王 博，姜福興，朱斯陶,，張修峰，尚曉光，顧穎詩(shī)，吳 震

(1.北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院，北京 100083; 2.山東能源集團(tuán)有限公司，山東 濟(jì)南 250014; 3.兗州煤業(yè)鄂爾多斯能化有限公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017010)

現(xiàn)階段，我國(guó)東部煤炭資源逐漸枯竭，且開(kāi)采深度逐漸增大，沖擊地壓災(zāi)害顯著增加[1-3]，山東、河南等地千米深井逐漸增多[4-7]，因此，我國(guó)煤炭資源開(kāi)采的重心逐步向西部轉(zhuǎn)移，而西部也正在形成向深部開(kāi)采的趨勢(shì)。榆林、鄂爾多斯接壤地區(qū)新開(kāi)發(fā)的呼吉爾特、納林河等礦區(qū)投建了數(shù)十座采深超過(guò)550 m的千萬(wàn)噸級(jí)礦井[8-9]，根據(jù)該地區(qū)相關(guān)開(kāi)采地質(zhì)資料可知，此類新投建的礦井均存在工作面設(shè)計(jì)寬度較大(250～400 m)、推采速度快(最大可達(dá)12 m/d)和煤層頂板存在不規(guī)則富水區(qū)等特點(diǎn)，屬于該地區(qū)典型的高強(qiáng)度重型開(kāi)采工作面。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際觀測(cè)可知，當(dāng)工作面處于高強(qiáng)度開(kāi)采狀態(tài)且過(guò)疏水區(qū)域時(shí)，已存在明顯的動(dòng)力顯現(xiàn)。因此，研究深井工作面疏水區(qū)高強(qiáng)度開(kāi)采誘發(fā)沖擊地壓的機(jī)理對(duì)該類礦井安全開(kāi)采具有重要意義。

近年來(lái)，諸多專家學(xué)者對(duì)工作面形狀、推采速度、疏水等開(kāi)采因素誘發(fā)沖擊地壓的機(jī)理進(jìn)行了大量研究。王家臣等[10]通過(guò)建立基本頂動(dòng)力斷裂失穩(wěn)的折迭突變模型，得到推進(jìn)速度的加快等同于基本頂懸臂梁加載速率的提高，增大了高強(qiáng)度開(kāi)采工作面基本頂破斷失穩(wěn)的概率;王金安等[11]通過(guò)數(shù)值模擬揭示了開(kāi)采速率對(duì)工作面圍巖應(yīng)力影響的規(guī)律，開(kāi)采速率越大，峰值應(yīng)力越大且距工作面煤壁越近;劉金海等[12]通過(guò)案例和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)分析探討了采場(chǎng)推采速度與沖擊地壓的關(guān)系，得出工作面沖擊地壓危險(xiǎn)性與采場(chǎng)推采速度具有相關(guān)性;馮龍飛等[13]運(yùn)用理論分析和微震監(jiān)測(cè)，揭示了回采速度對(duì)堅(jiān)硬頂板運(yùn)動(dòng)釋放能量的影響機(jī)制，表明堅(jiān)硬頂板破斷釋放能量與回采速度有明顯的正相關(guān)性;施龍青等[14]基于物理流變學(xué)和斷裂力學(xué)理論提出礫巖中的水流失導(dǎo)致礫巖產(chǎn)生新的斷裂從而誘發(fā)沖擊地壓;舒湊先等[8]研究了疏水過(guò)程中含水層和煤層的應(yīng)力演化規(guī)律，得出了疏水誘發(fā)巷道發(fā)生沖擊地壓的機(jī)理;李東等[15]研究了頂板富水工作面疏水之后誘發(fā)沖擊地壓的機(jī)理，認(rèn)為其應(yīng)力來(lái)源為疏水之后形成的靜應(yīng)力源與上覆巖層運(yùn)動(dòng)施加的動(dòng)應(yīng)力源。

已有研究成果或研究了采場(chǎng)推采速度對(duì)工作面沖擊危險(xiǎn)性的影響，包括巷道圍巖應(yīng)力變化和頂板能量釋放機(jī)制;或研究了疏水與沖擊地壓的關(guān)系，包括疏水過(guò)程中煤層應(yīng)力演化規(guī)律和巖層斷裂形態(tài)，對(duì)工作面沖擊地壓防治具有一定的現(xiàn)場(chǎng)指導(dǎo)意義。但針對(duì)深井富水工作面高強(qiáng)度開(kāi)采和疏水共同作用下誘發(fā)沖擊地壓的機(jī)制研究相對(duì)較少。鑒于此，筆者以鄂爾多斯某礦221上06工作面為工程背景，運(yùn)用理論分析、微震監(jiān)測(cè)等手段，研究了高強(qiáng)度(快速)推采對(duì)工作面超前支承壓力的影響，探討了深井工作面疏水區(qū)高強(qiáng)度開(kāi)采誘沖機(jī)制，以期降低相似條件礦井的沖擊危險(xiǎn)性，并為其推采速度優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)。

1 疏水區(qū)高強(qiáng)度開(kāi)采誘沖案例

1.1 鄂爾多斯某礦221上06工作面概況

鄂爾多斯某礦221上06工作面(下文簡(jiǎn)稱為06工作面)為該礦221采區(qū)南翼首采工作面，采用走向長(zhǎng)壁綜放采煤方法，傾向長(zhǎng)度300 m，煤層底板標(biāo)高:+680.0～+692.7 m，地面標(biāo)高:+1 339.4～+1 351.0 m，平均埋深660 m，平均煤厚9.02 m，煤層傾角0°～3°，平均1°，為近水平煤層，地質(zhì)構(gòu)造簡(jiǎn)單，直接頂為0.77 m厚的泥巖，基本頂為31.26 m厚的細(xì)粒砂巖，直接底為6.10 m厚的砂質(zhì)泥巖，基本底為9.25 m厚的粉砂巖。據(jù)該礦沖擊傾向性鑒定報(bào)告，2-2上煤層單軸抗壓強(qiáng)度為17.6 MPa，動(dòng)態(tài)破壞時(shí)間為155.6 ms，彈性能量指數(shù)為10.80，沖擊能量指數(shù)為1.78，綜合判定具有弱沖擊傾向性，頂板和底板均為弱沖擊傾向性。礦井安裝使用的微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)系波蘭開(kāi)發(fā)的SOS[16]，該系統(tǒng)已廣泛應(yīng)用于我國(guó)多個(gè)煤礦。

圖1 06工作面頂板砂巖富水區(qū)分布平面

據(jù)水文地質(zhì)勘探結(jié)果可知，06工作面上方距2-2上煤層頂板39.65～62.65 m，平均50.52 m處存在直羅組含水層，平均厚度110 m，富水區(qū)不均勻分布在工作面上方，共存在4處富水區(qū)，其具體編號(hào)和空間分布位置如圖1所示。工作面巷道掘進(jìn)期間已施工疏水孔提前進(jìn)行疏水工作。

1.2 工作面事故基本情況

2019-10-10夜班，06工作面正常生產(chǎn)，于19:00整SOS微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)監(jiān)測(cè)到4×105J的大能量事件(震源1)，防沖跟班人員反映現(xiàn)場(chǎng)有大煤炮聲，經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)繼續(xù)排查，發(fā)現(xiàn)工作面煤壁有明顯大片幫，工作面前方頂板大量掉渣，巷幫部分漏網(wǎng)。20:06又一次監(jiān)測(cè)到1.13×105J的大能量微震事件(震源2)，兩次事件時(shí)間間隔66 min，現(xiàn)場(chǎng)除有煤炮聲之外還存在頂板少量掉渣，經(jīng)對(duì)比工作面應(yīng)力實(shí)時(shí)在線監(jiān)測(cè)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)工作面大能量事件發(fā)生前后工作面上下兩巷應(yīng)力并沒(méi)有發(fā)生明顯變化，現(xiàn)場(chǎng)施工煤粉檢測(cè)孔鉆屑量正常。兩次大能量微震事件平面投影與剖面投影如圖2所示。

圖2 10月10日2次微震事件投影

由圖2可以看出，震源1水平方向上位于工作面前方12 m處，④號(hào)富水區(qū)邊緣，垂直方向上位于煤層上方的基本頂(細(xì)粒砂巖)中，距2-2上煤頂板27.45 m，震源2位于煤層中。經(jīng)初步分析，④號(hào)富水區(qū)水壓初始為3 MPa，疏水之后降為0.5 MPa，06工作面周期來(lái)壓步距為20 m，當(dāng)日06工作面推采速度達(dá)到7.2 m/d，因此認(rèn)為此次動(dòng)力顯現(xiàn)的主要原因?yàn)?工作面推采速度過(guò)快導(dǎo)致上覆基本頂未及時(shí)垮落，形成懸頂，造成能量積聚，同時(shí)由于上覆存在④號(hào)富水區(qū)，疏水之后，富水區(qū)附近形成應(yīng)力集中，促使基本頂上方所受應(yīng)力更大，加速了基本頂?shù)臄嗔?，產(chǎn)生大能量事件。另一方面，懸頂積聚的能量不能快速釋放儲(chǔ)存于前方煤體中，工作面煤體受超前支承壓力和疏水轉(zhuǎn)移應(yīng)力疊加影響超出其自身強(qiáng)度致使煤體發(fā)生破壞，產(chǎn)生裂縫并釋放能量，誘發(fā)工作面發(fā)生煤壁大片幫等沖擊現(xiàn)象。

2 疏水區(qū)高強(qiáng)度開(kāi)采誘發(fā)工作面沖擊地壓機(jī)制

陜蒙接壤礦區(qū)新建的數(shù)十座采深超過(guò)550 m的千萬(wàn)噸級(jí)礦井，設(shè)計(jì)開(kāi)采初期未考慮沖擊地壓因素，為滿足生產(chǎn)需求，其借鑒已規(guī)模化生產(chǎn)的淺部礦井設(shè)計(jì)的工作面推采速度過(guò)大(最高可達(dá)12 m/d)，同時(shí)煤層上部頂板均存在不規(guī)則富水區(qū)，為避免工作面推采過(guò)程中出現(xiàn)頂板突水災(zāi)害和減少工作面準(zhǔn)備時(shí)間，在工作面掘進(jìn)期間即進(jìn)行疏水工作，因此當(dāng)回采時(shí)，相當(dāng)于富水區(qū)域開(kāi)采了1個(gè)“類解放層”[15]，疏水區(qū)域內(nèi)應(yīng)力降低，邊緣處出現(xiàn)應(yīng)力升高。綜上，該類深井工作面處于疏水和高強(qiáng)度開(kāi)采共同條件下，增加了發(fā)生沖擊地壓的可能性，需要綜合探究疏水和推采速度對(duì)工作面支承壓力的影響。

2.1 疏水對(duì)工作面支承壓力的影響

煤層頂板存在富水區(qū)的工作面開(kāi)采過(guò)程中將會(huì)面臨突水潰砂等頂板水害威脅[9]，為保證工作面的安全高效開(kāi)采，在工作面回采前即進(jìn)行頂板的疏水工作?，F(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和相關(guān)研究表明[8,15]，富水區(qū)疏水后，將會(huì)引起煤層及頂板原巖應(yīng)力的重新分布，形成增壓區(qū)和卸壓區(qū)，即疏水區(qū)域內(nèi)煤層及頂板應(yīng)力降低，區(qū)域邊緣出現(xiàn)應(yīng)力集中，影響范圍之外為原巖應(yīng)力。如圖3所示，相較于開(kāi)采而言，疏水之后雖然含水層對(duì)其上部巖層的支撐作用也會(huì)降低，但其仍存在一定的支撐能力，且含水層上覆巖層會(huì)出現(xiàn)裂縫帶，但不會(huì)像開(kāi)采一樣出現(xiàn)冒落帶，處于全懸頂狀態(tài)。

圖3 富水區(qū)疏水前后應(yīng)力演化規(guī)律

為反映一般規(guī)律，假設(shè)疏水前后區(qū)域內(nèi)水位、水壓均勻一致，富水區(qū)可視為等效的彈簧，對(duì)上覆巖層起支撐反力，疏水前后彈性系數(shù)由k1降為k2。為研究富水區(qū)疏水前后對(duì)下方煤層和頂板應(yīng)力分布的影響，沿工作面走向作剖面，建立相應(yīng)疏水后支承壓力估算力學(xué)模型，如圖4所示。圖4中，原點(diǎn)O為富水區(qū)的中心;h1為地表至含水層頂部的距離;h2為含水層頂部至煤層的距離;d為富水區(qū)走向?qū)挾?α為疏水之后富水區(qū)上覆巖層的移動(dòng)角，A和B區(qū)域面積相等?？梢哉J(rèn)為疏水后向兩側(cè)轉(zhuǎn)移的應(yīng)力相同，故只對(duì)B側(cè)的轉(zhuǎn)移應(yīng)力進(jìn)行研究。

疏水前后富水區(qū)對(duì)上覆巖層的支承反力表示為

σ1=k1ε=γh1σ2=k2ε=nγh1

(1)

其中，n為疏水卸壓系數(shù)，且0

圖4 疏水后支承壓力估算力學(xué)模型

B區(qū)域向右側(cè)傳遞的重量QB可表示為

(2)

假設(shè)應(yīng)力傳遞至下方煤巖體接近為等腰三角形分布[17]，則B區(qū)域向右側(cè)傳遞的應(yīng)力σB為

(3)

其中，x1為轉(zhuǎn)移應(yīng)力距富水區(qū)中心的距離。B區(qū)域傳遞應(yīng)力峰值σBmax可表示為

(4)

疏水之后工作面受到來(lái)自上覆巖層的自重應(yīng)力在富水區(qū)下方，富水區(qū)邊緣與較遠(yuǎn)區(qū)域有顯著差別，可表示為

(5)

綜合式(1)～(5)可得疏水引起的煤層支承壓力分布函數(shù)為

(6)

由式(6)可知，疏水導(dǎo)致的應(yīng)力集中程度與富水區(qū)疏放程度有關(guān)。根據(jù)研究[9,18]和現(xiàn)場(chǎng)水壓觀測(cè)可知:隨著疏水工作的進(jìn)行，富水區(qū)水壓逐步降低至可安全回采標(biāo)準(zhǔn)(即不會(huì)引起工作面突水等水害)，且趨于穩(wěn)定。表明疏水引起的應(yīng)力集中程度在工作面開(kāi)采時(shí)已趨于穩(wěn)定，形成增壓區(qū)與卸壓區(qū)，是煤層及其頂板的靜應(yīng)力源。

2.2 推采速度對(duì)支承壓力的影響

煤層開(kāi)采過(guò)程中一個(gè)基本頂垮落周期內(nèi)，大采高(包括綜采和綜放)工作面單位時(shí)間的快速推進(jìn)，導(dǎo)致后方采空區(qū)活動(dòng)空間較為充足，而頂板的冒落、圍巖變形和裂隙的擴(kuò)展均存在一定的時(shí)間效應(yīng)。同一推采長(zhǎng)度下推采時(shí)間的減少導(dǎo)致頂板垮落不充分，當(dāng)基本頂為厚硬巖層而直接頂為薄軟巖層時(shí)，雖然基本頂處于垮落帶內(nèi)，但由于其本身的強(qiáng)度會(huì)形成大面積懸頂，且與上一周期斷裂的基本頂形成巖梁結(jié)構(gòu)，如圖5所示。圖中，q1為支承壓力峰值;q為基本頂上方的均布載荷(為便于計(jì)算，其包含基本頂自重);s為懸頂長(zhǎng)度;l為支承壓力影響范圍。

圖5 快速推采后支承壓力分布特征

為研究推采速度對(duì)工作面超前支承壓力的影響，建立相應(yīng)的力學(xué)模型。由于一切情況不沿y方向變化，因此巖梁的形變和應(yīng)力都只是x的函數(shù)，為了簡(jiǎn)化工程計(jì)算，假設(shè)應(yīng)力曲線呈分段線性分布，沿工作面走向做剖面取單位寬度的巖梁來(lái)考慮。左側(cè)為上一周期斷裂的基本頂巖塊，右端部分懸頂，部分處于超前段完好的頂板和煤層夾持作用下，煤層與薄弱直接頂對(duì)基本頂起彈性支撐作用，如圖6(a)所示。圖中,l0和q0分別為綜采支架的控頂距和支護(hù)強(qiáng)度;l1為支承壓力峰值距工作面煤壁的距離;l2為支承壓力峰值距影響范圍邊緣距離，l1+l2=l;m為基本頂厚度;s1為左側(cè)巖塊長(zhǎng)度;G和G1分別為左側(cè)兩巖塊的重量;β為左側(cè)巖塊回轉(zhuǎn)角，將巖梁從鉸接處分離，分為2段，因超前影響范圍之外的煤巖體基本不受影響，故只考慮左側(cè)巖塊和右側(cè)超前支承壓力影響范圍內(nèi)的煤巖體，如圖6(b)所示，其中，T和F分別為鉸接處的推壓力和摩擦力，且F=fT，f為鉸接處的摩擦因數(shù)。

圖6 超前支承壓力估算力學(xué)模型

假設(shè)C點(diǎn)不動(dòng)，根據(jù)左側(cè)巖塊的平衡條件得

(7)

其中，G1=γms1。一般情況下，巖塊的沉降值遠(yuǎn)小于巖塊的長(zhǎng)度，此時(shí)，tanβ≈0。將F=fT代入式(7)，可計(jì)算得

(8)

假定工作面勻速向前推進(jìn)，且基本頂是否充分垮落僅與推采時(shí)間有關(guān)，則基本頂上一次垮落完成后至工作面煤壁的懸頂長(zhǎng)度s由此階段內(nèi)的推采速度v和推采時(shí)間t共同決定，可近似表示為

s=vt

(9)

此時(shí)，懸頂長(zhǎng)度s上覆巖層質(zhì)量向采空區(qū)和工作面前方轉(zhuǎn)移，根據(jù)采掘前后應(yīng)力平衡原則有

(10)

可求得峰值應(yīng)力q1為

(11)

文獻(xiàn)[19-21]采用數(shù)值模擬研究了同一推采長(zhǎng)度下不同推采速度的頂板變形量，表明隨著推采時(shí)間t的減少(推采速度大)，基本頂下沉?xí)r間越短，懸臂梁頂板下沉量越小，導(dǎo)致超前影響范圍較小，峰值應(yīng)力較大，存在明顯的時(shí)間效應(yīng)。因此一個(gè)基本頂垮落周期內(nèi)，同一推采長(zhǎng)度s條件下，雖然向工作面前方轉(zhuǎn)移的總應(yīng)力相同，但推采速度越大，基本頂下沉?xí)r間越短，超前影響范圍越小，峰值應(yīng)力越大，反之亦然。根據(jù)式(11)可得回采引起的超前支承壓力分布函數(shù):

(12)

文獻(xiàn)[11,13]表明隨著推采速度的增加，超前支承壓力影響范圍l不斷減小，峰值位置l1不斷接近煤壁。由于原巖應(yīng)力q為固定值，因此同一推采時(shí)間下超前支承壓力峰值大小與推采速度v呈正相關(guān)關(guān)系，v越大，則超前支承壓力峰值q1越大。

根據(jù)彈性力學(xué)理論，梁純彎曲時(shí)，其單位寬度梁截面彎矩M(x)分別表達(dá)為

當(dāng)x≤l1時(shí):

M(x)=T(s+x)+F(s+x)+

(13)

當(dāng)l1≤x≤l2時(shí):

(14)

式中，N1和N2分別為l1和l2區(qū)域內(nèi)單位長(zhǎng)度煤體的反向彈性支撐載荷。

對(duì)式(13)進(jìn)行積分，于是有

(15)

(16)

式中，z′為巖梁的橫截面繞中性軸轉(zhuǎn)動(dòng)的轉(zhuǎn)角;z為巖梁軸線的撓度;a和b為未知常量;E為巖梁的彈性模量;I為巖梁界面的慣性矩，I=m3/12。

理論上可以假定煤壁上方截面的中點(diǎn)不移動(dòng)，該點(diǎn)的水平線段不轉(zhuǎn)動(dòng)，那么認(rèn)為巖梁在煤壁上方的轉(zhuǎn)角及撓度均為0，即

(17)

綜合式(7)～(17)，可以求得巖梁軸線(x≤l1時(shí))的撓度方程為

(18)

煤層與薄弱直接頂可以視為等效的彈性地基，對(duì)基本頂起彈性支撐作用，在垂直方向上與基本頂處于協(xié)同變形狀態(tài)，整個(gè)煤巖系統(tǒng)沖擊失穩(wěn)前保持相對(duì)穩(wěn)定。當(dāng)x=l1時(shí)基本頂撓度記為w，代入式(17)可得

(19)

分析得到的w物理意義為工作面開(kāi)采過(guò)程中超前支承壓力峰值處煤層頂板在垂直方向的變形量，由式(19)可以看出，基本頂?shù)膿锨冃闻c工作面的推采速度和推采時(shí)間呈正相關(guān)關(guān)系，在推采時(shí)間一定的情況下推采速度越快，相應(yīng)位置頂板變形量越大，其同樣反映了工作面兩條巷道相應(yīng)位置的圍巖變形量。

梁在x截面的彎曲彈性能U(x)可表示為

(20)

據(jù)王家臣等[10,13]研究可知，同一推采時(shí)間下，隨著推采速度的提高，基本頂斷裂前煤巖體積聚的彈性能越多，圍巖加載速率增大，變形速率增加。當(dāng)圍巖變形量過(guò)大和變形速率過(guò)快時(shí)，易破壞支護(hù)，當(dāng)遇到地質(zhì)構(gòu)造或其他應(yīng)力異常區(qū)域時(shí)很容易誘發(fā)沖擊地壓的發(fā)生。因此，需定量分析同一推采時(shí)間t下超前支承壓力峰值處對(duì)應(yīng)的頂板變形量、彎矩和彎曲彈性能隨推采速度v的變化關(guān)系。本文采用離散化計(jì)算方法，即求得支承壓力峰值處單點(diǎn)應(yīng)力、基本頂撓曲變形、彎矩和彎曲彈性能。

取參數(shù)如下:q=16.5 MPa，t=3 d，γ=25 kN/m3，s1=20 m，f=0.1，l=60 m，l1=15 m，l2=45 m，N1=17.6 MPa，l0=2 m，q0=1.5 MPa，m=31 m，E=33 GPa，回采速度v為2.4～9.6 m/d。將參數(shù)代入式(11),(19),(20)中，可得不同回采速度下峰值應(yīng)力、基本頂撓曲變形、彎矩和彎曲彈性能變化曲線，如圖7,8所示。

圖7 不同推采速度下峰值處應(yīng)力與撓曲變形曲線

圖8 不同回采速度下峰值處彎矩與彈性能變化曲線

可以看出，工作面推采過(guò)程中一個(gè)基本頂垮落周期內(nèi)，同一推采時(shí)間下推采速度越快，超前支承壓力峰值越大，峰值位置處基本頂撓曲變形量越大，彎矩越大，斷裂前積聚的彎曲彈性能越多，沖擊可能性相應(yīng)增大。

2.3 疏水區(qū)高強(qiáng)度開(kāi)采致沖機(jī)制

頂板富水工作面向前推采過(guò)程中，煤體某一點(diǎn)M所處區(qū)域不同，其垂直應(yīng)力大小也不同。存在以下幾個(gè)典型狀態(tài):① 受自重應(yīng)力和推采速度增壓的影響;② 處于富水區(qū)下方，受自重應(yīng)力、疏水的卸壓和推采速度增壓的影響;③ 在富水區(qū)邊緣，受自重應(yīng)力、疏水的增壓和推采速度增壓的影響。其垂直應(yīng)力可近似表示為

σM=q+[q(x)-q]+[σS(x1)-q]=

q(x)+σS(x1)-q

(21)

其中，σM為M點(diǎn)的垂直應(yīng)力;x為M點(diǎn)距工作面煤壁的水平距離;x1為M點(diǎn)距富水區(qū)中心的水平距離。

為評(píng)價(jià)M點(diǎn)的沖擊危險(xiǎn)性，引入沖擊危險(xiǎn)性評(píng)價(jià)指數(shù)Ic[22]，為M點(diǎn)的垂直應(yīng)力與煤巖體的單軸抗壓強(qiáng)度之比，可表示為

(22)

式中，[σc]為煤巖體的單軸抗壓強(qiáng)度。沖擊地壓危險(xiǎn)性等級(jí)劃分見(jiàn)表1。

表1 Ic與沖擊地壓危險(xiǎn)性的關(guān)系[22-23]

由式(21),(22)可知，M點(diǎn)的垂直應(yīng)力與工作面的推采速度和疏水程度有關(guān)，當(dāng)其處于疏水增壓和推采速度增壓兩個(gè)因素共同影響下，很容易達(dá)到誘發(fā)沖擊地壓的應(yīng)力條件。

上述分析表明，深井工作面頂板疏水區(qū)高強(qiáng)度開(kāi)采致沖機(jī)制為:工作面推采過(guò)程中，同一推采時(shí)間下推采速度越快，基本頂懸頂距越長(zhǎng)，斷裂前積聚的彈性能越多，超前支承壓力峰值越大，峰值位置不斷接近煤壁，相應(yīng)位置巷道圍巖變形速率越快，當(dāng)經(jīng)過(guò)疏水形成的增壓區(qū)時(shí)，應(yīng)力疊加易超過(guò)發(fā)生沖擊地壓的臨界值，能量釋放促使工作面煤壁發(fā)生沖擊。

3 頂板疏水區(qū)高強(qiáng)度開(kāi)采沖擊地壓防治技術(shù)

工作面正式回采前需將富水區(qū)水壓疏放至可安全回采標(biāo)準(zhǔn)，已在工作面前方形成了卸壓區(qū)和增壓區(qū)。為避免“強(qiáng)擾動(dòng)-疏水”共同作用下誘發(fā)沖擊地壓的發(fā)生，需對(duì)疏水引起的增壓區(qū)提前采取針對(duì)性的防治措施，并對(duì)工作面經(jīng)過(guò)疏水區(qū)域前后的推采速度進(jìn)行動(dòng)態(tài)調(diào)控以控制開(kāi)采擾動(dòng)。

3.1 疏水增壓區(qū)的防治措施

(1)加密增壓區(qū)的卸壓鉆孔。工作面回采前，已對(duì)劃分的沖擊地壓危險(xiǎn)區(qū)施工了大直徑預(yù)卸壓鉆孔，但仍需根據(jù)地質(zhì)探測(cè)資料確定的富水區(qū)邊緣超前100 m對(duì)卸壓鉆孔進(jìn)行加密布置，保證巷道圍巖處于低應(yīng)力狀態(tài)。

(2)增壓區(qū)預(yù)斷頂。為降低工作面過(guò)疏水增壓區(qū)時(shí)基本頂?shù)膽翼攲?duì)工作面的影響，在工作面兩條巷道富水區(qū)邊緣前后50 m范圍內(nèi)進(jìn)行水壓致裂或爆破致裂預(yù)斷頂。

(3)超前補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)。為減緩圍巖變形速率、減小圍巖變形量，在富水區(qū)域邊緣超前100 m范圍內(nèi)對(duì)巷道幫部和頂板進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，并各增設(shè)一排單元支架，提高超前被動(dòng)支護(hù)強(qiáng)度。

(4)加強(qiáng)監(jiān)測(cè)。針對(duì)疏水形成的增壓區(qū)，在富水區(qū)邊緣前后100 m范圍內(nèi)將應(yīng)力測(cè)點(diǎn)組間距由25 m變更至20 m，增加測(cè)點(diǎn)數(shù)，并在此區(qū)域提高鉆屑量檢測(cè)頻率，同時(shí)結(jié)合微震監(jiān)測(cè)進(jìn)行預(yù)警，有任一指標(biāo)預(yù)警則及時(shí)停止回采并進(jìn)行解危。

(5)加強(qiáng)面內(nèi)防護(hù)。工作面推采至增壓區(qū)時(shí)降低推采速度，減小疏水增壓區(qū)工作面煤壁沖擊的可能性，且液壓支架提前伸出護(hù)幫板控制頂板，并采取超前拉架、在支架立柱上掛柔性擋矸網(wǎng)等方法加強(qiáng)工作面面內(nèi)防護(hù)。

3.2 疏水影響區(qū)域推采速度的動(dòng)態(tài)調(diào)控

降低推采速度可以降低超前支承壓力的峰值，減少基本頂?shù)膽翼斁?，為巖層的能量釋放提供預(yù)留時(shí)間，降低圍巖變形速率，但一味的降低推采速度會(huì)造成經(jīng)濟(jì)的巨大損失。為兼顧社會(huì)的資源使用、企業(yè)的經(jīng)濟(jì)發(fā)展和礦井的安全生產(chǎn)，可在疏水影響區(qū)域進(jìn)行推采速度的動(dòng)態(tài)調(diào)控。

工作面回采時(shí)，可根據(jù)其在正常區(qū)域(無(wú)斷層、無(wú)富水區(qū)等應(yīng)力異常區(qū)域)的回采情況，通過(guò)微震的統(tǒng)計(jì)曲線和理論計(jì)算確定來(lái)壓步距和初步合理的推采速度。當(dāng)工作面推采至疏水形成的增壓區(qū)時(shí)，降低推采速度，確保應(yīng)力峰值達(dá)不到誘發(fā)沖擊的條件;當(dāng)工作面推采至疏水形成的卸壓區(qū)時(shí)，可適當(dāng)增加推采速度，但需保證疊加應(yīng)力達(dá)不到發(fā)生沖擊的臨界值。

4 工程應(yīng)用

4.1 疏水影響區(qū)域應(yīng)力計(jì)算

根據(jù)鄂爾多斯某礦221上06工作面實(shí)際情況，取埋深H=660 m，γ=25 kN/m3，快速回采速度v=7.2 m/d，回采時(shí)間t=3 d(根據(jù)工作面來(lái)壓步距為20 m反推而得)，左側(cè)巖塊長(zhǎng)度s1=20 m，鉸接處的摩擦因數(shù)f=0.1，支承壓力影響范圍l=60 m，支承壓力峰值距煤壁的距離l1=15 m(l和l1由實(shí)測(cè)得到)，煤壁到峰值區(qū)域內(nèi)單位長(zhǎng)度煤體的反向彈性支撐載荷N1=17.6 MPa，綜采支架的控頂距l(xiāng)0=2 m，支護(hù)強(qiáng)度q0=1.5 MPa，基本頂厚度m=31 m，彈性模量E=33 GPa，地表至含水層頂部的距離h1=500 m，含水層頂部至煤層的距離h2=160 m，④號(hào)富水區(qū)窄區(qū)域平均寬度d1=80 m，寬區(qū)域平均寬度d2=260 m，疏水之后富水區(qū)上覆巖層的斷裂角α=86°，疏水卸壓系數(shù)n=0.8(富水區(qū)水壓初始為3 MPa，疏水之后降為0.5 MPa，卸壓值約為含水層原巖應(yīng)力的20%，故取n=1-0.2=0.8)，煤體單軸抗壓強(qiáng)度[σc]=17.6 MPa。將參數(shù)代入式(11)可得高速推采下超前支承峰值q1=26.2 MPa，代入式(6)可得疏水之后的應(yīng)力分布曲線如圖9所示。由圖9可以看出，疏水之后應(yīng)力影響范圍約35 m，峰值距富水區(qū)邊緣約17.5 m，④號(hào)富水區(qū)窄區(qū)域應(yīng)力峰值為33.4 MPa，④號(hào)富水區(qū)寬區(qū)域應(yīng)力峰值為46.3 MPa。

圖9 ④號(hào)富水區(qū)疏水之后應(yīng)力分布曲線

4.2 沖擊危險(xiǎn)性分析

當(dāng)工作面僅快速推進(jìn)時(shí)，應(yīng)力峰值為σMmax1=26.2 MPa，沖擊危險(xiǎn)性指數(shù)Ic=26.2/17.6=1.49，判定為弱偏無(wú)沖擊危險(xiǎn)性。當(dāng)工作面快速推進(jìn)至疏水增壓區(qū)時(shí)，應(yīng)力峰值σMmax2=26.2+33.4-16.5=43.1 MPa，Ic=2.45，σMmax3=26.2+46.3-16.5=56.0 MPa，Ic=3.18，綜合判定為強(qiáng)沖擊危險(xiǎn)。當(dāng)快速推進(jìn)至疏水卸壓區(qū)時(shí)，σMmax4=26.2+14-16.5=23.7 MPa，Ic=1.35，判定為無(wú)沖擊危險(xiǎn)性。由此可見(jiàn)，當(dāng)工作面快速推進(jìn)至疏水形成的增壓區(qū)時(shí)，很容易誘發(fā)沖擊，與現(xiàn)場(chǎng)10月10日發(fā)生沖擊顯現(xiàn)的位置相吻合。

4.3 微震監(jiān)測(cè)分析

圖10為2019-09-01—10-23，221上06工作面日進(jìn)尺與每日微震能量變化關(guān)系圖。圖11為期間221上06工作面4次方以上能量事件投影圖?？梢钥闯?，9月1日至19日工作面推采I區(qū)域，其部分處于富水區(qū)下方，部分處于窄區(qū)域疏水影響范圍之外，隨著回采速度的提升微震能量變化不大。9月10日至18日工作面推采II區(qū)域，其部分處于富水區(qū)下方，部分處于窄區(qū)域疏水增壓區(qū)之內(nèi)，當(dāng)工作面快速回采時(shí)微震能量相較I區(qū)域明顯增加。9月19日至10月4日工作面推采III區(qū)域，其基本全處于富水區(qū)下方，盡管期間推采速度較快(最大8.8 m/d)但微震能量依然很小。10月5日至14日工作面推采IV區(qū)域，大部分區(qū)域處于疏水增壓區(qū)，此時(shí)推采速度過(guò)快造成了微震單日最大能量和微震總能量顯著增加。圖11中紅色框線為工作面進(jìn)尺，可以看出微震事件多集中于疏水形成的增壓區(qū)內(nèi)，證明工作面推進(jìn)至該區(qū)域煤體上方集中程度較高。因此導(dǎo)致了10月10日工作面發(fā)生沖擊地壓顯現(xiàn)。

圖10 221上06工作面日進(jìn)尺與微震能量變化曲線

圖11 221上06工作面4次方以上微震事件平面投影

4.4 推采速度動(dòng)態(tài)調(diào)控

(1)正常回采期間(即無(wú)疏水區(qū)影響)推采速度分析。①號(hào)和②號(hào)富水區(qū)之間存在不受疏水影響的區(qū)域(圖11)，根據(jù)式(11),(21),(22)，取Ic=1.5，進(jìn)行正常區(qū)域回采速度的理論反推，可得，在此區(qū)域推采速度v≤7.2 m/d時(shí)，煤體應(yīng)力均達(dá)不到發(fā)生沖擊的臨界值。圖12(a)為此區(qū)域推采速度與日微震能量關(guān)系曲線?？梢钥闯觯?dāng)工作面推采速度小于7.2 m/d時(shí)，隨著推采速度的提高平均能量和最大能量均緩慢增加，而當(dāng)推采速度大于7.2 m/d時(shí)，對(duì)應(yīng)的平均能量和最大能量大幅度增加。綜合可知，當(dāng)回采正常區(qū)域時(shí)，合理的推采速度為v≤7.2 m/d。

圖12 推采速度與日微震能量關(guān)系曲線

(2)回采疏水卸壓區(qū)時(shí)推采速度分析。④號(hào)富水區(qū)III區(qū)域基本均處于疏水卸壓區(qū)(圖11)，根據(jù)式(11),(21),(22)，取Ic=1.5，進(jìn)行疏水卸壓區(qū)回采速度的理論反推，可得，在此區(qū)域推采速度v≤8.8 m/d時(shí)，煤體應(yīng)力均達(dá)不到發(fā)生沖擊的臨界值。根據(jù)圖10所示日進(jìn)尺與微震能量的變化曲線可知，當(dāng)回采疏水卸壓區(qū)(III)時(shí)，推采速度最大達(dá)到8.8 m/d，但日最大能量和日微震總能量依然很小，達(dá)不到微震預(yù)警的條件。因此，當(dāng)回采疏水卸壓區(qū)時(shí)，合理的推采速度為v≤8.8 m/d。

(3)回采疏水增壓區(qū)時(shí)推采速度分析。當(dāng)富水區(qū)范圍較大時(shí)，其疏水之后增壓區(qū)最大峰值已超過(guò)發(fā)生沖擊的臨界值，④號(hào)富水區(qū)的寬區(qū)域疏水增壓區(qū)已具有強(qiáng)沖擊危險(xiǎn)性。因此開(kāi)采此類區(qū)域前預(yù)先采取了卸壓和加強(qiáng)支護(hù)等措施。

表2為增壓區(qū)推采速度取樣樣本，圖12(b)為增壓區(qū)推采速度與日微震能量關(guān)系曲線?？梢钥闯?，采取卸壓措施之后，推采速度小于4.8 m/d微震釋放能量較少，達(dá)不到微震預(yù)警的條件，超出4.8 m/d之后，微震能量急劇增加。根據(jù)微震監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可知，當(dāng)回采疏水增壓區(qū)時(shí)，提前采取卸壓措施并進(jìn)行加強(qiáng)支護(hù)之后合理的推采速度為v≤4.8 m/d。

表2 增壓區(qū)推采速度取樣樣本

綜上，得到回采不同區(qū)域的推采速度臨界值，見(jiàn)表3。

表3 回采不同區(qū)域的推采速度

5 結(jié) 論

(1)通過(guò)建立疏水后工作面支承壓力估算力學(xué)模型，研究了富水區(qū)疏水前后應(yīng)力演化規(guī)律，即疏水引起的應(yīng)力集中程度在工作面開(kāi)采時(shí)已趨于穩(wěn)定，形成增壓區(qū)與卸壓區(qū)，是煤層及其頂板的靜應(yīng)力源。

(2)通過(guò)建立高強(qiáng)度開(kāi)采支承壓力分布模型，研究了推采速度對(duì)工作面超前支承壓力的影響，得到同一推采時(shí)間下推采速度越快，基本頂懸頂距越長(zhǎng)，斷裂前積聚的彈性能越多，超前支承壓力峰值距煤壁越近，峰值越大，相應(yīng)位置巷道圍巖變形速率越快。

(3)綜合分析了疏水及高強(qiáng)度開(kāi)采對(duì)工作面應(yīng)力分布規(guī)律的影響，揭示了深井工作面頂板疏水區(qū)高強(qiáng)度開(kāi)采下沖擊發(fā)生機(jī)理，當(dāng)工作面快速推采經(jīng)過(guò)疏水形成的增壓區(qū)時(shí)，應(yīng)力疊加易超過(guò)發(fā)生沖擊地壓的臨界值，能量釋放促使工作面煤壁發(fā)生沖擊。

(4)提出了疏水區(qū)域前后推采速度動(dòng)態(tài)調(diào)控的防沖方法，將研究成果應(yīng)用于某礦工作面開(kāi)采期間疏水區(qū)域沖擊地壓防治，通過(guò)計(jì)算工作面疏水影響區(qū)域應(yīng)力分布分析了其沖擊危險(xiǎn)性，基于微震監(jiān)測(cè)制定了工作面的合理推采速度，保證了工作面的安全開(kāi)采。研究成果對(duì)于陜蒙礦區(qū)深井富水工作面開(kāi)采期間沖擊防治及推采速度確定具有一定借鑒意義。