褶曲構造影響區內工作面開采誘沖機理及其防治研究

楊增強， 劉暢， 宋潔， 白洋， 靳會武， 王大偉

（1. 江蘇建筑職業技術學院 交通工程學院，江蘇 徐州 221116；2. 徐州礦務集團有限公司，江蘇 徐州 221018；3. 中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；4. 徐州市檢驗檢測中心，江蘇 徐州 221111）

0 引言

隨著國內煤炭資源開采地質條件越來越復雜，開采深度逐年增加，煤層開采期間礦壓顯現頻發[1-3]。褶曲作為常見的地質構造類型，易造成煤層傾角起伏變化大，進而導致煤層開采期間因受傾角變化影響而使礦壓顯現特征存在多變性。因此，許多學者針對褶曲構造影響區內煤層的開采進行了研究。文獻[4]以甘肅省華亭煤田硯北井田典型褶曲構造為實例，通過對比褶曲構造區內工作面開采前后應力場的變化規律，提出了沖擊地壓發生的臨界最大主應力理論。文獻[5]通過實地調研監測及數值模擬仿真的手段對開采空間圍巖穩定性與沖擊地壓顯現程度之間關系進行分析，揭示了構造應力場對于煤層開采誘發沖擊地壓的影響機理。文獻[6]基于褶曲構造區內地應力實測結果，結合三維數值模擬的方法分析了地應力與沖擊地壓誘發機理之間的關聯性。文獻[7-8]分析了黃隴侏羅紀煤田內各礦井沖擊地壓顯現特征，指出厚硬覆巖層對沖擊地壓的誘發起著主導作用。以上文獻均默認工作面的煤層傾角保持不變，但在實際中褶曲構造區內不同工作面的煤層傾角存在較大變化，易造成礦壓顯現特征多變性。

針對上述問題，本文以靖遠煤業集團有限責任公司寶積山煤礦七采區為工程背景，從煤層開采期間傾角變化對工作面內靜載荷及上覆巖層中遠、近場動載的影響規律進行了分析，揭示了煤層傾角變化時沿空巷道圍巖中煤巖組合系統的沖擊顯現特征，并針對性地提出了沖擊地壓防治協同控制方法。

1 采區地質概況

寶積山煤礦目前正在開采井田內東翼側的七采區，受褶曲地質構造影響，七采區內煤層開采期間存在傾角的變化，傾角變化范圍為6～48°。七采區內主采1號煤層，埋深為482～726 m，平均埋深約為604 m。1號煤層平均厚度為7.8 m，綜放開采，采放比為1∶1.2。七采區內目前正在開采705綜放工作面，其剖面位置關系如圖1所示。

圖1 七采區內工作面剖面位置關系Fig. 1 Position relationship of working face profile in seven mining area

基于礦方所提供的703和705綜放工作面開采期間礦山動力顯現數據報表統計結果得知，703和705綜放工作面回采期間礦山動力顯現整體發生頻次較高，且顯現位置多集中于沿空側的回風平巷內，分別為27次和14次；703綜放工作面（煤層傾角為17°）采掘期間整體礦山動力顯現發生頻次要遠高于705綜放工作面（煤層傾角為45°）采掘期間的礦山動力顯現發生頻次，分別為32次和17次，因此有必要針對此褶曲構造影響區內不同工作面開采期間受不同煤層傾角因素影響的誘沖機理進行分析研究。

2 煤巖組合系統誘沖機理類型分析

首先通過構建不同剛度條件的煤巖組合系統，基于七采區內煤巖層在實驗室內的物理力學參數測試結果，采用數值仿真試驗對煤巖組合系統沖擊啟動時的剛度條件進行研究[9-10]，得到煤巖組合系統在不同剛度條件下發生沖擊啟動時的應力–應變曲線及聲發射（Acoustic Emission，AE）能量變化規律，如圖2所示。

圖2 不同剛度條件下煤巖組合系統應力及AE能量變化規律Fig. 2 Stress and AE energy variation law of coal rock combination system under different stiffness conditions

由圖2（a）可知，尺寸為50 mm×100 mm的標準純煤樣試件的屈服強度點σb為6.2 MPa，殘余強度點σa為1.6 MPa，連接兩點的直線斜率即為其相應的煤體剛度值k2，取值為-2.3 GPa。根據純煤樣試件內部AE事件能量分布規律可知，其加載破壞過程中內部中間區域并未發生顯著破壞；由圖2（b）可知，當煤樣與頂底板巖樣構成煤巖組合系統時，若頂底板圍巖系統的剛度值k1為4.0 GPa，則煤巖組合系統的剛度值滿足k1+k2＞0的條件，此時煤巖組合系統中AE事件能量主要分布于煤樣中，且AE事件能量值多集中在9.0×10-5～1.2×10-4J范圍內，累積AE能量云圖表明煤樣內部中間區域開始發生破壞；由圖2（c）可知，若頂底板圍巖系統的剛度值k1為0.1 GPa，則煤巖組合系統的剛度值滿足k1+k2＜0的條件，此時煤巖組合系統中AE事件能量同樣主要分布于煤樣中，且AE事件能量值多集中在6.0×10-5～9.0×10-5J范圍內，累積AE能量云圖表明煤樣內部中間區域開始發生顯著破壞；頂底板圍巖系統的剛度值k1分別為4.0，1.0 ，0.5，0.1，0 GPa（無頂底板圍巖系統）時的累積AE能量釋放情況如圖2（d）所示，與純煤樣的剛度值k2對比可知，煤巖組合系統剛度值大于0的累積AE能量較煤巖組合系統剛度值小于0的累積AE能量小，這說明煤巖組合系統剛度值小于0時更易累積AE能量，且k1+k2的絕對值越大，其所累積AE能量也越高。另外，無頂底板圍巖系統的純煤樣試件也易累積較高的AE能量，但較頂底板圍巖系統的剛度值趨于0時的煤巖組合系統要小。

根據上述數值仿真實驗結果，結合相關文獻，以應力-應變曲線為判別標準，將煤巖組合系統劃分為靜態破壞型、動態破壞I型和動態破壞II型[11-12]3種誘沖機理類型。當煤層開采期間受高集中靜載和近場動載擾動疊加作用時，容易誘發靜態破壞型或動態破壞I型的沖擊地壓，沖擊顯現程度較弱或一般，對于開采空間內設備及人員不會造成顯著的危害性；當煤層開采期間進一步受到遠場劇烈動載擾動疊加作用時，易誘發動態破壞II型的沖擊地壓，此時沖擊顯現程度十分劇烈，對于開采空間內設備及人員將會造成嚴重的危害性，有必要加強監測預警和采取針對性的卸壓解危措施。

3 不同傾角煤層開采誘沖機理分析

3.1 煤層傾角對集中靜載的影響分析

傾角為α的綜放工作面沿傾向剖面建立簡化后的二維平面應變力學模型，模型中將未發生破斷的煤巖層視作連續的彈性介質，并假定其滿足Winkler彈性地基理論[13-14]，如圖3所示。

圖3 煤層傾角為α時的平面應變力學模型Fig. 3 A plane strain mechanical model of when coal seam dip angle is α

由圖3可知，基本頂受到上覆軟弱夾層對其施加的豎向均布載荷q，當基本頂懸頂段塊體A未發生破斷時，將會對下方煤體產生沿著y軸方向的較大垂向應力，當煤體壓縮變形達到一定量時煤體所產生的反向支承應力將會致使基本頂處于穩定平衡狀態，此時反向支承應力為

式中：kc為煤體的彈性地基系數；ec為煤體的壓縮變形量。

將未破斷的基本頂視為半無限長梁體結構，其上覆軟弱巖層對其所施加的垂向均布載荷分量為qcosα，未破斷的基本頂懸頂段長度為L，塊體B對塊體A端頭位置處的垂向剪應力為Q，傾向擠壓應力為N0。沿y軸在基本頂橫截面內的垂向剪應力為Q0，傾向擠壓應力為N，彎矩為M0。根據未破斷的基本頂受力特征，基于xoy坐標系可得到不同區間段的變形微分方程。

式中：Er為基本頂的彈性模量；Ir為基本頂橫截面的慣性矩；分別為煤體壓縮變形量的2階和4階導數；w0為沿空側護巷煤柱體的寬度，取值為12 m；w1為沿空側煤巷的寬度，取值為4.2 m。

參照Timoshenko解[15]，聯立式（1）和式（2），解算煤體壓縮變形平衡后沿x軸方向的垂向變形量，并將計算得到的煤體垂向變形量代入式（1），得到不同傾角下煤體對基本頂的反向支承應力在不同區間段的分布曲線，如圖4所示。

圖4 煤體對基本頂的反向支承應力分布曲線Fig. 4 Reverse support stress distribution curve of coal body to basic roof

由圖4可知，隨著煤層傾角按0°→15°→30°→45°的順序依次遞增，煤柱側內集中靜載荷峰值相應按13.1 MPa→16.0 MPa→17.9 MPa→18.5 MPa的順序依次增大，其相對應的增幅依次為22.1%、11.9%和3.4%，增幅逐步下降；實體煤側內集中靜載荷峰值則相應按照20.2 MPa→17.1 MPa→15.3 MPa→14.3 MPa的順序依次減小，其相對應的降幅依次為15.3%、10.5%和6.5%，降幅逐步下降。

綜上分析可知，煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，在基本頂未發生破斷前，臨近上區段的沿空巷道煤柱側內集中靜載荷應力集中程度將會逐漸增高，由于寬度僅為12 m的護巷煤柱體承載能力有限，所以煤柱體在高集中靜載作用下其內部塑性破壞區范圍逐步擴大，進而在煤層傾角較大時煤柱側內煤巖組合系統易誘發靜態破壞型或動態破壞I型的沖擊地壓；沿空巷道實體煤側內原有集中靜載荷應力集中程度逐漸降低，同時煤柱側失穩破壞后將會導致煤柱側內的集中靜載荷轉移至實體煤側，進而導致實體煤側內的集中靜載荷產生激增效應，在煤層傾角較大時實體煤側內煤巖組合系統同樣易誘發沖擊地壓。隨著本區段工作面的回采推進，工作面前方的超前支承應力將會導致實體煤側內的集中靜載荷產生進一步的激增效應，從而致使實體煤側內煤巖組合系統誘發沖擊地壓的可能性進一步增加。

3.2 煤層傾角對遠場動載的影響分析

以傾角為α的綜放工作面沿傾向剖面建立簡化后的二維平面應變力學模型，相應的得到高位厚硬關鍵層受力模型，如圖5所示。

圖5 高位厚硬關鍵層受力模型Fig. 5 Force model of high and thick hard key layer

根據構建的高位厚硬關鍵層受力特征，可推導出懸頂的高位厚硬關鍵層中任意橫截面上的彎矩力：

式中：q1為高位厚硬關鍵層上覆軟弱巖層對其所施加的豎向均布載荷；l為高位厚硬關鍵層的懸頂段長度。

高位厚硬關鍵層任意橫截面上的法向拉應力為[16]

式中Ik為高位厚硬關鍵層任意橫截面上的慣性矩。

聯立式（3）和式（4）可知，當高位厚硬關鍵層在懸頂段兩端位置處的法向拉應力大于其極限抗拉強度Ft-max時才會發生破斷，則

式中：hk為高位厚硬關鍵層的厚度；ηk為相關系數，

依據式（5），可得到綜放工作面的煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，其相應的厚硬關鍵層發生破斷時的最小懸頂段長度變化情況，如圖6所示。

圖6 厚硬關鍵層破斷時的最小懸頂段長度變化曲線Fig. 6 Change curve of minimum suspended top section length when thick and hard key layer is broken

通過圖6可知，當煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，其相應的高位厚硬關鍵層發生破斷時的最小懸頂段長度由初始的1倍ηk增大至1.19倍ηk。煤層傾角較小時高位厚硬關鍵層更容易發生破斷而形成遠場動載荷，而在煤層傾角較大時高位厚硬關鍵層發生破斷則需要更長的懸頂段。

3.3 煤層傾角對近場動載的影響分析

以傾角為α的綜放工作面沿傾向剖面建立簡化后的二維平面應變力學模型，得到煤層傾角α條件下的低位基本頂巖層受力模型，如圖7所示。

圖7 低位基本頂巖層受力學模型Fig. 7 Mechanical model of low basic top strata

基于圖7可得到基本頂巖層破斷位置與上區段采空區煤幫的水平間距為m0[17]，結合七采區內已采工作面調研結果可計算得到煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，基本頂巖層破斷位置與上區段采空區煤幫的水平間距的變化規律，如圖8所示。

圖8 基本頂巖層破斷位置的水平間距變化曲線Fig. 8 Horizontal spacing change curve of the breaking position of the basic roof strata

由圖8可知，煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，基本頂巖層破斷位置與上區段采空區煤幫的水平間距呈現出指數形式遞增變化，由開始的10.1 m遞增至11.2 m，考慮到護巷煤柱體寬度為12 m，可見基本頂巖層破斷位置位于護巷煤柱體上方靠近沿空巷道煤柱幫側。由于水平間距隨著煤層傾角變化的波動范圍僅為1.1 m，這也意味著基本頂巖層破斷所形成的近場動載荷對于開采空間周圍煤巖組合系統造成動載擾動時的傳播距離近乎一致。

根據塊體B的受力特征（圖7），以基本頂巖層破斷位置處的s點為旋轉軸得到力矩平衡方程[18-19]，結合七采區內煤層埋深（范圍為482～726 m），取整數值為500 ，550 ，600 ，650，700 m，基于相關力矩平衡方程，可得到煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中滑落和回轉失穩系數的變化規律，如圖9所示。其中塊體B發生滑落失穩的條件是K1≥1，塊體B發生回轉失穩的條件是K2≥1，且K1，K2值越大，塊體B越易發生失穩。

圖9 滑落和回轉失穩系數變化曲線Fig. 9 Variation curve of sliding and slewing instability coefficient

由圖9（a）可知，當煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，不同埋深位置處塊體B的滑落失穩均小于1，這表明塊體B將不會發生滑落失穩的情況；由圖9（b）可知，當煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，不同埋深位置處塊體B的回轉失穩系數呈指數形式遞減，且隨著塊體B埋深的增加，其相應的回轉失穩系數K2大于1的煤層傾角范圍上限也逐步擴大。綜上分析可知，當煤層傾角越小、塊體B埋深越大時，塊體B越易發生顯著的回轉失穩而形成近場動載荷。

4 三維數值模擬分析

4.1 三維模型的建立

結合七采區內開采煤層工程地質條件，采用FLAC3D有限差分軟件建立三維模型，所構建的三維模型中煤巖層采用Mohr-Coulomb本構模型，其物理力學參數賦值情況見表1。

表1 煤巖層物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock strata

針對所構建的三維模型，分3個步驟計算，依次為初始平衡應力計算、上區段工作面開采并進行應力平衡計算、本區段工作面開采并進行應力平衡計算。

4.2 數值模擬結果分析

隨著煤層傾角按0°→15°→30°→45°的順序依次遞增，模擬運算得到沿空巷道的實體煤側內工作面和煤柱側內護巷煤柱體中的垂向應力空間分布云圖，如圖10和圖11所示。

圖10 實體煤側工作面內垂向應力空間分布云圖Fig. 10 Spatial distribution nephogram of vertical stress in the working face of solid coal side

圖11 煤柱側護巷煤柱體內垂向應力空間分布云圖Fig. 11 Spatial distribution nephogram of vertical stress in coal pillar body of coal pillar side protection roadway

由圖10和圖11可知，隨著煤層傾角按0°→15°→30°→45°的順序依次遞增，實體煤側內集中靜載荷峰值按照136.6 MPa→62.3 MPa→53.7 MPa→43.7 MPa的順序依次減小，煤柱側內集中靜載荷峰值則按照57.5 MPa→61.1 MPa→63.4 MPa→86.2 MPa的順序依次增大，數值模擬集中靜載荷變化規律與理論計算變化規律一致，也進一步論證了三維數值模擬結果的準確性。

綜上分析可知，當煤層傾角趨近于0°時，沿空巷道實體煤側內靜載荷集中程度較高，根據高位厚硬關鍵層和低位基本頂巖層的破斷規律分析可知，此時覆巖中更容易形成遠場動載荷和近場動載荷，在動靜載疊加作用下沿空巷道兩幫內煤巖組合系統極易誘發動態破壞II型的沖擊地壓；當煤層傾角趨近于45°時，沿空巷道煤柱側內靜載荷集中程度較高，此時覆巖中不易形成遠場動載荷和近場動載荷，由于煤柱體寬度僅為12 m，其自身承載能力較低，在高集中靜載作用下沿空巷道煤柱側內煤巖組合系統極易誘發靜態破壞型或動態破壞I型的沖擊地壓。

5 工業性試驗

705綜放工作面開采期間，煤層傾角近似為45°，結合上述理論與數值模擬分析結果可知，在高集中靜載作用下沿空巷道煤柱側內煤巖組合系統極易誘發靜態破壞型或動態破壞I型的沖擊地壓。針對這2種類型的沖擊地壓，對沿空巷道煤柱側實施大直徑鉆孔卸壓來實現高集中靜載荷的轉移和釋放，并對煤柱側實施煤柱側補強支護來實現煤柱側的強化加固，進而在煤柱側形成“強弱強”的防沖結構體。現場工業性試驗方案如圖12所示。

圖12 現場工業性試驗方案Fig. 12 Site industrial test plan

由于煤體內應力集中程度的高低與其所釋放的電磁輻射信號值呈正比[20-21]，所以采用KBD-5型電磁輻射儀器對沿空巷道煤柱側實施防沖措施前后進行監測，監測結果如圖13所示。

圖13 煤柱側電磁輻射監測結果Fig. 13 Monitoring results of electromagnetic radiation at coal pillar side

由圖13可知，沿空巷道煤柱側超前工作面0～50 m范圍為監測區間，在實施防沖措施前，電磁輻射值變化范圍為32～80 mV，均值為49 mV；實施防沖措施后，電磁輻射值變化范圍為7～24 mV，均值為16 mV。實施防沖措施后的電磁輻射值降幅高達67.3%，這說明實施防沖措施能很好地改善沿空巷道煤柱側內靜載荷的集中程度，使煤柱側內煤巖組合系統不易誘發沖擊地壓。

6 結論

1） 煤巖組合系統仿真試驗結果表明：k1+k2＞0時所累積的AE能量值較k1+k2＜0時所累積的AE能量值小，表明k1+k2＜0時煤巖組合系統能夠累積更多的彈性應變能；當k1+k2＜0時，|k1+k2|值越大，越易累積更多的彈性應變能。

2） 基于Winkler彈性地基理論計算得知，隨著煤層傾角由0°逐漸增大至45°，煤柱側內集中靜載荷峰值相應逐漸增高，增幅具有“前高后低”的變化規律；實體煤側內集中靜載荷峰值相應逐漸降低，降幅具有“前高后低”的變化規律。

3） 基于理論分析計算可知，高位厚硬關鍵層隨著煤層傾角的遞增而更加不易發生破斷，進而難以形成遠場動載荷；隨著煤層傾角的遞增，低位基本頂巖層破斷所形成的近場動載荷位置基本一致，其中塊體B不會發生滑落失穩，其發生回轉失穩的可能性隨著埋深的增加而顯著增大。

4） 基于三維數值模擬分析可知，隨著煤層傾角由0°逐漸增大至45°，煤柱側和實體煤側內集中靜載荷峰值變化規律與理論分析計算結果相吻合，即當煤層傾角趨近于0°時，沿空巷道實體煤側內靜載荷集中程度較高，當煤層傾角趨近于45°時，沿空巷道煤柱側內靜載荷集中程度較高。

5） 沿空巷道煤柱側內煤巖組合系統極易誘發靜態破壞型或動態破壞I型的沖擊地壓，在705回風平巷內進行了現場工業性試驗，實施防沖措施后的電磁輻射值降幅高達67.3%，這說明實施防沖措施能很好地改善沿空巷道煤柱側內靜載荷的集中程度，使煤柱側內煤巖組合系統不易誘發沖擊地壓。