孤島充填工作面初采致沖力學機理探討

姜福興，陳 洋，李 東，王存文，蓋德成，朱斯陶

(北京科技大學 土木與資源工程學院，北京 100083)

隨著老礦區(qū)煤炭資源的枯竭，采用充填開采工藝回收建筑物下孤島煤柱、解放煤炭資源成為這些礦區(qū)的必然選擇[1]。孤島工作面受兩側(cè)采動形成的高支承壓力，是誘發(fā)沖擊地壓、巷道大面積失穩(wěn)等災(zāi)害的重要原因[2-4]。尤其在華東地區(qū)，煤層埋深大、頂板存在多組堅硬巖梁且多具有沖擊傾向性，孤島工作面開采過程中極容易發(fā)生沖擊地壓事故。

我國學者針對沖擊地壓發(fā)生機理[5-11]和孤島工作面上覆巖層運動、應(yīng)力集中以及沖擊危險性評估進行了大量研究。陳紹杰等[12]實測研究了孤島煤柱膏體充填開采覆巖時空模型及運動規(guī)律;馮宇等[13]研究了孤島工作面兩側(cè)采空區(qū)頂板結(jié)構(gòu)類型及支承壓力演變特征，提出了工作面煤體整體沖擊危險性評估方法;朱廣安等[14]分析了孤島煤柱開采前后兩側(cè)采空區(qū)頂板結(jié)構(gòu)動態(tài)變化和力學響應(yīng)，構(gòu)建了孤島工作面采前沖擊危險預(yù)評估體系;姜耀東等[15]對孤島工作面超前支承壓力分布規(guī)律進行了模擬研究，得到了超前支承壓力峰值特征和分布范圍;李振雷等[16]研究了孤島煤柱動靜應(yīng)力的分布特征，當煤柱疊加應(yīng)力超過沖擊臨界應(yīng)力時發(fā)生沖擊。現(xiàn)有研究成果對兩側(cè)采空區(qū)上覆巖層對孤島工作面煤體支承壓力的影響進行了較為廣泛的研究。

充填開采是控制覆巖運動和地表沉陷的重要方法之一，但是涉及采空區(qū)充填效果對孤島充填工作面煤體致沖力學機理影響的研究較少，充填體對采空區(qū)頂板的支撐作用影響覆巖結(jié)構(gòu)運動及其向工作面煤體傳遞應(yīng)力的機制，進而影響孤島充填工作面的沖擊危險性。因而，研究孤島充填工作面支承壓力演化特征對于孤島充填工作面沖擊地壓防治具有重要的理論和現(xiàn)實意義。

本文以山東某礦遺留條帶煤柱為研究背景，首先探討孤島煤柱覆巖結(jié)構(gòu)及演化特征，其次建立孤島充填工作面圍巖結(jié)構(gòu)力學模型，分析孤島充填工作面支承壓力分布規(guī)律，在此基礎(chǔ)上提出孤島充填工作面沖擊危險性的評估方法，該方法可為該礦其他類似條件下的孤島充填工作面沖擊地壓防治提供借鑒。

1 工程背景

1.1 孤島煤柱概況

山東某礦計劃布置C8307工作面以回收條帶開采遺留孤島煤柱，孤島煤柱平均埋深約770 m，走向長度600 m，傾向長度120 m，煤層厚度2.5～5.6 m，平均4.1 m，工作面采用后退式走向長壁綜采機械化采煤法開采，采用充填法管理頂板。煤體單軸抗壓強度11.09 MPa，煤層和底板無沖擊傾向性，頂板具有弱沖擊傾向性。四鄰采掘情況:以北為八采區(qū)軌道上山、膠帶上山，以南尚無采掘工程，以東為8308采空區(qū)，寬度約為130 m，以西為8307采空區(qū)，寬度約為80 m，8307采空區(qū)和8308采空區(qū)均采用垮落法管理頂板。C8307工作面位置如圖1所示。

圖1 C8307工作面布置示意Fig.1 Layout of isolated working face C8307

圖2 C8307工作面厚硬巖層特征Fig.2 Distribution on thick-hard strata of working face C8307

圖2為C8307工作面厚硬巖層特征，從圖2中可以看出該工作面表土層厚度在208 m左右，表土層以靜載形式通過基巖傳遞到煤層;同時工作面覆巖中存在厚度約218.9 m的砂巖互層作為對地表沉陷起決定作用的主關(guān)鍵層;煤層之上是8.4 m厚的粗砂巖。一般情況下，孤島工作面開采后，上覆堅硬巖層形成的承載結(jié)構(gòu)破壞，工作面煤體承擔較高的靜載荷和動載荷，沖擊危險進而增大。當采用充填法控制采空區(qū)頂板沉降后，承載體由單一煤體變?yōu)槊后w和充填體的復合承載體，由于二者之間的力學性能的巨大差異，導致整個采場應(yīng)力場更加復雜，應(yīng)力集中區(qū)難以預(yù)測，增大了沖擊的風險。

1.2 充填工藝

C8307工作面采用超高水材料袋式充填法管理采空區(qū)頂板。超高水材料是一種新型充填材料[17]，固結(jié)體的水體積達到95%以上，稠度低、流動性好，屬漫流型流體。超高水材料具有早強快硬、主料單漿流動性好、初凝時間可調(diào)等特點，通過調(diào)節(jié)水體積和外加劑配方可改變材料性能。實際充填開采過程中，采用改進后的充填支架配合柔性袋包完成充填材料在時間和空間的固結(jié)成型，充填高度基本與采高一致。

2 孤島煤柱覆巖結(jié)構(gòu)及演化特征

孤島煤柱開采前，兩側(cè)采空區(qū)低位巖層已發(fā)生斷裂并壓實，采空區(qū)上覆巖層自重及其承擔的載荷通過高位巖層傳遞至采空區(qū)兩側(cè)。當孤島煤柱充填開采后，采空區(qū)頂板受到充填體支撐作用并且下沉運動空間減小，覆巖結(jié)構(gòu)類型由頂板最終運動狀態(tài)決定。

2.1 孤島充填工作面覆巖結(jié)構(gòu)演化特征

當煤體采出后，充填材料進入采空區(qū)，一方面充填材料會填補煤體采出后形成的遺留空間，有效地減小了采空區(qū)頂板自由下沉運動的高度;另一方面，采空區(qū)頂板—底板—兩幫—開切眼—充填支架構(gòu)成封閉空間，對充填材料施加邊界約束，使充填材料處在一個近似三向受力的工作狀態(tài)，這有利于充填材料和煤體一起支撐頂板并與頂板協(xié)同運動，充填材料的壓縮變形量與采空區(qū)頂板的下沉運動密切相關(guān)。

采空區(qū)頂板管理方式的差異導致C8307工作面覆巖結(jié)構(gòu)不同于典型C型覆巖空間結(jié)構(gòu)[18]。采空區(qū)頂板在上覆巖層傳遞應(yīng)力作用下發(fā)生彎曲下沉，充填材料受到擠壓而產(chǎn)生對頂板的支撐力，抑制頂板的下沉運動。若頂板受到上覆巖層的壓力大于充填體的支撐力，頂板將繼續(xù)下沉運動，最終頂板運動有2種結(jié)果:① 頂板巖層撓度繼續(xù)增大直至超過極限值而發(fā)生斷裂，斷裂巖層自由端作用于充填體，懸臂端作用于工作面煤體，充填采空區(qū)頂板巖層斷裂高度小于兩側(cè)采空區(qū)，形成軸部與兩端巖層斷裂線不等高的C型覆巖空間結(jié)構(gòu);② 頂板巖層在撓度發(fā)育到極限值前達到受力平衡而停止下沉運動，隨著工作面的推進，頂板始終保持完整狀態(tài)，此時工作面覆巖結(jié)構(gòu)與開采前一致，不能形成C型覆巖空間結(jié)構(gòu)。本文主要研究頂板巖層初次斷裂前工作面支承壓力分布規(guī)律。

2.2 孤島煤柱載荷分布特征

在孤島充填工作面回采前，兩側(cè)采空區(qū)上覆巖層已經(jīng)穩(wěn)定，由于采空區(qū)低位巖層垮落并壓實，造成與高位巖層之間產(chǎn)生離層而隔斷了應(yīng)力垂直向下傳播的路徑，原來由采空區(qū)內(nèi)煤體和低位巖層承擔的載荷將向采空區(qū)兩側(cè)轉(zhuǎn)移，最終導致孤島煤柱除了承受上覆巖層自重外，還需要分別承擔兩側(cè)采空區(qū)上覆巖層一半的重力。孤島煤柱要承擔圖3中紅色虛線區(qū)域內(nèi)巖層重量，這部分巖層重量以靜載的形式作用到未開采的煤體區(qū)域，采用面積估算法得到孤島煤柱承擔的載荷。

(1)

式中，δz為孤島煤柱承擔的總載荷;L0為孤島煤柱寬度;L1為左側(cè)采空區(qū)寬度;L2為右側(cè)采空區(qū)寬度;H為煤層埋深;γ為巖層平均容重。

3 孤島充填工作面支承壓力演化特征

回采巷道對孤島煤柱形成切割，巷道掘進時期卸壓工程破壞了兩幫煤體的整體性，導致孤島煤柱的承載能力表現(xiàn)出明顯的區(qū)域差異性。煤體的支撐能力越強，集聚彈性變形能的能力越強，當煤體承受的應(yīng)力超過發(fā)生沖擊地壓的極限強度時，容易發(fā)生工作面整體沖擊失穩(wěn)[19]。

3.1 孤島充填工作面?zhèn)认蛑С袎毫ρ葑兲卣?/h3>

煤柱的失穩(wěn)由煤體所受的支承壓力大小以及特征決定。在兩側(cè)煤體開采前，煤柱受到上覆巖層傳遞的靜載荷，支承壓力平均分布。當一側(cè)至兩側(cè)煤體采出時形成“孤島煤柱”，煤柱兩側(cè)煤體產(chǎn)生一定范圍的塑性破壞區(qū)。當煤柱強度和尺寸足夠支撐上覆巖層傳遞的載荷時，支承壓力由煤柱邊界向中心呈先增大后減小最終趨于穩(wěn)定的分布規(guī)律，支承壓力整體分布近似馬鞍型，如圖4(a)所示?；夭上锏谰蜻M時在兩幫施工大直徑鉆孔卸壓工程，鉆孔破壞了煤體的整體性，造成巷道兩幫淺部煤體產(chǎn)生塑性破壞，減弱了煤體支撐能力，促使支承壓力峰值向煤柱中心轉(zhuǎn)移，此時支承壓力分布形態(tài)仍為馬鞍型，如圖4(b)所示。伴隨著時間的推移，煤柱應(yīng)力集中程度高的區(qū)域煤體內(nèi)部產(chǎn)生損傷，造成煤體塑性區(qū)范圍擴大，煤體支撐能力降低，促使高應(yīng)力向煤柱中心應(yīng)力低的區(qū)域轉(zhuǎn)移，直至煤柱內(nèi)部損傷機制不再延續(xù)，煤柱上的支承壓力分布近似平臺型，將煤柱劃分為5個區(qū)域，各區(qū)域煤體處于相對平衡的狀態(tài)，最終實現(xiàn)應(yīng)力均化，如圖4(c)所示。煤柱煤體的支撐能力呈現(xiàn)出明顯的區(qū)域差別。

圖4 孤島工作面掘巷前后煤體支承壓力演化Fig.4 Evolutionary on stress of isolated working face pre and post roadway driving

煤體的支撐能力跟煤體強度成正比。區(qū)段煤柱受臨近采空區(qū)側(cè)向支承壓力作用，煤體裂隙發(fā)育，支撐能力弱。卸壓區(qū)煤體受到大直徑鉆孔破壞而產(chǎn)生塑性區(qū)，煤體支撐能力降低。彈性承載區(qū)煤體基本保持結(jié)構(gòu)完整，同時受到頂?shù)装搴蛢蓚?cè)卸壓區(qū)煤體的約束處于三向受力狀態(tài)，支撐能力強，是上覆巖層傳遞載荷的主要承載體。建立工作面傾向方向煤體應(yīng)力分布簡化力學模型，如圖5所示。

圖5 工作面傾斜方向煤體應(yīng)力分布簡化模型Fig.5 Simplified diagram on tendency stress distribution of working face

根據(jù)能量守恒原理，煤體各部分載荷分布關(guān)系如下:

δz=δe+2δd+2δp(2)

式中,δe為彈性承載區(qū)煤體承擔的載荷;δd為卸壓區(qū)煤體承擔的載荷;δp為區(qū)段煤柱煤體承擔的載荷。

卸壓區(qū)煤體承擔載荷可用下式表示:

式中,ld為卸壓區(qū)寬度;σd(x)為卸壓區(qū)煤體支承壓力分布函數(shù)，受鉆孔卸壓深度、煤巖體特性和應(yīng)力監(jiān)測閾值等因素影響。

區(qū)段煤柱煤體承擔載荷可表示為

式中，lp為區(qū)段煤柱寬度;σp(x)為區(qū)段煤柱煤體支承壓力分布函數(shù)，受區(qū)段煤柱寬度、煤巖體特性等因素影響。

其中孤島煤柱各部分尺寸關(guān)系如下

L0=2lp+2lr+2ld+le(5)

式中，lr為巷道寬度；le為彈承載區(qū)寬度。

由式(1)～(5)可得彈性承載區(qū)煤體靜態(tài)支承壓力σe為

3.2 孤島充填工作面走向支承壓力分布特征

區(qū)段煤柱與工作面煤體組成的臨時結(jié)構(gòu)因存在邊界效應(yīng)而分擔一部分載荷，工作面彈性承載區(qū)煤體應(yīng)力集中程度比上下端頭的煤體高，發(fā)生失穩(wěn)破壞的危險性最高。同時，根據(jù)采礦領(lǐng)域相關(guān)研究結(jié)論和現(xiàn)場經(jīng)驗可知，在頂板初次斷裂前采場附近支承壓力達到極值，故選取工作面中部煤體為研究對象(圖6)，研究頂板初次垮落前支承壓力分布規(guī)律。

圖6 孤島充填工作面結(jié)構(gòu)模型示意Fig.6 Schematic diagram on overburden structure of isolated backfilling working face

3.2.1 孤島充填工作面走向頂板結(jié)構(gòu)特征

頂板初次垮落前，開采引起的擾動應(yīng)力由煤體和充填體共同承擔，彈性承載區(qū)承擔的載荷等效為均布載荷σe，將充填體和煤柱等效為連續(xù)分布的Winkler地基模型，此時將頂板簡化為兩端固支梁模型[20]，建立充填體-煤柱-頂板系統(tǒng)簡化力學模型，如圖7所示。

圖7 充填工作面走向頂板力學模型Fig.7 Strike mechanical model of backfilling working face roof

坐標原點O點建在充填體與實體煤的交界處，以工作面推進方向為x正方向，以頂板撓度函數(shù)w(x)為未知量，建立坐標系。其中:σe為頂板承擔的上覆巖層傳遞的應(yīng)力;kc為充填體的地基反應(yīng)模量;km為實體煤的地基反應(yīng)模量;lc為充填體寬度;lm為實體煤走向長度。

充填體對頂板的支撐效果可視為彈性體承載，根據(jù)彈性力學基本原理，充填體承受的的應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系可用下式表示:

(7)

式中,hc為充填體的高度;Ec為充填體的彈性模量;Δh為充填體的壓縮量。

充填體和煤柱協(xié)同支撐頂板，由于充填體和煤柱的強度及剛度比巖層小，頂板巖層變形量比充填體和煤柱小得多。根據(jù)頂板巖層的結(jié)構(gòu)特征和受力特點，在頂板巖層初次破斷前，將頂板簡化成Winkler彈性地基上的梁。根據(jù)Winkler基本假設(shè)[21]，地基上任一點的彎沉w與作用于該點的壓力p呈正比，即

(8)

式中,k為地基的反應(yīng)模量;p(x)為地基所受的單位壓力;w(x)為地基的彎沉值。

充填體主要承擔采空區(qū)頂板傳遞的載荷，承受的應(yīng)力可用式(9)表示

σ=kcΔh(9)

式中，kc為充填體的地基反應(yīng)模量;Δh為充填材料固結(jié)體變形量。

由式(7)～(9)可得充填體的地基反應(yīng)模量kc為

(10)

同理，煤柱地基反應(yīng)模量km為

(11)

式中，hm為煤層厚度;Em為煤體彈性模量。

隨著采空區(qū)范圍的擴大，頂板載荷由充填體承擔的比重逐漸增加，由于充填體的強度比煤體小得多，在同等壓應(yīng)力作用下充填體的壓縮變形量比煤柱大，造成充填體區(qū)域頂板下沉量大于煤柱區(qū)域。

3.2.2 孤島充填工作面超前支承壓力計算

根據(jù)Winkler假設(shè)，頂板撓度w(x)與載荷σe、地基壓力p(x)的關(guān)系為

(12)

其中，EI為梁任一截面的抗彎強度;E為彈性模量，I為截面慣性矩。

相應(yīng)地，煤柱頂板撓度方程可用下式表示

(13)

(14)

求解上述方程，得到通解如下

d3e-αxcos(αx)+d4e-αxsin(αx)(15)

其中常數(shù)d1，d2，d3，d4為未確定參數(shù)，根據(jù)邊界條件及連續(xù)性條件可確定頂板彎曲下沉方程w(x)。

煤柱上方應(yīng)力可表示為

σ=kmw(x)(16)

根據(jù)式(15),(16)可得工作面彈性承載區(qū)煤體走向支承壓力函數(shù)為

σ=σe+kmd1eαxcos(αx)+kmd2eαxsin(αx)+

kmd3e-αxcos(αx)+kmd4e-axsin(αx)(17)

根據(jù)式(6),(17)得到工作面彈性承載區(qū)煤體走向支承壓力分布如圖8所示。

圖8 孤島充填工作面彈性承載區(qū)走向支承壓力分布Fig.8 Distribution diagram on strike stress of elastic loading area in isolated backfilling working face

工作面煤體支承壓力在走向方向上呈現(xiàn)先增大后減小最終保持穩(wěn)定的變化規(guī)律，支承壓力變化部分隨著工作面的回采向前移動，支承壓力峰值相對工作面煤壁的位置是相對固定的，具體數(shù)值受到地質(zhì)條件和充填開采效果的影響。

3.2.3 孤島充填工作面頂板對充填材料特征的響應(yīng)特征

根據(jù)充填材料固結(jié)體的力學特性[17]可知，煤體的彈性模量Em要大于充填體的彈性模量Ec，造成采空區(qū)的頂板下沉量遠遠大于煤柱區(qū)域頂板下沉量，由于頂板撓度曲線的連續(xù)性，臨近采空區(qū)邊界的煤體頂板下沉量大于遠離采空區(qū)邊界的煤體，根據(jù)Winkler彈性地基梁的基本原理，臨近采空區(qū)邊界的煤體受到的支承壓力比遠離采空區(qū)煤體的大，這種支承壓力受到采空區(qū)頂板下沉運動的影響。

假設(shè)初始充填時充填體高度與采空區(qū)高度相等，在頂板的壓應(yīng)力作用下充填體發(fā)生壓縮變形，充填體的壓縮過程即為頂板的下沉運動過程。當頂板的下沉量達到極限值時，采空區(qū)頂板中心位置下方即對應(yīng)頂板下沉量最大值處頂板會發(fā)生拉伸破壞。

根據(jù)式(9),(10)可得

(18)

壓縮比是充填體在頂板充分下沉后被壓實的最終高度與采高的比值，假設(shè)以h表示采高，hc表示充填體被壓縮后的最終高度，則壓縮比φ可用下式表示

(19)

聯(lián)立式(18),(19)，得到采空區(qū)頂板下沉量與充填體特征、壓縮比的之間的關(guān)系

(20)

3.3 孤島充填工作面煤體沖擊失穩(wěn)判據(jù)

在煤礦動力災(zāi)害研究領(lǐng)域，多以煤體支承壓力與煤體強度比值作為發(fā)生動力災(zāi)害的判斷依據(jù)[22]。煤柱彈性承載區(qū)強度受開采邊界和工作面布置影響，是煤柱穩(wěn)定性最薄弱環(huán)節(jié)，煤柱彈性承載區(qū)穩(wěn)定狀況直接關(guān)系到工作面煤體整體穩(wěn)定性[23]。孤島充填工作面發(fā)生煤體整體失穩(wěn)的可能性大，其沖擊災(zāi)害危險程度最嚴重。工作面煤體整體失穩(wěn)本質(zhì):當作用在彈性承載區(qū)煤體上的支承壓力大于煤體平均極限支承強度時，這部分煤體具備了發(fā)生整體沖擊失穩(wěn)的力學條件，充填工作面發(fā)生沖擊失穩(wěn)的判據(jù)為

(21)

式中，Ic為孤島充填工作面煤體整體穩(wěn)定性指數(shù)，當Ic≥1時，認為孤島充填工作面整體具有弱沖擊危險;當Ic≥1.2時，認為孤島充填工作面整體具有中等沖擊危險;當Ic≥1.5時，孤島充填工作面煤體應(yīng)力集中達到了非常高的程度，此時孤島充填工作面整體具有強沖擊危險;[σc]為煤體的單軸抗壓強度;μ為煤體綜合平均抗壓系數(shù)，μ=3～5(μ取值與工作面寬度、采深和煤厚等因素有關(guān))。

4 孤島充填工作面煤體沖擊地壓防治對策

基于孤島充填工作面沖擊地壓發(fā)生機理的分析可知:降低工作面彈性承載區(qū)煤體的靜態(tài)支承壓力σe和減小采空區(qū)頂板的下沉運動量Δh是防止工作面發(fā)生沖擊的關(guān)鍵。根據(jù)以上2點考慮，提出對應(yīng)的防沖對策如圖9所示。

圖9 孤島充填工作面煤體沖擊防治對策Fig.9 Prevent strategy about rock burst of isolated backfilling working face

4.1 降低彈性承載區(qū)煤體靜態(tài)支承壓力

(1)煤層注水。在煤層巷道掘進或工作面回采前，預(yù)先對煤體進行煤層注水，通過濕潤、浸泡煤體以改變煤體顆粒長期所處的物理環(huán)境，提高煤體的含水率，在煤層節(jié)理以及裂隙之間形成一層水膜，軟化接觸面附近的煤體強度，減小接觸面間的摩擦因數(shù)，有利于降低煤體顆粒之間的黏聚力，破壞煤層集聚彈性變形能的結(jié)構(gòu)完整性，降低煤體的沖擊傾向性。

(2)高壓水壓裂。煤層高壓水壓裂防治沖擊地壓的機理是借助高壓動態(tài)水的壓應(yīng)力促使鉆孔周圍煤體原生裂隙擴展以及產(chǎn)生新裂隙，將煤體割裂成不同尺寸的孤立體，切斷孤立煤體之間能量傳遞路徑，破壞煤體結(jié)構(gòu)的整體性。當高應(yīng)力作用到此區(qū)域煤體時，孤立煤體將沿結(jié)構(gòu)面或相鄰接觸面發(fā)生相對運動，消耗分攤周圍煤巖體傳遞過來的高應(yīng)力，避免產(chǎn)生局部應(yīng)力集中;同時在壓裂點周圍形成塑性區(qū)，塑性區(qū)內(nèi)煤體的承載能力明顯下降導致對塑性區(qū)外側(cè)煤體施加的徑向約束減小，當塑性區(qū)外側(cè)煤體集聚的能量超過徑向約束時，靠近塑性區(qū)邊界處的煤體發(fā)生突變變形而向塑性區(qū)擴張以釋放掉一部分高應(yīng)力，將支承壓力峰值向遠離壓裂點的方向轉(zhuǎn)移。同時，高壓水壓裂后的煤體孔隙更加發(fā)育，有利于水分更充分地進入到煤體內(nèi)部，提高含水率，降低煤體的整體強度，進一步降低煤體的沖擊傾向性。

(3)優(yōu)化工作面布置。當兩側(cè)采空區(qū)形成后，在孤島煤柱承擔上覆巖層傳遞的載荷一定的條件下，通過優(yōu)化區(qū)段煤柱留設(shè)寬度、合理設(shè)計卸壓孔參數(shù)等措施，降低彈性承載區(qū)煤體分擔的載荷。

4.2 減小采空區(qū)頂板下沉量

(1)提高充填率。充填開采控制覆巖運動的關(guān)鍵是將盡量多的充填材料充填到采空區(qū)，提高采空區(qū)充填率。同時注重選取合理的液壓充填支架、設(shè)計匹配的充填步距與充填袋間距、選用高強度充填帶和解決控制充填體泌水等問題，加強充填工藝管控。

(2)優(yōu)化充填材料固結(jié)體壓縮性能。調(diào)節(jié)充填材料配比，優(yōu)化充填材料固結(jié)體壓縮性能，提高充填體對采空區(qū)頂板支撐能力，避免充填固結(jié)體壓縮變形量過大，控制采空區(qū)頂板下沉量。

4.3 加強防沖工作管理

(1)應(yīng)力三向化轉(zhuǎn)移[24]。在掘進或回采前，通過在煤層中施工大直徑鉆孔，破壞煤層的整體性，耗散淺部煤體中集聚的彈性變形能，將支承壓力峰值向煤體深部轉(zhuǎn)移，從而降低煤體發(fā)生沖擊失穩(wěn)的可能性。將應(yīng)力三向化轉(zhuǎn)移技術(shù)作為一種預(yù)卸壓和解危手段，對評估的靜態(tài)沖擊危險區(qū)和監(jiān)測到動態(tài)沖擊危險區(qū)進行處理。

(2)加強監(jiān)測。在回采巷道超前支承壓力影響區(qū)，布置沖擊地壓應(yīng)力在線實時監(jiān)測系統(tǒng)，對回采巷道內(nèi)應(yīng)力進行實時監(jiān)測，配合微震監(jiān)測系統(tǒng)對工作面周圍覆巖運動進行動態(tài)監(jiān)測，若存在應(yīng)力異常區(qū)及時采取卸壓解危措施，直至危險解除方可進行施工。

5 工程應(yīng)用

5.1 工作面彈性承載區(qū)穩(wěn)定性分析

C8307工作面設(shè)計參數(shù)如下:區(qū)段煤柱寬度6 m，巷道寬度4.5 m，大直徑卸壓鉆孔深度15 m，得到工作面彈性承載區(qū)寬度69 m，彈性承載區(qū)煤體三向受力狀態(tài)下取煤體平均綜合抗壓系數(shù)μ=4。由式(6)計算得到彈性承載區(qū)煤體靜態(tài)支承壓力σe=47.9 MPa，對應(yīng)的煤體整體穩(wěn)定性指數(shù)Ic=1.24，即C8307工作面整體具有中等沖擊危險，工作面采取合理的防沖措施后，能夠進行開采。

5.2 防沖措施

為保障C8307工作面的防沖安全，開采前需要采取預(yù)卸壓措施和加強充填工藝管控。

(1)卸壓措施。根據(jù)C8307工作面的開采條件，在回采巷道生產(chǎn)幫實施大直徑鉆孔卸壓方案，孔徑100～150 mm，孔深50 m，間距3 m，消除工作面煤體的彈性承載區(qū)，最大程度地降低工作面煤體集聚彈性變形能的能力。

(2)預(yù)留保護帶措施。在距工作面運輸巷、回風巷端頭30 m處以及工作面中間位置實施超前探孔方案，探孔垂直工作面煤壁施工，孔徑不小于89 mm，孔深25 m，當工作面推進后，重新施工探孔，保證工作面前方預(yù)留保護帶長度不小于20 m。出現(xiàn)動壓顯現(xiàn)明顯時，加密探孔間距或施工大直徑鉆孔進行卸壓，始終保持工作面圍巖處于低應(yīng)力狀態(tài)。

(3)加強充填工藝管控。調(diào)整充填步距和充填袋尺寸以匹配工作面推進速度，保證料漿制備系統(tǒng)的連續(xù)性和可靠性，設(shè)置專門管道對采空區(qū)遺漏空間進行補注，在充填體內(nèi)布置應(yīng)力測點等。

6 問題與討論

(1)充填材料對采空區(qū)頂板的支撐作用減緩了頂板的下沉運動，抑制巖層裂隙向上發(fā)育的速度，采空區(qū)頂板巖層裂隙發(fā)育高度與充填效果密切相關(guān);

(2)孤島充填工作面推進至三工作面見方(即孤島充填工作面推進長度等于孤島工作面與兩側(cè)采空區(qū)寬度之和)位置時，頂板裂隙發(fā)育高度達到最大，厚硬巖層與其下方巖層間將產(chǎn)生橫向離層并逐漸擴大，造成大范圍頂板傳遞應(yīng)力的重新分配，工作面煤體和采空區(qū)充填材料可能受到厚硬巖層破斷產(chǎn)生的動載效應(yīng);

(3)區(qū)段煤柱裂隙發(fā)育容易貫通形成導水通道，容易發(fā)生充填漿液流失或采空區(qū)水倒流，應(yīng)對區(qū)段煤柱補強支護，必要時采取注漿封堵;

(4)合理控制工作面推采速度，盡量勻速推進，使頂板均勻充分地與充填體接觸;

(5)對區(qū)段煤柱設(shè)置應(yīng)力和表面位移測點，監(jiān)測區(qū)段煤柱的支承壓力和橫向變形;

(6)待充填區(qū)在充填前的頂板下沉量是無法依靠充填體挽回的，應(yīng)合理設(shè)計充填支架的工作阻力，根據(jù)充填效果優(yōu)化充填步距等參數(shù)。

7 結(jié) 論

(1)基于彈性地基理論，建立了充填體-煤柱-頂板的相互作用的力學結(jié)構(gòu)模型，推導出來頂板變形和采場應(yīng)力分布的通解，采空區(qū)充填效果是影響工作面超前支承壓力的分布特征的關(guān)鍵因素。

(2)兩側(cè)采空區(qū)寬度L、采深H、區(qū)段煤柱寬度lp、巷道寬度lr和卸壓區(qū)寬度ld是影響采場煤體靜態(tài)穩(wěn)定性的主要控制因素，通過煤層注水，高壓水壓裂和優(yōu)化巷道布置可有效降低工作面煤體的靜態(tài)沖擊危險性。

(3)根據(jù)頂板下沉與充填體之間的耦合關(guān)系，得到壓縮比φ、充填材料固結(jié)體的彈性模量Ec是影響采場煤體動態(tài)穩(wěn)定性的控制因素，通過減小壓縮比和提高充填固結(jié)體壓縮性能等措施可有效降低工作面煤體動態(tài)沖擊危險性。

(4)本文的研究成果可應(yīng)用于類似條件下孤島充填工作面沖擊危險性評價。