張修峰，陳 洋,2

（1.山東能源集團有限公司 沖擊地壓防治研究中心,山東 濟南 250014；2.北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院,北京 100083）

0 引言

沖擊地壓是威脅煤礦安全高效生產(chǎn)的主要動力災(zāi)害之一。隨著礦井開采規(guī)模、開采深度和開采強度的進一步增大，沖擊地壓災(zāi)害呈現(xiàn)更加嚴重的發(fā)展態(tài)勢[1-3]。如何科學(xué)有效地對沖擊地壓進行分類、通過沖擊地壓顯現(xiàn)分析其內(nèi)在機理、提出針對性的防控措施成為煤炭行業(yè)科技和現(xiàn)場管理人員亟需解決的科學(xué)難題。

我國學(xué)者對沖擊地壓機理和防控進行了大量的研究工作，取得了豐碩的研究成果。李振雷等[4]從圍巖體結(jié)構(gòu)和應(yīng)力狀態(tài)分析了孤島煤柱沖擊機制，認為高靜載應(yīng)力與動載應(yīng)力疊加超過沖擊臨界應(yīng)力誘發(fā)沖擊；王春秋等[5]運用微地震和電磁輻射實測孤島綜放工作面動壓顯現(xiàn)事件，獲得了沖擊前后能量積聚與釋放特征及相應(yīng)監(jiān)測數(shù)據(jù)變化規(guī)律，提煉了沖擊地壓微震和電磁輻射監(jiān)測的前兆信息；何江等[6]分析了急傾斜特厚煤層覆巖運動和煤層應(yīng)力分布的內(nèi)在關(guān)聯(lián)，認為覆巖運動施加的沖擊動載與工作面底煤集中靜載疊加是誘發(fā)夾持型沖擊地壓的力源；魏全德等[7]建立下山煤柱區(qū)覆巖空間結(jié)構(gòu)模型和走向支承壓力估算模型，認為支承壓力動態(tài)前移是誘發(fā)下山煤柱區(qū)巷道沖擊的主要原因；杜學(xué)領(lǐng)[8]研究了厚硬堅硬地層沖擊地壓發(fā)生機理，提出了利用上巷取代工藝巷+充填采空區(qū)的沖擊地壓防治方法；翟明華等[9]分析了巨厚堅硬巖層下沖擊地壓的發(fā)生規(guī)律，指出此類礦井沖擊地壓存在“關(guān)鍵工作面效應(yīng)”“震動誘沖效應(yīng)”“沖擊震動效應(yīng)”，提出了基于覆巖空間結(jié)構(gòu)理論、地表沉陷觀測、微震和應(yīng)力監(jiān)測數(shù)據(jù)的辨識關(guān)鍵工作面的方法，闡述了巨厚堅硬巖層沖擊地壓礦井綜合防沖方法；朱斯陶等[10]分析了整體失穩(wěn)型沖擊地壓的工程特征和沖擊顯現(xiàn)特征，提出了整體失穩(wěn)型沖擊危險的評估方法和防治對策；張俊文等[11]提出了沖擊地壓災(zāi)害防治的結(jié)構(gòu)調(diào)控理念，指出災(zāi)害防治應(yīng)從調(diào)控煤巖體結(jié)構(gòu)出發(fā)，采用水力壓裂或深孔預(yù)裂爆破防治煤柱型及工作面沖擊；趙善坤等[12]分析了底板型沖擊危險巷道底板受力特征，提出了深孔斷底爆破防沖方案；夏永學(xué)等[13]開發(fā)了擴槽孔和排渣孔分離的雙孔布置掏槽技術(shù)，有效提高了煤層水力擴孔掏槽效果。

以上研究成果提出了針對性的防控措施，但沒有圍繞沖擊地壓孕災(zāi)和能量釋放的主體-煤柱（區(qū)域煤體）開展針對性研究：沖擊地壓發(fā)生機理方面，尚未系統(tǒng)開展特定地層和開采技術(shù)條件下施加在煤柱上的基礎(chǔ)靜應(yīng)力、動載應(yīng)力和煤柱自身物性特征對煤柱沖擊危險的影響機制研究工作，缺乏煤柱沖擊危險定量化評價方法；沖擊地壓防控方面，尚未建立涵蓋煤柱留設(shè)、監(jiān)測預(yù)警、預(yù)卸壓和解危卸壓等方面的防沖技術(shù)體系。

1 煤柱型沖擊地壓的定義

沖擊地壓的發(fā)生是地質(zhì)因素和開采技術(shù)因素綜合作用的結(jié)果。實際生產(chǎn)中存在以下情形：①同一礦區(qū)煤層賦存條件相似的鄰近礦井，有的發(fā)生多起嚴重沖擊地壓事故，有的卻從來沒有發(fā)生過；②同一礦井自投產(chǎn)后十幾年甚至幾十年來，地質(zhì)條件基本不變，突然發(fā)生沖擊地壓事故。究其原因，采掘活動引起的覆巖空間結(jié)構(gòu)演化及應(yīng)力場重新分布是誘發(fā)沖擊地壓的主控因素。

隨著采深不斷增加和開采條件日益復(fù)雜，煤礦開采期間沖擊地壓多集中在巷道切割、采空區(qū)隔離或斷層夾持等形成煤柱區(qū)域（筆者定義為“煤柱型沖擊地壓”）。與常見的沖擊地壓分類方法強調(diào)特定生產(chǎn)技術(shù)因素（超強度組織生產(chǎn)、生產(chǎn)過度集中、采掘布局不合理、生產(chǎn)造成的地質(zhì)構(gòu)造活化、孤島采煤和防沖措施不合理等）誘發(fā)沖擊地壓機理不同，煤柱型沖擊地壓側(cè)重分析自重應(yīng)力、構(gòu)造應(yīng)力和采動應(yīng)力等疊加后的總應(yīng)力和煤柱支撐能力與煤柱沖擊危險的內(nèi)在聯(lián)系，從應(yīng)力場角度出發(fā)，探索沖擊地壓發(fā)生的共性問題。煤柱型沖擊地壓是指受巷道切割、采空區(qū)隔離或斷層夾持形成的煤柱在高應(yīng)力作用下的沖擊失穩(wěn)。

筆者在分析多起煤柱型沖擊地壓事故案例的基礎(chǔ)上，采用理論分析、現(xiàn)場調(diào)研和現(xiàn)場監(jiān)測等方法，根據(jù)工程特征和沖擊地壓顯現(xiàn)特點，對煤柱型沖擊地壓進行分類，研究各類煤柱型沖擊地壓的發(fā)生機制，并提出防控措施，為煤礦煤柱型沖擊地壓防控提供理論指導(dǎo)和經(jīng)驗借鑒。

2 煤礦煤柱型沖擊地壓事故案例

2.1 應(yīng)力疊加型沖擊地壓事故概況

新巨龍煤礦2305S 工作面為-810 m 水平二采區(qū)南翼第5 個工作面，東為待采區(qū)，南為-980 m 邊界下山保護煤柱，西為2304S 采空區(qū)，北為-980 m 延伸下山保護煤柱，煤厚9.2 m，平均采深1 004 m。經(jīng)鑒定，-980 m 水平3 煤層及其頂?shù)装寰哂腥鯖_擊傾向性，3 煤層單軸抗壓強度17.4 MPa。2305S 工作面傾斜長度263.5 m，走向長度1 904 m，采用走向長壁后退式綜采放頂煤采煤法。

2020 年2 月22 日6 時17 分，2305S 工作面推進至253 m，上平巷發(fā)生一起沖擊地壓事故，造成4人死亡，破壞巷道約486 m，直接經(jīng)濟損失1 853 萬元。事故區(qū)域自上平巷上端頭10 m 處開始至420 m處止，巷道明顯變形，部分單元支架損壞，幫部部分錨索梁斷裂，其中上平巷超前100～218 m 段，巷道破壞嚴重，巷道堵塞，人員無法通行；3 號聯(lián)絡(luò)巷自交叉口向內(nèi)66 m 范圍內(nèi)巷道破壞嚴重，其中3 號聯(lián)絡(luò)巷上口24～40 m 段巷道破壞最為嚴重，兩幫內(nèi)縮移近量大，頂板錨索梁斷裂下沉，底板底鼓，巷道斷面最小處僅剩1 m2空間，沖擊破壞如圖1 所示。

圖1 2305S 工作面沖擊位置示意Fig.1 Impact position diagram of No.2305S working face

應(yīng)力疊加型沖擊地壓主要特征：煤柱受采空區(qū)轉(zhuǎn)移應(yīng)力、構(gòu)造應(yīng)力等多種應(yīng)力疊加影響，煤體載荷超過其極限承載能力而誘發(fā)沖擊破壞，破壞部位集中在煤柱形狀突出部位或疊加應(yīng)力峰值區(qū)域，周邊采空面積大、采掘活動擾動強、構(gòu)造發(fā)育、巷道或斷層密集切割是這類型沖擊地壓的常見影響要素。

2.2 整體失穩(wěn)型沖擊地壓事故概況

趙樓煤礦1305 工作面位于礦井一采區(qū)，北靠寬215 m 的1304 采空區(qū)，南鄰寬410 m 的1306—1307采空區(qū)，屬于典型的孤島工作面。1305 工作面采深871～1 006 m，平均988 m；工作面設(shè)計傾向長137 m，推進長度574 m，采用走向長壁后退式綜采放頂煤采煤法。開采煤層厚度2.8～9.0 m，平均6.1 m；煤層傾角1°～11°，平均8°。煤層分叉線穿過開切眼和軌道巷交叉口附近，分岔區(qū)內(nèi)3上煤層厚0.7～1.2 m，平均0.9 m；3下煤層厚2.7～6.4 m，平均4.8 m；分岔間距0.7～14.6 m，平均6.8 m。直接頂為粉砂巖，厚度1.2～8.4 m，平均2.8 m；基本頂為中砂巖，厚度4.6～20.4 m，平均厚度8.3 m。經(jīng)煤巖沖擊傾向性鑒定，煤層具有強沖擊傾向性，頂板具有弱沖擊傾向性，底板沖擊傾向性未鑒定[14]。

2015 年7 月29 日2 時49 分，1305 工作面初采時發(fā)生了一起嚴重的沖擊地壓事故，如圖2 所示，具體破壞特征：①軌道巷側(cè)自工作面煤壁向外15 m 范圍頂板出現(xiàn)網(wǎng)兜，并有部分漏冒，部分單體支柱歪斜；向外15～60 m 范圍兩幫移近量開始增大，最大移近量3 m，單體支柱部分彎曲歪斜，底鼓0.5～1.0 m；60 m 向外，存在底鼓現(xiàn)象；其中30～70 m 范圍受沖擊擠壓影響嚴重，十字梁棚支設(shè)單體液壓支柱全部歪斜，折斷14 棵；②運輸巷側(cè)自工作面煤壁向外40 m范圍內(nèi)13 架鋼棚掉落、38 棵單體液壓支柱彎曲折斷、崩斷錨桿（索）12 根、部分讓壓環(huán)擠壓變形損壞、卸壓鉆孔多數(shù)塌孔；③工作面前部刮板輸送機受沖擊翻向支架側(cè)，損壞支架前梁和護幫板千斤頂32 個，刮板輸送機及支架內(nèi)積煤嚴重，沖擊后煤塵逆風(fēng)揚起糊到支架立柱上形成厚2 mm 煤塵，造成工作面支架栽頭、后立柱壓力普遍超30 MPa，60～80 號支架向后位移，最大1.0 m 左右，煤壁煤塊大量拋入架內(nèi)，整個工作面支架全部被埋，至今無法回收，損失慘重[15]；④事故造成3 人受傷，24 人涉險，直接經(jīng)濟損失93.87 萬元。

圖2 1305 工作面整體失穩(wěn)沖擊示意Fig.2 Overall destabilization impact diagram of No.1305 working face

整體失穩(wěn)型沖擊地壓主要特征：煤柱承載能力和能量集聚能力隨煤柱尺寸增大而增加，處于極限平衡狀態(tài)的煤柱煤體受外界擾動時，極易發(fā)生沖擊破壞，破壞面積大、沖擊顯現(xiàn)強烈、沖擊前靜載荷水平高是整體失穩(wěn)型沖擊地壓顯著的特點。

2.3 切割蠕變型沖擊地壓事故概況

梁寶寺煤礦35000 回風(fēng)集中巷、35000 運輸集中巷和35000 軌道集中巷均布置在煤層中，3 條巷道分別與35000 軌回集中一聯(lián)巷交匯將煤體切割成多個井字形煤柱，埋深1 027 m，煤厚6.5 m。經(jīng)沖擊傾向性鑒定，煤層具有強沖擊傾向性，頂板具有弱沖擊傾向性，煤體單軸抗壓強度18 MPa。

2016 年8 月15 日0 時33 分，35000 采 區(qū)發(fā)生一起沖擊地壓事故，造成2 人死亡，破壞巷道約300 m，直接經(jīng)濟損失324 萬元。微震監(jiān)測系統(tǒng)分析震源位于35000 采區(qū)集中軌道上山和集中運輸上山之間，震源位置與最近的35000 工作面距離為379 m，人員傷亡地點與35001 工作面相距324 m，事故位置如圖3 所示。

圖3 35000 采區(qū)沖擊位置示意Fig.3 No.35000 mining area impact location diagram

切割蠕變型沖擊地壓主要特征：煤柱在高靜載應(yīng)力的長期作用下，發(fā)生塑性破壞的煤體范圍自邊緣塑性區(qū)開始向內(nèi)部擴展，煤柱的實際支撐能力逐漸降低，在輕微擾動或無明顯擾動條件下，處于極限平衡狀態(tài)的煤體突然發(fā)生沖擊破壞，沖擊前靜載荷水平高、煤柱形成時間長、前兆信息敏感性差是切割蠕變型沖擊地壓的典型特點，大巷煤柱是發(fā)生切割蠕變型沖擊地壓的重點管控區(qū)域。

根據(jù)上述3 起典型煤柱型沖擊地壓的工程特征和沖擊顯現(xiàn)特征，可將當前我國煤柱型沖擊地壓分為應(yīng)力疊加型沖擊地壓、整體失穩(wěn)型沖擊地壓和切割蠕變型沖擊地壓3 類。

3 三類煤柱型沖擊地壓發(fā)生機理

3.1 應(yīng)力疊加型沖擊地壓發(fā)生機理

3.1.1 應(yīng)力疊加型沖擊地壓危險性評估

應(yīng)力疊加型沖擊地壓發(fā)生的主要原因是覆巖空間結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)移到煤柱上的疊加應(yīng)力超過了煤柱發(fā)生沖擊失穩(wěn)的臨界應(yīng)力。根據(jù)“載荷三帶”理論[16-17]，地層結(jié)構(gòu)和頂板離層高度是決定采空區(qū)覆巖轉(zhuǎn)移應(yīng)力分布特征的主要影響因素，建立順序開采條件下采空區(qū)轉(zhuǎn)移的靜應(yīng)力估算模型[18]，如圖4 所示。

圖4 采空區(qū)轉(zhuǎn)移靜應(yīng)力估算模型Fig.4 Estimation model for transfer static stress in mining area

由圖4 可知，采空區(qū)覆巖將1/4 即時加載帶載荷以及1/2 延時加載帶載荷傳遞到周邊煤巖體，其中延時加載帶載荷不僅包含自重，還包括上覆靜載帶巖層的重力。

建立采空區(qū)轉(zhuǎn)移靜應(yīng)力估算模型：

式中：σJ為采空區(qū)轉(zhuǎn)移的靜應(yīng)力；L為采空區(qū)短邊長度；γ為頂板巖石容重；α為采空區(qū)頂板巖層移動角；h為煤層開采高度；HDLZ為延時加載帶高度；MSLZ為靜載帶厚度；H為煤層開采深度。

3.1.2 新巨龍煤礦2305S 工作面應(yīng)力疊加型沖擊危險性分析

根據(jù)新巨龍煤礦2305S 工作面實際條件，取HILZ=127 m，HDLZ=411 m，MDLZ=284 m，MSLZ=593 m，H=1 004 m，q=7.95 MPa，L=263.5 m，γ=25 kN/m3，α=76°，h=9.2 m，將上述參數(shù)代入式（1）中，計算得到2305S 采空區(qū)超前靜態(tài)支承壓力σJ-2305S：

巷道開挖轉(zhuǎn)移的支承壓力、斷層兩側(cè)應(yīng)力分布和覆巖結(jié)構(gòu)運動施加的動載荷受地質(zhì)和開采技術(shù)條件影響，在工程尺度上，可用應(yīng)力轉(zhuǎn)移系數(shù)k來近似表達。

巷道切割煤體后，原先由巷道開挖煤體支撐的載荷向巷道兩側(cè)轉(zhuǎn)移形成圍巖支承應(yīng)力場σJ-sc，可用下式表示：

式中：k1為巷道開挖引起的靜態(tài)支承壓力峰值與原巖應(yīng)力的比值；l1為巷道開挖引起的靜態(tài)支承壓力峰值距巷幫的距離。

斷層附近煤巖體集聚了大量能量，構(gòu)造應(yīng)力分布形態(tài)跟斷層的落差成正相關(guān)關(guān)系，將斷層兩側(cè)應(yīng)力分布形態(tài)近似為等腰三角形，可得斷層兩側(cè)應(yīng)力分布表達式：

式中：k2為斷層單側(cè)構(gòu)造應(yīng)力峰值；l2為斷層單側(cè)構(gòu)造應(yīng)力峰值距斷層面的距離。

采空區(qū)覆巖結(jié)構(gòu)運移對工作面煤體施加的動載荷受發(fā)生破斷或回轉(zhuǎn)巖層的巖性、厚度、層位和距煤壁的距離等因素影響，為便于定量化計算，可在采空區(qū)覆巖轉(zhuǎn)移的靜態(tài)支承壓力影響范圍內(nèi)按照漸變載荷進行簡化處理：

式中：k3為覆巖運移對煤體施加的動應(yīng)力峰值；l3為覆巖運移對煤體施加的動應(yīng)力峰值距工作面煤壁的距離。

根據(jù)2305S 工作面實際條件，取k1=1.1，l1=15 m，k2=1.4，l2=80 m，k3=1.2，l3=134 m，新巨龍煤礦2305S工作面支承壓力疊加，如圖5 所示，圖中曲線1 代表2305S 工作面超前靜態(tài)支承壓力，曲線2 代表2303S-2304S 采空區(qū)側(cè)向靜態(tài)支承壓力，曲線3 代表兩巷開挖轉(zhuǎn)移的靜態(tài)支承壓力，曲線4 代表聯(lián)絡(luò)巷開挖轉(zhuǎn)移的靜態(tài)支承壓力，曲線5 代表斷層構(gòu)造轉(zhuǎn)移的構(gòu)造應(yīng)力。

圖5 2305S 工作面支承壓力疊加示意Fig.5 No.2305S Working Face support pressure superimposed diagram

由圖5 可知，受采空區(qū)超前支承壓力、采空區(qū)側(cè)向支承壓力、巷道開挖轉(zhuǎn)移支承壓力、斷層構(gòu)造應(yīng)力等疊加影響，2305S 工作面上平巷側(cè)應(yīng)力集中程度較高，尤其是上平巷與聯(lián)絡(luò)巷、FD8 斷層夾持形成的孤立煤體區(qū)域，如圖5 中紅色虛線方框所示，疊加后的支承壓力最大值達到69.36 MPa，達到工作面煤體單軸抗壓強度（17.4 MPa）4.0 倍。

3.1.3 應(yīng)力疊加型沖擊地壓發(fā)生機理

根據(jù)上述分析可知，煤體在自重應(yīng)力、采空區(qū)和巷道轉(zhuǎn)移應(yīng)力、構(gòu)造應(yīng)力等疊加作用下應(yīng)力高度集中，當疊加應(yīng)力超過煤體發(fā)生沖擊失穩(wěn)的臨界值時，煤體將在細微擾動或無擾動條件下發(fā)生沖擊失穩(wěn)。

3.2 整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

3.2.1 孤立煤體覆巖結(jié)構(gòu)特征

整體失穩(wěn)型沖擊地壓是指覆巖空間結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)移的載荷超過了孤立煤體的極限承載能力，導(dǎo)致孤立煤體發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)。周邊采空區(qū)覆巖空間結(jié)構(gòu)類型決定了向孤立煤體傳遞的載荷大小，根據(jù)采動情況，將覆巖空間結(jié)構(gòu)劃分為兩側(cè)非充分采動、一側(cè)非充分采動一側(cè)充分采動、兩側(cè)充分采動3 類，如圖6所示。

圖6 孤立煤體覆巖結(jié)構(gòu)類型示意Fig.6 Schematic diagram of the overburden structure type of isolated coal body

開采前，孤立煤體承擔兩側(cè)采空區(qū)覆巖轉(zhuǎn)移過來的靜態(tài)載荷，如圖6 中紅色虛線方框所示，其中非充分采動側(cè)地層中部分關(guān)鍵層保持完整并仍承擔自身及上覆巖層的載荷，孤立煤體承擔這部分載荷的一半。對于充分采動側(cè)地層中所有關(guān)鍵層均發(fā)生破斷，為便于估算，設(shè)立2 個假設(shè)：①達到充分采動條件，巖層裂隙和離層剛發(fā)育到基巖頂端；②上覆巖層厚度和強度相差不大，沒有賦存巨厚巖層，孤立煤體僅承擔采空區(qū)邊緣側(cè)懸臂端巖梁結(jié)構(gòu)自重及其上覆巖層載荷的一半。

3.2.2 孤立煤體支承壓力估算

孤立煤體承擔的載荷Q由煤層至地表的自重Q0和兩側(cè)采空區(qū)轉(zhuǎn)移載荷Q1、Q2三部分組成，即

當孤立煤體兩側(cè)均為非充分采動時，頂板裂隙發(fā)育高度為約為采空區(qū)短邊長度的一半，孤立煤體承擔載荷可用下式進行估算：

孤立煤體自重受兩側(cè)采空區(qū)覆巖結(jié)構(gòu)類型影響，可用下式表示

當孤立煤體為一側(cè)非充分采動、一側(cè)充分采動頂板結(jié)構(gòu)時，充分采動側(cè)主關(guān)鍵層發(fā)生破斷，頂板裂隙發(fā)育高度達到最大值并保持不變，孤立煤體承擔的自重為

非充分采動側(cè)覆巖轉(zhuǎn)移載荷與式（4）相同，充分采動側(cè)覆巖空間結(jié)構(gòu)傳遞載荷Q2為

一側(cè)非充分采動、一側(cè)充分采動頂板結(jié)構(gòu)的孤立煤體承擔的載荷為

當兩側(cè)均為充分采動覆巖結(jié)構(gòu)時，孤立煤體承擔的載荷為

3.2.3 孤立煤體整體沖擊失穩(wěn)危險性評估

孤立煤體承受的載荷超過自身承載能力極限時，孤立煤體整體具備發(fā)生沖擊失穩(wěn)的可能，建立孤立煤體應(yīng)力分布簡化模型，如圖7 所示。

圖7 孤立煤體應(yīng)力分布簡化模型Fig.7 Simplified model of stress distribution in isolated coal bodies

巷道掘進和工作面回采前實施大直徑鉆孔卸壓工程，破壞了煤柱的整體性和完整性，降低了工作面煤體邊緣區(qū)域的有效承載能力，導(dǎo)致應(yīng)力向工作面煤體深處轉(zhuǎn)移，建立孤立煤體應(yīng)力沖擊系數(shù)λ判別式：

式中：[σc]為煤體單軸抗壓強度；η為彈性承載區(qū)煤體承載能力跟煤體單軸抗壓強度的比值，一般取3～5[19]。

當作用在孤立煤體上的應(yīng)力總和大于工作面煤體的整體承載能力時，孤立煤體具有發(fā)生整體沖擊地壓危險的可能性。當作用孤立煤體上的應(yīng)力總和介于0.6～0.8 倍孤立煤體的承載能力之間時，具有弱整體沖擊危險；當作用在孤立煤體上的應(yīng)力總和介于0.8～1.0 倍孤立煤體的整體承載能力之間時，具有中等整體沖擊危險；當作用在孤立煤體上的應(yīng)力總和大于1.0 倍工作面煤體的整體承載能力時，具有強整體沖擊危險。孤立煤體整體沖擊失穩(wěn)危險等級劃分見表1。

表1 孤立煤體整體沖擊危險判別方法Table 1 Isolated coal body overall impact hazard discrimination method

3.2.4 趙樓1305 整體沖擊失穩(wěn)危險性分析

根據(jù)地表沉降觀測情況，1305 工作面兩側(cè)采空區(qū)均處于非充分采動階段[10]，即1305 工作面覆巖結(jié)構(gòu)類型與圖6a 一致，根據(jù)工作面地質(zhì)和開采技術(shù)條件，取H=988 m，L0=137 m，L1=215 m，L2=410 m，lp=5 m，lr=4 m，ld=20 m，le=79 m，[σc]=22 MPa，η=4，α1=83°，θ1=83°，γ=25 kN/m3，將上述數(shù)據(jù)代入式（7）和式（12），計算得到1305 工作面應(yīng)力沖擊系數(shù)λ=1.14，由表1 可知，1305 工作面發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)危險指數(shù)φ=1，即1305 工作面回采前已經(jīng)具備發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)的應(yīng)力條件。

3.2.5 孤立煤體整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

根據(jù)上述分析，孤立煤體整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理為：兩側(cè)采空區(qū)覆巖結(jié)構(gòu)向孤立煤體轉(zhuǎn)移的載荷加上孤立煤體煤層至地表地層自重的總和超過了孤立煤體的實際承載能力，掘進巷道和施工大直徑鉆孔卸壓工程進一步減弱了孤立煤體的有效支撐面積，導(dǎo)致工作面彈性承載區(qū)煤體集聚了大量的彈性變形能，在遇到采掘活動或頂板運動等輕微擾動時，極易誘發(fā)孤立煤體整體沖擊失穩(wěn)，一旦發(fā)生沖擊，將造成工作面煤壁及兩巷煤體大范圍、高強度的沖擊破壞。

3.3 切割蠕變型沖擊地壓發(fā)生機理

3.3.1 切割蠕變型沖擊危險性評估

切割蠕變型沖擊地壓發(fā)生的主要原因是外部高靜態(tài)應(yīng)力作用下的煤巖體發(fā)生“應(yīng)力腐蝕”導(dǎo)致煤體有效承載能力降低，促使巷道局部區(qū)域應(yīng)力集中程度進一步增加，此時應(yīng)力水平已接近沖擊臨界載荷，當受到采掘活動施加的微小擾動應(yīng)力增量或煤體“應(yīng)力腐蝕”持續(xù)進行時，煤巖體載荷超過了發(fā)生沖擊失穩(wěn)的臨界應(yīng)力，如圖8 所示。

圖8 切割蠕變型沖擊地壓示意Fig.8 Schematic diagram of cut creep type impact ground pressure

由圖8 可知，巷道開挖前，三條大巷間煤體的總應(yīng)力Q3可用下式表示：

式中：k為大巷間開挖前煤柱的應(yīng)力集中程度。

巷道開挖并實施大直徑鉆孔卸壓工程后，3 條大巷間煤體的總應(yīng)力Q4可用下式表示：

式中：ξ為大巷間彈性承載區(qū)煤體的應(yīng)力沖擊系數(shù)。

根據(jù)總載荷不變的原則，聯(lián)立式（13）、（14）可得

建立煤柱發(fā)生切割蠕變型沖擊失穩(wěn)可能性的判別公式

式中：ω為煤柱發(fā)生切割蠕變型沖擊失穩(wěn)危險系數(shù)；μ為煤柱強度衰減系數(shù)，跟煤柱強度、尺寸、周邊擾動和時間有關(guān)，取值0～1。

根據(jù)工程實踐[14]，當ω小于0.5 時，煤柱具有無切割蠕變型沖擊失穩(wěn)風(fēng)險；當0.5≤ω＜1.0 時，煤柱具有弱切割蠕變型沖擊失穩(wěn)風(fēng)險；當1.0≤ω＜1.5 時，煤柱具有中等切割蠕變型沖擊失穩(wěn)風(fēng)險；當ω≥1.5煤柱具有強切割蠕變型沖擊失穩(wěn)風(fēng)險，煤柱發(fā)生切割蠕變型沖擊危險等級劃分見表2。

表2 煤柱發(fā)生切割蠕變型沖擊危險判別方法Table 2 Method for identifying the risk of cutting creep type impact in coal pillars

3.3.2 梁寶寺煤礦35000 采區(qū)大巷切割蠕變沖擊危險性分析

根據(jù)梁寶寺35000 采區(qū)工況，取H=1 027 m，[σc]=18 MPa，γ=25 kN/m3，L0=50 m，lr=4.5 m，ld=15 m，η=4，考慮到埋深、褶曲構(gòu)造、大巷服役年限等因素，取k=2.0，μ=0.7。上述參數(shù)代入到式（16），計算得到煤柱發(fā)生切割蠕變型沖擊失穩(wěn)危險系數(shù)ω=1.72。

3.3.3 切割蠕變型沖擊地壓發(fā)生機理

高靜態(tài)應(yīng)力為切割蠕變型沖擊地壓發(fā)生提供了基礎(chǔ)應(yīng)力條件，巷道不合理切割、褶曲構(gòu)造發(fā)育或斷層夾持導(dǎo)致煤體有效支撐能力降低從而進一步增大了應(yīng)力集中程度，當集中應(yīng)力超過彈性承載區(qū)煤體極限承載能力時，煤柱將發(fā)生切割蠕變型沖擊失穩(wěn)。大埋深、遠離采掘工作面、巷道或斷層密集分布是發(fā)生切割蠕變型沖擊地壓的典型特征。

4 三類煤柱型沖擊地壓防治對策

4.1 應(yīng)力疊加型沖擊地壓防治對策

根據(jù)應(yīng)力疊加型沖擊地壓發(fā)生機理可知，將施加在煤柱上的動靜應(yīng)力之和降低到誘發(fā)沖擊失穩(wěn)的臨界應(yīng)力之下，是防治應(yīng)力疊加型沖擊地壓的根本原則。

4.1.1 優(yōu)化煤柱留設(shè)寬度

在采空區(qū)覆巖達到穩(wěn)沉狀態(tài)后，采空區(qū)支承壓力分布范圍及峰值位置基本確定，區(qū)段煤柱留設(shè)寬度決定了沿空巷道的支承壓力水平；另一方面，巷道側(cè)向壓力影響范圍一般為巷高的3.5 倍，巷道布置間距過小，巷道側(cè)向支承壓力將發(fā)生疊加，巷間煤體發(fā)生沖擊失穩(wěn)的可能性進一步增大。為保障沿空巷道的防沖安全，煤柱留設(shè)應(yīng)遵循以下原則：采空區(qū)應(yīng)不留或少留煤柱；隔離煤柱留設(shè)尺寸盡量小；保護煤柱尺寸盡量大。

一般情況下，薄及中厚煤層隔離煤柱0～4 m，保護煤柱100～150 m；在具備采用“負煤柱”巷道布置條件的礦井，可以將沿空巷道布置到上區(qū)段采空區(qū)內(nèi)，此時厚及特厚煤層隔離煤柱-3～6 m；保護煤柱200～300 m。

4.1.2 控制工作面推采速度

按照能量守恒理論，回采前煤層儲存的彈性變形能和頂板勢能相等；回采后，頂板勢能一部分通過頂板破斷、回轉(zhuǎn)和震動等形式釋放，另一部分轉(zhuǎn)化為彈性變形能儲存于臨近煤層。工作面勻速推采時，頂板達到其極限跨距后發(fā)生初次破斷，隨后頂板將產(chǎn)生周期性破斷，此時工作面推采速度和頂板周期破斷步距之間成正相關(guān)關(guān)系。

從能量角度分析，當工作面快速推采時，頂板周期性破斷步距隨之增大，頂板因不能及時垮落導(dǎo)致釋放的頂板勢能比重減小，相應(yīng)地，轉(zhuǎn)化成彈性變形能儲存于煤層的頂板勢能增大，發(fā)生沖擊失穩(wěn)的風(fēng)險隨之增加。當工作面非勻速推采時，煤層中彈性變形能集中釋放，而頂板運動表現(xiàn)出斷裂步距離散性大的特點，通過頂板運動釋放頂板勢能的速率不均衡，導(dǎo)致工作面前方煤層中集聚的彈性變形能急劇增加，發(fā)生沖擊失穩(wěn)的風(fēng)險增大。

從應(yīng)力角度分析，當回采工作面快速推進時，低位巖梁懸臂端長度增加、應(yīng)力峰值增量增大，嵌入端長度減小、應(yīng)力峰值位置距煤壁距離減小、增壓載荷影響范圍減小[20]，低位巖梁運動向煤體施加的動載跟推采速度呈正相關(guān)。根據(jù)“載荷三帶”理論[15-16]可知，工作面推采過“見方”位置后，采空區(qū)覆巖裂隙發(fā)育高度（即時加載帶巖層厚度）達到最大，覆巖空間結(jié)構(gòu)向煤體施加的靜載基本不變。綜上所述，在覆巖空間結(jié)構(gòu)不變的情況下，保持工作面低速、勻速推進，可減小低位巖梁運動對煤體施加的動載降低，覆巖空間結(jié)構(gòu)施加到煤體的疊加應(yīng)力，有利于降低工作面煤體尤其是開采擾動區(qū)域煤體的沖擊危險性。

4.1.3 對工作面頂板進行預(yù)裂爆破

頂板不能及時垮落時，頂板與煤層或矸石間存在離層空間，隔斷了載荷垂直頂板向下傳遞的路徑，導(dǎo)致載荷向頂板巖梁嵌固端或觸矸端轉(zhuǎn)移，這為煤層集聚彈性變形能提供了力源。對工作面頂板進行預(yù)裂爆破，人為降低頂板破斷步距和懸頂長度，降低了頂板運動施加給煤層的動載荷，增加了頂板運動釋放頂板勢能的頻率和比重，轉(zhuǎn)移到煤層中的彈性變形能比重隨之減小，降低了煤層的靜載應(yīng)力水平。

4.2 整體失穩(wěn)型沖擊地壓防治對策

整體失穩(wěn)型沖擊地壓的本質(zhì)是彈性承載區(qū)煤體承載的載荷超出了其極限承載能力，防治此類沖擊地壓圍繞降低煤柱承載的載荷和提高其極限承載能力兩方面開展工作。

4.2.1 施工大直徑卸壓鉆孔

對于寬度較小的孤立煤體，可在工作面煤壁或兩巷回采幫實施深孔大直徑鉆孔，消除彈性承載區(qū)或促使彈性承載區(qū)往遠離采掘作業(yè)地點的方向轉(zhuǎn)移。對于寬度較大的孤立煤體，可在工作面煤壁或兩巷回采幫實施“密淺孔+稀深孔”的大直徑鉆孔施工方案，在消除孤立煤體彈性承載區(qū)的基礎(chǔ)上保留其一定的承載能力。

4.2.2 優(yōu)化工作面寬度設(shè)計

在進行開采設(shè)計時，應(yīng)考慮采空區(qū)寬度對覆巖穩(wěn)沉的影響，盡量避免留設(shè)孤島煤柱。當必須留設(shè)孤立煤體時，應(yīng)根據(jù)周邊采空區(qū)地表沉降觀測結(jié)果研究是否達到充分采動，并計算開采孤立煤體能否導(dǎo)致主關(guān)鍵層發(fā)生破斷，辨識誘發(fā)沖擊危險性發(fā)生突變的防沖關(guān)鍵工作面。在兼顧其他災(zāi)害防控和礦井生產(chǎn)條件的前提下，若采空區(qū)地表未達到充分沉降，應(yīng)盡可能增大接續(xù)工作面的寬度。

4.3 切割蠕變型沖擊地壓防治對策

4.3.1 優(yōu)化巷道層位布置

加強切割蠕變型沖擊地壓主要與巷間寬度和煤巖體的承載能力有關(guān)。為了采掘接續(xù)，將大巷布置在煤層中并增大煤巷間距雖有利于防沖，但將造成大量煤炭資源浪費。通過掘巖巷或半煤巖巷來變相增加巷道煤柱寬度或盡可能保留其完整性，可有效降低巷間煤體發(fā)生蠕變的程度和范圍，盡可能降低應(yīng)力集中程度，減小發(fā)生切割蠕變型沖擊失穩(wěn)的風(fēng)險。

4.3.2 煤柱監(jiān)測預(yù)警

巷間煤體在長期服役期間存在“應(yīng)力腐蝕”效應(yīng)，這種現(xiàn)象隨周邊采掘條件變化和斷層構(gòu)造活化等情況發(fā)生緩慢地、隱蔽性的變化。在具有沖擊危險的巷間煤柱布設(shè)應(yīng)力在線監(jiān)測或開展CT 反演等監(jiān)測預(yù)警措施，可有效掌握巷間煤體的應(yīng)力狀態(tài)，當發(fā)現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象時，及時采取卸壓解危措施。

5 結(jié)論與探討

1）通過3 起典型煤柱型沖擊地壓工程案例分析，將當前我國煤柱型沖擊地壓分為應(yīng)力疊加型沖擊地壓、整體失穩(wěn)型沖擊地壓和切割蠕變型沖擊地壓3 類。

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

3）由于我國礦井開采深度和規(guī)模愈來愈大，實際生產(chǎn)中還會遇到很多具有隱蔽性的煤柱型沖擊地壓類型，在現(xiàn)場生產(chǎn)中需要加強對這些隱蔽性煤柱型沖擊風(fēng)險的判識和防治工作。

筆者以3 類煤柱型沖擊地壓案例為背景，揭示了3 類煤柱型沖擊地壓的發(fā)生機理和防治對策。實際生產(chǎn)條件十分復(fù)雜，煤柱可簡化定義為對頂板具有一定支撐能力的、部分區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力疊加的煤體，這樣定義可將很多隱蔽性的沖擊地壓囊括進來，目的是重點研究上覆巖層載荷和煤柱自身特性對煤柱沖擊危險的影響。實際生產(chǎn)中，應(yīng)因地制宜地運用現(xiàn)有研究手段，注重對隱蔽性沖擊地壓風(fēng)險的排查、判別和防治。