煤礦沖擊地壓啟動理論及其成套技術體系研究

潘 俊 鋒

(1.煤炭科學研究總院 開采研究分院，北京 100013; 2.天地科技股份有限公司 開采設計事業部，北京 100013)

發生機理、危險性預評價、實時監測預警以及綜合防治是煤礦沖擊地壓災害防治的四大環節。一切與沖擊地壓有關的技術、裝備研究以及工程施工，都離不開正確的理論指導，沒有核心理論思想貫穿始終的技術與工程活動，甚至裝備研發都是盲目的。因此，沖擊地壓研究核心分為兩大部分，一是沖擊地壓發生的理論認識;二是基于沖擊地壓發生理論認識的成套技術體系。

理論認識研究是沖擊地壓研究不可逾越的基礎環節。多年來，人們一直嘗試著去認識沖擊地壓，期間形成了“強度理論”、“剛度理論”、“能量理論”、“沖擊傾向性理論[1-3]”以及后來的“失穩理論[4-5]”和“三因素機理[6]”、“強度弱化減沖理論[7-9]”等觀點。這些理論都從不同側面揭示了沖擊地壓發生條件與原理，對于沖擊地壓研究起到了很大的推進作用。但是，傳統的沖擊地壓理論認識在與實際采場、巷道等工程結構問題相對應，下一步如何監測、如何防治等方面尚需進一步發展。

沖擊地壓評價、監測與防治是基于理論認識的工程活動。目前礦井出現沖擊地壓多參照法規要求，結合災害程度開展監測與防治技術應用，由于缺乏針對礦井不同時期的、科學的技術體系指導，沖擊地壓防治效果甚微，尤其是對于建設礦井或新出現沖擊地壓的礦井，面對層出不窮的監測與防治方法望而卻步，難以決策，一些技術成熟的礦井也是經歷了漫長的教訓與經驗積累過程[10-11]。為此，貫穿于沖擊地壓機理、監測與防治全過程的理論，并基于此理論適用于礦井全周期的全鏈條式防沖技術體系急需建立。

本文從揭示沖擊地壓的材料-結構動力失穩啟動原理出發，完善沖擊啟動理論認識，將煤礦沖擊地壓機理、監測與防治指導理論關聯并統一起來，針對生產期礦井，提出在沖擊啟動類型確定基礎上，以誘發沖擊啟動載荷源為中心，分源監測，分源防治，以“卸”為主，以“支”為輔，“卸、支”耦合防沖作用的思想;針對建設期礦井，提出集中靜載荷疏導的區域防范沖擊地壓的理論與技術體系，最終從另一新視角建立了適應礦井全周期的沖擊地壓防治成套理論技術體系。經過多年來的實踐檢驗，社會、經濟效益顯著。

1 沖擊地壓啟動原理

1.1 沖擊地壓演化的“黑箱理論”認識

沖擊地壓啟動是沖擊地壓整個物理演化過程中的局部環節，為了分解得到整個沖擊地壓發生物理演化的各個階段，本文從重新認識沖擊地壓概念著手，然后采用控制論中的黑箱方法進行問題解決。

1.1.1 沖擊地壓概念傳統認識

就沖擊地壓定義而言，我國《煤礦安全規程》對其定義為: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的突然、劇烈破壞的動力現象。由于歷時暫短，人類對于沖擊地壓的認識以結果性的現象冠名，目前對沖擊地壓的研究也是極其抽象的，類似的還有煤與瓦斯突出、巖爆、礦震等，尚未實現自身演化過程的解析，對沖擊地壓的評價、監測、防治都是通過間接信息來完成，而諸如能量、應力等信息與沖擊地壓發生并不是完全線性關系;微震、地音、電磁輻射等信息甚至不是正相關關系，因而沖擊地壓尚未被掌控。上述定義的意義在于警示人們，這不是常規礦壓現象，沖擊地壓之所以劃歸于動力災害，是因為沖擊地壓發生是有別于常規的礦壓顯現，其發生破壞是由里向外，并且里邊先于外邊、快于外邊圍巖破壞，否則難以集聚較大能量。

1.1.2 沖擊地壓演化過程黑箱方法分解

在控制論中，通常稱未知的區域或者系統為“黑箱”，而稱全知的區域或系統為“白箱”，稱處于“黑箱”和“白箱”之間或者部分可知黑箱為“灰箱”。黑箱研究方法是通過分析黑箱中“輸入”、“輸出”的變量，來分析有關黑箱內部情況的推理，探索、發現其內部規律，實現對黑箱的感知。只知道輸入和輸出，而對于中間過程不清楚，這是黑箱認識的特點，對于沖擊地壓來說，我們知道采掘區域的地質、開采條件及采掘活動(輸入信息)，而在某一時刻發生沖擊地壓(輸出信息)，對于沖擊地壓如何形成，演化歷程不清楚。文獻[12]分析認為:沖擊地壓黑箱中經歷了3個階段，邏輯關系是:沖擊啟動—沖擊能量傳遞—沖擊地壓顯現。這樣，我們對沖擊地壓的認識，如圖1所示，就進入“灰箱”階段，我們對沖擊地壓在灰箱中的發展歷程有了間接了解。

影響沖擊地壓發生的因素很多，雖然復雜多變，但最終都得歸結于為沖擊啟動階段提供載荷源，有的提供靜載荷源，有的提供動載荷源，所以，黑箱階段我們認識到，沖擊地壓黑箱中輸入地質、開采條件，輸出的是災害。而在灰箱認識階段，本文認為輸入的地質、開采條件實質上是影響沖擊地壓啟動的載荷源，輸出的是灰箱中矛盾激化，平衡后高速剩余能量的釋放，誰阻擋誰就受到破壞，表面上看就是破壞或者災害，如圖1所示。

圖1 沖擊地壓物理過程的黑箱方法分解Fig.1 Physical process decomposition of rockburst by black box method

顯然無論是區域開采活動還是局部采掘活動對沖擊能量傳遞階段、沖擊地壓顯現階段影響較小，并且即使有影響，一旦進入后兩個階段，幾秒的過程，人類是無法干預的，從這個角度分析，沖擊地壓防治研究也是必須針對誘發沖擊啟動的載荷源。

1.1.3 巖體全應力應變與沖擊地壓演化過程

巖體和混凝土等材料的全應力-應變曲線如圖2所示，對照沖擊地壓物理演化過程，對于沖擊危險性煤巖體來說，OA階段為材料的內部裂隙被壓實;AB階段為應力與應變呈現近似線性地增長，伴有體積變化，也是沖擊載荷體基礎靜載荷積累階段;BC階段為載荷聚集階段，煤巖體應力與應變之間表現出明顯的非線性增長，材料的微裂紋也在不斷發生和發展，此階段距離沖擊啟動點C存在2種加載途徑，一是繼續獲得靜載荷增量，二是獲得外界動載荷增量。整個OC階段為沖擊啟動前的孕育階段，即動、靜載荷加載階段，存在載荷不足夭折的煤炮發生情況，C點為臨界點，也是沖擊啟動點，此時，EJ+ED-EC>0(EJ,ED,EC分別代表集中靜載荷、集中動載荷、巖體動力破壞所需要的最小載荷)。CD階段為剩余沖擊能量對圍巖做功階段，過程中包含了對載體及阻擋物的破壞，即沖擊地壓顯現。由此可見，沖擊地壓演化實質在巖體全應力應變曲線中對應的是巖體峰后發展的過程，區別于無沖擊危險煤巖體，沖擊危險性煤巖體將普通煤巖體一個月的破壞發展歷程用幾秒鐘來完成，所以歸類為災害。

圖2 沖擊地壓與巖體全應力應變曲線Fig.2 Rock burst and full stress strain curve of rock mass

在達到強度極限時積聚于材料內部的應變能的數值記為W1，從裂縫到破壞整個過程所消耗的能量記為W2。若W1>W2，則材料破壞后仍剩余一部分能量，這部分變形能的突然釋放會伴隨有沖擊，沖擊啟動;若W1

從沖擊煤巖體全應力應變曲線可以看出，誘發沖擊地壓的各種載荷源，實質是影響沖擊地壓的沖擊啟動環節，誘發沖擊啟動，而不是全過程影響。

1.2 沖擊地壓工程結構體失穩極限方程

為了方便研究，本文界定由頂板-煤層-底板、空洞組成的工程結構系統的破壞失穩為結構失穩;與此相對而言，定義組合巖層組成的工程結構體中的單一巖性破壞、失穩為材料失穩。

本文認為沖擊啟動機理和沖擊地壓發生機理是2個不同的概念。沖擊啟動機理是研究主導沖擊地壓過程完成的啟動區發生失穩并產生剩余動載荷的內在原理，重點在于沖擊地壓為什么進入啟動階段;而沖擊地壓發生機理則是研究從沖擊啟動—沖擊能量傳遞—沖擊地壓顯現整個全過程的內在原理，更多的是揭示沖擊地壓為什么顯現了。本節著重研究沖擊啟動的內在原理。

1.2.1 巷道承載的類建筑結構模型

煤礦井下巷道主承載區承受載荷隨著周邊采掘活動、采礦面積等在變化，如圖3所示，巷道開挖，載荷重新分布，巷道主承載區載荷局部化集中，但是隨著本工作面不斷推進，工作面超前支承壓力將與巷道主承載區載荷產出疊加效應，因此巷道的承受載荷發生變化(此處僅給出眾多情況中的一個例子)，因此，圖3為變載荷的巷道承載的類建筑結構模型，圖中P1,P2示意圍壓。本文的研究將著重研究變載荷的巷道承載的類建筑結構模型失穩機理。

1.2.2 類建筑結構主承載體極限平衡方程

(1)彈性主承載體黏滑沖擊條件。

為了方便研究，本部分選取一側巷幫進行分析。圖4為巷道側幫塑性區、彈性區、原巖區分布圖。在彈塑性變形過程中，巷幫煤體中垂直應力σy、水平應力σx以及原巖應力σ0如圖4所示。如果彈性承載區瞬間沖進巷道空間可能會發生黏滑錯動[13]。

圖3 沖擊地壓巷道類建筑結構模型Fig.3 Model of tunnel construction with rock burst

圖4 巷道幫部應力分區Fig.4 Stress zoning map of laneway

如圖5所示，建立巷道側幫主承載區微單元承載力學模型。圖5中塑性區寬度x0由式(1)計算[13，16]。

(1)

圖5 主承載區微單元承載力學模型Fig.5 Mechanical model of microelement bearing in main bearing area

巷道側幫起到主承載作用的彈性區可以看作由無數個長度為dx的微單元組成。在該工程體中，沖擊地壓的破壞是由里向外。那么長度為dx的煤體單元處于極限穩定狀態時，其兩側受到水平應力之差應該和頂底板對其靜摩擦力相當，即

(2)

式中，f0為煤層與頂底板巖層的靜摩擦因數。因煤體微單元在極限平衡狀態時是靜載的，故上式可以簡化為

Mdσx=2f0σydx(3)

為此，巷道側幫彈性區長度從x=0到x=l的煤體發生黏滑性沖擊的必要條件是下列積分式(4)有解。顯然下式中彈性區長度l在時變過程結束后，基本確定，只有σy是變量，并且隨著外界開采條件變化較大，要使得該彈性區不產生黏滑錯動，巷幫側向垂直應力σy大小存在臨界值，如果大于臨界值，煤體與頂底板產生的靜摩擦力大于水平應力，將不能產生滑動，而實際上給定巷道水平應力大小基本給定，巷幫垂直應力始終在變，這一條件很容易達到，所以，彈性區發生整體黏滑錯動幾率小[16]。

(2)判斷巷道側幫塑性區是否發生沖擊。

巷幫沖擊啟動區為其彈性主承載區，當動力性黏滑錯動發生后，彈性區釋放大量的彈性能，除去導致煤體破壞消耗的能量，剩余沖擊性彈性能轉化為動能以圍巖為傳遞載體球面輻射，巷道幫部塑性區及支護結構將阻止其傳遞。如果塑性區及支護結構未能消耗完沖擊能量，塑性區及支護結構將受到破壞，并向巷道空間移動，造成沖擊地壓顯現。如圖6所示，此時巷道塑性區整體受力，并造成沖擊地壓顯現的條件為

式中，x0由式(1)求得。隨著開采擾動環境的改變，巷幫垂直應力σy一般呈增大趨勢，再加上沖擊地壓礦井往往增大支護強度，所以該式很難成立，因而塑性區發生黏滑錯動沖擊的幾率也很低。

圖6 巷道側幫塑性區受力分析Fig.6 Stress analysis of plastic zone in side of roadway

綜上，通過類建筑結構主承載區、塑性區動力學方程解析分析，無論是可能的沖擊啟動區(巷幫主承載彈性區)，還是巷幫淺部圍巖的塑性區，隨著巷幫垂直應力σy增大，也增大了煤體與頂底板的靜摩擦阻力，所以難以產生黏滑錯動沖擊[16]。

總之，本文分析全煤巷道模型，沖擊啟動區不會發生向巷道空間的黏滑錯動沖擊。

1.2.3 類建筑結構主承載體地基極限平衡方程

通過上文分析表明，類建筑結構主承載體不會發生與頂底板的黏滑沖擊，而巷道沖擊地壓顯現主要表現為底板瞬間鼓起，下面主要分析巷道底板鼓起機制。

(1)工程結構體的應力分布和力學模型。

Pa=nP0(6)

式中，n為應力集中系數，一般取1.5～4.0。

圖7 巷道側向支承壓力分布[14] Fig.7 Distribution of lateral support pressure in laneway[14]

圖7中支承壓力帶影響寬度B可由下式確定:

(7)

此時，可將圖3和7類建筑結構體進行結合，考慮到該建筑結構上覆載荷在變化，因此簡化為圖8所示模型。此時巷道可被看作為一座由3部分組成的構筑物:巷道頂板與上覆巖體為上部結構物，兩幫主承載區可視為構筑物基礎，底板巖體可視為地基。上部結構物的荷載是通過基礎傳遞到地基上。圖8中，基礎寬度等于支承壓力帶影響寬度B，q為回填層、道床壓力或底板支護反力，α=45°-φ/2。

圖8 巷道底板動力失穩力學模型[14]Fig.8 Dynamic dynamic instability model of roadway floor[14]

(2)巷道底臌的極限平衡。

在高度集中支承壓力(上部載荷)作用下的巷道底板巖體(地基)，當承受應力達到或超過極限承載力時，巖體將由彈性應力狀態轉變成塑性應力狀態，巖體中將出現連續的剪切滑移面。此時，底板巖體中形成AOC主動狀態區，ADF被動狀態區和兩者間的ACD過渡區，在底板水平應力N作用下產生運動趨勢(圖8)[14，16]。

根據太沙基理論，圖8中OCDF范圍內的巷道底板巖體處于極限平衡和塑性狀態時，所對應的寬度B上的側向極限平均集中應力(或者底板的極限承載力)計算[14]為

(8)

其中，Nq=eπtanφtan 2(45°+φ/2);Nc=(Nq-1)cotφ;Nr≈2(Nq+1)tanφ，Nr，Nq，Nc為承載力系數，并且都是巷道底板巖體內摩擦角的函數;c，φ，γ分別為巖層的黏聚力、內摩擦角和容重。

在寬度B范圍內側幫集中應力的平均值近似為

(9)

圖9 主承載區集中應力與應力集中系數關系Fig.9 Concentrated stress and stress concentration coefficient in the main bearing area

由式(8)可得，主要條件給定，類建筑物地基極限承載力就確定，為一個常數;而由式(9)及圖9可得，寬度為B的主承載區集中應力與該位置應力集中系數成一次函數關系。如果應力集中系數n足夠大，當Pn>Pu時，即側向集中應力大于底板巖體極限承載力，巷道底板巖體將產生整體塑性剪切破壞，剪切破壞體沿OCDF連續滑動面從底板向巷道內鼓出，因而引起底臌發生。

1.3 沖擊啟動的材料-結構動力失穩機理

沖擊地壓發生往往是兩幫、底板聯動破壞，但究竟是哪個先破壞，誰帶動誰，本部分建立二者聯動力學模型如圖10所示。圖10中將類建筑結構中的承重墻放回巷道兩幫圍巖分區中，則對應于巷幫彈性區，也是巷道工程結構的主承載體。

圖10 主承載區、地基聯合承載力學模型Fig.10 Mechanical model of main bearing area and foundation

圖10模型中寬度為B的主承載區由無數個dx單元組成，由前文分析可得，沖擊地壓發生時，該部分煤體難以發生向巷道空間的黏滑錯動沖擊，因此主承載區將持續進行能量儲存，直至達到強度承受極限，動力性破壞發生。根據巖體動力破壞的最小能量原理:無論在一維、二維或三維應力狀態下巖體動力破壞所需要的能量總是一維應力狀態下破壞所消耗的能量[15]。

要完成上述過程，主承載區集中載荷Pn必須足夠大，而在Pn增大過程中，其載荷值將可能達到底板的極限承載力Pu值，從而使得地基處于極限穩定狀態。由于底板的沖擊傾向性，底臌不會輕易發生，能量儲存起來。當主承載區煤體時機成熟，發生材料失穩破壞，并瞬間釋放動載荷誘發底板瞬間底臌，而此時整個工程結構體由于地基錯動發生整體結構失穩，沖擊啟動過程完成。值得注意的是，在整個沖擊啟動過程中，水平應力尤其是底板中的水平構造應力起到推動作用，圖10中水平應力N促使主動破壞區地基OCA區域產生向巷道正下方底板運動趨勢[16]。

圖10為靜載荷主導的巷道沖擊啟動過程揭示，圖11以采場模型為例，在靜載荷基礎上考慮了動載荷擾動、加載。

綜上，可見沖擊啟動是啟動區材料強度不夠而發生材料破壞，導致工程結構體穩定性不夠而發生結構破壞的結果，由于整個系統的沖擊傾向性，外在表現出材料-結構動力失穩。

圖11 采場底板動力失穩力學模型Fig.11 Mechanical model of dynamic instability of stope floor

2 沖擊地壓理論與防治技術體系建立

2.1 沖擊地壓機理、監測與防治統一指導理論

2.1.1 煤礦沖擊地壓主要啟動類型

井田區域、局部開采對沖擊地壓發生的影響因素復雜多變，但最終都歸結到提供兩類載荷源(集中靜載荷、集中動載荷)。兩類載荷影響沖擊地壓發生，實質是影響沖擊地壓的沖擊啟動環節，而不是全過程影響。從誘發沖擊啟動的載荷源來分，沖擊地壓主要存在2種類型:集中靜載荷型和集中動載荷型(動靜載疊加型)，其它因素的變化都屬于載荷源內部組合模式的變化，而不改變沖擊啟動類型。

如圖12所示，淺部礦井因埋深淺，重應力等基礎靜載荷相對不足，主要存在一種沖擊形式，即動、靜載疊加沖擊型;深部礦井因埋深大，重應力、水平應力等基礎靜載荷相對充足，達到沖擊臨界值對載荷增量要求較低，主要存在兩種沖擊形式:微動載沖擊型、純靜載沖擊型。因此，煤礦沖擊地壓防控，靜載荷主導，兼顧動載荷應開展“分源”防治。

圖12 沖擊地壓啟動類型與開采深度的關系Fig.12 Starting type and mining depth of rock burst

2.1.2 沖擊地壓機理、監測與防治關聯指導理論

(1)沖擊地壓啟動理論

文獻[12]早在2012年通過沖擊地壓發生過程剖析與案例驗證，得到沖擊地壓發生的時間序列與空間序列對應關系;揭示了誘發沖擊地壓啟動的兩類載荷源內外因關系;給出了沖擊地壓的可能啟動區域。針對沖擊地壓兩幫、底板聯動的啟動過程，前文專門揭示了沖擊地壓的材料-結構動力失穩啟動原理，從而將沖擊啟動理論完善為:沖擊地壓發生是一個動力學過程，依次經歷沖擊啟動—沖擊能量傳遞—沖擊地壓顯現3個階段;沖擊啟動是單一結構體突破材料強度極限，材料失穩，導致聯合結構體結構失穩的結果;采動圍巖近場系統內集中靜載荷的積聚是沖擊啟動的內因，采動圍巖遠場系統外集中動載荷對靜載荷的擾動、加載是沖擊啟動的外因;可能的沖擊啟動區為極限平衡區應力峰值最大區，沖擊啟動的能量判據為EJ+ED-EC<0。

(2)沖擊地壓啟動理論工程指導意義

包括了4個方面:① 將沖擊地壓機理研究提前至沖擊啟動階段;② 沖擊地壓監測可從采動圍巖近場靜載荷和遠場動載荷兩方面分源監測。③ 沖擊地壓的防治，核心是2個階段:① 阻止沖擊啟動;② 如果沖擊啟動，降低能量總量和減小剩余能量釋放速度。具體結合分源監測開展分源治理;④ 指出了采動圍巖近場應力峰值區為可能的沖擊啟動區。示意流程如圖13所示，以誘發沖擊啟動的靜、動載荷源為中心開展分源監測、分源防治。

圖13 沖擊地壓分源防治流程Fig.13 Flow chart of rock burst prevention from the source of the load

2.2 沖擊地壓防治成套技術體系

課題組以沖擊地壓物理演化過程剖析為切入點，以誘發沖擊啟動載荷源為主線，基于沖擊啟動理論分別對沖擊地壓機理、預評價、監測預警、防治等各環節開展了系統性研究，在實踐應用基礎上建立煤礦沖擊地壓理論與成套技術體系，如圖14所示。

圖14 煤礦沖擊地壓成套理論技術體系Fig.14 A complete set of theoretical and technical system drawings for rock burst

該體系具有以下執行要求:

(1)煤礦沖擊地壓成套理論技術體系，所述理論為沖擊啟動理論，所述技術體系為在機理、評價、監測預警及防治過程中建立在沖擊啟動理論指導基礎的技術應用。

(2)沖擊啟動理論，包含了4層認識:指出了沖擊地壓的物理過程;分析了沖擊啟動載荷源的內外因關系;揭示了沖擊啟動區以及啟動原理;分析了沖擊啟動的分類與載荷判據。對于沖擊啟動理論所劃分的兩種沖擊地壓類型，本體系都適用。

(3)基于沖擊啟動理論的沖擊地壓防治主要包括了礦井建設階段的區域防范與生產階段的局部防治。

將采掘空間沖擊地壓發生的條件聯系到井田范圍來講，井田區域范圍不合理的開采為后期局部沖擊地壓啟動主要提供集中靜載荷。礦井生產階段，沖擊地壓的發生，從誘發沖擊啟動的載荷源來分，沖擊地壓主要存在2種類型:集中靜載荷型和集中動載荷型，其它因素的變化都屬于載荷源內部組合模式的變化，而不改變沖擊啟動類型。因此針對每一起沖擊地壓案例，首先要辨別沖擊啟動類型。

(4)針對建設階段(圖14中開采前)，井田范圍集中靜載荷的遷移，集中，不能通過爆破卸壓等手段來干擾，也不能采取手段來堵，最為有效的方法就是“疏導”，即通過區域集中靜載荷“疏導”理念與方法體系來開展沖擊地壓防范[17]。

對于生產階段(圖14中開采中)，由于采掘空間采空區日益形成，動載荷源產生，所以沖擊地壓防治，應該在沖擊啟動類型確定基礎上，以載荷源為中心，分源監測，分源治理，以“卸壓”為主，以“支護”為輔，“卸、支”耦合作用。

(5)沖擊啟動的判別準則為采掘空間極限平衡區集中靜載荷與遠場系統外集中動載荷之和大于主承載區動力破壞所需要的最小能量。無論哪種類型沖擊啟動，采場、巷道沖擊啟動實質是極限平衡區靜載荷集中，是內因，外界動載荷起到促進作用，底板、煤壁只是能量傳遞與釋放的載體，即沖擊地壓顯現位置。

(6)煤礦沖擊地壓成套理論技術體系建立，下一步精細化、精度化工作仍在進行中。

3 工程應用實例

3.1 礦井地質和開采條件

陜西彬長礦區某新建礦井，埋深900 m左右，井田構造總體形態為一走向北東～北東東，傾向北西的單斜，發育有次級波狀起伏，傾角2°～7°。主采煤層為4煤層，為單一近水平煤層，煤層厚度為0～15 m，煤層直接頂為粗粒砂巖和細粒砂巖，其厚度為4～25 m，煤層直接底為鋁質泥巖及泥巖組成。

一盤區位于礦井西翼北部，為該礦的首采盤區，周邊均為實體煤。一盤區計劃共布置工作面5個(101,103,104,105,106)，4煤層為該區惟一開采煤層。一盤區4煤層賦存深度在800～1 000 m之間。一盤區3條大巷掘進揭煤后陸續發生沖擊地壓。

3.2 沖擊地壓防治理論與技術體系應用

3.2.1 礦井建設階段

分析認為該礦埋深較大，采掘空間基礎靜載荷較為充足，應從開拓、準備階段就進行靜載荷疏導，以降低后期局部解危的難度和強度。依據沖擊地壓防治的成套理論與技術體系:① 進行了煤巖層沖擊傾向性鑒別，認為煤層具有強沖擊傾向性，頂底板為弱沖擊傾向性，進入防沖程序。② 基于最大水平主應力方向調整了一盤區大巷方向，并將一盤區大巷外延段以及二盤區大巷調整至頂板巖層中，以降低巷道極限平衡區應力集中程度。③ 將礦井原計劃采用的分層綜采，基于防沖角度，調整為一次采全厚的綜放開采工藝。由于頂煤的墊層作用，以降低采場沖擊危險性。④ 將原來設計的盤區兩翼開采，調整為多盤區單翼“一區一面”開采，避免了采掘擾動應力疊加影響。⑤ 將原來設計的工作面區段煤柱由20 m調整為6 m沿空掘巷布置，降低了區段煤柱應力集中程度。

依據前文建立的理論與技術體系，針對首采面開采前，以集中靜載荷疏導為目標，通過優化礦井開拓、準備階段的設計，達到了該礦沖擊地壓源頭治理目標。

3.2.2 礦井生產階段

(1)動、靜載荷源分源監測

伴隨著首采工作面的推進，礦井采空區逐漸出現，頂板動載荷源產生，依據沖擊地壓防治的成套理論與技術體系，需要開展誘發沖擊啟動的集中靜載荷源、集中動載荷源分源監測、分源治理。如圖15所示，礦井安裝了波蘭ARAMIS ME 微震監測系統進行頂板動載荷源實時監測，101首采工作面附近共布置6個微震監測點，一盤區輔助運輸大巷和回風大巷各布置1臺拾震器S4，S5;101回風巷安設2個拾震探頭T6，T7;101運輸巷安設2個拾震探頭T8，T9，對101工作面形成環狀包圍，用于監測工作面微震事件，監測點布置如圖15所示。

圖15 動載荷監測傳感器布置方案Fig.15 Layout plan of dynamic load monitoring sensor

對于深部集中靜載荷監測，101工作面采用KJ21沖擊地壓應力在線監測系統，通過在采掘空間圍巖埋設高精度應力傳感器，實時監測采動圍巖近場系統內靜載荷的積聚及變化，從沖擊地壓發生的內因角度監測并警示應力或能量狀態，從而為減災避災提供指導。回風巷和運輸巷壓力傳感器安裝在工作面側，自開切眼前方10 m開始，每間隔25 m一組，每組2個測點，埋設深度分別為7，15 m，鉆孔直徑45 mm。每組2個測點間距不超過1 m;輔助運輸巷和回風巷聯絡巷傳感器安裝在煤柱側，具體布置如圖16所示。圖17表明，工作面推進后動載事件增長迅速。

圖16 靜載荷監測傳感器布置方案Fig.16 Layout plan of static load monitoring sensor

圖17 工作面回采前后微震事件對比Fig.17 Contrast diagram of microseismic events before and after recovery of working face

(2)動、靜載荷源分源治理與效果

在工作面回采過程中，除了加強支護，延長工作面超前支護距離外，主要根據煤體應力計監測到的巷道高集中應力采用了大直徑鉆孔卸壓，針對微震定位到的動載荷源主要為上覆25 m厚的砂巖頂板，采用了頂板預裂爆破方法處理。堅持以“卸壓”為主，以“支護”為輔，“卸、支”耦合作用的沖擊地壓局部防治理念。在實施解危工作之前，101工作面絕大部分區域沖擊危險性指數均小于0.75，其中處于0.5≤C<0.75之間的中等危險區域分布較為集中，大約為工作面整體區域的1/5。在實施卸壓工作之后，工作面沖擊危險性指數處于0.5≤C<0.75的中等危險區域呈零散分布，大約為工作面整體區域的1/8。可見，通過實施解危工作，大部分中等危險區域的危險性有所降低，轉變為弱危險區域，解危工作成效較為顯著。

截止本文發稿，礦井一盤區大巷、二盤區大巷掘進到位，安全回采了4個工作面。

4 討 論

沖擊地壓終究是一個專業問題，為了便于廣大工程技術人員領會其中的原理，筆者長期思考總結的3個防沖理念，與大家交流。

(1)沖擊地壓機理——水杯理論。與沖擊啟動理論對應，以杯子里的水溢出為沖擊，杯子已有水為基礎水位(基礎靜載荷)，水溢出有兩種途徑:一種是緊貼杯壁細流注水(純靜載荷沖擊);一種是外力搖晃溢出(對應外界動載荷擾動)。無論哪種情況，杯子里必須得有基礎水量(沖擊地壓基礎靜載荷)，這是內因。水是否溢出在于獲取細流(相對靜載荷)或搖晃(動載荷)的時機。

(2)沖擊地壓預警——手表原理。沖擊地壓監測預警是世界難題，為了達到較為準確的預測，無論是從載荷源分布上、還是從空間位置等角度，人們都想到多種方法綜合監測，但都是一個結果，是否危險，正如同戴多塊手表，而每塊時間都不一樣，因此沖擊地壓多種方法監測預警必須要考慮各自權重貢獻。

(3)沖擊地壓防治——泄水任務。沖擊地壓采掘巷道，從走向上來看，各個區域因地質、開采環境的不同，應力分布極不均勻，但達到沖擊的條件基本相似，對于防沖工作者來講，通俗的說，就是沿巷道走向兩幫放置了兩排同規格的無數個水杯，而各個水杯的基礎水位高低不同，后期將面臨著獲得細流或者晃動增量，目前我們還做不到預測水什么時候滿，所以主要任務是泄水，評估出較高水位，及時泄水，以提高其后期獲取的增量門檻。

5 結 論

(1)采用黑箱研究方法分解沖擊地壓物理過程，將沖擊地壓由“黑箱”認識推進到“灰箱”認識階段。

(2)將沖擊地壓機理研究提前至啟動階段。指出頂板-煤層-底板，空洞組合工程結構體，其沖擊啟動原理為彈脆性單一結構體突破材料強度極限，材料失穩，導致組合結構體結構動力失穩的結果。

(3)將沖擊地壓機理、監測與防治指導理論關聯并統一起來，通過近10 a的研究與工程實踐，基于沖擊啟動理論建立了適應礦井全周期的沖擊地壓防治理論及技術體系，工程應用效果良好。