唐杰兵, 鞠文君, 陳法兵

(1.煤炭科學研究總院 開采研究分院，北京 100013；2.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；3.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計事業(yè)部，北京 100013)

0 引言

在我國,進入深部開采后以礦震、沖擊地壓為代表的煤礦動力災(zāi)害發(fā)生頻度與致災(zāi)烈度呈急劇上升態(tài)勢[1-2]，沖擊地壓礦井數(shù)量已從1985年的32個發(fā)展到2021年的329個，分布于20多個省市。內(nèi)蒙古鄂爾多斯礦區(qū)是國家“十五”時期建設(shè)的4個超億t煤炭基地之一，約占我國煤炭總產(chǎn)量的18.6%，采深超400 m礦井總產(chǎn)量達2億t，占地區(qū)總產(chǎn)量的1/3。目前，鄂爾多斯烏審旗、伊金霍洛旗、東勝區(qū)、鄂托克旗和鄂托克前旗的14座礦井在生產(chǎn)和建設(shè)過程中出現(xiàn)了較強沖擊地壓動力顯現(xiàn)[3-4]，沖擊地壓已被列為該地區(qū)煤炭開采的主要災(zāi)害，但該地區(qū)在深部地壓以及動力災(zāi)害治理的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)和開采經(jīng)驗積累上還處于起步階段[5]。鄂爾多斯礦區(qū)新投產(chǎn)礦井多數(shù)埋深在600 m以上，已進入深部開采環(huán)境[6]，在采掘設(shè)計上借鑒神東淺部煤層留大煤柱開采的“雙巷快速掘進”模式，普遍出現(xiàn)了在回采接續(xù)工作面時受二次采動影響臨空巷道沖擊問題[7]。針對該類問題，許多學者進行了研究。王博等[8]分析了陜蒙接壤深部礦區(qū)不同埋深下雙巷掘進布置寬區(qū)段煤柱所處應(yīng)力環(huán)境，研究了寬區(qū)段煤柱破壞分區(qū)和應(yīng)力演化規(guī)律，揭示了寬區(qū)段煤柱誘沖機理。朱斯陶等[9]研究了臨空側(cè)采空區(qū)上覆頂板結(jié)構(gòu)運動下煤柱支承壓力加載機制及沖擊風險判定，揭示了臨空巷道不同寬度隔離煤柱誘發(fā)局部沖擊、整體沖擊和礦震的機理。韓剛等[10]結(jié)合鄂爾多斯深井臨空巷道現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)分析，明確了采空區(qū)覆巖空間破裂與采動應(yīng)力場關(guān)聯(lián)是其動力誘沖主因。趙毅鑫等[11]研究了內(nèi)蒙古伊金霍洛旗紅慶河煤礦開采鄰空巷道受載特征及沖擊失穩(wěn)機制，揭示了臨空巷道圍巖受采空區(qū)側(cè)向靜載、超前靜載及擾動動載的鄰空巷道 “三載荷”疊加誘沖機制。但上述文獻著眼點主要集中在臨空巷道靜載致災(zāi)研究上，對靜載基礎(chǔ)上的動載疊加致災(zāi)機制研究不夠，在巷道圍巖動載應(yīng)力波響應(yīng)方面未能將巷道破壞方式同應(yīng)力波擾動及其力學效果相聯(lián)系。鑒此，本文以內(nèi)蒙古鄂爾多斯礦區(qū)某礦3-1103工作面臨空巷道為研究對象，分析了臨空巷道沖擊破壞特征和沖擊地壓發(fā)生的動靜載荷源，利用數(shù)值模擬方法分析采空區(qū)影響下的動靜載巷道應(yīng)力、應(yīng)變變化規(guī)律并與現(xiàn)場沖擊破壞特征相互驗證，提出了動靜載下深部臨空巷道沖擊地壓防治對策，為鄂爾多斯礦區(qū)相似條件礦井區(qū)段煤柱沖擊地壓防治提供參考。

1 工程背景

內(nèi)蒙古鄂爾多斯礦區(qū)某礦3-1103工作面為3-1101首采工作面下一個區(qū)段工作面，區(qū)段煤柱寬度為30 m，平均賦存深度為706.3 m，工作面傾向長度 為215 m，走向長度 為20 780 m，煤層厚度為 5.52～7.20 m，平均厚度為 6.36 m，采用一次采全高長壁后退式采煤法，工作面布置如圖1 所示。經(jīng)鑒定，該礦3-1煤層為強沖擊傾向性煤層，3-1煤層頂?shù)装鍨槿鯖_擊傾向性巖層。地應(yīng)力場以水平應(yīng)力為主，最大水平主應(yīng)力為垂直應(yīng)力的1.5 倍。在集中應(yīng)力和厚硬頂板破斷產(chǎn)生的震源應(yīng)力波的疊加作用下，回采期間臨空巷道3-1103工作面輔助運輸巷道II在動靜載荷源的作用下沖擊頻發(fā)，沖擊地壓防治成為制約礦井安全高效開采的技術(shù)難題。

圖1 3-1103工作面平面圖

2 臨空巷道沖擊破壞分析

2.1 臨空巷道沖擊破壞特征

臨空巷道上覆頂板小能量微震事件頻發(fā)，特別是在3-1103工作面周期來壓期間，巷道圍巖在動載應(yīng)力波作用下，淺部圍巖體開裂1 m，大量煤巖碎塊拋射于底板，錨桿錨固部分失效，出現(xiàn)崩盤、錨桿索斷裂等情況。大能量礦震沖擊發(fā)生時，頂板下沉，底板掀起，兩幫瞬間移近，并伴隨肩窩剪切滑移，這些現(xiàn)象在臨空巷道的回采幫更加顯著，嚴重沖擊地段的巷道斷面縮小為原來的20%?，F(xiàn)場主要破壞情況如圖2所示。發(fā)生在工作面超前段的巷道沖擊破壞導致支架未能及時卸壓、安全閥損壞、立柱無行程、頂梁不接頂?shù)取?/p>

(a)圍巖體拋射

2.2 臨空巷道動靜載荷源分析

3-1103工作面覆巖破斷規(guī)律如圖3所示。在采空區(qū)充分垮落前，側(cè)向頂板結(jié)構(gòu)動態(tài)變化，上覆巖層發(fā)生周期性“O-X”形態(tài)破斷，在煤層上方形成砌體梁結(jié)構(gòu)，鉸接巖塊發(fā)生回轉(zhuǎn)下沉，形成懸臂梁結(jié)構(gòu)，隨著初次來壓、一次見方、二次見方，懸臂梁結(jié)構(gòu)拉張破斷，垮落帶演化高度升高，側(cè)向頂板結(jié)構(gòu)從長臂“F”型空間結(jié)構(gòu)向短臂“F”型空間結(jié)構(gòu)演化[12]。在頂板“O-X”破斷線向高位關(guān)鍵層擴展過程中，“載荷三帶”中的延時加載帶DLZ將頂板動載傳遞給即時加載帶ILZ[13]。隨著采空區(qū)不斷壓實，上覆巖層內(nèi)應(yīng)力拱拱腳從煤柱上方向臨空巷道實體煤側(cè)移動。臨空巷道處于“F”型覆巖結(jié)構(gòu)下，在采空區(qū)壓實過程中，其靜載應(yīng)力分布主要受采空區(qū)側(cè)懸臂梁結(jié)構(gòu)下的側(cè)向集中支承應(yīng)力和開采工作面超前采動集中支承應(yīng)力的影響。在開采工作面二次采動影響下，基本頂?shù)某醮蝸韷?、周期來壓和見方破斷形成的近場和遠場礦震釋放能量是臨空巷道的動載力源。在沖擊性頂板巖層下動靜載組合效應(yīng)極易誘發(fā)高地應(yīng)力下應(yīng)力場差異且應(yīng)力集中的巷道產(chǎn)生沖擊災(zāi)害。

(a)覆巖“O-X”形態(tài)破斷

3 臨空巷道動靜載沖擊破壞驗證分析

采用FLAC3D數(shù)值模擬方法，分析臨空巷道動靜載荷源下沖擊巷道所處的應(yīng)力狀態(tài)以及礦震應(yīng)力波致災(zāi)影響作用，并與現(xiàn)場沖擊破壞特征進行對比驗證分析。模型兩側(cè)及底部限制節(jié)點法向速度為0，頂部為自由面，施加模型頂部的上覆巖層自重為15 MPa。采用fish 程序模擬采空區(qū)冒落帶壓實過程[14]，其他巖層采用摩爾-庫倫模型。采用預(yù)緊力端錨錨桿支護。模型及其網(wǎng)格如圖4所示。模型尺寸為293 m×169 m,臨空巷道中心坐標(X，Z)為(179 m,37.8 m)。震源設(shè)置在臨空巷道回采側(cè)煤層上方22.5 m處。模型輸入的動載應(yīng)力波速度時程曲線如圖5所示。傳播介質(zhì)瑞麗阻尼系數(shù)為5%，中心頻率為30 Hz，采用靜態(tài)邊界吸收模型邊界應(yīng)力波。

圖4 模型及其網(wǎng)格

采空區(qū)壓實過程中巷道圍巖應(yīng)力轉(zhuǎn)移特征如圖6所示。臨空巷道在采空區(qū)壓實過程中，最大垂直應(yīng)力(SZZ)逐漸由巷道煤柱幫側(cè)上方(37 MPa)向回采幫側(cè)上方轉(zhuǎn)移(52 MPa)，應(yīng)力集中系數(shù)是原巖應(yīng)力的3.23倍，彈性核內(nèi)彈性能易在較小動載作用下引發(fā)巷道沖擊。

圖6 采空區(qū)壓實過程中巷道圍巖應(yīng)力轉(zhuǎn)移特征

采空區(qū)壓實前后巷道錨桿軸力云圖如圖7所示，回采幫上部和煤柱幫下部錨桿軸力增大，錨桿軸力差異化進一步加大，巷道支護結(jié)構(gòu)處于極不平衡的靜載應(yīng)力場中。巷道圍巖動靜載疊加最大、最小主應(yīng)力差蜘蛛圖如圖8所示。對比圖8(b)和圖8(c)可看出，巷道圍巖最大、最小主應(yīng)力差在應(yīng)力波作用下，圖8(a)中測點a3和e3的主應(yīng)力差分別從17.87，12.58 MPa升到36.45，25.62 MPa，圖8(a)中測點g3和c3的主應(yīng)力差分別從35.02，26.5 MPa降到21.87，15.26 MPa，臨空巷道回采幫側(cè)肩窩和煤柱幫下底角在動載擾動下處于強烈的增卸荷狀態(tài)。臨空巷道在震動波作用時處于極不平衡的動載應(yīng)力擾動狀態(tài)，動載時同樣處于極不均衡的擾動應(yīng)力場中。動靜載時的巷道圍巖應(yīng)力分布與現(xiàn)場巷道煤柱幫側(cè)下半部分嚴重鼓出與開裂、回采幫側(cè)肩窩剪切滑移以及底板掀起的現(xiàn)象一致。

(a)采空區(qū)壓實前錨桿受力狀態(tài)

(a)測點布置

最大質(zhì)點振動速度(Peak Particle Velocity,PPV)是衡量動載破壞強度的重要參數(shù)[15]，在臨空巷道外圍15 m的范圍內(nèi)每隔1 m×1 m布置一個測點，所得巷道圍巖內(nèi)PPV分布云圖如圖9所示，在巷道圍巖淺部因波阻抗變化而發(fā)生了應(yīng)力波反射疊加現(xiàn)象，PPV在巷道周圍的分布為0.52～0.12 m/s。

圖9 動載過程中巷道圍巖PPV值分布云圖

巷道圍巖動載PPV和最大動載位移量Disp曲線如圖10所示，在巷道圍巖布置8個測點，巷道頂板中部測點b處PPV和圍巖淺部位移量最大，分別為0.474 m/s和45.43 mm；巷道底板中部測點f處PPV最小,為0.080 m/s,對應(yīng)的圍巖淺部位移量為13.605 mm。巷道在迎波側(cè)受動載應(yīng)力波影響比背波側(cè)大，從迎波側(cè)到背波側(cè)巷道承受了較大的不均勻應(yīng)力波場。頻繁的礦震使巷道破碎的圍巖體拋出，幫部開裂，巷道抵抗沖擊的能力持續(xù)降低，增大了發(fā)生沖擊地壓的風險。臨空巷道圍巖劣化形成了在高水平應(yīng)力條件下的壓剪破壞和動載應(yīng)力波在巷道表面反射形成拉張破壞的組合破裂形式。

圖10 巷道圍巖動載PPV和最大動載位移量曲線

4 臨空巷道沖擊地壓防治

4.1 沖擊地壓防治措施

根據(jù)動靜載荷下臨空巷道破壞特征及其數(shù)值模擬驗證分析結(jié)果制定靜載荷卸壓降載、動載荷減震消能的分源防治措施。在3-1103輔助運輸巷道II沖擊危險區(qū)主要采取了頂板水壓致裂、頂?shù)装灞菩秹骸⑾飵痛笾睆姐@孔卸壓以及巷道圍巖加固等措施，以達到防止厚硬頂板彈性能積聚、消弱應(yīng)力波幅值以及改善圍巖受力環(huán)境的目的。

(1)頂板水壓致裂降低臨空巷道側(cè)向懸臂梁的能量積聚。沿3-1103工作面兩巷超前布置鉆孔，預(yù)裂方式為高壓水力壓裂，孔口距煤柱幫1 m，孔徑為56 mm，鉆孔深度為50 m，鉆孔軸向水平投影與巷道走向夾角為5°，鉆孔傾角為50°，頂板處理高度為煤層以上垂高38 m，沿工作面走向的預(yù)裂步距設(shè)定為10 m。額定注水壓力為62 MPa，分段壓裂長度為2～3 m，每段壓裂30 min。

(2)爆破卸壓消弱動載應(yīng)力波影響。3-1103輔助運輸巷道II每個斷面設(shè)置7個爆破孔，斷面間距為20 m，其中回采幫設(shè)置2個爆破孔，煤柱幫設(shè)置3個鉆孔，頂?shù)装灞菩秹恒@孔布置如圖11所示。采用φ50～70 mm乳化炸藥藥卷，圖中黑色線條為封孔長度，紅色線條為裝藥長度，鉆孔間距設(shè)計為5 m，均采用正向裝藥、孔內(nèi)并聯(lián)、一孔一放、逐孔爆破方式。

圖11 頂?shù)装灞菩秹恒@孔布置

(3)大直徑鉆孔卸壓降低巷道兩幫靜載荷集中程度。3-1103工作面回采巷道兩幫煤體實施大直徑鉆孔卸壓，鉆孔直徑為153 mm，鉆孔距巷道底板距離為1.2～1.5 m，傾角為±3～±5°，非煤柱幫鉆孔深度為20 m，煤柱幫鉆孔深度為18 m，單排布置。

(4)補強支護增強巷道抗沖擊能力。局部巷道在原有支護的基礎(chǔ)上，在頂板支護薄弱的區(qū)域進行錨索補強支護，錨索規(guī)格為φ21.6 mm×6 300 mm，間排距為1.0 m×2.0 m，并在兩幫采用4.3 m錨索配合槽鋼進行加固，槽鋼截面尺寸為50 mm×37 mm×4.5 mm，每根槽鋼長為3.2 m，配合3根錨索組合成一排，排距為2 m，槽鋼底部距離巷道底板1.5 m。臨空巷道注漿加固為單排布置，鉆孔間距為3.0 m，傾角為65°，直徑為48 mm，鉆孔深度為8 m，選擇頂板破碎的區(qū)域進行施工，單孔注漿量為120～200 kg/m，最大注漿量不超過250 kg/m。注漿壓力控制在1～1.5 MPa，避免原有圍巖結(jié)構(gòu)破壞，并在圍巖破碎地段原有錨網(wǎng)支護的基礎(chǔ)上對巷道兩幫進行厚度不小于200 mm噴漿加固。

4.2 防治效果分析

3-1103工作面輔助運輸巷道II采取卸壓措施前后微震能量分級統(tǒng)計結(jié)果見表1。卸壓后微震事件數(shù)量比卸壓前增加了117個，但總能量反而降低了49.2%。改變了厚硬頂板巖層沖擊能量釋放形式，103J以下微震小能量事件占比由卸壓前的75%升高到89%，說明頂板弱化解危措施起到了效果，形成了小震級、多頻次的能量分散釋放的微震特征，且沒有出現(xiàn)105J以上能量級別的微震。3-1103工作面輔助運輸巷道II圍巖在卸壓加固后有了足夠的能力抵抗超前和臨空側(cè)向集中支承應(yīng)力疊加以及應(yīng)力波沖擊的疊加作用，如圖12所示，對比回采幫卸壓加固之前的35號煤體深淺孔和之后的6號孔應(yīng)力變化情況，深淺孔應(yīng)力監(jiān)測最大值分別降低6.25 MPa和6.4 MPa，且未出現(xiàn)較大波動，巷道斷面基本滿足了使用要求，保證了3-1103工作面在規(guī)定的5 m/d開采速度下的安全回采。

表1 卸壓前后微震能量分級統(tǒng)計

圖12 卸壓前后實體煤幫應(yīng)力變化

5 結(jié)論

(1)分析了臨空巷道沖擊地壓發(fā)生的動靜載荷源，臨空巷道處于采空區(qū)側(cè)“F”型覆巖結(jié)構(gòu)下，靜載荷源為側(cè)向集中支承應(yīng)力和工作面回采超前采動集中支承應(yīng)力的疊加應(yīng)力場。動載荷源為基本頂?shù)某醮蝸韷?、周期來壓和見方破斷形成的近場礦震以及遠場礦震釋放能量。

(2)采用FLAC3D數(shù)值模擬方法分析了臨空巷道動靜載荷源下沖擊巷道所處的應(yīng)力狀態(tài)以及礦震應(yīng)力波致災(zāi)影響作用，并與現(xiàn)場沖擊破壞特征進行對比驗證分析。數(shù)值模擬結(jié)果與臨空巷道現(xiàn)場破壞特征一致。采空區(qū)壓實過程中，最大垂直集中應(yīng)力由煤柱上方轉(zhuǎn)移至巷道回采幫側(cè)，錨桿軸力呈現(xiàn)不對稱分布狀態(tài)。動載過程中，巷道圍巖主應(yīng)力差重復(fù)加卸載，迎波側(cè)應(yīng)力波PPV值大于背波側(cè)，圍巖淺部應(yīng)力波反射疊加，PPV值大小與圍巖淺部動載后最大位移量一致。臨空巷道圍巖在動靜載作用過程中形成了巷道回采幫側(cè)與煤柱幫應(yīng)力場差異以及動載應(yīng)力場差異。

(3)基于動靜載荷源及數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場破壞特征對比分析，制定了基于臨空巷道動靜載荷源的靜載荷卸壓降載、動載荷減震消能的分源防治措施。采取卸壓措施后，實測微震以小能級、多頻次的形式釋放能量，微震總能量比卸壓前降低了49.2%，103J以下微震小能量事件占比由卸壓前的75%升高到89%；回采煤幫深淺孔應(yīng)力變化未出現(xiàn)突變現(xiàn)象，巷道圍巖靜載荷水平下降，監(jiān)測結(jié)果驗證了沖擊防治措施的有效性。