新街礦區(qū)深部開采鄰空巷道受載特征及沖擊失穩(wěn)規(guī)律分析

趙毅鑫，周金龍，劉文崗

(1.中國礦業(yè)大學(北京) 共伴生能源精準開采北京市重點實驗室，北京 100083; 2.中國礦業(yè)大學(北京) 能源與礦業(yè)學院，北京 100083;3.煤炭科學研究總院 應急科學研究院，北京 100013)

我國煤炭資源開采深度以10～25 m/a的速度增加[1]，近年來中東部礦區(qū)普遍進入深部開采且可采資源日益枯竭，煤炭開采逐漸向西部轉移。隨著西部礦區(qū)的大范圍、高強度開采，西部煤炭開采深度由原來的普遍100～300 m不斷增加，目前部分礦井采深已達600～750 m。因此，西部煤炭開采也需面對深部開采時采場和巷道圍巖變形嚴重，礦壓顯現劇烈，煤巖動力災害頻發(fā)等問題[1-2]。新街礦區(qū)位于內蒙古自治區(qū)鄂爾多斯市伊金霍洛旗，賦存大量優(yōu)質煤炭資源，是我國煤炭的重要供給區(qū)，部分礦井受到沖擊地壓災害的嚴重威脅，制約了煤炭安全高效開采，因此研究該區(qū)域沖擊地壓發(fā)生規(guī)律及防治方法具有重要意義。

針對沖擊地壓發(fā)生機理及防治方法，諸多學者開展了卓有成效的研究和探索。齊慶新等提出了誘發(fā)沖擊的“三因素”理論[3]，提出以應力控制為中心，以單位應力梯度為表征的沖擊地壓應力控制理論[4];竇林名等提出了沖擊地壓的強度弱化減沖理論[5]，動靜載疊加原理[6];潘一山[7-8]提出了沖擊地壓擾動響應失穩(wěn)理論，從機制、預測和防治方面形成了一個完整體系;譚云亮等[9]研究了深部應變型、斷層滑移型和堅硬頂板型3類沖擊地壓的致災機制，提出了以沖擊地壓類型為導向的監(jiān)測預警及組合式卸壓解危方法;潘俊鋒等[10]提出了沖擊地壓啟動理論，將沖擊地壓發(fā)生分為啟動階段、能量傳遞階段和沖擊地壓顯現3個階段。煤礦現場中沖擊地壓多發(fā)生在工作面巷道，以往針對巷道沖擊地壓機理，學者們建立了沖擊巷道圍巖力學模型、揭示了巷道圍巖能量積聚釋放規(guī)律，提出了巷道圍巖控制方法。如張曉春等[11]建立了巷道片幫型沖擊地壓的層裂板壓曲模型，認為巷道沖擊由巷壁形成的層裂板結構壓曲失穩(wěn)引起;黃慶享等[12]建立了煤層平巷沖擊地壓的損傷斷裂力學模型，認為薄煤層殼彎曲變形壓裂失穩(wěn)引發(fā)沖擊地壓;高明仕[13]建立了沖擊地壓巷道圍巖“強弱強”結構力學模型，對巷道在外部震源作用下破壞機理及表現出的“強弱強”特征進行研究，提出了巷道沖擊失穩(wěn)判據及圍巖控制方法;姜福興等[14]建立了沿空巷道力學模型，認為沿空巷道圍巖高應力區(qū)附近的高應力差區(qū)域是沖擊地壓易顯現區(qū)域;馬念杰等[15]提出了巷道蝶型沖擊理論，闡明了沖擊地壓發(fā)生條件，給出了“蝶型沖擊三準則”，為巷道沖擊地壓預測、預報及防治提供新思路;成云海等[16]建立了工作面端頭覆巖結構力學模型，明確了有效控制巷道沖擊載荷的原理;JIANG 等[17]將局部能量釋放率指標用于深部隧道沖擊失穩(wěn)判別;XU 等[18]提出了沖擊地壓能量釋放率概念，結合微震監(jiān)測對巷道沖擊危險區(qū)進行預測;康紅普等[19]分析了沖擊地壓巷道圍巖變形與破壞特征，提出了沖擊地壓巷道支護形式選擇原則，為沖擊地壓巷道圍巖控制提供指導。

上述研究成果極大地推動了沖擊地壓理論及防治技術發(fā)展。然而，結合新街礦區(qū)礦井具體開采條件，針對工作面采動后覆巖結構形態(tài)、應力、載荷作用方式等誘發(fā)鄰空巷道沖擊失穩(wěn)的研究仍鮮有報道。沖擊地壓的發(fā)生歸根結底是由開采擾動所引起，采動覆巖結構形態(tài)及形成的采動應力場、能量場對誘發(fā)沖擊地壓至關重要。筆者在前人研究基礎上，以新街礦區(qū)紅慶河煤礦為典型研究對象，通過建立不同開采階段采場頂板結構力學模型，對鄰空巷道圍巖所受動靜載進行精細描述，結合工作面采動應力及能量演化規(guī)律，得出新街礦區(qū)鄰空巷道沖擊失穩(wěn)發(fā)生規(guī)律，進而提出相應防治措施。

1 開采條件及鄰空巷道沖擊失穩(wěn)特征

1.1 工作面開采條件

紅慶河煤礦位于東勝煤田新街礦區(qū)，設計產能1 500萬t/a，采用立井開拓方式，主采3-1煤。首采工作面為3-1101工作面，位于礦井南翼，3-1103為首采工作面接續(xù)工作面，平均賦存深度707.15 m，工作面長度210 m，回采長度2 480 m，煤層厚度5.52～7.20 m，平均6.36 m，采用長壁后退式一次采全高采煤法，每日推進約8 m，工作面布置3條巷道，分別為3-1101工作面輔運巷，3-1103工作面運輸巷及輔運巷。在3-1101工作面回采過程中，3-1101工作面舊輔運巷道發(fā)生嚴重沖擊變形，影響生產，在距舊輔運巷道30 m處重新掘進3-1101工作面輔運巷，3-1101,3-1103工作面及巷道布置如圖1所示。在3-1103工作面回采過程中沖擊地壓主要發(fā)生在3-1101工作面輔運巷(鄰空巷道)，表現為巷道瞬間頂板下沉、片幫、底臌、錨桿錨索崩斷等動力現象，嚴重影響工作面安全生產，成為紅慶河煤礦安全高效開采的主要制約因素。

圖1 3-1101,3-1103工作面及巷道布置(局部)Fig.1 Layout of 3-1101,3-1103 longwall faces and roadways (partial)

筆者主要對發(fā)生在鄰空巷道的沖擊地壓進行研究，選取3-1103工作面回采過程中鄰空巷道沖擊失穩(wěn)頻發(fā)區(qū)域附近的18-12號鉆孔對上覆巖層進行分析，鉆孔柱狀圖(局部)如圖2所示。通過對直接頂和部分基本頂巖層進行巖石力學實驗可知頂板巖石抗壓強度為65～75 MPa，普遍較大。厚度較大、強度較高的中粒砂巖和細粒砂巖(亞關鍵層Ⅰ，Ⅱ)的破斷運動將對工作面及巷道礦壓顯現產生顯著影響。

圖2 18-12號鉆孔柱狀圖(局部)Fig.2 Drilling histogram for No.18-12 (partial)

1.2 鄰空巷道沖擊失穩(wěn)顯現

以某次3-1101工作面輔運巷沖擊地壓事故為例分析鄰空巷道圍巖變形破壞特征。

當3-1103工作面推進271.0 m時，鄰空巷道超前工作面50 m范圍垛式支架支護正常，無安全閥損壞現象，巷道破壞不嚴重，超前支架以外260 m巷道發(fā)生沖擊失穩(wěn)，伴隨強沖擊波，震感強烈，巷道煤塵揚起，能見度極差，巷道沖擊失穩(wěn)特征如圖3所示。通過對3-1101工作面輔運巷沖擊破壞處巷道尺寸進行實地測量，得到超前工作面不同位置巷道頂底板移近量和兩幫收縮量變化規(guī)律如圖4所示。

圖3 3-1101輔運巷道沖擊失穩(wěn)現場照片Fig.3 Coal burst photos of 3-1101 subsidiary roadway

圖4 3-1101輔運巷道變形特征Fig.4 Deformation characteristics of 3-1101 subsidiary roadway

由圖4可知，3-1101工作面輔運巷超前工作面65 m(超前支架以外)處頂底板移近量最大約2.0 m，兩幫收縮量達0.8 m;遠離工作面，頂底板移近量和兩幫收縮量均減小，在工作面前方325 m處減為0.1,-0.2 m?？芍舜梧徔障锏罌_擊失穩(wěn)范圍為超前工作面65～325 m，且隨距工作面距離加大而減弱。

1.3 鄰空巷道沖擊失穩(wěn)原因初步分析

根據紅慶河煤礦3-1煤層賦存條件、開拓布置方式及回采過程中沖擊失穩(wěn)案例，分析得出以下誘因:

(1)開采深度大、開采強度高，煤層及上覆巖層強度大，且煤層具有強沖擊傾向性，頂底板巖層具有弱沖擊傾向性，是巷道發(fā)生沖擊的基礎條件;

(2)地表沉降量僅為6%左右，說明采空區(qū)上方巖層存在大范圍懸空現象，上覆懸頂的大范圍突然垮落產生的礦震應力波可能誘發(fā)巷道沖擊;

(3)在該區(qū)域地質條件下，寬煤柱的應力集中及其影響范圍比小煤柱大很多，采用大區(qū)段煤柱可能是引發(fā)沖擊失穩(wěn)的原因;

(4)目前采取的各種頂板弱化和卸壓解危措施并未達到預期效果，高應力集中、高能量積聚區(qū)依然存在;受開采擾動影響時，可能誘發(fā)沖擊事故。

綜上，針對紅慶河煤礦生產過程中出現的巷道沖擊地壓事故，應從采場覆巖結構形態(tài)、煤柱及巷道圍巖受載特征出發(fā)，對工作面及煤柱采動應力、能量分布特征進行研究，以得出鄰空巷道沖擊失穩(wěn)發(fā)生規(guī)律，并提出相應防治措施。

2 頂板結構及鄰空巷道受載分析

2.1 工作面不同開采階段頂板結構

根據巖層運動相關理論，建立3-1101工作面已采，3-1103工作面初次來壓、周期來壓及充分采動3個開采階段的雙工作面頂板結構模型。

(1)3-1103工作面初次來壓階段

當3-1101工作面已采，3-1103工作面開采至初次來壓階段，雙工作面采空區(qū)頂板形成非對稱“T”型結構，如圖5(a)所示。3-1101工作面上覆亞關鍵層Ⅰ,Ⅱ(SKSⅠ,SKSⅡ)均破斷，沿工作面布置方向形成“雙斜砌體梁”結構;3-1103工作面上覆亞關鍵層Ⅰ破斷，亞關鍵層Ⅱ未破斷，出現懸頂現象，沿工作面布置方向形成“單斜砌體梁”結構。此時3-1103工作面礦壓顯現較緩和，頂板載荷向工作面兩端頭煤巖體傳遞，局部區(qū)域出現應力集中、能量積聚現象，為誘發(fā)鄰空巷道沖擊失穩(wěn)提供了條件。

圖5 雙工作面頂板結構模型Fig.5 Roof structure of double longwall faces

(2)3-1103工作面周期來壓階段

3-1103工作面周期來壓階段，上覆亞關鍵層Ⅱ破斷，沿工作面布置方向形成“雙斜砌體梁”結構，雙工作面采空區(qū)頂板形成對稱“T”型結構，如圖5(b)所示。亞關鍵層Ⅱ破斷將對亞關鍵層Ⅰ、工作面及兩端頭煤巖體產生動載作用，若受載煤巖體已存在高應力集中或大量彈性能積聚，在動載作用下易發(fā)生鄰空巷道沖擊失穩(wěn)。

(3)3-1103工作面充分采動階段

3-1103工作面充分采動階段，雙工作面采空區(qū)頂板形成對稱“T”型結構，如圖5(c)所示。此時雙工作面上覆高位厚硬巖層發(fā)生大范圍運動，使頂板儲存的彈性能充分釋放，增加了亞關鍵層Ⅱ對其下方煤巖體動載擾動，形成強烈擾動動載;當煤巖體所受總應力或能量超過其發(fā)生沖擊失穩(wěn)臨界值時，鄰空巷道發(fā)生沖擊失穩(wěn)。與周期來壓階段相比，由于雙工作面上覆巖層大范圍運動，形成更加強烈的動載效應，此階段鄰空巷道沖擊失穩(wěn)發(fā)生幾率更大。

2.2 鄰空巷道受載分析

在3-1103工作面不同開采階段，工作面前方鄰空巷道(3-1101輔運巷)受到已采3-1101工作面采空區(qū)側向支承壓力的影響基本相同，采空區(qū)側向支承壓力形成的采空區(qū)側向靜載應力σj可通過數值模擬或現場實測進行估算，分布規(guī)律如圖6所示。3-1103工作面前方鄰空巷道圍巖主要受到3-1101工作面采空區(qū)側向支承壓力、本工作面超前支承壓力及上覆厚硬巖層破斷動載的疊加影響，達到某個臨界載荷時就有可能發(fā)生沖擊失穩(wěn)。工作面前方煤巖體所受載荷在不同開采階段有所不同，應根據各開采階段頂板結構具體分析，然后對鄰空巷道受載狀態(tài)進行精細描述。

圖6 3-1103工作面前方采空區(qū)側向靜載分布示意Fig.6 Schematic of the gob side static load distribution in front of 3-1103 longwall face

(1)3-1103工作面初次來壓階段受載分析

3-1103工作面自開切眼至工作面初次來壓階段沿工作面推進方向頂板結構及工作面前方動靜載疊加情況，如圖7(a)所示。

圖7 初次來壓和充分采動階段工作面前方動靜載疊加示意Fig.7 Dynamic and static combined loading in front of longwall face when initial weighting stage and full mining stage

3-1103工作面初次來壓階段，工作面鄰空側端頭附近及工作面前方鄰空巷道圍巖所受靜載主要為3-1101工作面采空區(qū)形成的側向靜載應力σj及3-1103工作面超前支承壓力形成的超前靜載應力σjc。

工作面支承壓力大小及分布規(guī)律受煤層采深、采高，頂板巖性及其結構等諸多因素影響，通常采用極限平衡理論對工作面頂板支承壓力分布進行分析[20-21]，可得極限平衡區(qū)和彈性區(qū)支承壓力分布為

(1)

式中，σy為垂直應力;ξ為三軸應力系數;p為工作面支護阻力;c，φ為煤體黏聚力和內摩擦角;f為煤層與頂底板接觸面摩擦因數;m為采高;x為任一點距煤壁距離;x0為極限平衡區(qū)寬度;K為應力集中系數;γ為巖層容重;H為采深;λ為側壓系數。

根據式(1)可估算出3-1103工作面初次來壓、周期來壓(充分采動)階段超前靜載應力σjc,σjz。

3-1103工作面初次來壓階段，鄰空巷道圍巖所受動載荷主要為亞關鍵層Ⅰ初次破斷時產生的礦震[22]，礦震釋放應力波并向工作面前方煤巖體傳播(圖7(a))，最終形成的擾動動載大小與震源處能級、傳播模式及衰減特征等因素有關。

現場微震監(jiān)測得到礦震能量一般為頂板破斷釋放能量的η倍，結合初次來壓階段亞關鍵層Ⅰ初次破斷前積聚彈性能計算式[23]，可得初次來壓階段亞關鍵層Ⅰ破斷產生的礦震能量為

(2)

式中，Uk為礦震能量;η為能量轉換系數，可取0.1%～1%[24];Uwc為亞關鍵層Ⅰ初次破斷前積聚的彈性能;qc為亞關鍵層Ⅰ上覆巖層載荷;lc為亞關鍵層Ⅰ初次破斷步距;E為頂板巖層的彈性模量;J為慣性矩。

文獻[25]對煤礦井下震動波傳播規(guī)律原位試驗數據進行擬合分析，得到質點峰值振動速度與礦震能量間關系為

(3)

式中，Vpm為質點峰值振動速度。

考慮震動波在傳播過程中的衰減現象，文獻[26]開展了煤礦井下震動波傳播規(guī)律原位試驗，得到礦震引起的質點振動速度衰減規(guī)律為

VL=V0L-μ

(4)

式中，VL為傳播距離L處質點峰值振動速度;V0為震源處質點峰值振動速度;L為震動波傳播距離;μ為衰減指數，可取1.526[27]。

礦震應力波在煤巖體中產生的動載[22]可表示為

σdP/S=ρVP/S(VP)P/S

(5)

式中，σdP/S為P波、S波產生的動載;ρ為介質密度;VP/S為P波、S波傳播速度;(VP)P/S為質點由P波、S波傳播引起的峰值振動速度。

研究表明，覆巖關鍵層破斷產生的高能量礦震中S波振幅遠比P波大，動力破壞強度也更大[28]，因此，選取S波進行頂板破斷擾動動載估算。

通過式(2)～(5)可得3-1103工作面初次來壓階段亞關鍵層Ⅰ破斷時產生的擾動動載為

(6)

(2)3-1103工作面充分采動階段受載分析

根據2.1節(jié)分析可知，充分采動階段比周期來壓階段鄰空巷道更易發(fā)生沖擊失穩(wěn)，因此在工作面初次來壓后，主要對3-1103工作面充分采動階段工作面前方鄰空巷道受載狀態(tài)進行分析。當3-1103工作面開采至充分采動階段時沿工作面推進方向頂板結構及工作面前方動靜載疊加情況，如圖7(b)所示。

此時3-1103工作面前方鄰空巷道圍巖所受靜載來源與初次來壓階段基本一致，所受動載荷的主要來源為亞關鍵層Ⅰ,Ⅱ周期破斷時所產生的擾動動載(圖7(b))，根據文獻[29]可知，當亞關鍵層Ⅰ單獨破斷時所引起的擾動動載較小，當兩組亞關鍵層Ⅰ,Ⅱ同步破斷時所引起的擾動動載最大，在工作面推進過程中擾動動載將出現大小交替變化現象。為確保鄰空巷道圍巖所受動載荷估算的合理性，應按兩組亞關鍵層同步破斷時產生的強擾動動載進行確定。

σdz=0.064 5ρVS[η(UwzⅠ+UwzⅡ)]0.356 6L-μ=

(7)

式中，UwzⅠ,UwzⅡ分別為亞關鍵層Ⅰ,Ⅱ同步破斷前積聚的彈性能;qzⅠ,qzⅡ分別為亞關鍵層Ⅰ,Ⅱ上覆巖層載荷;lzⅠ,lzⅡ分別為亞關鍵層Ⅰ,Ⅱ周期破斷步距。

2.3 鄰空巷道沖擊失穩(wěn)判據

針對特定的煤層賦存條件及開采工藝，煤巖體發(fā)生沖擊失穩(wěn)所需的臨界載荷(應力)基本是一定的，主要受煤巖巖性、沖擊傾向性、采區(qū)開拓布置，開采工藝等因素影響，假設某種條件下發(fā)生沖擊失穩(wěn)的臨界應力為σbmin[30]。

根據式(6),(7)可得鄰空巷道在初次來壓及充分采動階段所受的擾動動載。通過前文分析可知，鄰空巷道圍巖所受總載荷由采空區(qū)側向靜載、超前靜載及擾動動載“三載荷”動靜疊加組成:

σ=σj+σjc(σjz)+σdc(σdz)

(8)

因此，當根據式(8)計算所得鄰空巷道圍巖所受“三載荷”疊加應力達到臨界應力σbmin時，鄰空巷道將發(fā)生沖擊失穩(wěn)。

3 鄰空工作面采動應力及能量演化

本節(jié)采用FLAC3D數值模擬軟件對不同區(qū)段煤柱寬度條件下，3-1103工作面充分采動階段采動應力及能量演化規(guī)律進行研究。

3.1 數值模型的建立

根據礦井地質資料構建三維模型，模型尺寸為650 m(X)×550 m(Y)×164 m(Z)，包含815 100個網格單元和883 620個節(jié)點，如圖8所示。上覆未模擬巖層用均布荷載代替，模型底部采用固定邊界，其余面均為滾支邊界。模型四周煤柱尺寸參考以往相關文獻設置為50 m[31]，需要指出在保證計算效率的情況下模型邊界煤柱尺寸對消除模型邊界效應影響仍有待深入研究。計算采用摩爾-庫侖破壞準則，布置3-1101和3-1103兩個工作面?；贖oek-Brown強度準則[32]確定的模擬用煤巖物理力學參數見表1。

圖8 三維模型及工作面布置示意Fig.8 Schematic of 3D model and longwall faces

表1 煤巖物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock mass

3.2 模擬方案

首先在模型中開挖回采巷道及工作面開切眼，采用Fish語言編程對巷道進行錨桿支護、工作面布置液壓支架，然后分別對3-1101,3-1103工作面進行分步開采，同時滯后工作面10 m對采空區(qū)進行充填，每次充填長×寬×高=210 m×10 m×6.4 m的范圍，充填體力學參數見表1。

可再生能源供電下射頻單元的基帶功能分割和功率控制……………………………………王劉猛，周盛 24-5-12

在3-1103工作面前方5，10，15，20，30，50，150，200，250 m,3-1101輔運巷頂板中部分別布置監(jiān)測線，在直接頂巖層中布置1個監(jiān)測面，研究區(qū)段煤柱寬度為5，7.5，10，20，30，40 m時，3-1103工作面開采后，鄰空巷道頂板垂直應力、工作面頂板垂直應力及能量密度分布規(guī)律。工作面周圍應力測線布置如圖9所示。

圖9 工作面應力測線布置示意Fig.9 Schematic of stress monitoring lines in longwall face

圖10 不同煤柱寬度鄰空巷道頂板垂直應力變化規(guī)律Fig.10 Variation of vertical stress of gob side roadway with different width coal pillar

3.3 工作面采動應力、能量密度演化規(guī)律

3.3.1鄰空巷道頂板垂直應力變化規(guī)律

圖10為不同寬度煤柱條件下鄰空巷道頂板所受垂直應力變化規(guī)律。由圖10可知，鄰空巷道頂板垂直應力隨遠離工作面先增大，在工作面前方約30 m處達到最大值6.00～9.27 MPa，然后減小，減小速率約為0.01 MPa/m。在工作面前方250 m處垂直應力降為4.59～8.21 MPa，此處巷道頂板基本處于穩(wěn)定狀態(tài)，可知鄰空巷道超前工作面危險范圍約為250 m。在模擬煤柱寬度范圍內，鄰空巷道頂板垂直應力隨煤柱寬度增大先增大后減小;若鄰空巷道處在采動影響較小區(qū)域(穩(wěn)壓區(qū))則垂直應力趨于穩(wěn)定;當煤柱寬度在20 m范圍內時，減小區(qū)段煤柱寬度可降低鄰空巷道頂板壓力，有效改善鄰空巷道受力環(huán)境，降低鄰空巷道失穩(wěn)風險。

3.3.2工作面頂板垂直應力變化規(guī)律

通過在工作面前方不同位置布置應力監(jiān)測線，得到不同煤柱寬度條件下工作面前方頂板所受垂直應力變化規(guī)律，限于篇幅僅給出4種典型模擬結果，如圖11所示。

圖11 不同煤柱寬度工作面前方垂直應力變化規(guī)律Fig.11 Variation of vertical stress in front of longwall face with different coal pillar width

由圖11可知，不同煤柱寬度條件下，3-1103工作面前方垂直應力受3-1101工作面采空區(qū)影響，呈左高右低，非對稱分布。3-1103工作面鄰空側端頭處頂板垂直應力集中使工作面前方約250 m范圍內鄰空巷道圍巖受到高靜載作用，此為鄰空巷道易發(fā)生沖擊失穩(wěn)的重要原因。隨著遠離工作面，煤柱垂直應力、工作面頂板垂直應力均先增大后減小，在工作面前方約15 m處達到最大值。在模擬煤柱寬度范圍內，區(qū)段煤柱垂直應力隨煤柱寬度減小而降低，再次說明適當減小煤柱寬度不但可以降低鄰空巷道頂板壓力，還可改善煤柱受力狀態(tài)。3-1103工作面鄰空側端頭處頂板垂直應力峰值σm介于35.50～45.50 MPa，與煤柱寬度b呈線性負相關關系，減小速率約為0.23 MPa/m，應力集中系數Ks介于2.2～2.7，與煤柱寬度b呈線性負相關關系，減小速率約為0.01/m(圖12)。

圖12 不同煤柱寬度頂板垂直應力峰值及應力集中系數變化規(guī)律Fig.12 Variation of peak values of vertical stress and coefficient of stress concentration with different coal pillar width

3.3.3工作面頂板能量密度分布規(guī)律

通過在直接頂巖層中布置應力監(jiān)測面，計算得到不同煤柱寬度條件下頂板不同區(qū)域能量密度分布規(guī)律，同樣僅給出4種典型模擬結果，如圖13所示。

由圖13可知，不同煤柱寬度條件下，3-1103工作面鄰空側端頭處(圖13中標注的“三角”區(qū))頂板均出現不同程度的能量積聚現象，能量密度峰值Em介于42.50～62.50 MJ/m3，與煤柱寬度b呈線性負相關關系，減小速率約為0.55 MJ/(m3·m)，本文定義能量積聚系數為煤層開采后頂板能量密度峰值與初始能量密度值之比，用Ke表示，能量積聚系數Ke介于2.6～3.8，與煤柱寬度b呈線性負相關關系，減小速率約為0.03 m(圖14)。當煤柱寬度超過20 m時工作面后方煤柱內出現能量積聚現象;煤柱越寬，工作面后方鄰空側煤柱沖擊失穩(wěn)風險越大。

圖13 不同寬度煤柱頂板能量密度分布規(guī)律Fig.13 Distribution of energy density with different coal pillar width

圖14 不同煤柱寬度頂板能量密度峰值及能量積聚系數Fig.14 Variation of peak values of energy density and coefficient of energy accumulation with different coal pillar width

圖15 不同煤柱寬度頂板垂直應力、能量密度峰值及鄰空巷道垂直應力峰值Fig.15 Variation of peak values of vertical stress and energy density of roof and vertical stress of gob side roadway with different coal pillar width

綜上，當煤柱寬度在20 m范圍內時，減小煤柱寬度可降低鄰空巷道頂板壓力，改善鄰空巷道圍巖應力環(huán)境，但工作面鄰空側端頭處頂板垂直應力和能量密度均有所增加(圖15)，將影響鄰空巷道受載狀態(tài)，因此從降低鄰空巷道圍巖靜載，減少沖擊失穩(wěn)角度出發(fā)，選擇合理區(qū)段煤柱寬度時應同時考慮以上因素。以工作面鄰空側端頭處頂板垂直應力、能量密度峰值總降幅的20%為基準，對應煤柱寬度約為10 m，認為煤柱寬度大于10 m時，煤柱寬度增加引起的工作面鄰空側端頭處頂板垂直應力、能量密度峰值降低更顯著，再綜合考慮煤柱穩(wěn)定性、鄰空巷道頂板壓力及煤柱煤炭損失，得出合理區(qū)段煤柱寬度為10～20 m，同時應加強工作面鄰空側端頭頂板支護，減少鄰空巷道沖擊失穩(wěn)發(fā)生。

4 鄰空巷道沖擊失穩(wěn)規(guī)律及防治

4.1 鄰空巷道沖擊失穩(wěn)規(guī)律分析

基于工作面前方鄰空巷道動靜載疊加力學模型和鄰空工作面采動應力及能量演化規(guī)律分析發(fā)現:

(1)工作面頂板存在厚硬巖層，不同層位巖層破斷可組合形成不同類型的頂板結構，在工作面不同開采階段，近場頂板破斷形成靜載，遠場厚硬頂板瞬時破斷引起擾動動載，此時鄰空巷道圍巖受到采空區(qū)側向靜載、本工作面超前靜載及擾動動載的相互疊加影響，埋深較大時，巷道圍巖處于高靜載狀態(tài)，輕微的擾動動載就會使疊加總載荷達到沖擊臨界載荷，誘發(fā)鄰空巷道沖擊失穩(wěn)。

(2)鄰空巷道受相鄰采空區(qū)及本工作面采動影響，工作面鄰空側端頭處頂板存在應力集中和彈性能積聚現象，不合理的區(qū)段煤柱使鄰空巷道受載環(huán)境變差，巷道穩(wěn)定性降低，抵抗動載擾動能力減弱，易發(fā)生鄰空巷道沖擊失穩(wěn)。

(3)鄰空巷道頂板、兩幫受高靜載和強擾動動載作用，高應力、能量經巷道“頂—幫—底”傳遞，在巷道底板形成高水平應力。由于巷道兩幫底角支護薄弱，在高水平應力作用下巷道兩幫底角產生向巷道內側運動的趨勢，在一定條件下迅速運動，為底板破壞提供了條件，當積聚能量達到煤巖體沖擊失穩(wěn)臨界值時將引起底板瞬時鼓起，引發(fā)沖擊失穩(wěn)。

4.2 鄰空巷道沖擊失穩(wěn)防治

基于上述研究，結合紅慶河煤礦鄰空巷道沖擊地壓防治經驗，提出新街礦區(qū)鄰空巷道沖擊地壓災害防治措施，具體如下:

(1)針對工作面上覆厚硬巖層大范圍破斷產生的擾動動載，應根據采場頂板結構采取“定時、定位”精準有效的定向水壓致裂、定向拉張爆破切頂卸壓[33]等措施，及時避免擾動動載產生，并切斷應力波傳播，避免或降低擾動動載對巷道圍巖的影響。

(2)對于煤巖采動靜載應力調控，在礦井建設初期就應設計合理的巷道、工作面布置方式，選用較小煤柱(10～20 m)護巷，將鄰空巷道布置在采動應力降低區(qū)，避免或改善巷道圍巖的惡劣應力環(huán)境?？刹捎枚ㄏ蛩畨褐铝鸦蚨ㄏ蚶瓘埍魄许斝秹杭夹g對鄰空巷道采空側頂板進行超前致裂、卸壓，削弱采空區(qū)側向靜載向本工作面?zhèn)鬟f，還可對工作面前方煤體進行大直徑鉆孔卸壓，轉移和釋放煤巖體靜載應力，通過采取以上措施以降低集中靜載應力，降低沖擊失穩(wěn)發(fā)生幾率。

紅慶河煤礦對鄰空側頂板進行定向拉張爆破切頂卸壓，阻斷或減緩了動靜載向巷道圍巖傳遞，同時對工作面前方煤體進行大直徑鉆孔卸壓，釋放了靜載應力，有效減少了鄰空巷道沖擊失穩(wěn)發(fā)生頻次、降低了沖擊失穩(wěn)強度，現場施工如圖16所示。

圖16 現場切頂卸壓及鉆孔卸壓Fig.16 Pressure release by roof cutting and drilling on site

(3)在采取“切斷動載源+降低集中靜載應力”措施后，若還未有效控制巷道沖擊地壓事故，可采用恒阻大變形吸能錨桿[34]對巷道兩幫頂角、底角進行加強錨固，以控制巷道圍巖大變形、及時吸收釋放彈性能，實現巷道防沖、減沖。

5 結 論

(1)鄰空工作面初次來壓階段，鄰空巷道圍巖所受靜載較大，擾動動載較小;周期來壓(充分采動)階段，鄰空巷道圍巖所受靜載及擾動動載均較大，亞關鍵層同步破斷時形成強擾動動載，易誘發(fā)鄰空巷道沖擊失穩(wěn)。建立了初次來壓、充分采動階段工作面前方鄰空巷道動靜載疊加力學模型，提出了基于采空區(qū)側向靜載、超前靜載及擾動動載的鄰空巷道“三載荷”動靜疊加原理，并給出了發(fā)生沖擊失穩(wěn)的應力判據。

(2)當煤柱寬度在20 m范圍內時，鄰空巷道頂板垂直應力隨區(qū)段煤柱寬度減小而降低。工作面鄰空側端頭處頂板存在應力集中和能量積聚現象，合理選擇區(qū)段煤柱寬度，加強工作面端頭支護，使鄰空巷道處于低應力環(huán)境，可減少鄰空巷道沖擊失穩(wěn)發(fā)生。

(3)工作面近場頂板破斷形成靜載，遠場厚硬頂板瞬時破斷形成擾動動載，鄰空巷道圍巖受“三載荷”疊加影響，高應力、能量經巷道“頂—幫—底”傳遞，使巷道圍巖形成應力集中、能量積聚，達到煤巖體沖擊失穩(wěn)臨界值時，誘發(fā)鄰空巷道沖擊失穩(wěn)。針對新街礦區(qū)工作面上覆厚硬巖層的鄰空巷道沖擊地壓災害，提出了“切斷動載源+降低集中靜載應力+恒阻大變形吸能錨桿錨固”的防治措施。