煤礦深部開采沖擊地壓監測解危關鍵技術研究

譚云亮，郭偉耀，辛恒奇，趙同彬，于鳳海，劉學生

(1.山東科技大學 礦山災害預防控制省部共建國家重點實驗室培育基地，山東 青島 266590; 2.山東科技大學 礦業與安全工程學院，山東 青島 266590; 3.山東能源新汶礦業集團有限責任公司，山東 泰安 271233)

沖擊地壓指井巷或工作面周圍煤巖體，由于彈性變形能的瞬時釋放而產生突然劇烈破壞的動力現象，常伴有煤巖體拋出、巨響及氣浪等，具有很強的破壞性[1-4]。隨著我國煤礦開采強度和開采深度不斷增加，沖擊地壓災害已經成為威脅煤礦安全生產的重大災害之一[5-6]。據不完全統計，全國沖擊地壓礦井數量由1985年的32個增加到現在的180多個，其中近50個礦井開采深度達到或超過1 000 m[7-8]，沖擊地壓發生頻率和烈度均有顯著增加。

煤層開采達到一定深度后，一方面，煤巖體性質將由彈脆性向黏彈塑性轉變，使得能量積聚方式由線彈性轉變為黏彈非線性，尤其是深部高圍壓下煤巖積聚的能量遠高于淺部[5,9];另一方面，煤巖體能量釋放方式向非線性轉變，此時能量釋放無法通過一次性卸壓來完成，需多次甚至持續性卸壓讓黏彈性變形能釋放。當開挖卸荷尺度過大時，易導致積聚的高彈性能突發性釋放，如“蠕變型”沖擊地壓便是深部開采沖擊地壓的一種形式[10]。特別是當上覆厚層堅硬頂板斷裂、斷層活化等產生動載作用于積聚高能量的采掘圍巖時，極易造成強沖擊[7,11]。因此，深部沖擊地壓監測防治難度更大，必須針對“深部”的特點開展沖擊地壓監測預警與卸壓解危研究。

針對煤炭沖擊地壓發生與防治機理問題，部分學者圍繞深應力場和能量場的動態演化開展研究，并引入非線性理論、損傷理論、斷裂力學理論等建立了煤巖沖擊失穩模型[12-16]。在煤巖沖擊傾向性研究方面，大家逐漸認同以煤巖組合體力學特性為依據的沖擊傾向性評價方法[17-22]。沖擊地壓監測預警是沖擊地壓防治的基礎，鉆屑、應力監測、聲發射、電磁輻射、微震、震動波CT等監測技術和設備已取得了長足發展[23-29]，對沖擊地壓監測預警起到了積極作用。由于深部開采沖擊地壓復雜性，采用多參量聯合監測成為預測預警的發展方向[7,30-32]。關于沖擊地壓卸壓解危，可從兩個方面入手，一是通過改變煤巖體結構和物理力學性能，減小煤層沖擊傾向性;二是降低靜載應力集中程度，使高應力區域向煤壁深部轉移。常用卸壓解危技術包括開采保護層、無煤柱開采、煤層注水、大直徑鉆孔、斷頂爆破等[33-42]，這些技術可有效降低采掘空間附近圍巖區域應力集中程度。

與淺部開采相比，深部開采沖擊地壓成因及其防治更為復雜，主要體現在:一是高地應力，煤巖積聚能量及破壞釋能模式發生變化，常規的沖擊傾向性指標體系無法完全滿足深部煤層沖擊傾向性評價;二是以深部開采沖擊地壓類型為導向的多參量聯合監測預警方法和卸壓解危技術體系尚未建立起來，以及在鉆孔過程中可能會發生沖擊地壓。針對深部開采沖擊地壓防治難題，研究深部應變型、斷層滑移型和堅硬頂板型3類沖擊地壓的致災機理，建立與沖擊地壓類型相適應的煤巖沖擊傾向性評價體系，提出以深部開采沖擊地壓類型為導向的監測預警及組合式卸壓解危方法，以及研發鉆孔施工與監測預警同步化技術，以期為深部開采條件下沖擊地壓的監測解危研究提供理論及技術參考。

1 深部開采沖擊地壓致災機理及類型

根據深部煤巖體賦存環境、力學性質和沖擊地壓主要影響因素[5-6]，也可將深部開采沖擊地壓分為應變型、斷層滑移型和堅硬頂板型3類，但其致災機理與淺部煤巖具有很大不同。

圖1 流變試驗結果及深部圍巖非線性黏彈塑性本構模型Fig.1 Rheological test results and nonlinear visco-elastoplastic constitutive model

1.1 深部應變型

煤巖體在深部高應力作用下將發生脆-延轉化，表現為持續的強流變性，可視為黏彈塑性介質[5]。深部采掘工程擾動后，采掘空間附近圍巖應力重新分布，在高應力作用下發生黏彈性或黏彈塑性流變，基于Kelvin，Burgers等模型[43]，結合室內不同應力水平下砂巖的分級流變試驗結果，構建深部圍巖非線性黏彈塑性本構模型，具體如圖1所示，其中曲線b，c的表達式分別為

σs1≤σ0≤σs2(1)

式中，t為流變時間;σ0為模型總應力;σs1，σs2為模型塑性參數;E1，E2為模型彈性參數;η1，η2，η3為模型黏性參數;n為流變指數，大于1的整數。

圖2 流變數值模型及不同流變時間下支承壓力演化規律Fig.2 Creep numerical model and abutment stress evolution law under different creep time

采掘擾動后圍巖積聚能量主要表現為2個特征:一是在礦山壓力作用下圍巖應力重新分布，圍巖內能量積聚明顯大于能量釋放與耗散之和，造成圍巖破壞;二是破壞圍巖積聚的彈性應變能緩慢釋放并驅動圍巖深部產生塑性變形，到一定圍巖深度后受高應力作用，這一過程到一定深度后會受到阻礙[10]，造成此區域應力集中不斷增大。參考文獻[44]的模擬方法，建立了如圖2(a)所示的流變數值模型，研究不同流變時間作用下煤壁的支承壓力演化規律，結果如圖2(b)所示。隨著流變時間增加，支承壓力峰值向圍巖深部轉移到一定深度后受到阻礙，且支承壓力峰值逐漸增大，如當流變時間從0.1 a增大道0.5 a時，最大應力集中系數從1.4大到1.6。

根據上述結果，可將深部應變型沖擊地壓的發生機制描述為:深部開采巷道圍巖在采掘擾動下圍巖應力重新分布，圍巖破壞深度逐漸增大直至穩定后，在高應力作用下應力集中程度不斷增大，甚至進入流變狀態，結合圖1可知，此時圍巖的應變會呈非線性快速增大，即積聚的能量會快速增多，當圍巖積聚的能量大于其釋放能量與耗散能量之和時，就會發生深部應變型沖擊地壓，具體如圖3所示。

圖3 深部應變型沖擊地壓發生機制Fig.3 Occurrence mechanism of deep strain rock burst

1.2 深部堅硬頂板型

隨著開采深度增加，不僅煤體積聚的彈性應變能增多，且由于堅硬頂板的厚度及懸頂長度增加，其積聚的彎曲變形能也呈快速增加趨勢。參考文獻[45]的模擬方法，建立了如圖4所示的FLAC3D巖梁數值模型，研究巖梁長度及厚度對巖梁能量積聚的演化規律，結果如圖5所示。巖梁積聚能量隨著巖梁長度或厚度的增大而呈非線性增大趨勢，當巖梁長度從20 m增大到40 m時，積聚能量從0.78 MJ增大到6.57 MJ;當巖梁厚度從2 m增大到4 m時，巖梁積聚能量從1.82 MJ增大到4.98 MJ。

圖4 不同長度及厚度的巖梁數值模型Fig.4 Numerical models of rock beam with different lengths/thicknesses

圖5 巖梁積聚能量與長度及厚度的關系Fig.5 Relationship between energy accumulation and rock beam length/thickness

淺部開采條件下，取堅硬頂板厚度、懸頂長度為H1，L1;深部開采條件下，取堅硬頂板厚度、懸頂長度為H2，L2，有H1

由巖體破壞的最小能量原理可知[46]，無論巖體處于何種應力狀態，一旦失穩，破壞啟動，其破壞真正需要消耗的能量總是單向應力狀態的破壞能量。當堅硬頂板破斷時，淺部開采條件下煤巖系統自身存儲的彈性能能夠緩慢有效釋放，整個煤巖系統處于動態平衡狀態;隨著開采深度增加，煤系統中增加的能量ΔE1和ΔE2將打破原有的動態平衡狀態，但煤巖破壞消耗的能量是一定的，也就是說系統中新增的兩部分能量將主要轉換為煤體拋出的動能，更易形成沖擊地壓。據此，可給出如圖7所示的深部堅硬頂板致沖機制。

圖6 開采深度影響下堅硬頂板及煤層能量積聚示意Fig.6 Sketch of hard roof and coal seam energy accumulation under the influence of mining depth

圖7 深部堅硬頂板致沖機制Fig.7 Burst mechanism induced by hard roof

1.3 深部斷層滑移型

斷層滑移型沖擊地壓是由于采礦活動引起斷層相對錯動而猛烈釋放能量的現象。在受開采擾動前，煤巖體內任意點的應力都是平衡的，假設斷層滑移面的抗剪強度及其面上的剪應力分別為τT，τ，判定斷層是否發生滑移的條件[47]可表示為

(3)

無外界開采擾動時，斷層滑移面上的剪應力小于其抗剪強度，斷層不發生滑動;受采掘影響，易導致斷層滑移面上的剪應力增大或抗剪強度減小，使斷層滑移面上的剪應力大于其抗剪強度，造成斷層發生滑移，產生沖擊地壓。

圖8 斷層數值模型及不同埋深下斷層區域的原巖應力演化規律Fig.8 Numerical model of fault and stress evolution law under different buried depth

圖9 距斷層不同距離時工作面超前支承壓力演化規律Fig.9 Abutment pressure evolution law under different distances between fault and longwall face

深部開采條件下斷層構造有兩個特點:一是與淺部開采相比，斷層區域構造應力明顯增大;二是斷層切割的煤巖力學性質差異性遠大于淺部開采，采掘影響下應力集中程度更高。為了驗證“深部斷層區域的構造應力大于淺部”這一結論，建立了如圖8(a)所示的FLAC3D斷層數值模型，研究不同埋深下斷層區域的應力演化規律，結果如圖8(b)所示。斷層構造區域的最大構造應力和應力梯度均隨埋深的增加而增大，如埋深從600 m增大到1 000 m時，最大應力從15.75 MPa增加到26.06 MPa、應力梯度從2.91 MPa增大到4.36 MPa。以埋深800 m為例，對斷層上盤進行回采，得到了距斷層不同距離時工作面的超前支承壓力演化規律，具體如圖9所示。隨著工作面回采，當工作面距離斷層由50 m減小到10 m時，支承壓力應力峰值從32.5 MPa增大到51.8 MPa。

根據上述研究結果，得到如圖10所示的深部斷層滑移型沖擊地壓發生機理。以工作面由正斷層上盤向斷層回采時為例，回采引起煤壁前方支承壓力增大，而深部斷層構造區區域的應力集中又遠高于淺部，隨著工作面回采接近斷層，在二者疊加作用下，更易造成煤體承載力降低、斷層帶剪應力增大，造成斷層帶剪應力超過其抗剪強度，斷層發生錯動滑移，對工作面煤體產生沖擊，導致深部斷層滑移型沖擊地壓發生。

圖10 深部斷層滑移型沖擊地壓發生機理Fig.10 Occurrence mechanism of deep fault slip rock burst

2 深部開采煤巖沖擊傾向性評價

受深部復雜應力環境和煤巖體力學性質改變的影響，現有沖擊傾向性評價指標體系存在不同程度高估或低估現象，無法完全滿足深部開采煤層沖擊傾向性評價要求。

2.1 沖擊傾向性指標

沖擊地壓發生需要煤巖體滿足一定物性條件，即煤巖具有沖擊傾向性[48-51]。為定量衡量煤巖沖擊傾向性大小，我國2010年制定以動態破壞時間(DT)、彈性能量指數(KE)、沖擊能量指數(WET)和單軸抗壓強度(RC)為核心的煤巖沖擊傾向性評價的國家標準。但這些指標在應用過程中具有一定局限性，動態破壞時間無法反映煤巖破壞過程中的能量關系;彈性能量指數不能反映煤巖破壞釋放能量和破壞所需能量之間的關系;沖擊能量指數無法反映煤巖破壞過程中轉化成動能的剩余能量大小，以及沒有考慮塑性變形過程中所消耗的能量。沖擊地壓是頂底板及煤層在原巖應力和礦山采動應力共同作用下力與能量不連續傳遞的結果，其發生不僅取決于煤巖屬性，而且與煤巖組合形式、應力環境、圍巖性質等因素有著密切關系[17-22]。基于此，提出了煤巖組合沖擊能速度指數和卸圍壓沖擊能速度指數兩個沖擊傾向性指標。

(1)煤巖組合沖擊能速度指數。

頂板巖層與煤層具有不同的受載變形特征，在外力加載下，煤體首先破壞，進而導致頂板巖層發生回彈并釋放彈性變形能，加速煤體破壞，采用單一的煤巖沖擊傾向性指標無法準確評價煤層沖擊傾向性。煤巖破壞過程中單位時間內釋放的剩余能量表征了單位時間內彈性能轉化為動能的多少，也反映出了沖擊傾向性強弱，進行沖擊傾向性評價需考慮能量因素和時間效應。在綜合考慮煤巖組合體的尺寸效應、加載過程中的相互作用和破壞過程中釋放能量的時間效應影響下，提出了煤巖組合沖擊能速度指數WZT，其計算式[52]如下

(4)

式中，h1，h2，h3分別為組合體試樣中煤的高度、頂板巖石高度和底板巖石高度;QSER1，QSER2和QSEC分別為組合體試樣破壞時頂板巖石、底板巖石與煤內積聚的彈性應變能;FX為組合體試樣中煤體破壞消耗的能量。

煤巖組合沖擊能速度指數反映了煤巖組合體試樣破壞時釋放能量的能力，該指數越大，沖擊越強。

參考文獻[53]劃分煤巖單體的方式，將煤巖組合沖擊能速度指數的界限值近似表示為:WZT<3時，無沖擊傾向性;當3≤WZT<100時，弱沖擊傾向性;當WZT≥100時，強沖擊傾向性。以某礦13煤為例，進行煤巖組合體單軸壓縮試驗，測試沖擊能速度指數，結果如圖11所示。采用式(4)計算得出該煤層煤巖組合沖擊能速度指數為112.8，具有強沖擊傾向性。

圖11 煤巖組合沖擊能速度指數測試Fig.11 Calculation sketch for combined coal-rock impact energy speed index

(2)卸圍壓沖擊能速度指數。

考慮到深部高應力集中及高能量積聚對沖擊地壓發生起到主控作用，以及室內三軸卸圍壓試驗能夠再現深部沖擊發生過程，提出了卸圍壓沖擊能速度指數WST，其計算式如下

(5)

式中，σ1c為卸圍壓前的最大軸向應力;σ3c為卸圍壓前的最大圍壓，即初始水平地應力σh;E為煤體彈性模量;ε1c為卸圍壓前的最大軸向應變;ε3c為卸圍壓前的側向應變;ε1r為軸向殘余強度初始點處的應變;ε3r為側向殘余強度初始點處的應變。

參考相關試驗和現場經驗，初步確定卸圍壓沖擊能速度指數WST的界限值為:當WST<6時，無沖擊傾向性;當6≤WST<180時，弱沖擊傾向性;當WST≥180時，強沖擊傾向性。

(3)評價指標體系。

煤巖組合沖擊能速度指數考慮了煤巖介質能量積聚與釋放的差異性，根據煤層所處巖層環境判斷其沖擊傾向性，能減小使用傳統指標評價時產生的誤差;卸圍壓沖擊能速度指數充分考慮了深部高應力對沖擊地壓發生的主控作用，特別適用于深部煤巖沖擊傾向性判定。據此，對原有沖擊傾向性評價指標體系進行了完善，使之更適合深部沖擊傾向性評價，具體見表1。

表1深部煤巖沖擊傾向性新評價指標體系
Table1Newburstevaluationsystemfordeepcoalmining

指標無沖擊傾向性弱沖擊傾向性強沖擊傾向性備注動態破壞時間DT/sDT>50050

針對深部開采3類沖擊地壓致災機理不同，建立與深部開采沖擊地壓類型相匹配的沖擊傾向性評價指標體系，具體如下。

深部應變型沖擊地壓:在深部高應力作用下圍巖內積聚大量彈性能，一旦卸圍壓，彈性能將迅速釋放造成沖擊災害，需在國家標準基礎上增加“卸圍壓沖擊能速度指數”。

深部堅硬頂板型沖擊地壓:深部堅硬頂板在采空區的懸露面積遠大于淺部，積聚的能量更多，突然斷裂時將向煤巖系統輸入大量能量，使煤體迅速破壞造成沖擊災害，可見深部條件下堅硬頂板與煤體組合的差異性對沖擊程度影響更為突出。因此，在國家標準的基礎上需增加“煤巖組合沖擊能速度指數”。

深部斷層滑移型沖擊地壓:當斷層活化時，高疊加應力在斷層附近頂板內積聚的大量彈性能突然釋放并促使斷層加速滑移，造成煤體迅速破壞形成沖擊災害，沖擊形式與深部堅硬頂板型沖擊地壓類似，而淺部斷層活化時頂板與煤體差異性對沖擊程度影響較小;當斷層不活化時，深部斷層附近頂板因高疊加應力積聚的彈性能遠高于淺部斷層，在卸荷作用下會迅速釋放，沖擊形式與深部應變型沖擊地壓類似。因此，在國家標準基礎上需增加“煤巖組合沖擊能速度指數”和“卸圍壓沖擊能速度指數”。

2.2 沖擊傾向性最優模糊評價方法

(6)

式中，r=(r1，r2，r3，r4，r5)T為樣本規格化后隸屬度向量；u=(u1，u2，u3)為隸屬度向量；W=(W1，W2，W3，W4，W5)為樣品j的5個指標權向量。

為了求解最優歸類隸屬度向量，假設目標函數為樣品j對于類別上限值a1至下限值a2的加權廣義歐氏距離平方和最小，則有

進一步，通過構造拉格朗日函數，求得樣品j對a1至a2類的最優隸屬度理論模型:

(9)

根據式(9)的最優模糊識別模型，可對深部沖擊傾向性進行最優模糊評價。以某礦10煤為例，該區域煤層位于向斜軸部，構造應力大，易發生應變型沖擊地壓。通過試驗測試得到各沖擊傾向性指標為:DT=423 ms(弱)，WET=5.332(強)，KE=2.632(弱)，RC=27.28 MPa(強)，WST=138。按照最優模型識別模型計算求得各分類隸屬度為:u1=0.01，u2=0.37，u3=0.61，根據最優隸屬原則判定該煤層具有強沖擊傾向性。

3 深部開采沖擊地壓監測預警

大量實踐表明，深部3類沖擊地壓前兆信息差異性大，建立與深部三類沖擊地壓相適應的監測預警方法，能夠更好實現對深部沖擊地壓的可靠預警。

3.1 深部應變型

深部應變型沖擊地壓是煤巖系統在變形過程中的能量穩定態積聚、非穩定態釋放的非線性過程，煤巖體應力及積聚彈性能較大。沖擊發生前，煤體應力、鉆屑量、電磁輻射強度等信號持續升高，而微震呈現多微破裂事件、振蕩變化，但微震事件頻次和能量均較小。因此，建議以應力在線法和鉆屑法監測為主、電磁輻射和聲發射監測為輔，用應力或鉆屑量增量梯度進行預警。

陽城煤礦1304工作面為典型的兩側采空孤島工作面，易發生深部應變型沖擊地壓，采用應力在線和電磁輻射監測系統進行監測預警。陽城煤礦1304工作面2012年8至9月的應力和電磁輻射監測結果如圖12所示。從圖12(a)可以看出，兩次沖擊地壓發生前，煤體應力和應力增量梯度均產生持續增大現象;而沖擊發生后，應力和應力增量梯度均產生突降現象，而后應力梯度增量進入平穩期狀態，煤體應力持續緩慢升高，煤體再次進入能量積聚期。從圖12(b)可以看出，兩次沖擊地壓發生前，煤體電磁輻射強度值和脈沖數均持續升高，且升高幅度較大，均達到甚至超過正常值的數倍左右，這是因為該時期內煤體應力急劇升高，高應力使得煤體內部破裂和摩擦加劇，進而產生較強烈的電磁輻射信號。該現象表明，深部應變型沖擊地壓發生前通常存在一個煤體應力持續升高期。

圖12 陽城煤礦1304工作面應力及電磁輻射監測結果Fig.12 Monitoring results of stress and electromagnetic radiation in No.1304 mining face

3.2 深部堅硬頂板型

深部堅硬頂板型沖擊地壓是頂板隨工作面回采不斷發生離層并產生大量微破裂，超過其極限狀態時突然斷裂失穩破壞的過程。在釋放大量能量同時，應力會從靜態到動態突然轉變。沖擊發生前，微震或聲發射事件的能量和頻率均增大，且煤體應力或鉆屑量也呈增大趨勢。因此，建議采用微震法監測頂板破裂事件增加作為遠期預警，將煤體應力、鉆屑量或聲發射事件增大作為近期預警。

華豐煤礦1411工作面基本頂巖層厚度較大且堅硬，易發生深部堅硬頂板型沖擊地壓，采用聲發射和應力在線系統進行沖擊危險監測預警，工作面聲發射及應力監測結果如圖13所示[55]。從圖13(a)可以看出，從4月16日開始，聲發射能量值呈現逐漸上升趨勢;從圖13(b)中可以看出，隨著工作面回采，超前支承壓力也隨之向前轉移，而從4月16日開始，煤體中應力持續升高形成應力集中，煤體中積聚大量彈性能，應力增長持續時間達3 d，采取強制放頂措施后該區域應力值顯著減小。

圖13 華豐煤礦1411工作面聲發射及應力監測結果[55]Fig.13 Monitoring results of acoustic emission and stress in No.1411 mining face[55]

3.3 深部斷層滑移型

深部斷層滑移型沖擊地壓是由于斷層面產生滑移、巖體加速滑動而產生，釋放大量能量同時，也會造成煤體應力瞬間增大。由于斷層滑移具有“持續滑動-突變”或“黏滑-間歇-突變”的特征，沖擊發生前，能量會呈指數型增長趨勢或多峰值特征。因此，建議采用微震或聲發射監測斷層活動性，以應力在線法和鉆屑法監測斷層引起的應力變化作為近期預警。

為了確定孫村煤礦1411工作面回采過斷層時工作面的動壓顯現情況，該工作面采用微震和應力監測系統分別在全局范圍、回采空間近場進行實時監測。2013-07-09在孫村煤礦1411工作面發生一次沖擊地壓，震級1.9級、能量2.82×106J，工作面沖擊地壓事件投影剖面如圖14所示。震源位置位于斷層附近，驗證了由于斷層阻隔，煤體內彈性能無法向前傳遞，導致斷層附近發生沖擊地壓。

圖14 孫村煤礦1411工作面沖擊地壓事件投影剖面Fig.14 Projection profile of one rock burst in No.1411 mining face

工作面回采過斷層期間的微震能量和應力監測結果如圖15所示。從圖15(a)中可以看出，隨著工作面回采接近斷層，能量積聚呈指數型增長趨勢;沖擊發生后，能量大量釋放;7月24日后，總能量保持穩定，基本不再受斷層影響。從圖15(b)中可以看出，從7月8日開始，斷層附近煤體應力持續升高形成應力集中，具有沖擊危險，而7月9日深部煤體應力突然下降，表明深部煤體發生破壞，應力向四周轉移，發生沖擊地壓。也就是說，當工作面回采接近斷層時，微震總能量和煤體應力均會出現整體持續升高，即沖擊顯現前煤體內部在短期內會積聚大量彈性能。

圖15 孫村煤礦1411工作面過斷層期間微震總能量及應力監測結果Fig.15 Monitoring results of microseismic energy and stress during passing through fault

4 深部開采沖擊地壓卸壓解危技術

4.1 組合式解危方法

基于深部應變型、堅硬頂板型和斷層滑移型沖擊地壓發生機理，結合開采保護層、鉆孔卸壓、深孔爆破和、煤層注水等方法的卸壓解危原理，提出了不同類型沖擊地壓的組合式解危方法，具體如圖16所示。

圖16 不同類型沖擊地壓組合式解危方法Fig.16 Combined mitigation methods for different rock burst types

防治深部應變型沖擊地壓，需從2方面入手:① 降低煤層沖擊傾向性，如開采保護層和煤層注水;② 減小工作面超前支承壓力峰值及范圍，如開采保護層、煤層注水、斷底和大直徑鉆孔。幾種解危方法優先順序為:開采保護層、大直徑鉆孔、斷底、煤層注水。

對于深部堅硬頂板型沖擊地壓，關鍵是控制厚層堅硬頂板斷裂，其次是降低煤層沖擊傾向性。開采保護層既可破壞頂板完整性，又能降低煤層沖擊傾向性，是消除此類沖擊危險的有效方法。深孔斷頂爆破可避免堅硬頂板懸頂產生的應力集中，從根本上消除了堅硬頂板突然斷裂對工作面產生的沖擊。幾種解危方法優先順序為:開采保護層、深孔斷頂爆破、大直徑鉆孔、斷底、煤層注水。

控制深部斷層滑移型沖擊地壓的關鍵是防止斷層兩盤突然滑移，使斷層兩盤不發生相對滑移或僅緩慢滑移。只有通過留設保護煤柱的辦法才能從根本上消除此類沖擊地壓的發生，若要過斷層開采，可采用大直徑鉆孔和煤層注水提前釋放斷層構造帶附近積聚的應變能。開采保護層能夠降低煤層沖擊傾向性和應力集中，也可有效緩解斷層型沖擊地壓發生。幾種解危方法優先順序為:開采保護層、大直徑鉆孔、煤層注水。

由于大直徑鉆孔、煤層注水、深孔爆破斷頂等卸壓解危技術均須提前向煤層或巖層中鉆孔，鉆孔過程中將對煤巖系統產生擾動，以及在采掘、爆破等擾動影響下，可能誘發沖擊地壓，對施工人員安全構成嚴重威脅。為避免鉆孔過程中的沖擊危險，研發了鉆孔施工與監測預警同步化技術，即在鉆孔施工過程中通過監測煤粉量和應力變化信息，可對鉆孔施工過程中可能發生的沖擊危險進行同步預警，具體施工示意如圖17所示。

圖17 鉆孔施工與監測預警同步化技術Fig.17 Synchronization technique of drilling and monitoring

4.2 典型沖擊地壓卸壓解危實踐

(1)深部應變型。

選用大直徑鉆孔在陽城煤礦1304工作面超前80 m范圍內進行卸壓后，采用鉆孔應力在線監測系統對卸壓前后工作面超前支承壓力進行了實時監測，結果如圖18所示。采用大直徑鉆孔卸壓前，工作面超前支承壓力峰值為44.5 MPa，位于工作面前方40～45 m;采用大直徑鉆孔卸壓后，工作面超前支承壓力峰值為42.5 MPa，但位于工作面前方55～58 m。鉆孔卸壓降低了工作面超前支承壓力，且使支承壓力峰值向深部轉移，降低了工作面沖擊危險性。

圖18 陽城煤礦1304工作面卸壓前后支承壓力對比Fig.18 Comparison of abutment pressure before and after stress relief

(2)深部堅硬頂板型[55]。

華豐煤礦1411工作面選用深孔斷頂爆破和大直徑鉆孔進行卸壓。工作面實施卸壓解危措施后，采用鉆屑法對卸壓前后工作面煤壁前方30 m處進行了監測，監測結果如圖19所示。

圖19 工作面卸壓前后鉆粉量對比Fig.19 Comparison of powder amount before and after stress relief

卸壓前，工作面煤壁前方最大鉆粉量約為4 kg/m;采用大鉆孔卸壓后，該處鉆粉量明顯降低，最大鉆粉量約為3 kg/m左右，說明該處應力集中得到有效緩解。

(3)深部斷層滑移型。

孫村煤礦1411工作面選用大直徑鉆孔作為常規卸壓手段。工作面施工卸壓鉆孔后，對卸壓前后微震監測數據進行了對比分析，結果如圖20所示。卸壓前，隨著工作面回采接近斷層，微震釋放能量先增大后減小，釋放最大能量約為65 kJ;卸壓后，微震釋放能量也是先增大后減小，但卸壓后的最大微震能量為41 kJ，僅為卸壓前的63.07%，說明工作面卸壓效果明顯，沖擊危險得到緩解。

圖20 孫村煤礦1411工作面卸壓前后微震總能量變化Fig.20 Comparison of microseismic energy before and after stress relief

5 結 論

(1)采掘擾動后圍巖能量積聚呈黏彈非線性，深部應變型沖擊地壓是圍巖系統能量積聚大于能量釋放與耗散之和的結果;深部堅硬頂板型沖擊地壓是由頂板破斷引起，但與淺部相比，煤層積聚彈性變形能和頂板積聚彎曲變形能均增大，轉換為煤體拋出的動能增多;深部斷層受高集中應力和斷層面兩側煤巖力學性質差異較大的影響，開采擾動下更易發生錯動滑移，導致深部斷層型沖擊地壓發生。

(2)深部應變型沖擊地壓是應力集中和能量大量積聚的結果，應以能量和應力判據為主;深部堅硬頂板型沖擊地壓是應力從靜態到動態突然轉變，以及釋放大量能量的過程，也應以能量和應力判據為主;深部斷層滑移型沖擊地壓是釋放能量從量變到質變，應以能量判據為主。基于各類沖擊地壓特點，提出了以深部沖擊地壓類型為導向的監測預警方法。

(3)深部應變型沖擊地壓解危方法優先順序為開采保護層、大直徑鉆孔、斷底和煤層注水;深部堅硬頂板型沖擊地壓解危方法優先順序為開采保護層、深孔斷頂爆破、大直徑鉆孔、斷底和煤層注水;深部斷層型沖擊地壓解危方法優先順序為開采保護層、大直徑鉆孔和煤層注水。研發了鉆孔施工與預警同步一體化技術，可在鉆孔施工過程中通過監測煤粉量和應力變化信息，對施工過程中可能發生的沖擊危險進行同步預警。

(4)煤礦深部開采沖擊地壓防治作為一個系統工程，以科學分類為基礎的系統防治技術體系，將是深部開采沖擊地壓需要重點攻關的研究方向，尤其是深部耦合型沖擊地壓的致災機理與防治將更為復雜。近年來，厚積松散層、淺埋煤層、薄基巖、軟弱煤層等新區域也紛紛產生沖擊地壓現象，其發生的機理、類型等也需進一步探索和研究。

致謝感謝新汶礦業集團等單位提供的現場監測數據。