沖擊地壓礦井不同采動強度下的開采擾動特征及其產能

崔 峰，張廷輝，來興平，王蘇健，陳建強，錢德雨

(1. 西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054；2.西安科技大學 教育部西部礦井開采及災害防治重點實驗室，陜西 西安 710054；3. 自然資源部煤炭資源勘查與綜合利用重點實驗室，陜西 西安 710021；4. 陜西煤業化工技術研究院有限責任公司，陜西 西安 710070；5. 國家能源集團新疆能源有限責任公司，新疆 烏魯木齊 830027；6. 中國礦業大學 礦業工程學院，江蘇 徐州 221116)

經過長期大規模的開發，我國淺部煤炭資源日益枯竭，煤炭生產重心逐步向深部轉移，我國煤炭資源已大規模步入深部開采，但是由于深部開采過程中存在覆巖結構復雜、高強度開采、沖擊地壓防控經驗不足等多種問題從而導致深部開采過程中沖擊地壓事故頻繁發生。對于深部的定義，謝和平院士[1]指出深部不是深度，而是一種力學狀態，深部的概念應該綜合反映深部的應力水平、應力狀態和圍巖屬性。據不完全統計，我國超1 000 m深井共計47座，總產量達9 456萬t，平均埋深1 100 m。除上述超千米深井外，近5 a來，我國新增深部礦井16對，包括陜西彬長、永隴礦區12座礦井、呼吉爾特礦區、上海廟礦區等，而這些深部礦區將承擔我國未來主要的煤炭生產任務[2]。進入深部開采后，深部巖石處于“三高一擾動”的復雜力學環境中，致使深部資源開采中出現沖擊地壓等災害事故[3]。針對沖擊地壓災害防治，姜耀東等[4]指出主要的防治技術包括：優化采掘布局、對具有沖擊危險性的區域進行煤巖原位改性、增大支護強度及改善支護方式等。對于具體礦井而言，礦井采掘布局已基本確定，沖擊地壓的防控措施主要包括調控開采強度和主動卸壓改性，但綜合來看，造成高應力集中和彈性能積聚的原因主要是高強度開采，如過快的開采速度、過大的采高、過大的工作面尺寸等。而關于高強度開采的定義，我國學者開展了大量的研究。范立民等[5]認為工作面連續性好、采高大、推進速度快則開采強度高，并將開采強度視為綜合反映回采工藝、回采組織與回采管理的水平。郭文兵等[6-7]從綠色開采角度分析，認為高強度開采是指：厚煤層(采厚M≥3.5 m)、綜合機械化一次采全高(放頂煤或大采高支架)、工作面尺寸較大(L≥200 m)、推進速度較快(v≥5 m/d)、工作面單產較大(一般500萬～1 000萬t/a以上，最小300 萬t/a)、工作面深厚比較小(埋深H與采厚M之比H/M<100)、覆巖與地表破壞嚴重的高產高效采煤方法，并闡述了長壁高強度開采引起的覆巖破壞規律研究現狀及其進展。譚志祥等[8]認為高強度開采具有推進速度大、采出率高、寬深比大等特點。除此之外，許多學者對煤礦高強度開采后覆巖結構演化及地表沉陷規律進行了大量的研究工作，黃慶享[9-10]針對陜北淺埋煤層的礦壓特點，提出了淺埋煤層的定義，并揭示了陜北礦區高強度開采下煤層隔水巖組的“上行裂隙”和“下行裂隙”發育規律及其判據。徐祝賀等[11]采用數值模擬、現場實測、理論分析等手段揭示了淺埋高強度開采覆巖結構演化規律及不同開采條件下地表損傷規律與損傷機理。楊達明等[12]分析高強度開采后覆巖內形成穩定的壓力拱結構，覆巖及地表裂縫以張開、閉合、壓實的過程重復向前發展。

以上學者從地質條件、煤層賦存條件、開采工藝、采煤設備發展水平、巖石力學實驗等多個維度豐富了高強度的定義。但未考慮礦井產能與采動強度之間的關系，如為了深刻汲取山東能源龍鄆煤業“10·20”等沖擊地壓事故教訓，國家煤監局于2019年5月發布《國家煤礦安監局關于加強煤礦沖擊地壓防治工作的通知》[13]，規定沖擊地壓礦井生產規模不得超過800 萬t/a，從沖擊地壓煤礦產能這一角度進一步限定了工作面的采動強度。譚云亮等[14]分析了不同深度、不同塑性區寬度、不同推進度與所產生動能之間關系，指出開采進尺越大，則產生動能就越高，降低推采速度、減少進尺有利于降低產生的動能。王博等[15]指出同一推采時間下推采速度越快，基本頂懸頂距越長，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，易超過發生沖擊地壓的臨界值，能量釋放促使工作面煤壁發生沖擊。綜合分析可知，采掘工作面的采動強度越大，誘發沖擊地壓顯現的可能性越高。但是大部分煤礦為完成每年的生產指標任務，僅根據歷史經驗及現場設備水平等進行設計開采強度水平，未考慮不同開采強度下的開采擾動特征，易誘發沖擊地壓等動力災害，故亟需開展不同采動強度下開采擾動特征的研究。

對于深部礦井，筆者以我國典型的沖擊地壓礦井孟村煤礦為研究背景，在考慮達產的前提下，分別以開采上下分層及整層開采為工程背景設計3種不同采動強度的開采方案研究不同采動強度下的煤巖采動力學特征及覆巖破壞特征，從而分析深埋煤層不同采動強度下的開采擾動特征，并基于此對沖擊地壓礦井產能的確定及開采方法的優選進行初步探討。

1 采動強度與沖擊地壓礦井數量的關系

沖擊地壓的發生與煤炭資源的采動強度密切相關。圖1為我國建國以來煤炭產量與沖擊地壓礦井數量間的關系。中華人民共和國成立70 a以來，我國煤炭產量由成立之初的0.32億t，增至2020年的38.4億t，凈增120倍。沖擊地壓礦井的數量也從中華人民共和國成立前的1個，發展到20世紀50年代7個、60年代12個、70年代22個。直至1985年我國煤炭產量達到8.5億t，1985年5月沖擊地壓礦井共32個，雖然產量相比中華人民共和國成立時大幅度提升，但由于采煤技術仍較為落后，開采深度較淺、采動強度也較低，采場及掘進工作面圍巖所受擾動程度不高，沖擊地壓礦井數量增長緩慢。從1985年算起至2008年煤炭產量增長2.29倍，沖擊地壓礦井數量增長了2.78倍，達到了121個，2017年更是達到177個[16]。由于沖擊地壓的控制難度較大，個別沖擊地壓礦井已關閉或者停采，截至目前全國仍有132座在產的沖擊地壓礦井[17]。

圖1 我國煤炭產量與沖擊地壓礦井數量

沖擊地壓礦井數量與煤炭產量發展趨勢幾乎一致，這反映出隨著煤礦開采裝備水平的提高與礦井作業人員管理及技術水平的提升，煤炭資源的開采量大幅度上升，這直接導致了采動強度的加大，進而產生了較多的沖擊地壓礦井。

進入深部開采后，地應力不斷增長，地應力狀態由淺部構造應力主導逐漸向較深部的兩向等壓應力狀態和超深部的三向等壓應力狀態轉變[18]。在淺部開采時，由于地應力較小，開采擾動對工作面造成的影響可以由煤巖體形成的穩定作業空間自行承受。進入深部開采后，地應力不斷增大，當煤巖體達到極限破壞強度時，煤巖體中的高應力和應變能將誘發沖擊地壓災害，而深部煤礦受到的采動影響是由原巖應力、采動應力疊加引起的，如式(1)所示。

σD+σG>[σ]

(1)

其中，σD為由于開采活動所引起的采動應力；σG為地應力；[σ]為煤巖極限破壞強度。煤巖體的極限破壞強度并不是一成不變的，距離采掘空間較近時煤巖體主要為單向受力狀態，煤巖體的極限破壞強度較小，而距離采掘空間較遠時煤巖體主要為三向受力狀態，煤巖體的極限破壞強度較大。

如圖2所示，其中σG1為指淺部煤礦的地應力，σG2為指深部煤礦的地應力。在相同采動強度下，深部原巖應力和采動應力疊加所產生的動力災害區S1要明顯大于淺部2者疊加所產生的動力災害區S2。這也與深部礦區沖擊地壓礦井數量明顯多于淺部礦沖擊地壓礦井數量的實際情況相一致。

圖2 不同地應力水平的動力災害區示意

2 不同采動強度數值模擬分析

第1節分析了深部礦區相同采動強度下沖擊地壓等動力災害的影響范圍及采動強度與沖擊地壓礦井數量的關系，但隨著煤層開采深度的加大及我國裝備制造業的快速發展，年產500萬t乃至1 000萬t的礦井比比皆是，在開采淺部的煤炭資源時不考慮采動強度對礦井的開采擾動影響不大，在開采深部煤炭資源時，地應力水平不斷提高，此外現實煤炭企業在考慮經濟效益的前提下，根據已有的產能規劃設計的采動強度，未考慮不同采動強度下的開采擾動特征，從而導致沖擊地壓等動力災害事故頻發。因此在達到核定產能的前提下設計不同的開采強度，并利用數值模擬軟件分析不同采動強度下的開采擾動特征。

2.1 工程背景

彬長煤田沖擊地壓礦區煤層埋深普遍較大，4號煤層單軸抗壓強度可達20 MPa以上，普遍具有弱或強沖擊傾向性[19]。以典型沖擊地壓礦井孟村煤礦為背景開展研究，該礦煤層平均埋深659 m，平均煤厚20 m左右，地質構造復雜，基建期間多次發生沖擊地壓顯現。根據實測資料[20]，孟村礦井首采工作面最大水平主應力與最小水平主應力的比值為1.43～1.62，最大水平主應力為垂直主應力的1.66～2.10倍。孟村煤礦最大水平主應力與工作面推進方向夾角為65°～81°，且最大水平主應力在26～38 MPa。孟村煤礦設計生產能力6.0 Mt/a，401101工作面為礦井首采工作面，工作面走向2 090 m，傾向180 m。工作面范圍內煤層厚度為16.0～23.9 m，煤層結構簡單，煤層傾角1°～8°，平均傾角4°，煤層視密度1.36 t/m3。目前401101工作面采用分層開采，上分層采用放頂煤法進行回采，采煤3.5 m，放煤8.1 m，采放比2.31，日推進度為7.2 m，圖3為孟村煤礦覆巖柱狀圖。

圖3 覆巖柱狀

2.2 數值分析軟件的選取及模型構建

3DEC軟件具備強大連續介質力學范疇內的普遍分析能力，特別適用于離散介質在載荷作用下靜、動態響應問題的分析。考慮到對頂底板應力、位移、能量釋放等變化規律進行研究，選用離散元數值分析軟件3DEC進行分析。

現場取樣和巖石力學實驗結果表明，當載荷達到屈服極限后，巖體在塑性流動過程中隨變形保持一定殘余強度。采用理想彈塑性本構模型Mohr-Coulomb屈服準則來判斷巖體的破壞：

τ=c+σtanφ

(2)

式中，τ為剪切面上的切應力；σ為剪切面上的正應力；φ，c分別為內摩擦角和黏聚力。

選取孟村煤礦401101工作面為研究對象，本次3DEC采用的煤巖體物理力學參數見表1。三維模型尺寸為1 000 m×600 m×659 m，如圖4所示。最大水平地應力設置為32 MPa，與工作面推進方向夾角為75°，為去除邊界效應，邊界煤柱留設50 m。

表1 主要煤巖體物理力學參數

2.3 開采模擬方案設計

隨著煤炭開采研究的不斷深入及大采高液壓支架及相應設備的不斷發展，我國推進速度快、產量大、效率高等工作面越來越多。如上灣煤礦世界首個8.8 m大采高工作面、潞安王莊煤礦復雜條件7.2 m大采高工作面以及大同塔山煤礦一次采出厚度近20 m的大采高綜放工作面[21]。對于采掘工作面而言，采動強度的差異性主要體現在推進速度、采煤厚度等參數的不同，以往研究采動強度時很少考慮煤礦產能這一重要因素，而現實情況是煤炭企業為了保證經濟效益，通常會按照采掘工作面的生產能力來設計采動強度的各項參數，基于此在保證達產的前提下，取4號煤層厚度為20 m，按照式(3)分別計算開采上、下分層及整層開采3種開采方案的日推進度。

V=AC/(10-4lhrnNka)

(3)

式中，V為采煤工作面平均日推進度，m；AC為采煤工作面年生產能力，萬t；l為采煤工作面后3 a平均長度，m；h為采煤工作面煤層平均采高，放頂煤開采時為采放總厚度，m；r為原煤視密度，t/m3；n為年工作日數量，d，取330 d；N為正規循環作業系數，%，取0.8；k為采煤工作面采出率，%；a為采煤工作面平均數量。

3種不同采動強度的開采方案為：

方案1。結合孟村煤礦當前的實際開采水平，設計開采4號煤層上分層，煤層厚度11.6 m，計算得出推進速度7.2 m/d，每7.2 m開挖一步，共開挖125步。

方案2。結合目前我國最先進的煤炭開采工藝及水平，開采4號煤層上分層后，待覆巖垮落穩定后，再開采下分層，煤層厚度8.4 m，計算得出推進速度9.6 m/d，每9.6 m開挖一步，共開挖94步。

方案3。考慮未來采煤工藝的發展與液壓支架及相關設備的提升，4號煤層整層開采，煤層厚度20 m，計算得出推進速度4.0 m/d，每4.0 m開挖一步，共開挖225步。

2.4 數值模擬模型校核

基于孟村煤礦401101工作面設計的開采強度，開采上分層，采高11.6 m，推進速度為7.2 m/d。首先模擬方案1，并對模型進行校核。通過3DEC數值模擬計算結果分析，401101工作面達到充分采動后垮落帶發育高度為48.50 m，為采厚的4.18倍，導水裂隙帶高度為210.53 m，為采厚的18.15倍，如圖5所示，與文獻[22]實測的孟村煤礦開采的特厚煤層頂板兩帶發育高度數據裂采比為18.58倍， 垮采比為4.25倍相似，數值模擬模型合理，可用于不同開采厚度、推進速度的數值模擬分析。

2.5 不同采動強度下采動應力及能量擾動特征

2.5.1底板應力演化規律

采動強度將會引起覆巖應力發生改變，利用數值模擬來研究不同采動強度下底板應力演化規律。統計3DEC數值模擬實驗的4號煤從開切眼至回采結束整個過程的底板應力變化規律，分別導出3個方案的底板應力數據并繪制圖6。當工作面推進至750～900 m，此階段處于上覆巖層達到充分采動后繼續推進范圍內，頂板變形失穩受采動影響相比于未達到充分采動階段時較小，基本頂相鄰關鍵塊之間的擠壓力未達到極限抗拉強度，所以頂板未破斷懸于底板上方，故底板壓力基本為0。在模型兩側保護煤柱上方均出現了應力集中現象，且發生應力集中的位置基本一致，分別距離401101工作面開切眼處和終采處2 m與10 m處。方案1,2，3所對應的模型兩側煤柱應力集中最大分別達到60,50,70 MPa左右。在4號煤回采的過程中，方案1,2，3的最大底板應力分別達到66.94,76.02,68.92 MPa，方案2與方案1,3相比，回采方案2時受重復采動的影響，兩側保護煤柱在原有應力集中的基礎上，上覆巖層的應力重復分布，造成應力疊加，故應力集中峰值最大，而方案3與方案1相比，由于前者采厚約為后者的1.72倍，故方案3的應力集中峰值高于方案1。而方案2,3回采過程中出現的應力驟增的現象是由于懸頂面積較大，垮落時伴隨能量大量釋放所引起的。

圖6 不同開采方案底板應力變化特征

2.5.2頂板壓力演化規律

通過研究超前支承壓力峰值及其影響范圍分析不同開采方案不同推進距離的頂板壓力演化規律，根據不同開采方案的頂板應力數據，繪制出推進距離為240,430,620,810 m四個推進距離回采結束后的煤層頂板的超前支承壓力演化趨勢，如圖7所示。

圖7 不同開采方案超前支承壓力演化規律

由圖7(a)可知，工作面超前支承壓力呈現先增大后減小的趨勢，推至430 m時應力峰值達到60.80 MPa；由圖7(b)可知，受上分層采空區的影響，推進至240 m時頂板隨采隨落，工作面前方應力難以積聚，而當工作面繼續推進至模型中部時，由于上方采空區重新壓實形成了再生頂板，圍巖應力重新分布的并形成了應力集中現象，超前支承壓力波動范圍在50～62 MPa；由圖7(c)可知，隨工作面不斷推進超前支承壓力呈線性增長趨勢，超前應力峰值最大可達75.76 MPa。

表2為不同開采方案的超前支承壓力顯現特征參數，在達產的前提下，對于分層開采而言，上分層開采厚度大推進速度慢與下分層開采厚度小推進速度快的應力集中系數集中在3～4內，表明相同煤炭產出量的約束下，上下分層開采強度對于頂板應力的影響效果差異較小；對于整層開采而言，由于采厚巨大，高達20 m，雖然推進速度最小，但應力集中系數呈線性增長且大于分層開采，表明在產能的約束下，整層開采的采動強度要大于開采上下分層的采動強度。綜合分析表明工作面采動強度越大，超前支承壓力峰值、應力集中系數影響范圍越大。

表2 不同開采方案超前支承壓力顯現特征

圖7(b)可以觀察到，開采方案2時，不同推進距離的模型右側煤柱上方均出現了應力異常現象，超前支承壓力高達72.69 MPa，這是由于上分層回采結束后臨近模型右側保護煤柱處形成大面積懸頂，超長頂板左側與4號煤下分層接觸位置位于工作面走向長度840 m，而回采區域4為推進至810 m，故頂板受采動影響較小，未破斷垮落，模型右側保護煤柱上方的應力集中現象一直存在，如圖8所示。

圖8 4號煤上分層回采結束后局部放大

2.5.3能量釋放規律

動力災害最重要的誘因之一為覆巖垮落釋放的大量能量，故研究不同采動強度下能量的演化規律至關重要。由于采動影響造成圍巖應力重新分布，在不同的采動強度下，工作面上覆巖層中的三向應力擾動狀態大不相同，覆巖破壞釋放的能量大小也不盡相同，為分析不同開采方案的應變能演化趨勢，結合式(4)三向應力狀態下巖體的應變能密度公式[23]，分析不同開采方案下覆巖垮落誘發的能量釋放展布特征。

(4)

式中，U為巖體彈性勢能，J/m3；E為巖體彈性模量，Pa；σ1，σ2，σ3為巖體三向應力，Pa；μ為巖體泊松比。

將孟村煤礦401101工作面4號煤層回采過程中所受的三向應力及煤體的彈性模量、泊松比代入式(4)計算得出煤體的應變能密度，繪制出不同推進距離的應變能密度演化趨勢，如圖9所示。通過分析對比不同推進距離的能量釋放特征可知，不同推進距離的應變能密度分布規律整體呈現相似性，將回采應變能密度演化趨勢劃分為采空區應變能降低階段、應變能增大階段和應變能穩定階段。應變能降低階段采空區右側頂板破碎程度最小，應變能密度最低，采空區左側存在一定的離層裂隙，而采空區中部破碎巖石被重新壓實，故應變能密度呈現出先增大后減小的趨勢；應變能增大階段方案1,2的工作面前方受超前支承壓力的影響，應變能密度明顯增大；而方案3相比于方案1,2存在明顯的應變能峰值前移現象，前移距離為50～60 m。應變能密度峰后階段為應變能穩定階段，而方案2中出現的應變能激增是由圖8中的大面積懸頂造成的。隨著推進距離的增大，采空區破碎矸石逐漸壓密，故采空區局部出現應變能增大的現象。

圖9 不同推進距離的應變能密度演化趨勢

2.6 沖擊危險性評估

影響沖擊危險性的因素很多，目前國內公認的沖擊危險性工程判據的最基本的力學機理可簡要地概括為“引起沖擊的應力至少要大于煤巖的單軸抗壓強度且煤巖具有沖擊傾向性”[24-26]。圍巖外應力與圍巖抗壓強度的比值常作為衡量沖擊危險性的指數，該指數在小于1.0，1.0～1.5，1.5～3.0、大于3.0時其對應的沖擊危險性可劃分為無危險性、弱危險性、中等危險性、強危險性4種危險性[27]。筆者針對寬溝煤礦強沖擊傾向性煤層上行復采沖擊危險性評估時提出了沖擊地壓危險性指數Im[28]。將孟村煤礦具有沖擊傾向性的4號煤層上部覆巖載荷與該煤體的單軸抗壓強度之比記為Im，即指401101工作面回采而引起的動態變化的煤體單位面積所受覆巖載荷與煤樣單軸抗壓強度之比，計算公式為

(5)

式中，P為4號煤層上覆巖層所承受總載荷，kN；SL為4號煤層待采總面積，m2；σc為煤體單軸抗壓強度，MPa。

通過監測不同開采區域的4號煤層單位面積內所受的上覆載荷以及4號煤體的單軸抗壓強度計算得出不同開采方案的沖擊危險性指數，如圖10所示。回采不同區域時隨推進距離不斷增大3種方案沖擊地壓危險均不斷增大。在推進距離350 m之前，方案1與方案3的沖擊危險性指數趨勢基本一致，逐漸從弱沖擊危險性過渡到中等沖擊危險性，但方案2在這一階段處于無沖擊危險區域；350 m至回采結束階段范圍內，方案3的沖擊危險性最高，方案2次之，方案1最小。綜合分析可知，整層開采的沖擊危險性要高于分層開采，且分層開采時推進速度越快沖擊危險性越高。

圖10 不同開采方案的沖擊危險性指數

3 不同采動強度下覆巖擾動特征

采動強度主要影響采場上覆巖層的垮落結構及形態。不同開采方案的主要變量為采厚和推進速度，由此分別分析采厚及對推進速度對上覆巖層“砌體梁”結構的影響，研究不同采動強度下的覆巖垮落結構特征。

3.1 采厚對覆巖垮落結構特征的影響

在一定的地質條件下，采厚是影響上覆巖層破斷程度的最重要因素之一，采厚越大，地下采出空間越多，必然導致上覆巖層破壞越嚴重。根據錢鳴高院士提出的“砌體梁”的“S-R”穩定理論，鉸接點A失穩形式包括：滑落失穩和回轉失穩[29](圖11)，而B關鍵塊的維穩需要滿足

圖11 2個關鍵塊結構運動受力

(1)滑落失穩：Ttanφ≥QA;

(2)回轉失穩：T/α≥ησc；

式中，T為巖塊間水平擠壓力；tanφ為巖塊間摩擦因數，一般取0.3；QA為塊體A與關鍵塊B鉸接處A點的最大剪切力；QC為關鍵塊C與相鄰巖塊的鉸接處C點的最大剪切力；T/α為相鄰巖塊接觸面上的平均擠壓應力；ησc為巖塊在端角處的擠壓強度；P1和P2分別為關鍵塊B和關鍵塊C的自重應力；θ1和θ2分別為關鍵塊B和關鍵塊C的回轉角；W1和W2分別為關鍵塊B和關鍵塊C的下沉量；R為矸石對關鍵塊C的支撐反力;l為關鍵塊C的長度。

“砌體梁”中關鍵塊B的下沉量W1與直接頂總厚度∑h、采厚M及巖層破斷后的松散系數KP有關：

W1=M-∑h(KP-1)

(6)

根據文獻[30]“砌體梁”的全結構力學模型得出的力學解析解式(7)，(8)得出滑落失穩的判別式(9).

(7)

(8)

(9)

式中，P1為上覆巖層垂直作用力；i為斷裂度。

由幾何關系可知W1=lsinθ1，由此推導出滑落失穩極限平衡時斷裂度i和采厚M的關系為

(10)

由式(10)可知，對于單個煤礦而言，直接頂厚度、巖體松散系數、關鍵塊的摩擦因數是恒定值，故斷裂度與采厚呈線性關系，采高越大，頂板的斷裂程度越高，必然導致工作面上覆巖層破壞越嚴重。

對于回轉失穩而言，影響回轉變形失穩的關鍵是回轉角θ1，而回轉失穩的極限平衡方程為

(11)

由式(11)可知，當采厚增大時回轉角也隨之增大，造成關鍵塊B,C接觸處咬合點擠碎而形成回轉變形失穩。根據生產地質條件，l取15 m，采厚M為3～20 m，直接頂總厚度取13.33 m，KP取1.5，tanφ取0.3，分別代入式(10)，(11)，可得不同采厚下斷裂度i及關鍵塊B回轉角θ1的變化曲線，如圖12所示。

由圖12可知，隨著工作面采厚的增大，“砌體梁”結構的關鍵塊體的斷裂度i及關鍵塊B回轉角θ1近似呈現線性增大趨勢，由此可知，方案3的斷裂度分別約為方案1,2的1.77倍、2.50倍，回轉角分別約為方案1,2的3.36倍、9.50倍，故整層開采覆巖失穩的可能性要大于分層開采，與依據覆巖應力評估3種開采方案的沖擊危險性結果一致。

圖12 不同采厚下斷裂度及回轉角變化曲線

3.2 推進速度對覆巖垮落結構特征的影響

上覆巖層破斷后，巖塊間的相互咬合經歷“穩定—失穩—再穩定”的變化，從而形成工作面周期來壓。劉金海等[31]指出推進速度過快容易造成多頂板勢能轉化和多煤層應變能均衡釋放，非均勻推采導致煤層應變能集中釋放。王猛等[32]通過建立了考慮矸石壓縮效應的“砌體梁”結構模型，提出加快推進速度將顯著減小采空區矸石的壓縮程度。如圖13所示，一定時間內，當工作面推進速度加快時，關鍵塊C的回轉角明顯減小，關鍵塊B與關鍵塊C的鉸接方式由點接觸逐漸向線接觸轉化，從而增加了2者之間的水平擠壓力T導致關鍵塊B鉸接處擠壓破碎，從而增大了回轉失穩的可能性。

圖13 推進速度對2個關鍵塊回轉的影響

將方案1與方案2所造成的沖擊危險性進行對比，前者采厚為11.6 m，推進速度為 7.2 m/d，后者采厚8.4 m，推進速度為9.6 m/d，由3.1節分析可知采厚越大沖擊危險性越高，但是后者的沖擊危險性在推進340 m之后甚至高于前者，表明推進速度快更易誘發上覆巖層破斷及能量大量釋放，導致沖擊危險性增大。

3.3 覆巖破壞高度及范圍

深部煤礦高強度開采對上覆巖層破壞主要體現在2個方面：一方面高強度開采引起的“兩帶”發育高度較大；另一方面覆巖由原本的“三帶”發育形式轉變為“兩帶”發育模式[33]。通過現場觀測、理論公式計算機相似模擬實驗驗證了上述2個方面[34]。根據三維模型工作面開采過程中的導水裂隙帶發育高度，統計不同開采方案下垮落帶發育高度HK與導水裂隙帶發育高度HD及與采厚M之比，見表3。由于方案2為在4號煤層上分層回采結束后繼續開采下分層，方案1的實際采厚最小，兩帶發育高度最低，方案2開采時上分層采空區逐漸壓密，起到一定的支撐作用，方案3屬于整層開采，故方案3的兩帶發育高度要大于方案2。

表3 不同開采方案下“兩帶”發育高度特征

4 基于開采擾動特征的礦井產能確定及開采方法優選

2020-12-23，國家礦山安全監察局頒布了《進一步加強煤礦沖擊地壓防治工作的通知》，在其附件《煤礦沖擊地壓防治示范礦井建設基本要求》第7條中明確提出，應當按礦井防沖要求，確定采煤工作面推進速度和礦井生產能力，確保礦井采掘布局和接續合理，堅決杜絕采掘接續緊張[35]。對于沖擊礦壓礦井而言，為實現“零沖擊”的目的，必須確定合理的開采強度。第2，3節分析了不同采動強度下的開采擾動特征，并對不同的采動強度進行了沖擊危險性評估。

綜合分析可知，采掘工作面的采動強度越大，開采擾動程度越高，沖擊地壓顯現的可能性也越大。一方面，沖擊地壓礦井產能是設計采動強度根本因素之一；另一方面，開采方法也是影響工作面采動強度的重要參數之一。因此可以將沖擊地壓礦井不同采動強度下的開采擾動特征應用于礦井產能確定及開采方法優選等方面。

4.1 當前煤礦產能確定方法及不足

當前煤礦主要從礦井生產系統能力、地質條件、設備水平、經濟能力等多方面利用多種方法如層次分析法、模糊數學法等設計煤礦產能，恰恰沒有涉及最核心的礦井自身。2020-11-20，國家應急管理部頒布了《煤礦重大事故隱患判定標準》[36]，其中15項煤礦重大事故隱患第1項即為：超能力、超強度或者超定員組織生產。由此可知，對于煤礦而言，首先要確定煤礦的合理產能，嚴禁超能力生產；其次針對現有的煤礦，要依據恒定產能下由采動活動引起的煤巖采動力學響應特征來確定煤礦的合理開采強度，不能僅根據煤層賦存特征、地質條件、現有的采掘支護設備水平及經驗來確定煤礦的開采強度界限，嚴禁超強度開采。

4.2 礦井產能的確定方法

當前煤礦產能的設計依據主要包括客觀條件和主觀條件，客觀條件主要有礦井地質條件、采區回采率、煤炭資源可采儲量及服務年限等，主觀條件包括采煤方法、地面生產系統水平、現有裝備水平、礦井實際經濟水平等。此外，礦井在設定產能的約束下設計工作面的采動強度，由于未考慮煤巖體的力學響應，從而不合理的采動強度容易誘發多種動力災害。因此可以根據不同采動強度的開采擾動程度反向調節采動強度，在確保安全開采的前提下確定合理的采動強度，如采掘工作面推進速度、采厚等參數，進而確定礦井的合理產能。

沖擊地壓礦井合理產能應該包括2個方面：① 對于新礦井而言，為了盡可能減少煤礦災害事故的發生，礦井設計前期就要利用理論分析、數值模擬等多種方法設計合理的開采強度，從而確定煤礦的合理產能；② 對于已建成礦井，如若當前的開采強度經常誘發動力災害，一方面可以重新核定產能，降低采動強度，另一方面在保持當前產能的前提下，可以實施煤巖改性[37-38]，改變煤巖力學行為。從上述2方面來降低發生動力災害的可能性，具體方法如圖14所示。

4.3 基于開采擾動特征優選開采方法

綜合分析不同開采方案的開采擾動特征，可知對于孟村煤礦當前的地質條件，為了降低孟村煤礦動力災害發生的可能性需要根據工作面開采擾動特征對孟村煤礦的開采方法進行選擇。

從不同采動強度下的開采擾動特征分析，整層開采的圍巖應力、超前支承壓力及沖擊危險性均大于開采上下分層；進而對比開采上分層與下分層所造成的沖擊危險性，前者采厚為11.6 m，推進速度為7.2 m/d，后者采厚8.4 m，推進速度為9.6 m/d，由3.1節分析可知采厚越大沖擊危險性越高，但是后者的沖擊危險性在推進340 m之后甚至高于前者，表明推進速度快更易誘發上覆巖層破斷及能量大量釋放，導致沖擊危險性增大。

綜合分析可知，孟村采取分層開采的方式是合理的，但其在當前采動強度下易造成動力災害事故，故一方面需要主動加強現場煤巖力學改性，另一方面需要重新核定產能，根據不同采動強度下的開采擾動特征重新確定合理開采強度，進而確定合理產能。

5 結 論

(1)通過分析我國煤礦煤炭開采量、開采深度與沖擊地壓礦井數量關系，得出進入深部開采后隨煤炭資源量、開采深度、采動強度的不斷增大，沖擊地壓礦井數目逐漸增多。并指出相同采動強度下，深部礦井發生沖擊地壓的可能性明顯高于淺部礦井。

(2)以典型深部沖擊地壓礦井孟村煤礦為工程背景，在產能的約束下設計了3種不同采動強度的開采方案，利用3DEC數值分析軟件及理論分析揭示了不同采動強度下的煤巖體采動應力特征、能量演化規律及覆巖垮落結構特征，結果表明整層開采的沖擊危險性要高于分層開采。

(3)不同開采強度的主要變量為采厚及推進速度，增大采厚會提高砌體梁結構的斷裂度及關鍵塊的回轉角，提高了滑落失穩及回轉失穩的可能性；加快推進速度會導致鉸接巖塊之間的水平推力增大，提高了回轉失穩的可能性，更易誘發上覆巖層破斷及能量大量釋放，從而導致沖擊危險性增大。

(4)揭示了目前煤礦設計產能的不足之處，提出了根據不同采動強度下的開采擾動特征反向確定礦井合理的采動強度，進而確定的礦井合理產能的方法，主要包括降低產能和實施煤巖力學改性，并對孟村煤礦的開采方法進行了優選。