朱斯陶，姜福興，劉金海，馬玉鎮(zhèn)，孟祥軍，張修峰，姜亦武，曲效成，王保齊

(1.北京科技大學 土木與資源工程學院，北京 100083; 2.華北科技學院 河北省礦井災害防治重點實驗室，河北 三河 101601; 3.山東能源集團有限公司，山東 濟南 250014; 4.兗礦新疆礦業(yè)有限公司 硫磺溝煤礦，新疆 昌吉 831100; 5.北京安科興業(yè)科技股份有限公司，北京 102299)

沖擊地壓是我國煤礦當前面臨的主要動力災害之一[1-3]。隨著開采深度不斷增加和開采條件復雜化，煤礦開采過程中沖擊地壓顯現(xiàn)次數(shù)逐漸增多[4-5]，并陸續(xù)發(fā)生大顯現(xiàn)和破壞范圍的沖擊地壓(筆者定義為“整體失穩(wěn)型沖擊地壓”)。與常見的局部沖擊地壓主要發(fā)生在采掘工作面支承壓力影響范圍內(nèi)、顯現(xiàn)于巷道頂板、底板、兩幫不同[6]，整體失穩(wěn)型沖擊地壓主要發(fā)生在孤島工作面開采、大巷煤柱區(qū)域等，造成工作面煤壁與上下平巷大范圍嚴重破壞[7-10]。整體失穩(wěn)型沖擊地壓是指開采工作面煤壁、底煤或煤柱中部彈性承載區(qū)在高應力作用下的沖擊失穩(wěn)。以大巷煤柱沖擊地壓為例，常見的大巷煤柱局部沖擊是指煤柱在自重應力、構造應力和巷道開挖轉移應力等疊加作用下導致局部煤體應力超過沖擊臨界應力誘發(fā)沖擊，但大巷煤柱中部彈性核區(qū)域尚處于穩(wěn)定狀態(tài);對于深部大巷煤柱，其在自重應力、構造應力和巷道開挖轉移應力等疊加作用下應力高度集中，當應力集中程度超過煤柱整體承載能力時，煤柱中部彈性核發(fā)生沖擊失穩(wěn)，導致整個大巷煤柱發(fā)生沖擊破壞，由于煤柱彈性核區(qū)域煤體處于三向應力狀態(tài)，其承載能力和集聚彈性能能力最強，一旦發(fā)生沖擊失穩(wěn)釋放的能量和破壞性遠大于局部沖擊地壓。

我國學者對沖擊地壓機理[11-15]進行了大量研究，并提出了針對性的防治對策，但以上研究大多是針對局部沖擊地壓的發(fā)生機理和防治，對于整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理和防治研究較少。筆者在分析幾起整體失穩(wěn)型沖擊地壓事故案例的基礎上，采用現(xiàn)場調(diào)查、理論分析和現(xiàn)場監(jiān)測等方法，根據(jù)工程特征和沖擊地壓顯現(xiàn)特征，對整體失穩(wěn)型沖擊地壓進行分類，研究各類整體失穩(wěn)型沖擊地壓的發(fā)生機制，并提出防治對策，以期為我國煤礦整體失穩(wěn)型沖擊地壓防治提供參考。

1 我國煤礦整體失穩(wěn)型沖擊地壓事故案例

1.1 孤島工作面整體失穩(wěn)型沖擊地壓概況

山東趙樓煤礦1305工作面是該礦井一采區(qū)第6個綜放工作面，北為回采完畢的1304工作面(終采時間:2011-12-25)，南為回采完畢的1306工作面(終采時間:2013-01-24)和1307工作面(終采時間:2015-07-25)，1305工作面屬于孤島工作面，平面位置如圖1所示。1305工作面平均埋深為980 m，煤層傾角平均3°，回采煤層厚度2.8～9.0 m，平均6.1 m，單軸抗壓強度為22.4 MPa，煤層結構簡單，容重13.6 kN/m3;工作面走向長度574 m，傾斜寬度137 m，采用走向長壁后退式綜采放頂煤一次采全高采煤法。經(jīng)煤巖沖擊傾向性鑒定，該工作面回采3煤層具有強沖擊傾向性，頂板具有弱沖擊傾向性。

圖1 1305工作面平面位置Fig.1 Plane position of LW1305

2015-07-29，1305工作面運輸巷推進6 m，回風巷推進0.75 m時，工作面發(fā)生一起嚴重沖擊地壓事故，如圖2所示。事故破壞性如下:① 回風巷超前15～60 m兩幫最大移近量3 m，底臌量0.5～1.0 m，局部斷面趨近閉合，破壞單體支柱14棵;② 運輸巷超前40 m范圍內(nèi)單體彎曲、折斷38棵，鋼棚垮落13架，崩斷錨桿(索)12根;③ 工作面內(nèi)60～80號支架向后最大位移1.0 m，煤壁煤塊大量拋入架內(nèi)，支架前梁和護幫板千斤頂損壞32棵，采煤機和刮板輸送機被沖擊損壞，且造成3人受傷。

圖2 沖擊地壓事故現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.2 Photos of rock burst accident scene

1.2 大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓

山東能源肥礦集團梁寶寺煤礦35000采區(qū)煤層平均埋深約1 020 m，煤層平均厚度6.5 m，采區(qū)3條大巷均布置在煤層中，大巷間距為50 m(圖3)，經(jīng)沖擊傾向性鑒定，開采煤層具有強沖擊傾向性，煤層平均單軸抗壓強度約為20 MPa。2016-08-15T00:33，35000采區(qū)發(fā)生一起嚴重的沖擊地壓事故，破壞巷道約300 m，如圖4所示。微震定位結果表明，震源位于35000采區(qū)集中回風巷和集中運輸巷之間，微震能量為5.54×106J，山東地震臺網(wǎng)測定該次事故震級為2.1級，微震震源位置與正在開采的35001工作面相距379 m。根據(jù)課題組在梁寶寺煤礦多個工作面微震監(jiān)測結果，工作面采動影響150～200 m，遠小于事故地點與工作面距離379 m，表明事故與工作面開采無明顯關聯(lián)。

圖3 35000采區(qū)平面Fig.3 Plan of 35000 mining area

圖4 沖擊地壓事故現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.4 Photos of rock burst accident scene

1.3 底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓

黑龍江龍煤集團峻德煤礦三水平17層一段分層綜采工作面回采上分層，設計采高4 m，煤層平均厚度11.2 m，傾角29°～32°，埋深584 m。煤層直接頂為厚度5.2～14.9 m的粉砂巖，基本頂為厚度12.0～55.2 m中粗砂巖，底板為厚度4.5～5.5 m的粉砂巖。工作面上方有遺留煤柱4處，其中11層煤遺留煤柱1處，9層煤遺留煤柱3處，煤柱位置如圖5所示。2013-03-15工作面推進766 m時發(fā)生沖擊地壓事故，導致工作面底煤沖出將采煤機、刮板輸送機和液壓支架損壞，工作面外側50 m回風巷和60 m運輸巷發(fā)生底煤沖擊將巷道閉合，如圖6所示。根據(jù)事故現(xiàn)場調(diào)研分析，誘發(fā)沖擊地壓的主要力源因素有上層煤遺留煤柱、本層區(qū)段寬煤柱(23.6 m)和構造應力影響，圍巖破壞形式主要是工作面和巷道底煤沖擊。

圖5 事故工作面平面Fig.5 Plan of rockburst accident working face

圖6 工作面底煤沖擊現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.6 Photos of bottom coal rockburst on working face

根據(jù)上述3起典型整體失穩(wěn)型沖擊地壓的工程特征和沖擊顯現(xiàn)特征，可將當前我國整體失穩(wěn)型沖擊地壓分為孤島工作面整體失穩(wěn)型沖擊地壓、大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓和底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓3類。

2 3類整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

2.1 孤島工作面整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

2.1.1孤島工作面覆巖結構分類

孤島工作面發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊地壓的主要原因在于兩側采空區(qū)傳遞的載荷超過了孤島工作面煤柱的承載能力，導致孤島煤柱發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)。由于孤島工作面兩側采空區(qū)的范圍和覆巖運動情況將直接影響采空區(qū)傳遞至孤島工作面的載荷大小，根據(jù)孤島工作面兩側采空區(qū)的采動情況，可將孤島工作面分為兩側均為非充分采動頂板結構、一側非充分、一側充分采動頂板結構和兩側充分采動頂板結構，建立孤島工作面覆巖結構模型如圖7所示。

圖7 孤島工作面覆巖結構模型Fig.7 Overburden structure model of isolated working face

由圖7可知，對于非充分采動條件下孤島工作面采空區(qū)傳遞載荷為上覆懸頂巖層重量的一半;對于充分采動條件下孤島工作面采空區(qū)傳遞載荷為懸頂巖梁結構重量的一半。

2.1.2孤島工作面支承壓力估算

孤島工作面承擔載荷Q為煤層至地表巖層的自重q和兩側采空區(qū)傳遞載荷Q1,Q2的總和，即

Q=q+Q1+Q2

(1)

孤島工作面上覆巖層的自重q可表示為

q=(D-Hcotα)γH

(2)

式中，γ為巖層容重。

(1)兩側均為非充分采動頂板結構載荷估算。孤島工作面兩側均為非充分采動頂板結構時，采空區(qū)傳遞載荷Q1，Q2分別為

(3)

(4)

兩側均為非充分采動時孤島工作面承擔的載荷:

(5)

(2)一側非充分、一側充分采動頂板結構載荷估算。孤島工作面一側非充分、一側充分采動頂板結構時，采空區(qū)傳遞載荷Q1與式(3)相同，Q2為

(6)

一側非充分、一側充分采動時孤島工作面承擔的總載荷為

(7)

(3)兩側充分采動頂板結構載荷估算。孤島工作面兩側充分采動頂板結構時，其承擔的總載荷為

(8)

2.1.3孤島工作面整體沖擊失穩(wěn)危險性評估

當孤島工作面煤體的承載能力小于上覆巖層自重和采空區(qū)巖層傳遞載荷時，可認為工作面煤體具有發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)的可能。據(jù)此建立孤島工作面煤體承載能力計算模型，如圖8所示。

圖8 工作面煤體承載能力計算模型Fig.8 Calculation model of coal bearing capacity in working face

考慮到工作面回采前需對巷幫煤體進行大直徑鉆孔預卸壓，因此鉆孔卸壓區(qū)內(nèi)煤體處于單向應力狀態(tài)，其強度為單軸抗壓強度;而工作面中部煤體處于三向應力狀態(tài)，其強度為三向抗壓強度。據(jù)此建立工作面煤體承載能力與實際承擔載荷的關系

Q=2f[σc]+n[D-2(f+a+b)][σc]

(9)

由式(9)可推導出深部煤體實際承載系數(shù)為

(10)

孤島工作面中部煤體處于三向應力狀態(tài)，研究表明[16]，煤體三軸抗壓強度約為單軸抗壓強度的3～5倍，本文計算時取平均值4倍作為評價是否發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊的標準。為了確定工作面煤體發(fā)生整體失穩(wěn)沖擊的可能性，提出工作面發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊的可能性指數(shù)μ與煤層實際承載系數(shù)n的函數(shù)關系：

(11)

根據(jù)課題組在多個沖擊地壓礦井的工程經(jīng)驗[10]，將工作面發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊的危險性劃分為4個等級，如圖9所示。當μ=0～0.5(n=0～2)時，工作面無整體失穩(wěn)沖擊危險;當μ=0.50～0.75(n=2～3)時，工作面具有弱整體失穩(wěn)沖擊危險;當μ=0.75～1.00(n=3～4)時，工作面具有中等整體失穩(wěn)沖擊危險;當μ=1(n>4)時，工作面具有強整體失穩(wěn)沖擊危險。根據(jù)現(xiàn)場工程經(jīng)驗，當工作面發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊的可能性較小時(μ<0.75)，采取措施后可繼續(xù)開采該工作面;當工作面發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊的可能性較大時(μ≥0.75)，出于安全考慮，不建議繼續(xù)開采該工作面。

2.1.4趙樓煤礦1305孤島工作面整體沖擊失穩(wěn)危險性分析

圖9 工作面整體失穩(wěn)型沖擊危險劃分Fig.9 Division diagram of overall instability induced rock-bursts in working face

根據(jù)地表沉陷觀測，趙樓煤礦1305孤島工作面北側1304采空區(qū)地表下沉系數(shù)為0.14，南側1306,1307采空區(qū)上方地表下沉系數(shù)為0.27，1305孤島工作面兩側采空區(qū)地表均處于非充分采動，因此1305孤島工作面整體失穩(wěn)沖擊危險性評估適用于圖7(a)模型。根據(jù)1305工作面實際情況，取H=980 m，M1=872.5 m，M2=775 m，L1=215 m，L2=410 m，D=137 m，h1=107.5 m，h2=205 m，m=20 m，α=83°，γ=25 kN/m3，[σc]=22 MPa，將以上數(shù)據(jù)代入式(1)～(5)和式(10)中，計算得到煤層實際承載系數(shù)n=4.1，由式(11)可知，1305工作面發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊地壓的可能性指數(shù)f=1，即1305工作面處于強整體沖擊失穩(wěn)危險。1305工作面于2015-07-29發(fā)生的工作面整體失穩(wěn)型沖擊地壓事故，造成工作面及兩側回采巷道嚴重破壞，驗證了計算結果的正確性。

2.1.5孤島工作面整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

根據(jù)上述分析可知，孤島工作面整體失穩(wěn)型沖擊地壓的發(fā)生機理為:孤島工作面上覆巖層自重和兩側采空區(qū)轉移載荷疊加形成的總應力超過了孤島工作面整體承載能力時，孤島工作面中部彈性核整體破壞失穩(wěn)誘發(fā)沖擊地壓災害。由于孤島工作面中部煤體處于三向應力狀態(tài)，其承載能力和集聚彈性能能力遠大于處于單向應力煤體，因此孤島工作面發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊地壓時，其沖擊范圍、釋放能量、破壞性均遠大于巷道局部沖擊地壓。

2.2 大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

2.2.1大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊危險性評估

大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生的主要原因是煤柱彈性核應力集中程度超過了發(fā)生整體失穩(wěn)沖擊的臨界應力。根據(jù)梁寶寺35000采區(qū)煤層大巷實際情況，建立深井大巷煤柱應力計算模型，如圖10所示。圖中將大巷煤柱彈性核區(qū)域受力簡化為平均受力狀態(tài)，方便后期進行沖擊危險性評估。

圖10 大巷煤柱應力分布示意Fig.10 Stress distribution diagram of coal pillar in main roadway

由圖10可知，原始應力狀態(tài)下，兩條大巷間煤體的總應力E1可表示為

E1=(S+a)kγH

(12)

式中，S為大巷煤柱寬度;a為大巷寬度;k為大巷區(qū)域煤體在采動、構造等影響下的應力集中程度。

深部煤層大巷掘進期間一般都具有沖擊危險，掘進時需在兩幫施工大直徑卸壓鉆孔，使應力峰值向煤柱中部轉移。根據(jù)圖10可得大巷掘進后煤柱總應力E2為

E2=[(S-2d)η+d]γH

(13)

式中，η為煤柱彈性核應力集中程度;d為卸壓保護帶寬度，d≤S/2。

根據(jù)巷道開挖前后總應力不變原則，令E1=E2，化簡可得

(14)

由式(14)可知，煤柱彈性核應力集中程度η和大巷寬度a成正比，與大巷煤柱寬度S和卸壓孔保護帶寬度d成反比。

煤柱彈性核處于三向應力狀態(tài)，因此煤柱彈性核發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊的可能性指數(shù)

(15)

式中，[σ3c]為煤體三軸抗壓強度，[σ3c]≈(3～5)[σc]。

根據(jù)筆者前期研究成果[5]，當I=0～0.5時，大巷煤柱具有無整體失穩(wěn)沖擊危險;當I=0.5～1.0時，大巷煤柱具有弱整體失穩(wěn)沖擊危險;當I=1.0～1.5時，大巷煤柱具有中等整體失穩(wěn)沖擊危險;當I≥1.5時，大巷煤柱具有強整體失穩(wěn)沖擊危險。

2.2.2梁寶寺煤礦35000采區(qū)大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊危險性分析

根據(jù)梁寶寺煤礦35000采區(qū)實際情況，取H=1 020 m，[σc]=20 MPa，S=50 m，d=20 m，a=5 m，[σ3c]=4[σc]，考慮到?jīng)_擊區(qū)域大斷層、火成巖侵入等構造影響，取k=2.0。將上述參數(shù)代入式(15)計算得煤柱整體失穩(wěn)型沖擊的可能性指數(shù)I=2.87，已遠超過煤柱發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊的臨界應力水平，因此梁寶寺煤礦35000采區(qū)大巷煤柱發(fā)生嚴重整體失穩(wěn)型沖擊。

2.2.3大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

根據(jù)上述分析可知，大巷煤柱在自重應力、構造應力和巷道開挖、卸壓轉移應力等疊加作用下應力高度集中，當應力集中程度超過煤柱整體承載能力時，煤柱中部彈性核發(fā)生沖擊失穩(wěn)，導致煤柱兩側大巷均發(fā)生嚴重沖擊破壞。

2.3 底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

對于分層開采工作面，在采動支承壓力形成的高應力作用下，工作面底煤會發(fā)生大范圍塑性破壞，破壞的煤體具有一定的塑性流動性并形成滑移線場，當滑移線場運動的范圍波及至工作面時，有可能誘發(fā)底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓。建立分層工作面底煤滑移極限承載力估算模型，如圖11所示。根據(jù)滑移線場理論，將底煤塑性區(qū)運動趨勢劃分為主動區(qū)COD、過渡區(qū)BOC和被動區(qū)AOB。圖11中E,F點為滿足底煤發(fā)生沖擊破壞的臨界應力點;G,H點為滿足底煤發(fā)生滑移破壞的臨界應力點。

圖11 底煤滑移極限承載力估算模型Fig.11 Estimation model of sliding ultimate bearing capacity of bottom coal

分層開采工作面發(fā)生底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊需滿足以下2個條件:① 工作面超前應力峰值大于底煤發(fā)生沖擊地壓的臨界應力，即σmax>1.5[σc];② 工作面超前應力峰值大于底煤滑移的極限承載力，即σmax>q0。當滿足以上2個條件且q0>1.5[σc]時，則底煤沖擊和滑移同時發(fā)生;q0<1.5[σc]時，底煤先發(fā)生滑移失穩(wěn)(底臌)，當滑移失穩(wěn)區(qū)擴展至沖擊失穩(wěn)區(qū)時，發(fā)生底煤滑移失穩(wěn)型沖擊。因此分層工作面底煤具有整體滑移失穩(wěn)型沖擊危險的范圍LD=min(LEF，LGH)，如圖11所示。

2.3.1底煤滑移極限承載力估算

由于底煤重力遠小于煤體支承壓力，假定底煤為符合Mohr-Coulomb準則的無重均質(zhì)的剛塑體，且忽略底煤表面摩擦力。通過Hencky第一定理，利用邊界條件對滑移線場及應力狀態(tài)進行求解。

被動區(qū)AOB中，作用在AO面上的q0方向沿y軸向上，則AO面為第一主應力作用面，邊界條件為σn=0，τn=0，θ=π，則被動區(qū)AOB內(nèi)各點應力狀態(tài)為

(16)

式中，SB為B點應力值;c為煤層黏聚力;φ為煤層內(nèi)摩擦角。

由Hencky第一定理可知，同一滑移線上任意兩點有:

lnS1+2θ1cot(2μ)=lnS2+2θ2cot(2μ)

(17)

式中，S1為1點應力值;S2為2點應力值;θ1為1點第一主應力和x軸的夾角;θ2為2點第一主應力和x軸的夾角。

通過對過渡區(qū)BOC的分析，將B點應力狀態(tài)代入(17)式，得到C點的應力值為

(18)

式中，SC為C點處第一主應力方向與x軸的夾角。

主動區(qū)COD中，作用在DO面上的q0方向沿y軸向下，則DO面為第一主應力作用面，邊界條件為σn=q0，τn=0，θ=π/2，則主動區(qū)COD內(nèi)各點應力狀態(tài)為

(19)

聯(lián)立式(17)和式(19)，可以得到D點的應力值為

(20)

由于cot (2μ)=tanφ，聯(lián)立式(17)和(20)，代入C,D兩點應力狀態(tài)，得出底煤滑移極限承載力q0為

(21)

2.3.2整體滑移失穩(wěn)型沖擊危險范圍估算

根據(jù)文獻[17]結論可知，分層工作面開采超前支承壓力σ由上覆巖層自重產(chǎn)生的自重應力σq和采空區(qū)上方各關鍵層組懸露部分傳遞到工作面前方煤體上的應力增量Δσ:

Δσ=∑σi

(22)

式中，i為煤層上方第i個關鍵層組，i=1～n;σi為第i個關鍵層組產(chǎn)生的應力增量。

分層工作面開采超前支承壓力

σ=σq+Δσ

(23)

分別令σ=q0和σ=1.5[σc]，可以得到底煤滑移失穩(wěn)范圍(x1，x4)和沖擊危險范圍(x2，x3)。則底煤整體滑移失穩(wěn)沖擊危險的范圍為

LD=[max(x1，x2)，min(x3，x4)]

(24)

2.3.3實例分析

根據(jù)黑龍江峻德煤礦提供的17層煤巖石力學參數(shù)，取17層底煤黏聚力c=1.3 MPa，內(nèi)摩擦角φ=24°;將上述參數(shù)代入式(21)，計算出17層底煤發(fā)生滑移的極限承載力q0=25.1 MPa。根據(jù)文獻[17]計算得到的17層一段上分層綜采工作面超前支承壓力曲線，將σ=q0=25.1 MPa和σ=1.5[σc]=24.3 MPa代入式(24)計算可得底煤滑移失穩(wěn)范圍為(5.4 m，110.5 m)，底煤沖擊危險范圍為(4.2 m，117.9 m)，綜合可得底煤整體滑移失穩(wěn)沖擊危險的范圍為(5.4 m，110.5 m)，即LD=105.1 m。根據(jù)三水平北17層三四區(qū)一段上分層工作面事故現(xiàn)場勘察結果，回風巷超前工作面115 m范圍內(nèi)底煤塑性滑移破壞，運輸巷超前工作面103 m范圍內(nèi)底煤塑性破壞，現(xiàn)場破壞情況與理論計算的煤壁前方底煤塑性破壞范圍相近。

2.3.4底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊機理

根據(jù)上述分析可知，分層工作面底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理為:工作面超前支承壓力超過底煤發(fā)生沖擊和滑移的臨界應力時，底煤沖擊和滑移同時發(fā)生，形成底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓，導致工作面煤壁和兩側巷道發(fā)生大范圍底煤沖擊。

3 三類整體失穩(wěn)型沖擊地壓防治對策

3.1 孤島工作面整體失穩(wěn)型沖擊地壓防治對策

趙樓煤礦1305孤島工作面“7·29”整體失穩(wěn)型沖擊地壓事故表明，在孤島工作面兩側巷道施工常規(guī)局部大直徑鉆孔難以有效防治整體失穩(wěn)型沖擊地壓災害。我國山東地區(qū)部分孤島工作面開采時采用對穿卸壓鉆孔貫穿孤島工作面煤柱，該方法雖然消除了煤柱彈性核，但強卸壓導致孤島工作面煤柱彈性核承載能力大幅降低，使孤島工作面開采期間出現(xiàn)沿空巷道大變形災害，嚴重影響了工作面安全開采。

筆者根據(jù)十余個孤島工作面開采沖擊地壓防治經(jīng)驗，以孤島工作面整體失穩(wěn)沖擊危險性評價結論為基礎，將孤島工作面分為可采孤島工作面(評價結果為無整體沖擊危險)、采取措施后可采孤島工作面(評價結果為弱～中等整體沖擊危險)和不可采孤島工作面(評價結果為強整體沖擊危險)。

對于可采孤島工作面，工作面開采期間采取局部卸壓措施即可實現(xiàn)安全開采;對于采取措施后可采孤島工作面，作者提出了“雙層鉆孔”卸壓方法，將孤島工作面煤體形成“分級承載”結構，在消除孤島工作面中部高應力彈性核的基礎上盡可能保留其一定承載能力，可同時實現(xiàn)沖擊地壓和圍巖大變形災害的有效控制，如圖12所示;對于不可采孤島工作面，由于孤島煤柱應力集中程度較高，采取卸壓措施后煤體應力恢復速度較快，導致孤島工作面沖擊危險難以徹底消除，因此不建議開采。如圖13所示為趙樓煤礦1305孤島工作面發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊前，工作面超前50 m處煤體應力下降(已采取預卸壓措施)后快速恢復進而誘發(fā)沖擊。

由于趙樓煤礦1305孤島工作面經(jīng)評估為不可采孤島工作面，因此1305孤島工作面發(fā)生沖擊后，通過采取課題組制定的局部卸壓措施撤出工作面設備后，將該工作面進行封閉放棄開采。

圖12 孤島工作面“雙層鉆孔”“分級承載”示意Fig.12 Schematic diagram of “double layer drilling” and “graded bearing” in island working face

圖13 1305工作面運輸巷煤體應力曲線(距工作面50 m)[8]Fig.13 Stress curves of coal body in transportation gateway of 1305 working face(50 m away from working face)[8]

3.2 大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓防治對策

大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊危險程度主要與大巷煤柱寬度和卸壓孔深度有關。通過增加大巷煤柱寬度降低應力集中程度會帶來煤炭資源浪費，因此作者提出深井大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓防治對策主要是改變大巷布置層位和加強大巷煤柱監(jiān)測預警。

3.2.1改變大巷布置層位

目前我國礦井大巷大部分布置在煤層中，深部沖擊地壓礦井煤層大巷掘進工作面一般都具有沖擊危險，掘進時必須采取卸壓措施確保掘進安全，但卸壓后導致大巷煤柱彈性核寬度減小，應力集中程度升高，增加煤柱整體失穩(wěn)型沖擊危險(圖14(a));如果通過加深卸壓鉆孔直接破壞煤柱彈性核，大巷煤柱承載能力下降又帶來圍巖大變形問題。通過改變大巷層位，將目前礦井常用的3條煤層大巷調(diào)整為1條巖巷2條煤巷/半煤巖巷布置方式(圖14(b))，煤層/半煤巖大巷采取防沖措施后大巷煤層還能保持長期穩(wěn)定。

以梁寶寺煤礦35000采區(qū)煤層大巷為例，將35000采區(qū)3條煤層大巷改變?yōu)?條巖巷2條煤層大巷后，經(jīng)計算大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊的可能性指數(shù)I由2.87降低至0.99，整體沖擊失穩(wěn)危險等級由強降低至弱，大幅降低了煤柱應力集中程度和沖擊危險性。

3.2.2加強大巷煤柱監(jiān)測預警

圖14 大巷不同層位布置方式示意Fig.14 Layout of different layers of main roadway

由于大巷四周開采條件的變化會導致大巷煤柱應力集中程度和沖擊危險性發(fā)生變化，因此對于具有弱～中等整體沖擊失穩(wěn)危險性的大巷煤柱，還需對大巷煤柱采取監(jiān)測預警措施，當大巷煤柱應力增幅達到預警值時，及時采取卸壓解危措施。

趙樓煤礦深部七采區(qū)煤層大巷均安裝了課題組研發(fā)的深井大巷煤柱沖擊地壓監(jiān)測預警系統(tǒng)(圖15)，通過對大巷煤層穩(wěn)定性實時監(jiān)測預警并及時采取防沖措施，保障了深部大巷煤柱的長期安全穩(wěn)定。

圖15 趙樓煤礦七采區(qū)下山大巷煤柱應力測點布置平面Fig.15 Layout plan of coal pillar stress measuring points in downhill roadway of No.7 mining area of Zhaolou Coal Mine

3.3 分層開采底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓防治對策

由于底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓災害沖擊范圍包含工作面煤壁和兩側巷道，因此常規(guī)的巷道兩幫卸壓技術難以保障工作面煤壁防沖安全。筆者根據(jù)峻德煤礦三水平17層一段分層綜采工作面底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊安全復產(chǎn)經(jīng)驗，提出了在工作面煤壁施工大直徑卸壓鉆孔或爆破孔，將工作面超前支承壓力峰值向煤壁深處轉移，使滑移線場范圍控制在工作面煤壁以里，確保工作面底煤不發(fā)生整體滑移失穩(wěn)型沖擊，如圖16所示。

圖16 煤壁卸壓鉆孔防治底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊示意Fig.16 Schematic diagram of coal wall pressure relief drilling for prevention and control of overall sliding instability induced rockbursts of bottom coal

峻德煤礦三水平17層一段分層綜采工作面發(fā)生底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓后，課題組在兩側巷道幫部和底煤卸壓基礎上，提出了在工作面煤壁超前施工孔深50 m、間距1.0 m、直徑153 mm的大直徑卸壓鉆孔，每推進20 m預留30 m卸壓保護帶施工下一輪大直徑卸壓鉆孔，確保了三水平17層一段分層綜采工作面安全復產(chǎn)直至開采結束。

4 問題與討論

筆者以3類整體失穩(wěn)型沖擊地壓事故案例為背景，揭示了3類整體失穩(wěn)型沖擊地壓的發(fā)生機理，并提出了相應的防治對策。由于我國深部礦井開采條件復雜，實際生產(chǎn)過程中還會遇到很多具有隱蔽性的整體失穩(wěn)型沖擊類型，如工作面一側沿空、一側為斷層或大型地質(zhì)構造時(圖17(a))，就會形成類孤島工作面，導致工作面部分區(qū)域具有發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊的危險;大巷煤柱內(nèi)施工多組近距離聯(lián)絡巷時，巷道群將大巷煤柱切割形成應力集中程度更高的小煤柱，提高了煤柱整體失穩(wěn)型沖擊危險性(圖17(b));當工作面發(fā)育落差較大傾向斷層或煤層分叉時，工作面過構造期間會出現(xiàn)大范圍留底煤，若底煤沒有得到及時處理，也可能發(fā)生底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊(圖17(c))。因此在實際防沖工作中，需要加強對這些隱蔽性整體失穩(wěn)型沖擊風險的判識和防治工作。

圖17 隱蔽性整體失穩(wěn)型沖擊地壓示意Fig.17 Schematic diagram of concealed global instability rockburst

5 結 論

(1)通過3起典型整體失穩(wěn)型沖擊地壓工程案例分析，將當前我國整體失穩(wěn)型沖擊地壓分為孤島工作面整體失穩(wěn)型沖擊地壓、大巷煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓和底煤整體滑移失穩(wěn)型沖擊地壓3類。

(2)分別建立了3類整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理的力學模型，揭示了3類整體失穩(wěn)型沖擊地壓的發(fā)生機理，提出了3類整體失穩(wěn)型沖擊危險的評估方法和防治對策。

(3)由于我國深部礦井開采條件復雜，實際生產(chǎn)過程中還會遇到很多具有隱蔽性的整體失穩(wěn)型沖擊類型，因此在實際防沖工作中，需要加強對這些隱蔽性整體失穩(wěn)型沖擊風險的判識和防治工作。