側(cè)，煤柱下沉引起的底板水平應(yīng)變主要往右釋放。

圖8 側(cè)向開挖后煤柱及其頂、底板水平位移分布曲線Fig.8 Horizontal displacement distribution curves of coal pillars and roof and floor after lateral excavation

圖9 側(cè)向開挖后垂直應(yīng)力分布云圖及速度矢量圖Fig.9 Distribution cloud of vertical stress and velocity vector after lateral excavation

圖10 側(cè)向開挖后塑性區(qū)分布圖及速度矢量圖Fig.10 Plastic zone and velocity vector after lateral excavation

為驗(yàn)證以上推斷，在模型基礎(chǔ)上設(shè)置強(qiáng)化區(qū)，如圖11所示。強(qiáng)化區(qū)的強(qiáng)度參數(shù)(體積模量、剪切模量、內(nèi)摩擦角、抗拉強(qiáng)度等)提高至原來的3倍，將強(qiáng)化區(qū)上部邊緣與底板的距離d稱為“卸壓通道”寬度，目的在于考察“卸壓通道”對(duì)留巷底板水平應(yīng)力調(diào)整規(guī)律的影響。模型中d分別取1，3，5，10 m。提取巷道底板的水平應(yīng)力峰值(M點(diǎn))加以分析。

圖11 “卸壓通道”機(jī)制驗(yàn)證模型Fig.11 Validation model of “relief channel” mechanism

圖12 不同d值對(duì)應(yīng)的塑性區(qū)和速度矢量分布(紅框內(nèi)為強(qiáng)化區(qū))Fig.12 Plastic zone and velocity vector map corresponding to different d values(red box on behalf of the enhanced area)

圖13 不同d值對(duì)應(yīng)的底板水平應(yīng)力峰值變化曲線Fig.13 Curves of the peak value of the horizontal stress corresponding to the different d values

分析圖12，13模擬結(jié)果可知，“卸壓通道”寬度d較小時(shí)，右側(cè)的應(yīng)力釋放通道被部分“封鎖”，煤柱整體下沉過程中，其底板主要向左側(cè)位移，對(duì)留巷底板形成水平擠壓，水平應(yīng)力更加集中。反之，“卸壓通道”寬度d較大時(shí)，右側(cè)的應(yīng)力釋放通道“通暢”，煤柱下沉主要引起底板發(fā)生向右的位移，對(duì)留巷底板水平應(yīng)力起到釋放作用。

簡言之，留巷側(cè)向發(fā)生更大范圍開挖后，其底板水平應(yīng)力受到兩種機(jī)制的共同影響:煤柱下沉引起的底板增壓機(jī)制和側(cè)向底板大范圍破壞引起的疏壓機(jī)制。兩種機(jī)制綜合作用結(jié)果決定了留巷底板水平應(yīng)力的變化趨勢(shì)和幅度。當(dāng)增壓機(jī)制強(qiáng)于疏壓機(jī)制時(shí)，留巷底板水平應(yīng)力更為集中;當(dāng)增壓機(jī)制小于疏壓機(jī)制時(shí)，留巷底板水平應(yīng)力部分釋放。

5 臨空留巷底板沖擊地壓發(fā)生機(jī)制

5.1 臨空留巷圍巖應(yīng)力源演化模型

采空區(qū)形成后留巷圍巖應(yīng)力源演化模型如圖14所示。進(jìn)風(fēng)巷掘進(jìn)及N2105工作面開挖后，底板下方依次形成各自的破壞區(qū)、水平應(yīng)力集中區(qū)，而采空區(qū)底板破壞深度dc遠(yuǎn)大于巷道底板破壞深度d0。在垂直方向上，留巷底板水平應(yīng)力集中區(qū)與處于同一高度的右側(cè)采空區(qū)底板相比，后者的強(qiáng)度更低，完整性更差，水平應(yīng)力更低。采空區(qū)底板破壞區(qū)的形成相當(dāng)于降低了留巷底板水平應(yīng)力集中區(qū)右側(cè)的約束，最終導(dǎo)致巷道留巷水平應(yīng)力的下降。該過程中，煤柱和留巷幫部垂直應(yīng)力整體增大。

圖14 采空區(qū)形成后留巷圍巖應(yīng)力源演化模型Fig.14 Stress source evolution model of retained entry floor after goaf formation

5.2 沖擊啟動(dòng)區(qū)判定與沖擊顯現(xiàn)特征解釋

綜合分析認(rèn)為，雖然N2105工作面底板破壞最為劇烈，但底板并不是沖擊啟動(dòng)區(qū)。因?yàn)樘热舻装逅郊袘?yīng)力主導(dǎo)沖擊地壓的發(fā)生，那么發(fā)生時(shí)間應(yīng)該在煤層開挖之前或掘進(jìn)期間，那時(shí)的底板水平應(yīng)力集中程度是最高的。

文獻(xiàn)[13]現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)得出，N2105工作面回采后，采空區(qū)側(cè)向煤層垂直應(yīng)力呈現(xiàn)出5個(gè)區(qū)間性特征，其中35 m寬煤柱內(nèi)共包含呈現(xiàn)3個(gè)區(qū)間特征，如表2及圖15所示。

表2采空區(qū)側(cè)向煤柱受力特征[13]
Table2Characteristicsoflateralcoalpillaringoaf[13]

區(qū)間A-煤柱內(nèi)側(cè)塑性區(qū)B-煤柱彈性區(qū)C-煤柱外側(cè)塑性區(qū)側(cè)向?qū)挾?m19115應(yīng)力集中系數(shù)最大值1.6>3.02.4

圖15 臨空留巷底板沖擊地壓能量傳遞模型Fig.15 Energy transfer model of floor rockburst at retained entry

采空區(qū)形成后，側(cè)向煤層垂直應(yīng)力整體增加，但煤柱彈性區(qū)(B區(qū))增幅最大，應(yīng)力集中系數(shù)可達(dá)3.0以上，成為最接近臨界失穩(wěn)狀態(tài)的區(qū)域，在采空區(qū)動(dòng)載荷的擾動(dòng)作用下優(yōu)先發(fā)展為沖擊啟動(dòng)區(qū)，其不斷增長的垂直應(yīng)力為主導(dǎo)應(yīng)力源。如圖15所示，沖擊啟動(dòng)后，沖擊啟動(dòng)區(qū)瞬間釋放大量彈性能并向周圍傳播過程中，對(duì)留巷幫部沖擊作用最為強(qiáng)烈，但由于巷幫支護(hù)強(qiáng)度較高，整體性較好，因此只發(fā)生了整體變形。巷道頂板為相對(duì)堅(jiān)硬的巖層，且有錨網(wǎng)索支護(hù)，抗沖擊能量更強(qiáng)，無明顯變形。而巷道底板為早已發(fā)生塑性破壞的底煤，抗沖擊能力差，成為震動(dòng)能向裂紋表面能、動(dòng)能集中轉(zhuǎn)化的主體，最終導(dǎo)致底板破壞最為劇烈。

6 基于沖擊啟動(dòng)區(qū)判定的分步防治

沖擊地壓防治首要目標(biāo)為阻止沖擊地壓啟動(dòng)，而一旦無法阻止沖擊啟動(dòng)，應(yīng)設(shè)法降低沖擊顯現(xiàn)強(qiáng)度。針對(duì)本類型底板沖擊地壓發(fā)生條件，可通過4個(gè)步驟來實(shí)現(xiàn)以上目標(biāo)，見表3。

表3N2105工作面沖擊地壓分步防治方法
Table3Stepbystepmethodsofrockburstpreventionandcontrol

目標(biāo)步驟基本原理阻止沖擊啟動(dòng)超前預(yù)裂采空區(qū)堅(jiān)硬頂板削弱采空區(qū)邊緣懸露頂板壓力的傳遞作用沖擊啟動(dòng)區(qū)大直徑鉆孔耗散積聚在沖擊啟動(dòng)區(qū)的彈性能量緩和沖擊顯現(xiàn)煤柱底角設(shè)置緩存鉆孔緩沖向底板傳遞的沖擊震動(dòng)波,降低底板破壞強(qiáng)度煤柱幫部非對(duì)稱支護(hù)與留巷幫部非對(duì)稱破壞特征相適應(yīng),提高煤柱幫抗沖擊能力

(1)步驟1:超前預(yù)裂采空區(qū)邊緣堅(jiān)硬頂板。

采空區(qū)懸露頂板引起的壓力傳遞是煤柱內(nèi)沖擊啟動(dòng)區(qū)應(yīng)力源持續(xù)增長根本原因?？赏ㄟ^超前預(yù)裂采空區(qū)邊緣頂板促進(jìn)采空區(qū)頂板垮落，削弱向煤柱傳遞壓力作用。根據(jù)余吾煤業(yè)上覆巖層“兩帶”發(fā)育高度探測(cè)結(jié)果，綜放開采垮落帶高度為27～32 m[14]，該范圍頂板的懸露對(duì)側(cè)向煤柱應(yīng)力影響最為顯著。圖16顯示，煤層上方20.3 m處發(fā)育單層厚度9.2 m的堅(jiān)硬砂巖，作為本步驟重點(diǎn)預(yù)裂層位。為便于施工并保證頂板安全，在膠帶巷超前支護(hù)區(qū)外端施工，爆破完成后預(yù)裂段能夠及時(shí)進(jìn)入超前支護(hù)區(qū)，以免導(dǎo)致頂板過度變形而影響生產(chǎn)。

圖16 爆破鉆孔在傾向垂直剖面上的投影Fig.16 Projection of blasting drills on a vertical profile

(2)步驟2:沖擊啟動(dòng)區(qū)鉆孔耗能。

超前預(yù)裂頂板可削弱但很難根本上消除采空區(qū)引起的疊加應(yīng)力?？舍槍?duì)煤柱潛在沖擊啟動(dòng)區(qū)施工大直徑鉆孔，破壞其煤層結(jié)構(gòu)，耗散彈性核區(qū)積聚的彈性應(yīng)變能。如圖17所示，采空區(qū)形成后，側(cè)向煤層B區(qū)的垂直應(yīng)力集中水平最高，最有可能發(fā)生沖擊啟動(dòng)。B區(qū)至留巷最遠(yuǎn)16 m，考慮安全系數(shù)，將幫部鉆孔長度設(shè)計(jì)為20 m，以充分穿透潛在沖擊啟動(dòng)區(qū)。鉆孔直徑113 mm，間距1 m。

圖17 煤柱大直徑鉆孔及非對(duì)稱錨索布置示意Fig.17 Schematic diagram of large diameter boreholes and asymmetric anchor cables

圖18為施工幫部鉆孔前后，利用鉆孔應(yīng)力計(jì)監(jiān)測(cè)的相對(duì)垂直應(yīng)力變化情況。自2014-05-14，受工作面超前支承壓力影響，測(cè)點(diǎn)應(yīng)力持續(xù)跳躍式增加。6月11日，應(yīng)力增幅急劇增大。6月15日，鉆孔施工后應(yīng)力驟降，但之后應(yīng)力再次出現(xiàn)反彈。這表明煤層鉆孔之后應(yīng)力能夠恢復(fù)，應(yīng)持續(xù)跟蹤監(jiān)測(cè)，以判斷是否需要再次鉆孔。

圖18 煤柱大直徑鉆孔施工前后應(yīng)力變化曲線Fig.18 Curve of stress change before and after construction of large diameter boreholes

(3)步驟3:煤柱底角設(shè)置緩存鉆孔。

若前兩步的人工干預(yù)不足以充分破壞潛在沖擊啟動(dòng)區(qū)形成條件，沖擊啟動(dòng)仍將發(fā)生，啟動(dòng)區(qū)釋放的彈性能將向周圍傳播，對(duì)附近煤巖體形成強(qiáng)烈沖擊載荷。前文分析可知，底板抵抗沖擊載荷的能力最小，可通過在其傳播路徑上設(shè)置緩沖結(jié)構(gòu)，以減小對(duì)底板巖層的沖擊作用，如圖17所示。為便于底板鉆孔排粉，俯角設(shè)置為45°。

(4)步驟4:煤柱幫非對(duì)稱支護(hù)。

采空區(qū)形成后，頂板下沉對(duì)留巷圍巖形成偏載作用，兩幫垂直應(yīng)力差異較大。留巷掘進(jìn)期間采用的是兩幫對(duì)稱支護(hù)方式，幫部錨桿長度均為2.4 m，無錨索。圖19為N2105工作面回采前后留巷內(nèi)同一斷面各方位錨桿受力變化曲線?？梢?，工作面回采前，留巷兩幫錨桿受力同步變化，表明兩側(cè)煤幫受力、變形規(guī)律基本一致?；夭珊?，兩幫錨桿受力差異逐漸擴(kuò)大。外幫錨桿受力持續(xù)快速增長，測(cè)站滯后工作面150 m時(shí)，增長至190 kN，之后增幅下降，滯后工作面300 m時(shí)，受力維持在200 kN左右?；夭珊?，煤柱幫錨桿受力增幅不斷減小，測(cè)站滯后工作面150 m時(shí)，增長至140 kN，之后受力開始下降，滯后工作面300 m時(shí)，受力僅維持在75 kN左右。分析認(rèn)為，側(cè)向煤層回采導(dǎo)致留巷煤柱幫破壞程度較外幫更為嚴(yán)重(圖17，煤柱幫塑性區(qū)可擴(kuò)展至5 m)，導(dǎo)致錨桿錨固段圍巖部分破壞，支護(hù)強(qiáng)度下降，煤柱幫抗沖擊能力降低。然而，由于沖擊啟動(dòng)區(qū)位于煤柱內(nèi)，對(duì)煤柱幫的沖擊作用更為強(qiáng)烈。

圖19 錨桿受力變化曲線Fig.19 Change curve of bolt force

可見，留巷采取的對(duì)稱支護(hù)方式并不適應(yīng)于圍巖的非對(duì)稱應(yīng)力演化及破壞特征。針對(duì)此問題，在原有對(duì)稱支護(hù)方式基礎(chǔ)上，于煤柱幫添加錨索支護(hù)，錨索長度5.0 m，每排2根，排距900 mm，間距1 300 mm，如圖16所示。為保證錨索使用效果，應(yīng)在回采工作面擾動(dòng)前完成非對(duì)稱錨索補(bǔ)打工作。

通過應(yīng)用以上分步技術(shù)措施，N2105工作面安全推進(jìn)剩余1 315 m，回采原煤434萬t，成功杜絕了沖擊地壓再次發(fā)生。

系統(tǒng)分析上述4個(gè)步驟可知，對(duì)于煤層回采引起采空區(qū)周邊巷道底板沖擊地壓的情形，由于沖擊啟動(dòng)區(qū)位于巷幫，且壓力傳遞源于采空區(qū)頂板，因此只有針對(duì)性處理頂板和巷幫才可能阻止沖擊啟動(dòng)，而對(duì)底板弱化處理僅起到緩和沖擊顯現(xiàn)強(qiáng)度的輔助作用，這與一般條件下掘進(jìn)巷道底板沖擊地壓的防治原則有所不同。

7 結(jié) 論

(1)煤層開挖后，采空區(qū)側(cè)向臨空留巷底板在破壞深度范圍內(nèi)存在“卸壓通道”機(jī)制，臨空煤柱垂直應(yīng)力不斷增長的同時(shí)，巷道底板水平應(yīng)力通過“卸壓通道”釋放，其釋放程度與該通道寬度呈正相關(guān)。

(2)臨空煤柱幫內(nèi)彈性核區(qū)為留巷底板沖擊地壓的沖擊啟動(dòng)區(qū)，其不斷增長的垂直應(yīng)力為主導(dǎo)應(yīng)力源，而非底板水平應(yīng)力。由于底板強(qiáng)度較低，成為主要的沖擊顯現(xiàn)區(qū)。

(3)為阻止臨空留巷底板沖擊地壓發(fā)生啟動(dòng)，關(guān)鍵在于削弱采空區(qū)側(cè)向頂板壓力傳遞作用及煤柱彈性能積聚水平，弱化留巷底板只能緩和沖擊顯現(xiàn)強(qiáng)度，非對(duì)稱支護(hù)對(duì)留巷圍巖非對(duì)稱變形破壞特征的適應(yīng)性更強(qiáng)。

(4)采空區(qū)側(cè)向煤柱寬度是煤柱沖擊啟動(dòng)區(qū)形成的關(guān)鍵。為避免類似災(zāi)害發(fā)生，應(yīng)在開采設(shè)計(jì)階段超前防范，采用無煤柱、窄煤柱或更寬煤柱護(hù)巷的方式避免煤柱內(nèi)形成過度應(yīng)力集中，如此可大幅降低回采過程中的防治難度和工程量。

[1] 齊慶新，竇林名.沖擊地壓理論與技術(shù)[M].徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社，2008:32-38.

QI Qingxin，DOU Linming.Theory and technology of rockburst[M].Xuzhou:China University of Mining and Technology Press，2008:32-38.

[2] 姜耀東，趙毅鑫.我國煤礦沖擊地壓的研究現(xiàn)狀:機(jī)制、預(yù)警與控制[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015，34(11):2188-2204.

JIANG Yaodong，ZHAO Yixin.State of the art:Investigation on mechanism，forecast and control of coal bumps in China[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2015，34(11):2188-2204.

[3] 潘俊鋒，毛德兵.沖擊地壓啟動(dòng)理論與成套技術(shù)[M].徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社，2016:33-38.

PAN Junfeng，MAO Debing.Theory of burst start-up and complete technology for rockburst[M].Xuzhou:China University of Mining and Technology Press，2016:33-38.

[4] 潘一山，李忠華，章夢(mèng)濤.我國沖擊地壓分布、類型、機(jī)制及防治研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2003，22(11):1844-1851.

PAN Yishan，LI Zhonghua，ZHANG Mengtao.Distribution，type mechanism and prevention of rockburst in China[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2003，22(11):1844-1851.

[5] 姜福興，魏全德，姚順利，等.沖擊地壓防治關(guān)鍵理論與技術(shù)分析[J].煤炭科學(xué)技術(shù)，2013，41(6):6-9.

JIANG Fuxing，WEI Quande，YAO Shunli，et al.Key theory and technical analysis of mine pressure bumping prevention and control[J].Coal Science and Technology，2013，41(6):6-9.

[6] 向鵬，紀(jì)洪廣，孔靈銳，等.基于兩體系統(tǒng)動(dòng)態(tài)加卸荷效應(yīng)的沖擊地壓機(jī)理[J].煤炭學(xué)報(bào)，2016,41(11):2698-2705.

XIANG Peng，JI Hongguang，KONG Lingrui，et al.Rockburst mechanism analysis based on dynamic loading and unloading effect of two-body systems[J].Journal of China Coal Society，2016,41(11):2698-2705.

[7] 徐學(xué)鋒，竇林名，劉軍，等.煤礦巷道底板沖擊礦壓發(fā)生的原因及控制研究[J].巖土力學(xué)，2010，31(6):1977-1981.

XU Xuefeng，DOU Linming，LIU Jun，et al.Research of the reasons and controlling for floor burst in coal mine roadway[J].Rock and Soil Mechanics，2010，31(6):1977-1981.

[8] 曹安業(yè)，朱亮亮，杜中雨，等.巷道底板沖擊控制原理與解危技術(shù)研究[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2013,30(6):848-855.

CAO Anye，ZHU Liangliang，DU Zhongyu，et al.Controlprinciple and pressure-relief technique of rock burst occurredin roadway floor[J].Journal of Mining & Safety Engineering，2013，30(6):848-855.

[9] 徐方軍，毛德兵.華豐煤礦底板沖擊地壓發(fā)生機(jī)理[J].煤炭科學(xué)技術(shù)，2001，29(4):41-45.

XU Fangjun，MAO Debing.The Hua Feng coal mine mechanism floor burst[J].Coal Science and Technology,2001，29(4):41-45.

[10] 陳學(xué)華.構(gòu)造應(yīng)力型沖擊地壓發(fā)生條件研究[D].阜新:遼寧工程技術(shù)大學(xué)，2004.

[11] 于正興，姜福興，桂兵，等.防治沖擊地壓的應(yīng)力三向化理論研究及應(yīng)用[J].煤炭科學(xué)技術(shù)，2011，39(7):1-4.

YU Zhengxing，JIANG Fuxing，GUI Bing，et al.Study and application of stress three-dimensional theory to prevention and control of mine pressure bumping[J].Coal Science and Technology，2011，39(7):1-4.

[12] 謝龍，竇林名，呂長國，等.不同側(cè)壓對(duì)動(dòng)載誘發(fā)巷道底板沖擊的影響[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2013，30(2):251-255.

XIE Long，DOU Linming，Lü Changguo，et al.Study on the effect of floor burst induced by dynamic disturbance at different lateral pressure coefficients[J].Journal of Mining & Safety Engineering，2013，30(2):251-255.

[13] 王書文，毛德兵，潘俊鋒，等.采空區(qū)側(cè)向支承壓力演化及微震活動(dòng)全過程實(shí)測(cè)研究[J].煤炭學(xué)報(bào)，2015，40(12):2772-2779.

WANG Shuwen，MAO Debing，PAN Junfeng，et al.Measurement on the whole process of abutment pressure evolution and microseismic activities at the lateral strata of goaf[J].Journal of China Coal Society，2015，40(12):2772-2779.

[14] 高保彬，王曉蕾，朱明禮,等.復(fù)合頂板高瓦斯厚煤層綜放工作面覆巖“兩帶”動(dòng)態(tài)發(fā)育特征[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2012，31(S1):3444-3446.

GAO Baobin，WANG Xiaolei，ZHU Mingli，et al.Dynamic development characteristics of two zones of overburden strata under conditions of compound roof，highly gassy and thick coal seam in full-mechanized top coal caving faces[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31(S1):3444-3446.

Determinationonstart-upareaforfloorrockburstatretainedentryanditsstepwisecontroltechnology

WANG Shuwen1,2,3,JU Wenjun2,3,PAN Junfeng2,3

(1.SchoolofResourceandSafetyEngineering，ChinaUniversityofMiningandTechnology(Beijing),Beijing100083，China; 2.CoalMiningBranch，ChinaCoalResearchInstitute，Beijing100013,China; 3.Mining&DesigningDepartment，TiandiScience&TechnologyCo.,Ltd.，Beijing100013,China)

Entry floor usually suffers the greatest damage after floor rockburst.But the start-up area is not neces-sarily located within the floor.Based on the floor rockburst occurred at retained entry behind working face in a coal mine in Shanxi Province,the time and space sequences of rock burst associated with their corresponding relationship were analyzed,and then the possible start-up area was pointed out.Numerical simulation code FLAC was utilized to analyze the load evolution law for the retained entry,and the “relief channel” model within the floor was established.Based on field data,the key parameters for stepwise control technology for rockburst were determined,and on-site applications was carried out.The results showed that:“relief channel” mechanism occurred within retained entry floor among the range of failure depth after the lateral coal was mined-out.The vertical stress in pillar increased,while the horizontal stress in the retained entry floor released through “relief channel”.And the decline extent was positively correlated with the channel width.The elastic core area within pillar was start-up area for floor rockburst,and its increasing vertical stress was the leading load source.Due to the low strength of the floor,it became the main area where vibration energy transformed to the crack surface energy and kinetic energy.In order to prevent start-up and mitigate the extent of damage of rockburst,the stepwise control technology was utilized,including the advanced pre-split within the hard roof,drilling within start-up area,setting drilling within cache corner to buffer shock,and non-asymmetric support at retained entry.After the application of technology above,the rock burst was successfully contained.

floor rockburst;horizontal stress;start-up area;entry retained;coal pillar

王書文，鞠文君，潘俊鋒.臨空留巷底板沖擊地壓啟動(dòng)區(qū)判定與分步防治技術(shù)[J].煤炭學(xué)報(bào),2017,42(11):2799-2807.

10.13225/j.cnki.jccs.2017.0474

WANG Shuwen,JU Wenjun,PAN Junfeng.Determination on start-up area for floor rockburst at retained entry and its stepwise control technology[J].Journal of China Coal Society,2017,42(11):2799-2807.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2017.0474

TD324

A

0253-9993(2017)11-2799-09

2017-04-11

2017-09-05責(zé)任編輯畢永華

國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2017YFC0804204,2016YFC0801401);國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51704155)

王書文(1983—)，男，山東魚臺(tái)人，助理研究員，博士研究生。Tel:010-84263880,E-mail:wangshuwen@tdkcsj.com