動(dòng)靜載疊加作用下沖擊啟動(dòng)區(qū)誘發(fā)沖擊機(jī)理及防治研究

段云鵬

(山西晉城煤業(yè)集團(tuán) 勘察設(shè)計(jì)院有限公司， 山西 晉城 048006)

井工開采期間發(fā)生沖擊地壓災(zāi)害時(shí)，顯現(xiàn)位置多集中于工作面兩側(cè)的巷道內(nèi)，尤其以沿空側(cè)巷道超前段為主。研究統(tǒng)計(jì)表明，85%以上的沖擊顯現(xiàn)位置發(fā)生于沿空側(cè)巷道超前工作面0～100 m[1]，因此有必要針對(duì)此區(qū)域沖擊顯現(xiàn)發(fā)生的原因進(jìn)行分析。

沖擊顯現(xiàn)發(fā)生的機(jī)理相關(guān)學(xué)者研究較多，潘俊峰等[2]依據(jù)微震監(jiān)測(cè)結(jié)果提出了巷道沖擊啟動(dòng)理論；何江[3]研究了動(dòng)靜組合誘發(fā)沖擊地壓機(jī)理；李夕兵等[4]建立了煤巖體動(dòng)靜組合作用下的破壞準(zhǔn)則；彭維紅、溫穎遠(yuǎn)等[5-6]采用數(shù)模模擬研究了動(dòng)載對(duì)巷道沖擊破壞特性。本文以沖擊啟動(dòng)理論和動(dòng)靜載疊加誘發(fā)沖擊機(jī)理為思路對(duì)沿空側(cè)巷道超前段發(fā)生沖擊顯現(xiàn)的原因進(jìn)行分析，并在此基礎(chǔ)上提出相應(yīng)的防治措施，以期為沿空側(cè)巷道防沖提供借鑒。

1 工程地質(zhì)概況

甘肅靖遠(yuǎn)煤電股份有限公司寶積山煤礦在開采井田內(nèi)的七采區(qū)時(shí)，由于采區(qū)處于一向斜地質(zhì)構(gòu)造的翼部區(qū)域，因此采區(qū)內(nèi)的煤層存在傾角漸變效應(yīng)。針對(duì)不同區(qū)域煤層的開采，所布置工作面的傾角也有所不同，且開采深度也隨之增加。七采區(qū)內(nèi)703綜放工作面回采期間曾發(fā)生幾次較為嚴(yán)重的動(dòng)力顯現(xiàn)事故，當(dāng)進(jìn)入深部705綜放工作面開采時(shí)，動(dòng)力顯現(xiàn)事故愈發(fā)嚴(yán)重，一度造成工作面的停滯，對(duì)生產(chǎn)造成了嚴(yán)重的影響。七采區(qū)內(nèi)工作面布置相對(duì)位置關(guān)系的剖面情況見圖1.

圖1 七采區(qū)內(nèi)工作面布置剖面圖

705綜放工作面平均埋深接近600 m，煤層平均厚度為10.6 m，工作面平均傾向長(zhǎng)度為90 m，工作面內(nèi)落差在0.5～2.5 m的小斷層地質(zhì)構(gòu)造較為發(fā)育。705工作面掘進(jìn)期間礦壓顯現(xiàn)事故較少，而當(dāng)其進(jìn)入回采階段時(shí)，隨著工作面的回采，在采區(qū)內(nèi)沿空側(cè)的705回風(fēng)平巷超前段發(fā)生了多次礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)事故，分布圖見圖2.

圖2 705綜放工作面礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)分布圖

由圖2可知，在705綜放工作面回采初期，較為嚴(yán)重的礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)事故發(fā)生了5起，其中在工作面一次見方、二次見方和三次見方期間礦壓顯現(xiàn)劇烈，對(duì)705回風(fēng)平巷超前段造成了破壞，同時(shí)工作面液壓支架也發(fā)生了壓架事故。而在705綜放工作面回采初期，受F10小斷層的活化擾動(dòng)影響，當(dāng)工作面推進(jìn)至一次見方期間時(shí)705回風(fēng)平巷發(fā)生了較為嚴(yán)重的沖擊地壓事故，即“7.18”沖擊地壓事故，造成了705回風(fēng)平巷的嚴(yán)重破壞和作業(yè)人員的受傷，對(duì)705工作面的后續(xù)安全高效開采造成了阻礙。

由于705綜放工作面開采期間礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)事故頻發(fā)，對(duì)七采區(qū)內(nèi)煤層和頂?shù)装鍘r層進(jìn)行了沖擊傾向性鑒定，鑒定結(jié)果表明七采區(qū)主采的3號(hào)煤層具有強(qiáng)沖擊傾向性，其頂?shù)装寰哂腥鯖_擊傾向性。因此有必要針對(duì)七采區(qū)內(nèi)工作面進(jìn)行防沖治理，防止后續(xù)開采過程中嚴(yán)重礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)的發(fā)生。

2 沖擊機(jī)理力學(xué)分析

圖3 靜載應(yīng)力疊加力學(xué)模型圖

由圖3a)可知，本工作面上端頭一定范圍的實(shí)煤體將會(huì)受到較高的支承應(yīng)力作用，其最大峰值應(yīng)力為原巖應(yīng)力的n倍(n取值往往大于3)，在這樣較高的支承應(yīng)力作用下，該范圍內(nèi)的實(shí)體煤趨于臨界失穩(wěn)狀態(tài)，極其不穩(wěn)定，可視為沖擊啟動(dòng)區(qū)。圖3b)為圖3a)沿著A-A′剖面線的剖面圖，從圖中可知沿空側(cè)回風(fēng)順槽實(shí)體煤幫側(cè)的沖擊啟動(dòng)區(qū)不僅僅受到較高的支承應(yīng)力，同時(shí)還受到周圍煤體對(duì)其產(chǎn)生的圍壓應(yīng)力。基于摩爾-庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則[7]，可以對(duì)高支承應(yīng)力影響區(qū)煤體的臨界支承壓應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算公式如下：

(1)

式中：

σmax—沖擊啟動(dòng)區(qū)煤體的極限抗壓強(qiáng)度，MPa；

σ3—周圍煤體對(duì)其產(chǎn)生的圍巖應(yīng)力，MPa；

C—煤體的內(nèi)聚力，MPa；

φ—煤體的內(nèi)摩擦角，(°).

可知當(dāng)σ3取值為0 MPa時(shí)，沖擊啟動(dòng)區(qū)煤體失穩(wěn)破壞所需的臨界支承壓應(yīng)力最小，計(jì)算公式如下：

多維尺度分析是基于數(shù)據(jù)空間距離來探索觀察量的內(nèi)在結(jié)構(gòu)，以二維(三維)空間居多，將觀察量以點(diǎn)分布的形式描述其在空間所處位置。不同觀察量所呈現(xiàn)點(diǎn)的位置的空間距離遠(yuǎn)近代表了其相似性的高低。相似度越高的關(guān)鍵詞越易聚攏形成學(xué)科熱點(diǎn)。同時(shí)，越靠攏中心位置的關(guān)鍵詞表明其中介中心性越強(qiáng)，與其相聯(lián)系的關(guān)鍵詞越多，其越處于所在研究的核心位置；反之則越少，越處于邊緣。以22個(gè)高頻關(guān)鍵詞所構(gòu)建的相異系數(shù)矩陣導(dǎo)至SPSS 21.0進(jìn)行多維尺度分析(結(jié)果如圖4)，設(shè)置標(biāo)準(zhǔn)Z分?jǐn)?shù)，擬合參數(shù)值如下：Stress=0.24，RSQ=0.63。說明高頻詞間擬合度有待提升。

(2)

式中：

[σmax]min—沖擊啟動(dòng)區(qū)煤體失穩(wěn)破壞所需的最小臨界支承壓應(yīng)力，MPa.

對(duì)于具體的煤體其內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角是一定的，隨著周圍煤體對(duì)其產(chǎn)生的圍巖應(yīng)力σ3的增大，沖擊啟動(dòng)區(qū)煤體失穩(wěn)破壞所需的臨界支承壓應(yīng)力也相應(yīng)增大，即需要在較高的動(dòng)靜載疊加作用下才能發(fā)生失穩(wěn)破壞而沖擊啟動(dòng)。而圍巖應(yīng)力σ3的存在也導(dǎo)致沖擊啟動(dòng)區(qū)煤體由彈塑性狀態(tài)向應(yīng)力軟化狀態(tài)過度，因此對(duì)于其失穩(wěn)破壞的數(shù)值模擬不能采用傳統(tǒng)的彈塑性模型，而應(yīng)該選用應(yīng)變軟化模型進(jìn)行模擬分析。

同時(shí)，基于太沙基理論可知沖擊啟動(dòng)區(qū)煤體將會(huì)對(duì)下方底板產(chǎn)生一定的壓力作用，與水平構(gòu)造應(yīng)力σx共同作用下，將導(dǎo)致底板煤巖體產(chǎn)生較大范圍的塑性破壞，在工作面回采引起的劇烈動(dòng)載擾動(dòng)作用下瞬間滑移失穩(wěn)涌入巷道內(nèi)，進(jìn)而造成底板沖擊顯現(xiàn)的發(fā)生,底板煤巖體沖擊破力學(xué)模型見圖4.

圖4 底板煤巖體沖擊破力學(xué)模型圖

3 動(dòng)靜載疊加作用下沖擊啟動(dòng)模擬研究

3.1 數(shù)值模型的建立及參數(shù)確定

由于沖擊啟動(dòng)區(qū)內(nèi)煤體受到周圍煤體對(duì)其產(chǎn)生的圍壓應(yīng)力，表現(xiàn)出一定的應(yīng)變軟化特征，因此在應(yīng)用FLAC3D軟件進(jìn)行數(shù)值模擬研究時(shí)，不能采用圖5a)所示的彈脆塑性本構(gòu)模型，而應(yīng)該采用圖5b)所示的應(yīng)變軟化本構(gòu)模型。二者的本質(zhì)區(qū)別為峰后階段的應(yīng)力-應(yīng)變曲線不同，具體為應(yīng)變軟化模型峰后殘余強(qiáng)度是緩慢下降至某一強(qiáng)度值，而彈脆塑性模型峰后殘余強(qiáng)度是瞬間下降至某一強(qiáng)度值。

圖5 兩種本構(gòu)模型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖

應(yīng)變軟化模型的煤巖物理力學(xué)參數(shù)可以參照實(shí)驗(yàn)室測(cè)試的705工作面煤樣在一定圍壓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，在此基礎(chǔ)上采用試錯(cuò)法確定數(shù)值模擬模型的賦值參數(shù)。當(dāng)數(shù)值模擬模型的體積模量、剪切模量和密度參數(shù)大小分別取值為1.29 GPa、0.83 GPa和1 350 kg/m3時(shí)，且內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角隨著應(yīng)變變化取值見表1，此時(shí)實(shí)驗(yàn)室測(cè)試的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與數(shù)值模擬運(yùn)算后的應(yīng)力-應(yīng)變曲線吻合性較好，見圖6.

表1 內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角最優(yōu)參數(shù)表

圖6 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測(cè)試的應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖

3.2 動(dòng)靜載疊加誘發(fā)沖擊分析

分別模擬研究了不同靜載相同動(dòng)載和不同動(dòng)載相同靜載兩種情況下數(shù)值模擬模型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，以此來分析靜載和動(dòng)載在動(dòng)靜載疊加誘發(fā)沖擊顯現(xiàn)中所起到的作用。其中模擬不同靜載相同動(dòng)載條件時(shí)，靜載為對(duì)數(shù)值模擬模型預(yù)先加載至20%、40%、60%和80%的最小臨界支承壓應(yīng)力[σmax]min，動(dòng)載為采用0.06 m/min的加載速率；模擬不同動(dòng)載相同靜載條件時(shí)，靜載為對(duì)數(shù)值模擬模型預(yù)先加載至20%的最小臨界支承壓應(yīng)力[σmax]min，動(dòng)載分別采用0.06 m/min、0.6 m/min、3 m/min的加載速率。數(shù)值模擬結(jié)果見圖7.

圖7 不同動(dòng)靜載疊加作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖

由圖7a)可知，隨著數(shù)值模擬模型初始靜載的增加，其在相同動(dòng)載疊加擾動(dòng)作用下軸向壓應(yīng)力呈增大趨勢(shì)，且發(fā)生破壞所需要的應(yīng)變呈減小趨勢(shì)，說明高靜載低動(dòng)載情況下數(shù)值模擬模型容易瞬間失穩(wěn)發(fā)生破壞。由圖7b)可知，隨著數(shù)值模擬模型初始動(dòng)載的增加，其在相同靜載條件下受到動(dòng)載疊加擾動(dòng)作用下軸向壓應(yīng)力同樣呈增大趨勢(shì)，且發(fā)生破壞所需要的應(yīng)變同樣呈減小趨勢(shì)，說明高動(dòng)載低靜載情況下數(shù)值模擬模型容易瞬間失穩(wěn)發(fā)生破壞。可見，單獨(dú)的動(dòng)載和靜載對(duì)于數(shù)值模擬模型的破壞影響較小，但當(dāng)動(dòng)靜載疊加作用較高時(shí)，數(shù)值模擬模型容易瞬間失穩(wěn)發(fā)生破壞，即所謂的發(fā)生沖擊啟動(dòng)。

4 強(qiáng)化控制與巷幫卸壓耦合防治技術(shù)

根據(jù)上述研究結(jié)果可知，現(xiàn)場(chǎng)為了提高沖擊啟動(dòng)區(qū)的啟動(dòng)條件，可以通過加強(qiáng)圍巖控制來提高沖擊啟動(dòng)區(qū)的圍壓，進(jìn)而增大沖擊啟動(dòng)區(qū)所能承載的最小臨界支承壓應(yīng)力；同時(shí)對(duì)巷幫煤體進(jìn)行大直徑水射流鉆孔卸壓，降低沖擊啟動(dòng)區(qū)本身承受的靜載荷，致使沖擊啟動(dòng)區(qū)內(nèi)煤體要在更高的動(dòng)載擾動(dòng)下才能瞬間失穩(wěn)而發(fā)生沖擊啟動(dòng)。對(duì)巷道圍巖采取強(qiáng)化控制與巷幫卸壓耦合防治技術(shù)后，巷道圍巖的應(yīng)力環(huán)境見圖8.

圖8 巷道圍巖垂直應(yīng)力模擬云圖

由圖8可知，巷道圍巖中由內(nèi)向外形成了錨網(wǎng)索強(qiáng)化控制“強(qiáng)結(jié)構(gòu)區(qū)”和大直徑水射流鉆孔卸壓“弱結(jié)構(gòu)區(qū)”，強(qiáng)弱結(jié)構(gòu)區(qū)耦合作用實(shí)現(xiàn)對(duì)于巷道的防沖效果。

強(qiáng)化控制與巷幫卸壓耦合防治技術(shù)前后的巷道圍巖結(jié)構(gòu)彎矩分布情況見圖9.

圖9 巷道圍巖結(jié)構(gòu)的彎矩分布圖

由圖9b)可知，巷道圍巖結(jié)構(gòu)上的彎矩分布更加均勻，且彎矩最大值也要比圖9a)中的小很多。此時(shí)底板最大彎矩由原來的2.37×105N·m降低至1.7×105N·m，降幅為28.3%；實(shí)體煤幫側(cè)最大彎矩由原來的2.4×105N·m降低至1.2×105N·m，降幅為50.0%；煤柱幫側(cè)最大彎矩由原來的2.7×105N·m降低至1.5×105N·m，降幅為44.4%. 可見，采取強(qiáng)化控制與巷幫卸壓耦合防治技術(shù)后巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境更加均質(zhì)，不易存在局部高應(yīng)力集中，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)于巷道圍巖發(fā)生沖擊的防治目的。

5 結(jié) 論

1) 工作面回采期間沿空側(cè)巷道超前段容易誘發(fā)沖擊的原因?yàn)樯隙祟^實(shí)體煤幫內(nèi)一定范圍的煤體將受到較高的支承應(yīng)力作用，處于高靜載應(yīng)力狀態(tài)；同時(shí)高靜載作用范圍內(nèi)煤體受周圍煤體對(duì)其產(chǎn)生的圍壓應(yīng)力，導(dǎo)致其由彈塑性狀態(tài)向應(yīng)力軟化狀態(tài)過度。

2) 數(shù)值模擬采用試錯(cuò)法確定了數(shù)值試件的賦值參數(shù)，并研究了不同靜載相同動(dòng)載和不同動(dòng)載相同靜載兩種情況下數(shù)值模擬模型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，指出單獨(dú)的動(dòng)載和靜載對(duì)于數(shù)值模擬模型的破壞影響較小，而在動(dòng)靜載疊加作用較高時(shí)，模擬試件容易瞬間失穩(wěn)發(fā)生沖擊破壞。

3) 提出了針對(duì)沖擊啟動(dòng)區(qū)的強(qiáng)化控制與巷幫卸壓耦合防治技術(shù)，并通過數(shù)值模擬巷道圍巖垂直應(yīng)力云圖演化規(guī)律和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)巷道圍巖結(jié)構(gòu)的彎矩分布情況驗(yàn)證了該技術(shù)的可行性。