考虑时变特性的煤层大巷群冲击地压机理及防治

潘俊锋，闫耀东，马小辉，谢 非，马文涛，吕大钊，孙晓东，冯美华

(1.中煤科工开采研究院有限公司，北京 100013；2.陕西彬长矿业集团有限公司，陕西 咸阳 712000；3.天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013；4.煤炭资源高效开采与洁净利用国家重点实验室，北京 100013)

煤层大巷担负着所在区域的提升、运输、通风、排水、动力供应等重要任务，基本上都是成群组布置，服务周期可达几十年，因此除了很宽的保护煤柱，巷间还采用宽煤柱隔离。由于大巷群重要的“咽喉”作用，其稳定性研究得到大家关注。针对巷道群的常规矿压问题，苏学贵等采用理论分析，数值模拟与工程应用的综合方法，研究了上层煤开采后，下层煤应力分布规律，巷道群的变形破坏机制及稳定性控制对策。卢兴利等提出了预应力组合锚杆(索)-U型钢支架-分步注浆控制巷道帮顶、帮角/底角锚杆-底板预应力锚索控制底板的深部松散破碎巷道群稳定性综合控制对策和设计方案。郑兵亮采用现场围岩窥视、理论分析和井下试验的方法,分析研究了巷道群围岩变形破坏的机理、特征及加固措施。于洋等通过总结大巷群在采动应力扰动下的围岩变形破坏特征，确定了采动应力反复扰动是导致大巷群围岩灾变的根本原因。孟庆彬等运用理论分析与数值模拟的手段，分析了巷道群围岩应力场、变形场及塑性区的分布规律，确定了巷道群合理的布置与开挖方式。张向阳等结合淮南矿区开拓巷道群受采动影响的变形破坏特点，对巷道群围岩变形采动效应及合理保护煤柱留设进行研究。刘帅等运用现场调查、实验室实验、理论分析、数值模拟及工业性试验相结合的方法，探讨了巷道群非对称变形破坏机理。研究冲击地压导致的煤层大巷群稳定问题的文献甚少。刘宏军研究了采动影响下巷道群的应力分布状态，分析了大小煤柱破坏前后的支承应力变化和能量转移方向，得出在采动诱发下密集巷道群自身应力叠加是造成冲击地压的直接原因。潘俊锋等以我国新建千米深井盘区巷道群冲击地压发生为背景，理论分析了巷道群冲击启动的机理与防治方法，认为深部煤层巷道群冲击地压属集中静载荷型，采用基于集中静载荷疏导的深孔区间爆破法可防治冲击地压灾害。史俊伟等应用数值模拟研究巷道群在开挖过程中护巷煤柱支承应力和巷道围岩变形规律，从而对巷道群冲击危险性进行分析。上述文献普遍从多巷掘进相互扰动或大巷群周边回采扰动角度对大巷群冲击地压机理及防治开展研究。然而，近几年来接连出现几起在用大巷群，周边无采掘活动情况下的冲击问题，比如2016-08-15，梁宝寺煤矿在用35000采区集中轨道巷、运输巷冲击地压，周围没有采掘活动；2017-02-03，高家堡煤矿一盘区3条在用大巷冲击，发生在春节全矿停产期间；2020-05-24，孟村煤矿在用中央大巷群冲击地压，周围没有采掘活动。由于既无采掘扰动，又不存在采空区悬顶条件，这几起冲击地压已经无法用传统理论进行解释，进而难以拿出针对性措施。究其原因是材料存在时变特性，这一研究在岩土界受到大量关注研究，而煤矿灾害防治方面被忽视。

鉴于大巷群服务周期长这一显著特点，笔者以陕西彬长矿业集团有限公司孟村煤矿“5·24”大巷冲击地压为背景，从巷道围岩时变特性角度出发，通过现场探测、力学分析、数值模拟等研究，从另一新角度揭示了深部构造区域大巷群冲击地压发生机理，并提出了新的防治方法，现场试验结果良好。

1 工程背景

孟村煤矿主采4号煤层，煤层厚度平均20 m，埋深700 m，煤层顶板含多层砂岩，直接底板为铝土泥岩。经鉴定煤层具有强冲击倾向性，顶板具有弱冲击倾向性。矿井5条中央大巷布置在4号煤层中，巷间隔离煤柱宽度为35 m，大巷保护煤柱宽度为200 m。5条大巷相对位置如图1所示。中央大巷在一盘区区域自西向东分别赋存：① B2背斜，轴线呈EW转NE向，两翼基本呈对称状，两翼倾角为3°～5°；② DF29断层(=0～38 m，正断层，SE∠55°)；③ X1向斜，轴线呈NE—SW向，两翼呈对称状，两翼倾角为2°～4°。中央二号回风大巷200 m外为2020-03-07日已回采结束的矿井首采401101采煤工作面，中央一号回风大巷南侧为实体煤。2020-05-24 T00:08，中央二号辅运大巷及中央运输大巷在DF29断层上盘及X1向斜区域发生冲击地压显现(图1)。为了保障矿井生产持续，课题组介入开展冲击机理与防治方法研究。通过调研，除了中央二号回风大巷，其他4条大巷在DF29断层下盘影响区采用岩层布置，巷道布置层位如图2所示。

图1 中央大巷及冲击地压显现位置(平面)

图2 中央二号辅运大巷及冲击地压显现位置(剖面)

2 冲击危险性原位探测评价

为了了解矿井中央大巷构造区域高应力集中状态，评价冲击危险性，根据波速传播异常指数与煤体应力大小的正相关关系，采用了波兰进口震波CT探测系统PASAT，共分为2个区域进行中央大巷构造区域原位探测，每个区域的探测长度约为400 m。图3为第1探测区，即中央一号辅运大巷及中央一号回风大巷间煤岩体波速传播异常指数分布，图中从蓝色到红色，依次对应由小到大的波速传播异常指数。探测结果表明区域内最大值为0.85，最小值为0.30。由图3可见，以断层面为界，2条中央大巷在断层左侧布置在岩层中，两巷之间为岩层，震波波速传递快，波速传播异常指数较大；断层右侧两巷布置在煤层中，两巷之间为煤层，在断层面附近波速传播异常指数较小，而在断层上盘与X1向斜共同影响区，波速传播异常指数较大，表明应力集中，冲击危险性较高。

图3 第1探测区域波速传播异常指数分布

图4为第2探测区，即中央二号辅运大巷及中央运输大巷间煤岩体波速传播异常指数分布，图中颜色梯度与波速传播异常指数对应关系同图3，区域内最大值为0.8，最小值为0.2。图4所示第2探测区结果与图3大体一致。2条中央大巷在断层面左侧岩层内指数较高，可达0.8，在右侧煤层中时，表现出较大的梯度落差，断面附近煤层中指数小，在断层上盘与X1向斜共同影响区，波速传播异常指数大，表明应力集中，冲击危险性较高。

图4 第2探测区域波速传播异常指数分布

结合图3，4中央大巷构造区域冲击危险性探测评价结果，认为DF29断层左侧岩层布置中巷间岩柱波速传播异常指数较高，为岩层属性导致，岩层中震波传播速度高，应与煤层中应力集中区域震波传播速度高予以区分。

为了证实断层面右侧煤层巷道冲击危险高，统计了中央大巷构造区微震事件，如图5所示。断层上盘区域发生的微震频次是下盘的3倍，断层上盘区域发生的微震能量是下盘的4倍。DF29断层为一正断层，在“断层-褶曲”复合作用下，微震事件分布范围也表明，在断层上盘，其影响范围约为断层落差的4倍；在断层下盘，其影响范围约为断层落差的2倍。由此可见，DF29断层上盘与X1向斜共同影响区域冲击危险性较高。

图5 DF29断层区域微震数据统计

3 冲击地压机理力学分析

以发生冲击显现的中央运输大巷及中央二号辅运大巷为例，开展力学模型分析。假设非临空的两巷开挖后的围岩应力位移分布随时间变化基本对称，如图6所示。

图6 两巷围岩应力分布示意

图6中，为上覆岩层载荷；为巷帮煤岩承载；为巷道围岩初始应力；为煤岩极限破坏强度。图6(a)中时刻为巷道开挖形成初期，两巷间应力暂无交互影响，此时刻巷道侧向支承压力1均在煤帮浅部集中，并在巷道顶板较近范围内形成应力拱支承顶板，巷帮围岩破碎区范围较小，有<<，其中，，分别表示时刻下巷道围岩的破碎区、塑性区及原岩区的长度范围。图6(b)中时刻为巷道开挖形成末期，两巷间应力相互叠加影响，此时刻中央运输大巷处侧向支承压力s2及中央二号辅运巷处侧向支承压力f2均转移至煤帮深部并在此处叠加为2，同时在巷道顶板较远范围内形成应力拱支承顶板，两帮间已经无原岩区，塑性区范围较小，有>。其中，分别表示时刻下巷道围岩的破碎区及塑性区的长度范围。

以图6(a)中中央二号辅运大巷黄色虚线方框圈出的区域为例，做如下假设：模型方面，巷道断面为矩形且无倾角，煤层及顶板岩层变形固体满足材料力学3个基本物性假设，巷道顶板看作为两端固支的3次超静定结构；受力方面，在巷道开挖瞬间过程中顶板受力均匀，此过程中应力不发生转移；边界方面：顶板弯曲下沉范围发生在巷道帮部破碎区及塑性区之内。

则作出巷道开挖形成瞬间的受力模型如图7所示，图7中，，分别为巷道的宽度及高度，m；为巷道顶板煤岩体所受的均布载荷，N/m；为巷帮破碎区及塑性区长度范围之和，m。

图7 巷道开挖瞬间顶板受力状态

运用卡氏第2定理可得到顶板弯曲变形的挠曲线方程()：

(1)

其中，为顶板岩梁的抗弯刚度；，分别为顶板去掉右侧固定端约束后的剪力及弯矩；为巷道开挖后帮部围岩塑性区及破碎区范围，其计算方式为

(2)

式中，，为煤层与顶底板岩层接触面的黏聚力和内摩擦角，MPa，(°)；为开挖巷道的支护强度，MPa；为侧压系数；为巷道开挖高度，m；为开挖时刻巷帮侧支承应力集中系数；为上覆岩层容重，MN/m；为开采深度，m。

上述推导的挠曲线方程()可计算从巷道开挖至开挖结束0～时间段内巷帮长度范围内顶板发生的挠度，此过程中随着巷道内煤岩体的逐步挖除，原作用于此处支承顶板的均布载荷逐渐减小，巷道围岩系统的平衡被破坏，顶板初步下沉。假设此过程顶板下沉速率与巷道内煤岩的挖除速率相一致，则有

∝(0<≤)

可见在初始巷道开挖过程中(0～)巷道围岩系统的挠度正比于时间，受掘巷速率的影响。

当巷内煤岩全部挖除后，顶板载荷向两帮转移寻求新的平衡，即得到如图6(a)中时刻的状态，转移的顶板载荷与煤帮原支承压力叠加为1，在垂直方向压缩巷帮煤岩，帮部煤岩承载发生蠕变，当帮部煤岩变形到一定程度强度下降形成破碎区、塑性区，围岩应力需向深部煤层寻求支承达到新的平衡，即得到如图6(b)中时刻的状态，破碎区范围进一步增大形成，此过程顶板压缩煤帮持续位移，直至平衡。将～时间段内帮部煤岩承载蠕变，应用西原正夫流变力学模型，得到帮部煤岩的蠕变曲线上任一时间<<的应变方程：

(3)

式中，为时刻下的侧向支承压力；，为帮部煤岩的弹性模量；为帮部煤岩的黏性系数。

由式(3)可知帮部煤岩发生蠕变时的应变是关于时间的增函数，～时间内巷内高度为的煤帮蠕变产生的变形同样为关于时间的增函数有

=() (<≤)

(4)

围岩系统的顶板全过程变形挠度如图8所示，其数值为0～时间内顶板弯曲产生的挠度与～时间内顶板由于帮部煤岩蠕变产生的下沉量之和，即

图8 巷道开挖后顶板下沉示意

=+(0<≤)

(5)

由式(4),(5)可知，中央大巷开挖后，巷帮煤岩在垂直方向承载蠕变变形随时间增长逐渐增大，此时间内顶板弯曲下沉挠度持续增大，上覆厚硬顶板悬空范围增加，帮部煤岩受压形变后对顶板支承能力下降，顶板载荷向深部煤层转移，然而大巷群的开挖巷间煤柱尺寸有限，致使侧向支承压力在巷间煤柱中的叠加效应明显，表现为侧向支承压力随时间的变化增长显著。根据式(2)，在巷道开挖条件不变的情况下巷帮塑性区及破碎区范围的变化与侧向支承压力正相关，也随时间的增长而增大，故两巷间煤柱内弹性区减少。

又由前文分析可得，屡次发生冲击地压的该区域，断层、褶曲等提供了高应力基础环境，即在该区域由于构造应力、重应力以及采动应力三者叠加，巷道围岩载荷濒临临界状态。对于单条巷道而言，服务周期较长的大巷巷道围岩由于塑性区及破碎区范围的扩大，迫使巷帮弹性区域随时间延长而变窄，应力集中程度不断加大。对于大巷群而言，则相邻巷道间弹性区由不断减小，变为拥有共同的弹性区，从而出现2个应力峰值随时间延长相互叠加的效应，该叠加应力促使本来濒临临界状态的围岩应力达到准平衡状态；由于巷道围岩塑性区、破碎区范围的扩大，巷道顶板两端支撑点势必向两侧外移，促使顶板悬空长度加大，此时巷道悬空顶板挠度随时间在增大，断裂趋势增加，悬空面积增大的顶板发生断裂，产生动载荷源对两巷叠加的已经处于准平衡状态的静载荷高度集中区产生扰动，诱发巷道围岩冲击启动。

4 冲击地压机理数值模拟

为了对上述力学模型分析结论进行验证，本部分采用数值模拟分析从中央大巷巷间煤柱尺寸、煤柱时变特性等方面开展分析。

4.1 巷间煤柱宽度影响规律

4.1.1 巷间煤柱宽度为15 m

巷间煤柱宽度影响规律主要采用FLAC数值模拟方法，物理、力学参数来自于孟村矿采样实验室测试数据。结果表明，当巷道群隔离煤柱为15 m时，如图9(a)所示，各巷道围岩形成类椭圆塑性区，应力向两帮转移，各巷道之间形成单峰应力集中，最大应力约为25 MPa。总体来看，高集中应力主要转移至护巷煤柱中，应力峰值达43 MPa，表明各巷间隔离煤柱不承载，上覆岩层载荷主要转移至大巷的护巷宽煤柱中。图9(b)展示了5条大巷形成的巷道群的围岩塑性区分布特征，由图9(b)可见，各巷间塑性区已全部贯通，进一步表明隔离煤柱不承载，但也表明各巷道间煤柱已破坏，不具有隔离防漏风功能，因此巷道群隔离煤柱不宜过小。

图9 巷道群应力及围岩塑性区分布特征(煤柱宽度15 m)

4.1.2 巷间煤柱宽度为35 m

图10(a)为巷间隔离煤柱宽度为35 m时，围岩应力分布特征。该方案与孟村煤矿中央大巷隔离煤柱实际宽度相同。从图10(a)可看出，各巷道围岩形成椭圆形塑性区，应力集中向两帮转移，最终在巷间煤柱中形成“驼峰”状应力集中，最大达到28 MPa，而与边界大煤柱相邻的应力集中峰值较小，达到26 MPa左右。图10(b)为巷间煤柱宽度为35 m时，巷道围岩塑性区分布。由图10(b)可得，虽然各巷道有塑性区发育，但远没有贯通，相邻塑性区间仍有约19 m未破坏区，结合图10(a)可得，当煤柱宽度为35 m时，其承载较大，整体载荷没有向两侧护巷宽煤柱转移，主要由巷间隔离煤柱承担，所以应力较高。

图10 巷道群应力及围岩塑性区分布特征(煤柱宽度35 m)

4.1.3 巷间煤柱宽度为55 m

如图11(a)所示，巷间隔离煤柱宽度为55 m，大体规律与图10(a)相似。在55 m宽的隔离煤柱中也形成“驼峰”状应力集中，最大达到27 MPa左右，只是与边界大煤柱相邻的应力集中峰值与其相当。图11(b)为5条巷道形成的塑性区分布。从图11(b)可以看出，各巷道间塑性区相距更远，结合图11(a)分析，表明当巷间煤柱宽度为55 m时，巷间煤柱与护巷宽煤柱均匀承载，且应力峰值在3种方案中最小。

图11 巷道群应力及围岩塑性区分布特征(煤柱宽度55 m)

4.2 巷道围岩时变特性影响

巷道开挖前，煤岩体应力处于均布状态，开挖后，巷道空洞处于卸荷状态，而两帮则处于弹塑性变形调整过程中，出现应力局部集中，悬空顶板在重力作用下出现下沉趋势，承载区向巷道两帮迁移，由于两帮近似二维受力，因此容易产生形变，覆岩开始向两帮深处寻找更刚性、更坚实的承载区。在巷道开挖后的围岩重组织过程中表现出了各种时变特征。如图12所示，反映了单一巷道一侧围岩时变特征，图中为巷道围岩初始应力，()为巷道开挖后帮部煤岩应力随时间的变化。

图12 巷道围岩时变过程[24-25]

图12中表示原岩区、表示塑性区、表示破碎区。图12可反映巷道围岩时变过程。尤其是孟村中央大巷此类永久性巷道，必然经历时变全过程，那么多组巷道布置，必然出现时变特性叠加效应。

为了分析中央大巷群围岩时变特性叠加效应，采用FLAC数值模拟技术分析一段时间后的巷道群围岩载荷与变形特性。也就是分析了当巷间煤柱为35 m时，巷道两帮煤柱经过弹塑性区时变，两帮塑性区域进一步扩大，此时应力分布规律如图13所示。相比图10(a)，图13(a)中无论隔离煤柱中应力还是两侧护巷宽煤柱中应力都提高较大，由原来“驼峰”近似变为单峰，隔离煤柱应力达到36 MPa，增长8 MPa；两侧护巷宽煤柱中应力也达到了32 MPa左右。图13(b)反映出了随着时间的延续，巷间煤柱弹性区在减小，结合图13(a)，表明由于巷道围岩应力、物性的随时间变化，产生时变特性叠加效应，其稳定性也会受到影响，这一规律与前文力学分析结论相吻合。

图13 围岩变形后巷道群应力及围岩塑性区分布特征(煤柱宽度35 m)

5 冲击地压防治方法

5.1 原理与方案

由前文机理分析可知，造成中央大巷侧向塑性区宽度不断加大、煤柱弹性核宽度不断减小，应力不断集中的根本原因是上覆厚硬顶板长梁式悬臂与下沉，并且随时间变化不断加剧，直至断裂产生诱发冲击的动载荷。因此，如图14所示，防治该类冲击地压发生，如果只在煤层中做卸压工作，顶板未处理，煤体应力随时间延长会恢复。必须针对煤层上覆厚硬顶板，人为致裂，使其长梁变短梁，大块变小块，从而不再具备悬臂功能，相邻巷道叠加侧向支承压力由接近极限的2变为压裂后的3，也使得其上覆载荷由硬传递变为软传递，达到降低巷道围岩载荷，防治冲击地压目的。

注：kyt3γh,ket3γh分别为压裂后t3时刻中央一号回风巷南帮、中央二号回风巷北帮的支承压力

基于以上原理，考虑到井下千米钻进深孔压裂半径约为20 m及井下巷道安全性，结合中央大巷压力拱发育高度，以大巷上覆45 m高度的粉砂岩为目标层位，在中央运输大巷里程600 m处设置一个钻场，采用千米钻机进行目标岩层深孔压裂，如图15(a)所示，钻场内布置5个钻孔，由钻场开口呈扇形辐射至5条大巷煤柱上覆顶板中。设计压裂层位距巷道高度以上45 m位置，孔1、孔2、孔3、孔4间距约40 m，孔5位于大巷保护煤柱上方，与孔4间距约70 m，如图15(b)所示。

图15 顶板千米顺层区域压裂钻孔布置

采用上述方案于2020-06-13—08-15完成了顶板区域压裂施工，1～5号钻孔累计钻进进尺2 538 m，压裂长度2 115 m，压裂50次。具体施工流程为：固定千米钻机→打孔→连接压裂工具串→开动压裂泵→管路测压→封隔压裂→稳压注水→停泵放水与检测→退管柱→下分段压裂作业。压裂采用倒退式分段压裂法，分段间距约15 m(具体根据现场钻孔内坐封情况调整)，钻孔拐弯段也进行压裂。压裂过程中初始裂缝起裂后水压会有所下降，继而进入保压阶段，在这个阶段，裂纹扩展的同时伴随着新裂纹的产生，利用电磁流量计监测流量及注入的水量，保证顶板岩层充分破裂软化。压裂过程中观测临近长钻孔及周围顶板出水情况，压裂时间一般不少于30 min。

5.2 效果分析

图16为顶板压裂前后微震与地音监测传感器布置方案。其中在构造区域布置微震传感器4个，地音传感器7个。

图16 顶板压裂微震、地音监测方案

图17为顶板压裂前后50 d微震监测数据对比。对比压裂前50 d(5月24日—7月12日)和压裂后50 d(8月16日—10月4日)微震活动情况，可以看出微震事件由压裂前的79次降低至压裂后的44次，降低了44.3%，总能量由4.04×10J降至6.73×10J，降低了83.3%。表明厚层坚硬顶板得到有效预裂，覆岩载荷分布趋于均匀，局部承载至岩层破断事件降低明显。

图17 顶板压裂前后50 d微震监测数据对比

图18为顶板压裂前后构造区中央大巷微震事件分布。从图18可以看出,压裂后各类微震事件频次降低明显，大能量级微震事件消失。表明顶板压裂效果显著。

图18 顶板压裂前后50 d微震事件分布

顶板压裂前后50 d地音监测数据也表现出巨大变化，以中央二号辅运大巷地音监测数据为例，9号地音探头监测地音频次由19 345次降至1 854次，降低了90.4%，总能量由5.17×10J降至1.26×10J，降低了75.6%。中央二号辅运大巷8号地音探头监测地音频次由20 646次降低至2 965次，降低了85.6%，总能量由6.32×10J降至1.50×10J，降低了76.3%。

除了微震、地音监测外，巷道锚杆锚索测力计数据分析无明显变化，锚杆锚索属于主动支护，锚杆锚索受力的降低往往是在锚固体受损的情况下出现，受力曲线没有降低说明水力压裂并没有导致巷道支护能力下降，这对防冲是有利的。

截止到目前，再没有出现过冲击地压显现或4次方及以上微震事件。

6 结 论

(1)中央大巷构造区域冲击危险性探测评价结果表明，DF29断层面附近波速传播异常指数较小，而在断层上盘与X1向斜共同影响区，波速传播异常指数较大，冲击危险性较高，“断层-褶曲”复合作用下，微震事件发生与分布规律验证了该观点。

(2)中央大巷构造区域，断层、褶曲、埋深等提供了高应力基础环境，服务周期长的大巷群围岩时变特性叠加效应促使巷间煤柱静载荷高度集中，悬空面积增大的顶板断裂，产生动载荷对煤柱静载荷扰动诱发冲击地压启动。

(3)造成中央大巷巷间煤柱静载荷高度集中的根本原因是上覆厚硬顶板长梁式悬臂与下沉，并且随时间变化不断加剧，直至断裂产生了诱发冲击的动载荷。提出该类冲击地压防治，应该针对煤层上覆厚硬顶板，人为致裂，使其长梁变短梁，大块变小块，从而不再具备悬臂功能，也使得其上覆载荷由硬传递变为软传递，采用千米钻机进行目标岩层深孔压裂试验，达到了降低巷道围岩载荷，防治冲击地压目的。