基于沖擊地壓-礦震協(xié)同控制的隔離煤柱合理寬度研究

朱斯陶，王 博，姜福興，張修峰，孫?？?，孫 翔，劉金海，張愛民

(1.北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院，北京 100083；2.山東能源集團(tuán)有限公司，山東 濟(jì)南 250014；3.華北科技學(xué)院 河北省礦井災(zāi)害防治重點實驗室，北京 101601；4.甘肅靖遠(yuǎn)煤電股份有限公司 紅會第一煤礦，甘肅 靖遠(yuǎn) 730600)

0 引 言

隨著我國中東部煤炭資源的逐漸枯竭，礦井開采深度的逐漸增大，千米深井的逐漸增多[1-2]，動力災(zāi)害發(fā)生頻次顯著增加[3]，我國煤炭資源開采的重心逐步向西部轉(zhuǎn)移，而西部礦井也正逐漸形成向深部開采的趨勢[4]。2015年之前，榆林、鄂爾多斯接壤的陜蒙淺部礦井(采深53～280 m)已實現(xiàn)規(guī)?；a(chǎn)，如神東礦區(qū)和榆神礦區(qū)。2015年至今，陜蒙深部新開發(fā)的呼吉爾特、納林河等礦區(qū)投建了數(shù)十座采深超過580 m的千萬噸級礦井，且目前正處于開采初期或早期階段，但也需面對逐漸嚴(yán)重的沖擊地壓等動力災(zāi)害頻發(fā)問題。在此期間，陜蒙深部礦井的采區(qū)或工作面之間為了避免采掘相互擾動影響，均在開采設(shè)計里留設(shè)有不同寬度的隔離煤柱。隔離煤柱寬度過小，易誘發(fā)沖擊地壓等動力災(zāi)害，而寬度過大，易造成煤炭資源的浪費。同時，陜蒙深部礦區(qū)主采煤層上方賦存有巨厚堅硬巖層，在隔離煤柱的支撐下，上覆高位堅硬巖層易形成大面積懸頂，一旦發(fā)生斷裂還會造成礦震等動力現(xiàn)象并對地面管道和建筑物的安全穩(wěn)定性造成一定的影響。因此，針對陜蒙深部礦區(qū)礦井進(jìn)行基于沖擊地壓-礦震協(xié)同控制的合理隔離煤柱寬度研究顯得尤為重要。

多年來，諸多專家學(xué)者對深部開采的煤巖動力災(zāi)害行為和機理進(jìn)行了研究，成果豐碩。潘一山等[5]提出了煤巖體變形系統(tǒng)擾動量的概念，分析了沖擊地壓擾動響應(yīng)的失穩(wěn)機理和條件；齊慶新等[6]提出了多尺度分源防控深部煤巖動力災(zāi)害的思想，確定了煤礦深部開采煤巖動力災(zāi)害多尺度分源防控理論與相應(yīng)技術(shù)架構(gòu)；竇林名等[7]基于動力災(zāi)害發(fā)生的力學(xué)本質(zhì)，提出了煤巖動靜載疊加誘發(fā)沖擊地壓的機理，指出動靜載疊加誘發(fā)沖擊地壓表現(xiàn)為高靜載型和強動載型2種類型；姜福興等[8]建立了采場覆巖的“載荷三帶”結(jié)構(gòu)模型并對圍巖的沖擊危險性和類型進(jìn)行了分類，提出了對沖擊地壓實行分類評價的技術(shù)思路；趙毅鑫等[9]以陜蒙深部礦區(qū)紅慶河煤礦為工程背景，研究了深部開采鄰空巷道受載特征及沖擊失穩(wěn)機制，揭示了鄰空巷道圍巖受采空區(qū)側(cè)向靜載、超前靜載及擾動動載的鄰空巷道“三載荷”疊加誘沖機制；潘俊峰等[10]基于誘發(fā)沖擊地壓的載荷源提出了我國深部開采沖擊地壓的3種類型和動靜載分源防控方法，并指出陜蒙深部礦區(qū)葫蘆素煤礦沖擊地壓類型為深部動靜載疊加型；曹安業(yè)等[11]研究了孤島工作面厚硬覆巖空間結(jié)構(gòu)及其破斷運動對礦震活動的影響，采用被動聲波探測技術(shù)動態(tài)評價了孤島煤柱開采強礦震異常區(qū)的分布與演化過程；李振雷等[12]研究了綜放開采的覆巖破斷運動及礦震擾動特征，提出了針對性的防治方法；朱斯陶等[13]研究了3類整體失穩(wěn)型沖擊地壓的發(fā)生機理，并提出了相應(yīng)的評估方法和防治對策；陳衛(wèi)軍[14]分析了陜蒙深部礦區(qū)采區(qū)接續(xù)工作面沿空巷道沖擊顯現(xiàn)特征，提出了沿空巷道圍巖加固法和沿空掘巷法。

已有研究成果多集中于我國中東部深部礦井，且側(cè)重于上覆巖層運動規(guī)律對沖擊地壓和礦震的影響、煤柱擾動影響下沖擊地壓發(fā)生機理和孤島煤柱整體沖擊失穩(wěn)機理等方面，但對陜蒙深部礦區(qū)沖擊地壓-礦震協(xié)同控制的隔離煤柱合理寬度的研究較少。鑒于此，筆者在分析陜蒙深部礦區(qū)近年來發(fā)生的典型沖擊地壓和礦震現(xiàn)象的基礎(chǔ)上，采用案例調(diào)研、理論分析和現(xiàn)場監(jiān)測等方法，建立了不同條件下沖擊地壓、礦震發(fā)生機理的力學(xué)模型，探討了不同煤柱寬度對沖擊地壓和礦震的影響，提出了基于沖擊地壓-礦震協(xié)同控制的隔離煤柱合理寬度設(shè)計方法，以期為陜蒙深部礦區(qū)相似條件工作面隔離煤柱寬度設(shè)計提供參考。

1 深部礦井沖擊地壓-礦震顯現(xiàn)概況

1.1 煤柱區(qū)沖擊地壓發(fā)生概況

位于陜蒙地區(qū)的深部礦井A礦初期主采3-1煤層，3-1101工作面為其南翼首采工作面，3-1103工作面為南翼第2個工作面，屬首個沿空工作面，平均埋深707 m，近水平煤層，平均煤厚6.36 m，據(jù)該礦煤層沖傾性檢驗報告可知，3-1煤層具有強沖擊傾向性，頂?shù)装寰哂腥鯖_擊傾向性。

1.1.1 煤柱局部破壞型沖擊地壓概況

A礦開采初期設(shè)計借鑒神東淺部“雙巷快速掘進(jìn)”設(shè)計模式，3-1101和3-1103兩工作面間隔離煤柱為40 m，3-1101工作面回采完成后，輔運巷(舊)繼續(xù)為3-1103工作面回采服務(wù)，如圖1所示。

圖1 3-1101、3-1103工作面布置Fig.1 Layout of No.3-1101 and No.3-1103 working face

在3-1101首采面回采過程中，輔運巷(舊)局部區(qū)域沖擊變形和動力破壞嚴(yán)重[9]，靠煤柱側(cè)部分錨桿、錨索失效崩斷、崩出，單體壓彎，為煤柱局部破壞型沖擊，嚴(yán)重影響了礦井的生產(chǎn)接續(xù)。

1.1.2 煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓概況

為正常接續(xù)，避免3-1103工作面開采過程中輔運巷(舊)發(fā)生更加嚴(yán)重的沖擊地壓，選擇將煤柱寬度擴大至70 m，如圖1所示。但當(dāng)3-1103工作面回采過程中,輔運巷(新)仍然頻發(fā)沖擊地壓，且影響范圍大。

2018年3月19日早班15時25分，在3-1103工作面平均推進(jìn)32.4 m時，3-1101輔運巷(新)，工作面前方170 m出現(xiàn)明顯底鼓，最大底鼓量達(dá)到2.9 m，如圖2所示。當(dāng)3-1103工作面推采至271 m時，3-1101工作面輔運巷(新)發(fā)生沖擊地壓，超前支架外260 m范圍巷道整體被沖擊失穩(wěn)，現(xiàn)場伴隨有強沖擊波和強烈震感，巷道發(fā)生底板沖擊，瞬時底鼓，最大底鼓量達(dá)2.0 m，且巷道左右兩幫沖擊變形嚴(yán)重，最大收縮量達(dá)0.8 m[9]。

圖2 3-1101輔運巷(新)沖擊破壞現(xiàn)場勘查及素描Fig.2 Investigation and sketch of rockburst accident scene in No.3-1101 subsidiary roadway

1.2 煤柱區(qū)厚硬砂巖組破斷型礦震概況

陜蒙深部礦區(qū)B礦為新建礦井，礦井初期規(guī)劃主采2-2煤層，平均埋深720 m，近水平煤層，煤層厚度變化為5.64～7.33 m，平均6.41 m，初期設(shè)計開采21采區(qū)和22采區(qū)。經(jīng)實驗室測定，其煤層單軸抗壓強度為21 MPa，具有弱沖擊傾向性。為了避免兩采區(qū)之間采掘相互擾動的影響，降低工作面的沖擊危險性，在21采區(qū)和22采區(qū)之間留設(shè)有寬350 m的采區(qū)隔離煤柱，隔離煤柱北側(cè)為22采區(qū)的首采面2201工作面，南側(cè)為21采區(qū)的首采面2101工作面，如圖3所示。兩工作面傾斜長度均為300 m，2個工作面初始錯距425 m，均采用綜合機械化采煤方法，一次采全高。

圖3 隔離煤柱和兩側(cè)工作面布置Fig.3 Isolated coal pillar and layout of working face

2018年10月7日該礦2201工作面開采過程中共發(fā)生2次大能量礦震，具體情況為17:49時事件能量為5.08×105J，震級為2.06級，位于面前28.1 m、運輸巷以里31.7 m；18:11時事件能量為1.16×106J，震級為2.25級，位于面前33.1 m、回風(fēng)巷以里137.4 m，2次事件時間間隔21 min。事件發(fā)生時，地面有明顯震感，工作面現(xiàn)場有大的煤炮聲，溜尾處晃動明顯、溜頭處輕微晃動，工作面前方200 m范圍內(nèi)頂板出現(xiàn)大量掉渣，部分區(qū)域巷道肩角處產(chǎn)生變形。工作面應(yīng)力在線監(jiān)測表明事件發(fā)生前后工作面上下巷道應(yīng)力并沒有發(fā)生明顯變化。

不同的巖層破斷誘發(fā)礦震能級不同[15]，根據(jù)2201工作面靠近煤柱的綜合柱狀圖知：2-2煤層上方厚19.47 m的中粒砂巖和厚14.79 m的粉砂巖組成屬于基本頂，距煤層42 m、厚度為38.55 m的砂巖組為低位亞關(guān)鍵層，距煤層近300 m的地方存在一組厚度達(dá)到324.45 m巨厚紅層砂巖組，為控制頂板運動的高位主關(guān)鍵層。結(jié)合2201工作面靠近煤柱的綜合柱狀圖和礦震事件發(fā)生前后井下井上的現(xiàn)場顯現(xiàn)可知，此次106J大能量礦震事件為隔離煤柱兩側(cè)開采之后相互影響引起煤層上方主關(guān)鍵層(紅層)破斷誘發(fā)的。

根據(jù)陜蒙深部礦區(qū)因隔離煤柱留設(shè)不合理誘發(fā)的沖擊地壓-礦震顯現(xiàn)特征，可將其劃分為煤柱局部破壞型沖擊地壓、煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓和煤柱區(qū)厚硬砂巖組破斷型礦震3類。

2 三類動力現(xiàn)象發(fā)生機理

現(xiàn)有研究和大量開采實踐表明，動力顯現(xiàn)的嚴(yán)重程度與礦區(qū)地層條件密切相關(guān)。陜蒙深部礦區(qū)A礦和B礦的地層綜合柱狀圖如圖4所示?？梢钥闯?，兩礦主采煤層上方均存在2組厚硬砂巖組，其中直羅組(砂巖組)厚度分別為120 m和187 m，距煤層頂板14～28 m，志丹群(砂巖組)厚度分別為472 m和338 m，距煤層頂板230～300 m。厚硬巖層的突然斷裂不僅影響采場圍巖的應(yīng)力狀態(tài)，同時動壓將迅速增大工作面巷道兩側(cè)圍巖的載荷，當(dāng)煤體處于極限平衡狀態(tài)時再受到動壓影響，極易導(dǎo)致沖擊地壓發(fā)生。

圖4 兩礦地層綜合柱狀Fig.4 Composite histogram of two mines

2.1 煤柱局部破壞型沖擊地壓發(fā)生機理

煤柱發(fā)生局部破壞型沖擊地壓的主要原因是由于煤柱局部所處應(yīng)力水平達(dá)到誘沖條件，導(dǎo)致發(fā)生局部破壞沖擊。A礦3-1101工作面開采完成后，地表沉降量不超過10%，可認(rèn)為處于非充分采動狀態(tài)。根據(jù)A礦地層條件和采動情況建立了非充分采動條件下工作面?zhèn)认蛑С袎毫浪懔W(xué)模型，如圖5所示。

H—煤層埋深；α—巖層移動角；Mi—關(guān)鍵層厚度(直羅組和志丹組)；Hi—關(guān)鍵層i厚度中心到煤層的距離；li—關(guān)鍵層i厚度中心走向跨度；mi—下關(guān)鍵層至上一關(guān)鍵層之間巖層厚度；h—垮落帶高度；l—采空區(qū)寬度；y—至采空區(qū)距離圖5 非充分采動條件下工作面?zhèn)认蛑С袎毫浪隳Ｐ虵ig.5 Estimation model of working face lateral abutment pressure under subcritical mining conditions

采空區(qū)的側(cè)向支承壓力σ主要包括2個部分，分別為自重應(yīng)力σz和采空區(qū)上覆巖層轉(zhuǎn)移應(yīng)力增量Δσ，即

σ=Δσ+σz

(1)

其中，σz可表示為

(2)

式中：γ為巖層容重。

假設(shè)關(guān)鍵層質(zhì)量的1/2傳遞至一側(cè)煤巖體近似為等腰三角形分布[8]，則第i個關(guān)鍵層傳遞至一側(cè)煤巖體的應(yīng)力增量可表示為

(3)

其中，σmax，i為第i個關(guān)鍵層在煤巖體上傳遞的最大支承壓力 ，可表示為

σmax，i=γli(Mi+mi)tanα/(2Hi)

(4)

根據(jù)A礦3-1101工作面實際情況，直羅組部分處于垮落帶，取H=707 m，h=64 m，l=240 m，M1=70 m，m1=99 m，H1=100 m，l1=264 m，M2=472 m，m2=4 m，H2=460 m，l2=353 m，α=82°，γ=25 kN/m3，單向抗壓強度σc=20 MPa。將參數(shù)代入，得工作面?zhèn)认蛑С袎毫Ψ植记€，如圖6所示。

圖6中虛線為煤體發(fā)生沖擊的沖擊判斷線，取值為1.5σc[16]，約為30 MPa。由圖6可知，3-1101工作面?zhèn)认蛑С袎毫τ绊懛秶s為128 m，距離采空區(qū)20～105 m為沖擊地壓危險區(qū)。3-1101輔運巷距采空區(qū)40 m，處于沖擊地壓危險區(qū)，3-1101首采面回采過程中輔運巷(舊)局部區(qū)域沖擊變形和動力顯現(xiàn)嚴(yán)重，也印證了這一結(jié)果。綜上可知，煤柱局部破壞型沖擊地壓發(fā)生機理為當(dāng)上一工作面開采時，煤柱受采空區(qū)側(cè)向支承壓力與自重應(yīng)力疊加影響，局部所處應(yīng)力水平達(dá)到誘沖條件，從而導(dǎo)致煤柱發(fā)生局部破壞沖擊。

圖6 3-1101工作面?zhèn)认蛑С袎毫Ψ植记€Fig.6 Distribution curves of lateral abutment pressure of No.3-1101 working face

2.2 煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理

當(dāng)兩側(cè)工作面采出后，煤柱轉(zhuǎn)化為“類孤島煤柱”，煤柱上方的應(yīng)力源由煤柱上覆巖層自重變?yōu)樽灾嘏c兩側(cè)采空區(qū)覆巖轉(zhuǎn)移應(yīng)力共同作用。根據(jù)A礦的地表沉陷情況，可以假設(shè)煤柱兩側(cè)工作面采出后巖層均處于非充分采動狀態(tài)，基于此，建立了厚基巖地層條件下采空區(qū)轉(zhuǎn)移應(yīng)力估算模型，如圖7所示。

圖7 采空區(qū)轉(zhuǎn)移應(yīng)力估算模型Fig.7 Transfer stress estimation model of goaf

煤柱承載應(yīng)力Gi由左右兩側(cè)采空區(qū)傳遞過來的G1、G2和開采之后煤柱上覆巖層自重G組成，可表示為

Gt=G+G1+G2

(5)

其中,

(6)

(7)

(8)

式中：D為隔離煤柱寬度；D1、D2為兩側(cè)采空區(qū)寬度。

根據(jù)朱斯陶等[13]和馮宇等[17]研究成果可知，具有沖擊傾向性的煤層，當(dāng)隔離煤柱寬度過小時，煤柱兩側(cè)采空之后，其整體承載能力易小于上覆巖層自重應(yīng)力和采空區(qū)巖層傳遞應(yīng)力之和，認(rèn)為煤柱可能發(fā)生整體失穩(wěn)型沖擊地壓。考慮到煤柱兩側(cè)工作面回采時對煤柱施工有大直徑卸壓鉆孔，卸壓區(qū)內(nèi)煤體產(chǎn)生塑性破壞，承載能力降低，處于單向應(yīng)力狀態(tài)，其強度為煤體的單軸抗壓強度σc。而煤柱彈性承載區(qū)則受到頂?shù)装寮皟蓚?cè)塑性區(qū)的共同約束，處于三向應(yīng)力狀態(tài)，承載能力強，其強度為三軸抗壓強度σ3c。為便于計算，將煤柱塑性區(qū)和彈性承載區(qū)上方應(yīng)力取平均值，建立煤柱平均應(yīng)力簡化計算模型，如圖8所示。

圖8 煤柱承載應(yīng)力估算模型Fig.8 Bearing stress estimation model of coal pillar

根據(jù)總應(yīng)力不變的原則，則有

(9)

式中：σt為彈性區(qū)平均承載應(yīng)力；ds為塑性區(qū)寬度，即大直徑卸壓鉆孔深度；σs為塑性區(qū)平均承載應(yīng)力，為煤體的單軸抗壓強度；dt為彈性區(qū)寬度，dt=D-2ds。

根據(jù)A礦3-1101、3-1103工作面實際情況，取H=707 m，D1=240 m，D2=210 m，D=70 m，ds=15 m，α=82°，σs=σc=20 MPa，σ3c=60 MPa，研究[16]發(fā)現(xiàn)，煤體三軸抗壓強度約為單軸抗壓強度的3～5倍，本文取3倍。將參數(shù)代入式(5)—式(9)中，求得彈性區(qū)平均承載應(yīng)力σt=102.88 MPa，進(jìn)一步得到彈性區(qū)平均承載應(yīng)力與煤體的承載能力之比I為

(10)

因此，可認(rèn)為3-1101輔運巷(新)在3-1103工作面開采過程中具備了發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)型沖擊地壓的條件。3-1103工作面回采過程中多次發(fā)生顯現(xiàn)范圍大于100 m的沖擊顯現(xiàn)也印證了這一結(jié)果。綜上可知，煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓發(fā)生機理為當(dāng)本工作面開采時，煤柱受兩側(cè)采空區(qū)巖層傳遞應(yīng)力與自重應(yīng)力疊加影響，平均承載應(yīng)力超過煤柱承載能力，從而導(dǎo)致煤柱發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)。

2.3 煤柱區(qū)厚硬砂巖組破斷型礦震機理

隔離煤柱兩側(cè)工作面相繼開采后，采空區(qū)上覆巖層將會由下至上分層垮落，并產(chǎn)生裂隙和彎曲下沉。而隔離煤柱上覆高位主關(guān)鍵層受到重力作用產(chǎn)生撓度彎曲，通過下方巖層傳遞至隔離煤柱上，隔離煤柱對其形成反作用力使其穩(wěn)定。同時在兩側(cè)采空區(qū)轉(zhuǎn)移的支承壓力和煤柱上方自重應(yīng)力共同作用下，隔離煤柱產(chǎn)生垂直方向上的壓縮變形。煤層開采過程中，關(guān)鍵層的跨度并不會無限擴大，若關(guān)鍵層跨度小于隔離煤柱寬度，則其本身在開采之后無法自穩(wěn)，很容易發(fā)生斷裂，因此下文只考慮關(guān)鍵層跨度大于隔離煤柱寬度的情況。

可以假定關(guān)鍵層為兩端固支梁，上方受上覆巖層形成的均布荷載作用，兩端受固支集中反力，同時煤柱至關(guān)鍵層巖柱(包括煤柱)可以視為等效的彈性支座，對上覆巖層起到彈性支撐作用，也為均布力。由于一切情況不沿y方向變化，因此可以假設(shè)巖梁的形變和內(nèi)力都只是x的函數(shù)，為了便于計算，取單位寬度的巖梁來考慮。據(jù)此，建立關(guān)鍵層撓度彎曲變形力學(xué)模型如圖9所示。

q0—關(guān)鍵層上覆巖層均布載荷(為便于計算，其包含關(guān)鍵層自重)；M—巖梁厚度；L—巖梁極限跨度；d1、d2—兩端固支距煤柱兩端的距離；q1—煤柱對上覆巖層的反向支撐載荷；f1、f2—兩端固支集中反力圖9 關(guān)鍵層撓度彎曲變形力學(xué)模型[18]Fig.9 Mechanical model of flexural deformation of key stratum[18]

根據(jù)文獻(xiàn)[19]可知，巖梁極限跨度L可表示為

(11)

式中：δ為巖梁抗拉強度；μ為巖梁泊松比。

根據(jù)彈性力學(xué)理論和文獻(xiàn)[18]，可以假定兩端截面的中點不移動，且該點的水平線段不轉(zhuǎn)動，那么認(rèn)為巖梁在固支邊界的轉(zhuǎn)角及撓度均為0，可以求得巖梁軸線的撓度方程為

(12)

式中：E為巖梁的彈性模量。

煤層開采過程中，關(guān)鍵層的跨度并不會無限擴大，且可能發(fā)生大范圍離層，此時，關(guān)鍵層不受下方煤柱支撐(即q1=0)，存在一個極限撓度，根據(jù)彈性力學(xué)理論，兩端固支梁的純彎曲最大撓度位于梁的中心下方，即x=L/2時，巖梁產(chǎn)生最大撓度wmax，將其代入式(12)可得

(13)

煤柱兩側(cè)未開采之前，煤柱上方僅受原巖應(yīng)力[20]，處于自平衡狀態(tài)，煤柱原始載荷G0=γHD，兩側(cè)工作面采出之后，煤柱產(chǎn)生壓縮變形，沿用圖7中采空區(qū)轉(zhuǎn)移應(yīng)力估算模型，得到受采動引起的煤柱壓縮變形量u為

(14)

式中：m為煤層厚度；ε為隔離煤柱垂直方向壓縮應(yīng)變；E0為煤層的彈性模量；D0為彈性區(qū)寬度。

主關(guān)鍵層本身的強度大不易斷裂，其極限撓度wmax與煤柱壓縮變形量u的關(guān)系決定了巖層是否會發(fā)生破斷，兩者之間關(guān)系為①當(dāng)wmax≥u時，則上覆主關(guān)鍵層雖然產(chǎn)生撓曲變形，但與下方巖層仍保持充分接觸，不會達(dá)到極限撓度，無法滿足發(fā)生破斷的基本條件；②當(dāng)wmax

根據(jù)B礦2101、2201工作面實際情況，取H=720 m，M=324 m，δ=6.88 MPa，μ=0.25，D1=300 m，D2=300 m，D=350 m，ds=20 m，dt=310 m，E=28 GPa，E0=0.86 GPa，m=6.4 m，α=83°，σ1=σc=21 MPa，關(guān)鍵層埋深420 m，其上覆載荷q0=γH1=10.5 MPa。代入式(11)求得主關(guān)鍵層極限跨度L=454 m>D=350 m。代入式(13)求得極限跨度的巖梁極限撓度wmax=0.073 m，代入式(14)解得采動引起的隔離煤柱壓縮量u=0.11 m，可見wmax

2018年9月1日—10月31日工作面回采過程中微震事件平面投影如圖10所示，其中，藍(lán)色框線為“三工作面見方”區(qū)域，紅色框線為“三工作面見方”影響范圍。對比兩工作面微震事件平面投影可知，工作面超前180 m范圍內(nèi)的微震事件集中程度更高，且大能量事件發(fā)生頻次明顯比其他區(qū)域多，表明隔離煤柱兩側(cè)回采之后存在“三工作面見方”效應(yīng)，煤柱上方應(yīng)力集中程度較高。

圖10 9月1日—10月31日微震事件平面投影Fig.10 Plane projection of microseismic events from 1 Sep.-31 Oct.

由文獻(xiàn)[7]研究成果可知，在巖層處于充分采動之前，工作面開采后巖層破裂高度約為采空區(qū)寬度的1/2，2201和2101工作面寬度均為300 m，破裂高度理論值為150 m，達(dá)不到主關(guān)鍵層層位，但現(xiàn)場實際發(fā)生的礦震說明2201工作面推進(jìn)至“三工作面見方”區(qū)域時，煤柱在兩側(cè)采空區(qū)的影響下應(yīng)力集中程度較高，產(chǎn)生壓縮變形，引起煤柱上方巨厚紅層砂巖組達(dá)到極限撓度破斷失穩(wěn)，能量釋放從而誘發(fā)礦震。

上述分析表明，煤柱區(qū)厚硬砂巖組破斷型礦震發(fā)生機理為隔離煤柱兩側(cè)回采之后，煤柱產(chǎn)生垂直方向上的壓縮變形，關(guān)鍵層發(fā)生撓曲變形，當(dāng)巖層的極限撓度小于煤柱壓縮量時，巖層易發(fā)生斷裂，能量釋放誘發(fā)礦震。

3 基于防沖-減震的隔離煤柱寬度設(shè)計

3.1 基于不發(fā)生局部破壞沖擊的煤柱寬度設(shè)計

以A礦為例，根據(jù)側(cè)向支承壓力曲線(圖7)可知，距離采空區(qū)0～12 m為低應(yīng)力區(qū)，20～105 m為沖擊地壓危險區(qū)，128 m之外為原巖應(yīng)力區(qū)。不發(fā)生局部沖擊失穩(wěn)的原則是將巷道布置在沖擊地壓危險區(qū)之外，同時考慮一定的安全系數(shù)，則需將巷道布置在低應(yīng)力區(qū)或側(cè)向支承壓力影響范圍外，因此，存在以下2種方案。

1)窄煤柱方案。考慮防沖效果，巷道應(yīng)布置在低應(yīng)力區(qū)，工作面?zhèn)认蛑С袎毫Φ蛻?yīng)力區(qū)為0～12 m，加之巷道寬度5～6 m，煤柱寬度應(yīng)小于6 m；考慮次生災(zāi)害(防水、防瓦斯、防火)的影響，煤柱寬度應(yīng)大于4 m；考慮支護(hù)效果，煤柱寬度應(yīng)不小于5 m。綜合考慮，采用窄煤柱布置時，合理的煤柱寬度為5～6 m。

3.2 基于不發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)的煤柱寬度設(shè)計

(15)

3.3 基于礦震防治的煤柱寬度計算

相對薄軟的巖層自穩(wěn)跨度小，而高位主關(guān)鍵層自穩(wěn)跨度大，假設(shè)煤柱兩側(cè)采空之后上覆高位主關(guān)鍵層可以自穩(wěn)，根據(jù)前文分析得到的隔離煤柱兩側(cè)回采誘發(fā)礦震的發(fā)生機理可知，為了避免此類礦震的發(fā)生，需保證巖層撓曲變形之后仍然與下方巖層充分接觸，達(dá)不到其極限撓度，其臨界條件為wmax=u，根據(jù)式(13)、式(14)可計算得到基于礦震防治的煤柱最小寬度D?min為

(16)

3.4 隔離煤柱寬度設(shè)計依據(jù)

隔離煤柱寬度不同，可能引起的動力現(xiàn)象不同，礦井開采過程中，采掘接續(xù)設(shè)計不同，選取的煤柱留設(shè)方案也不同，可將隔離煤柱分為同采區(qū)順序開采工作面面間隔離煤柱、不同采區(qū)同時開采采區(qū)隔離煤柱。

1)同采區(qū)順序開采面間隔離煤柱寬度設(shè)計依據(jù)。根據(jù)工程實踐，隨同采區(qū)單側(cè)順序開采時，采場狀態(tài)會由非充分采動向充分采動發(fā)展，陜蒙深部礦區(qū)煤層上覆存在高位厚硬砂巖組，隨著開采范圍的擴大，必然存在過渡工作面，當(dāng)該工作面開采時，上覆高位厚硬砂巖組會發(fā)生斷裂，引起應(yīng)力和能量釋放，從而形成礦震，但此類礦震是可以通過識別過渡工作面進(jìn)行預(yù)計且不可避免的。因此，同采區(qū)單側(cè)順序開采時，僅需考慮煤柱寬度對沖擊地壓的影響。若選取窄煤柱方案，煤柱寬度應(yīng)為5～6 m，煤柱內(nèi)部不存在彈性核，不會發(fā)生沖擊失穩(wěn)；若選取寬煤柱方案，面間隔離煤柱需同時兼顧不發(fā)生局部沖擊失穩(wěn)和整體沖擊失穩(wěn)，即d≥max{D′min,D″min}。

2)不同采區(qū)同時開采采區(qū)隔離煤柱寬度設(shè)計依據(jù)。相鄰礦井、相鄰采區(qū)之間應(yīng)當(dāng)避免開采相互影響。因此，不同采區(qū)同時開采時，會留設(shè)采區(qū)隔離煤柱。采區(qū)隔離煤柱設(shè)計目的是為避開采掘相互擾動造成的影響，以減緩地表變形、控制井下災(zāi)害等。原則為保證井下安全生產(chǎn)及地面管道、建筑物的安全穩(wěn)定性，設(shè)計依據(jù)為能夠達(dá)到統(tǒng)籌兩側(cè)工作面開采期間沖擊地壓和礦震等動力現(xiàn)象的防治需求，做到資源開采最大化的同時保證礦井的安全生產(chǎn)，因此采區(qū)隔離煤柱寬度需按照d≥max{D″min,D?min}進(jìn)行設(shè)計。

4 結(jié) 論

1)以陜蒙深部礦井近年來發(fā)生的3起典型沖擊地壓和礦震事件為背景，根據(jù)動力顯現(xiàn)特征和誘發(fā)機理不同，將其分為煤柱局部破壞型沖擊地壓、煤柱整體失穩(wěn)型沖擊地壓和煤柱區(qū)厚硬砂巖組破斷型礦震3類。

2)分別建立了陜蒙深部礦井不同寬度隔離煤柱誘發(fā)局部沖擊、整體沖擊和礦震機理的力學(xué)模型，揭示了3類沖擊地壓和礦震的發(fā)生機制。

3)根據(jù)試驗工作面實際開采條件計算得到2101、2201工作面不發(fā)生局部沖擊的隔離煤柱寬度為5～6 m或不小于128 m；不發(fā)整體沖擊失穩(wěn)的隔離煤柱寬度為不小于138 m；不發(fā)生礦震的隔離煤柱寬度為不小于498 m。

4)綜合考慮陜蒙深部礦井工作面不同寬度隔離煤柱誘發(fā)沖擊地壓和礦震的防治需求，提出了基于沖擊地壓-礦震協(xié)同控制的隔離煤柱合理寬度設(shè)計方法，以期為陜蒙深部礦區(qū)相似條件工作面隔離煤柱合理寬度設(shè)計提供參考。