急傾斜特厚煤層水平分段開采誘沖機理及防治技術(shù)

江麗麗，翟春佳，金珠鵬，張 晴，

(1.重慶工程職業(yè)技術(shù)學院，重慶 402260；2.中國礦業(yè)大學(北京) 能源與礦業(yè)學院，北京 100083；3.黑龍江科技大學 礦業(yè)工程學院，黑龍江 哈爾濱 150027)

我國多地煤炭資源開采過程中均面臨急傾斜煤層賦存情況，如新疆、寧夏、山西、甘肅、重慶、甘肅和淮南地區(qū)等[1，2]。隨著我國主要煤炭資源開采區(qū)域向西部的轉(zhuǎn)移，近一半的礦井為急傾斜煤層開采，因此急傾斜煤礦的開采研究成為了當務(wù)之急[3-5]。近些年，隨著煤層開采深度的增加，尤其在急傾斜特厚煤層條件下，沖擊地壓頻繁發(fā)生對工人生命安全以及生產(chǎn)極其不利[6]。

就急傾斜煤層動力災(zāi)害而言，對于沖擊地壓影響下工作面附近煤體的應(yīng)力狀態(tài)研究不夠充分，且沒有提出急傾斜煤礦條件下沖擊地壓作用的可靠機理。為了克服上述缺陷，以窯街三號井LW5521-20工作面內(nèi)發(fā)生的“3.24”沖擊地壓事故為例，建立急傾斜特厚煤層水平分段開采力學模型，并從動靜載疊加機理出發(fā)，對此條件下沖擊地壓機理進行了分析?；诖颂岢鲇嗅槍π缘姆乐未胧?，并在現(xiàn)場進行應(yīng)用。

1 工程概況

1.1 采區(qū)地質(zhì)概況

甘肅蘭州窯街三號井為窯街煤電集團的骨干生產(chǎn)礦井之一，該井田內(nèi)五采區(qū)主采2#煤層平均傾角高達60°，煤層均厚為58.89m。五采區(qū)內(nèi)2#煤層采用綜合機械化放頂煤水平分段開采工藝，關(guān)于該采區(qū)內(nèi)工作面開采布局剖面情況如圖1所示。

圖1 五采區(qū)內(nèi)工作面開采布局剖面圖

圖1中+1400m水平位置為LW5521-20工作面，此工作面平均埋深為520m，水平分段采高為14.5m，工作面寬為68m。工作面采高為2.8m，放頂煤厚度為11.7m，采放比1：4.18。工作面內(nèi)運輸平巷沿煤層頂板掘進，軌道平巷沿煤層底板掘進。根據(jù)地應(yīng)力測試結(jié)果，整個礦井的側(cè)壓系數(shù)為1.5～1.8，且LW5521-20工作面受F607-1斷層影響而側(cè)壓系數(shù)偏高，大約為1.8左右。

1.2 “3.24”沖擊地壓事故

2016年3月24日凌晨1點48分于LW5521-20工作面內(nèi)發(fā)生了一起嚴重的沖擊地壓事故，事后調(diào)查發(fā)現(xiàn)此次事故的震源位于覆巖層中。根據(jù)蘭州市地震管理局監(jiān)測結(jié)果反映，“3.24”沖擊地壓事故的震級高達2.4級。此次事故造成了頂板側(cè)工作面內(nèi)的液壓支架壓架、損壞，且運輸平巷內(nèi)出現(xiàn)底板嚴重鼓起、開裂。此一系列的沖擊顯現(xiàn)對礦井的安全生產(chǎn)造成了嚴重的阻礙作用。

2 誘發(fā)沖擊地壓機理

2.1 動靜載疊加誘沖機理

大量的理論研究和現(xiàn)場實踐表明，沖擊地壓的發(fā)生是由動、靜載荷疊加作用造成的，表達式為[7]：

σs+σd>σbmin

(1)

式中，σs為煤巖體中的高集中靜載荷，MPa；σd為震源形成的動載荷，MPa；σbmin為煤巖體發(fā)生沖擊地壓時的臨界載荷，MPa。

式(1)表明采掘空間周圍煤巖體中積聚的靜載荷越高，震源形成的動載擾動越劇烈，則沖擊地壓發(fā)生的可能性也就越大。

2.2 急傾斜特厚煤層內(nèi)煤體承載特性

眾多文獻[8，9]研究表明急傾斜特厚煤層的側(cè)向支承應(yīng)力沿煤層傾向方向呈正態(tài)分布規(guī)律，基于此建立了平面應(yīng)變模型對煤體的承載特性進行分析，如圖2所示。

圖2 傾斜特厚煤層受力分析的平面應(yīng)變模型

圖2(a)中，σsr、σsf、σsm和pz分別代表頂板側(cè)面支承應(yīng)力、底板側(cè)面支承應(yīng)力、峰值應(yīng)力和上覆采空區(qū)矸石對煤體施加的垂向載荷。此外，lLW、m、和θ分別表示工作面寬度、煤層厚度和傾角。區(qū)域Ⅰ可以看做一個直角三角形煤體，且區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力狀態(tài)完全不同，因此有必要針對這兩個區(qū)域分別進行受力分析。

2.2.1 區(qū)域Ⅰ內(nèi)煤體受力分析

區(qū)域Ⅰ內(nèi)直角三角形煤體的具體受力情況如圖3所示，其中AC面受均布載荷σ1作用(為便于對區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力分析，對人為分割A(yù)C面上受力情況進行簡化處理)，BC面受力相對復(fù)雜?？紤]到應(yīng)力邊界條件，C點處應(yīng)力值σ2=N0。N0為AC面上的支承應(yīng)力，其表達式為：

圖3 區(qū)域I內(nèi)直角三角形煤體受力分析圖

將σ1值和煤體的物理力學參數(shù)代入式(2)，可求解出N0值。

該直角三角形煤體的靜力平衡方程為：

上覆采空區(qū)矸石施加于AB面上的垂向載荷pz通過頂煤向下傳遞，因此工作面受到頂煤的垂向力Fv大小為：

Fv=Fz+Gm

(4)

式中，Gm為頂煤自重力，滿足Gm=γm·lLW·hm，kN；hm為頂煤厚度，m。

LW5521-20工作面內(nèi)共有35架液壓支架(型號為ZF4800/17/31，四柱支撐)，由頂板側(cè)向底板側(cè)編號為1#—35#。每間隔1個支架安裝一個壓力表，用來記錄液壓支架內(nèi)支柱的支撐應(yīng)力pc。關(guān)于液壓支架的工作阻力fc和承載應(yīng)力ps為：

式中，d為支柱的直徑，取值0.2m；b為液壓支架的寬度，取值1.6m；Lk為液壓支架的控頂距，取值4.44m。

基于式(5)，可推導出頂煤對液壓支架的垂向應(yīng)力pv大小為：

由式(6)可知，液壓支架的承載應(yīng)力ps可通過監(jiān)測支柱的支撐應(yīng)力pc確定，進而求出頂煤對液壓支架的垂向應(yīng)力pv值。

圖4為“3.24”沖擊地壓事故發(fā)生時LW5521-20工作面內(nèi)液壓支架支柱支撐應(yīng)力pc的分布規(guī)律，以及頂煤對液壓支架的垂向應(yīng)力pv的分布規(guī)律?？拷敯鍌?cè)和底板側(cè)頂煤對液壓支架的垂向應(yīng)力pv-roof和pv-floor可用第1#和35#液壓支架的承載應(yīng)力ps1和ps35表示。液壓支架支柱的額定支撐應(yīng)力pcr為38MPa，當pc=pcr時液壓支架安全閥開啟。LW5521-20工作面中部的pc和pv值遠高于靠近頂板側(cè)和底板側(cè)的，且靠近頂板側(cè)的pc和pv值要高于靠近底板側(cè)的。

圖4 “3.24”沖擊地壓發(fā)生時pc和pv分布規(guī)律

由圖4中pv的離散數(shù)據(jù)值，可積分求解出Fv：

式中，pvi(i=2n-1，1≤n≤18)為不同位置處頂煤對液壓支架的垂向應(yīng)力。

式中，γ為巖體平均容重，取值25kN/m3；λ為側(cè)壓系數(shù)，取值1.8。

因此，BC面上最初受力[FBC]ini大小為：

2.2.2 區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力分析

區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力分析如圖5所示，σx和σy分別對應(yīng)于煤體的最小主應(yīng)力σ3和最大主應(yīng)力σ1，且煤體受到的側(cè)面支承應(yīng)力沿Ox軸呈對稱性分布。綜合考慮區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體可知，煤體受到的側(cè)面支承應(yīng)力沿Ox軸呈非對稱性分布。

圖5 區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力分析圖

由圖5(a)可知，頂板側(cè)和底板側(cè)的峰值應(yīng)力大小均為K(γHcosθ+λγHsinθ)(K表示應(yīng)力集中系數(shù)，H表示埋深)。圖5(b)為煤體在極限平衡區(qū)內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)，其對應(yīng)的極限平衡方程式為：

m(σx+dσx)-mσx-2σyfdx=0

(10)

式中，f為巖體與煤體間的摩擦系數(shù)，取值0.6。

基于極限平衡區(qū)應(yīng)力條件，可求解出：

式中，c為煤體的黏聚力，取值4.2MPa；φ為煤體的內(nèi)摩擦角，取34°。

當x=0時極限平衡區(qū)內(nèi)煤體應(yīng)力邊界條件為：

聯(lián)立式(10)—(12)可推導出AC面與峰值應(yīng)力σsm點的距離x0：

將σ1=0.78MPa代入式(2)，得N0=18.56MPa，且工作面埋深H=520m。現(xiàn)有研究結(jié)果[10]表明傾斜煤層側(cè)面支承應(yīng)力集中系數(shù)K取值為2.4～2.8，在此取值K=2.6。進而求解出σsm=69.59MPa，x0=18.33m。可見頂板側(cè)的支承應(yīng)力峰值更加靠近工作面，可看做是工作面誘發(fā)沖擊地壓的靜載源。

2.3 微震事件的動載荷計算

急傾斜特厚煤層水平分段開采時，采空區(qū)自由空間導致覆巖結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定，進而誘使關(guān)鍵層發(fā)生破斷而形成高能量微震事件，可認為是動載源。微震事件P波和S波產(chǎn)生的動載荷σdP和σdS分別為[11]：

式中，ρ為煤巖介質(zhì)的平均密度，kg/m3；CP和CS分別為P波和S波的傳播速度，m/s；vpp和vps分別為P波和S波峰值質(zhì)點震動速度。

根據(jù)礦山震動波傳播試驗，可知震動波內(nèi)質(zhì)點峰值速度衰減公式為：

式中，ld為震動波傳播距離；vpm為峰值質(zhì)點震動速度；vp(ld)為質(zhì)點距離震源距離為ld時震動速度。

文獻[12]指出S波振幅遠大于P波的，且前者表現(xiàn)出較強的動態(tài)破壞。因此，聯(lián)立式(14)和(15)可推導出S波產(chǎn)生的動載荷為：

式中，vpsm為S波峰值質(zhì)點震動速度；σdS(ld)為距離震源距離為ld時S波產(chǎn)生的動載荷。

2.4 沖擊臨界載荷的計算

文獻[13]研究表明煤體的沖擊臨界載荷與其單軸抗壓強度相關(guān)，當煤體的單軸抗壓強度小于16MPa時，沖擊臨界載荷為70MPa。五采區(qū)內(nèi)2#煤層的平均單軸抗壓強度為13.1MPa，因此可以確定LW5521-20工作面的沖擊臨界載荷值為70MPa。

3 “3.24”沖擊地壓實例分析

基于動靜載疊加原理，以“3.24”沖擊地壓事故為實例進行詳細分析。LW5521-20工作面內(nèi)沖擊地壓事故情況如圖6所示。

圖6 “3.24”沖擊地壓實例分析圖

由圖6(a)可知，覆巖破斷形成了動載震源，其以應(yīng)力波的形式傳播至高靜載應(yīng)力區(qū)，此時動靜載疊加作用下致使煤體中該區(qū)域成為沖擊危險區(qū)(紅色區(qū)域)。“3.24”沖擊地壓事故中大能量微震事件震級ML=2.4，據(jù)此計算出震源釋放的最大能量Ed0為2.29×106J(基于經(jīng)驗公式logEd0=1.8+1.9ML)。

SOS微震監(jiān)測系統(tǒng)于2016年11月份開始安裝運行，因此之前的“3.24”沖擊地壓事故無法精確預(yù)測。圖6(b)為2016年11月份大能量微震事件定位剖面圖，可知大能量微震事件的能級主要在105～106J之間，且主要集中于鋁質(zhì)泥巖(子關(guān)鍵層)內(nèi)。統(tǒng)計表明大能量微震事件距離運輸平巷左幫垂距在13.4～15.8m之間，平均垂距14.6m?；诖?，可反向推斷出“3.24”沖擊地壓事故發(fā)生時震源位置距離運輸平巷左幫垂距為14.6m。

文獻[14]指出能級為106～107J的S波的峰值質(zhì)點震動速度為12.17m/s，取震源處傳輸介質(zhì)密度為2500kg/m3，S波的傳播速度為2480m/s，將這些參數(shù)代入式(16)可求出S波的動載荷σdS(ld)表達式。由于靜載荷σsm高達69.59MPa，基于動靜載疊加原理，當σsm+σdS(ld)>70MPa時，沖擊地壓就會發(fā)生，可知最小動載荷需大于0.41MPa。據(jù)此計算出S波的最遠傳播距離為30.66m，進而可知lcb最大值為16.06m(以動載源為圓心，以30.66m為半徑畫輔助圓與支承應(yīng)力峰值點延長線相交)。此外，SOS微震監(jiān)測結(jié)果表明工作面附近煤體內(nèi)也存在大能量微震事件，能級在104～105J，這是導致工作面內(nèi)液壓支架損壞的主要因素。基于此，可推測“3.24”沖擊地壓事故發(fā)生時煤體內(nèi)的微震事件能級至少在104～105J。以能級為104～105J的微震事件為研究點，其S波的峰值質(zhì)點震動速度可達3.5m/s，取震源處傳輸介質(zhì)密度為1400kg/m3，S波的傳播速度為2480m/s，將這些參數(shù)代入式(16)可求出S波的動載荷ΔσdS(ld′)表達式(假設(shè)煤體內(nèi)動載源處于lcb線附近)?；谑?6)，液壓支架損壞時所需要的最小額外承載應(yīng)力ps為：

式中，Δpc為液壓支架支柱損壞所需要的額外載荷，滿足Δpc=pcm-pc。其中，pcm=60MPa，pc為圖4中現(xiàn)場所測離散數(shù)據(jù)值。

根據(jù)工作面附近煤體內(nèi)微震事件在不同液壓支架位置處引起的額外動載荷ΔσdS與液壓支架損壞時所需要的最小額外承載應(yīng)力Δps之差，來斷定液壓支架是否損壞。當ΔσdS-Δps≥0時，液壓支架發(fā)生損壞。由圖7可知，1#—21#液壓支架發(fā)生了損壞，進而計算出ld′的最小值為27.3m?！?.24”沖擊地壓事故現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果發(fā)現(xiàn)，1#—24#液壓支架發(fā)生了損壞，理論分析與現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果基本相一致。這是因為實際中工作面附近煤體內(nèi)的微震事件可能位于lcb線以內(nèi)，進而造成了更多液壓支架損壞。

圖7 液壓支架損壞判定曲線

至于運輸平巷，其底煤較為堅硬且無支護，水平構(gòu)造應(yīng)力較大(側(cè)壓系數(shù)為1.8)，因此底煤中積聚有較高的靜載荷。受工作面附近煤體內(nèi)微震事件造成的額外動載荷疊加影響，滿足式(1)時巷道底板發(fā)生沖擊破壞。

4 防沖措施和效果檢驗

4.1 堅硬頂板深孔預(yù)裂爆破

當“3.24”沖擊地壓事故發(fā)生后，后續(xù)LW5521-20工作面恢復(fù)生產(chǎn)時，超前工作面30～150m的運輸平巷內(nèi)實施了深孔預(yù)裂爆破措施，關(guān)于1#—3#爆破孔優(yōu)化后的設(shè)計參數(shù)見表1。堅硬頂板深孔預(yù)裂爆破剖面示意圖如圖8所示。

表1 深孔預(yù)裂爆破的優(yōu)化設(shè)計參數(shù)

圖8 堅硬頂板深孔預(yù)裂爆破剖面

4.2 煤體卸壓爆破

由于頂板側(cè)支承應(yīng)力的峰值應(yīng)力更靠近工作面，因此有必要對運輸平巷周圍煤體實施卸壓爆破措施，致使高集中應(yīng)力向煤體深部轉(zhuǎn)移。在超前工作面30—150m的運輸平巷內(nèi)采用煤體卸壓爆破措施，關(guān)于4#—21#卸壓爆破孔的設(shè)計參數(shù)見表2。煤體卸壓爆破剖面如圖9所示。

表2 煤體卸壓爆破的設(shè)計參數(shù)

圖9 煤體卸壓爆破剖面

4.3 工作面支護優(yōu)化設(shè)計

LW5521-20工作面回采期間其內(nèi)的一些液壓支架支柱的支撐應(yīng)力pc接近于極限載荷pcm，極易受覆巖破斷形成的動載擾動而損壞。當前液壓支架的額定工作阻力fs-r為4800kN，工作面附近煤體內(nèi)微震事件在液壓支架位置處引起的額外動載荷ΔσdS最大值為0.93MPa。液壓支架需要抵御額外動載荷ΔσdS所需要的額外承載應(yīng)力fs-add大小代入式(4)計算為6603kN。因此，液壓支架總支撐阻力fs-t需大于11403kN時才能夠抵御動靜載疊加作用。為保證工作面回采安全及液壓支架選型方便，液壓支架額定工作阻力可定為12000kN。

4.4 防沖措施有效性檢測

當LW5521-20工作面恢復(fù)生產(chǎn)時，采取了上述一系列防沖措施后，在運輸平巷內(nèi)采用鉆屑法進行效果檢驗。在運輸平巷內(nèi)超前工作面5～60m范圍內(nèi)，每間隔20m打一鉆屑孔，監(jiān)測結(jié)果如圖10所示。

圖10 鉆屑法監(jiān)測結(jié)果

2016年3月26日鉆屑量監(jiān)測結(jié)果為采取一系列防沖措施前的，可見鉆屑孔內(nèi)大部分點的煤粉量高于臨界煤粉量；2016年3月31日鉆屑量監(jiān)測結(jié)果為采取一系列防沖措施后的，可見此時鉆屑孔內(nèi)所有點的煤粉量均低于臨界煤粉量。鉆屑量監(jiān)測結(jié)果表明一系列防沖措施有效降低了煤體內(nèi)積聚的高集中應(yīng)力，減小了發(fā)生沖擊地壓的可能性。

實施深孔預(yù)裂爆破措施后的微震監(jiān)測結(jié)果如圖11所示。

圖11 實施深孔預(yù)裂爆破措施后的微震監(jiān)測結(jié)果

在2017年3月25日—4月1日期間(深孔預(yù)裂爆破措施實施后初始階段)，日微震事件總能量較高，此時預(yù)裂爆破效果還未完全顯現(xiàn)出來；在2017年4月2日—4月17日期間(深孔預(yù)裂爆破措施實施后中期階段)，日微震事件總頻率顯著增加，而日微震事件總能量有所下降，這表明此階段堅硬頂板中裂隙得到充分發(fā)育，頂板強度有所下降，造成低能量微震事件頻發(fā)；在2017年4月18日—4月25日期間(深孔預(yù)裂爆破措施實施后最后階段)，日微震事件總能量和總頻率均大幅度下降，這表明堅硬頂板中積聚的彈性能被充分釋放，減小了工作面發(fā)生沖擊地壓的危險性。

此外，采取上述一系列防沖措施后，LW5521-20工作面及其運輸平巷再沒發(fā)生過沖擊地壓。這說明在急傾斜特厚煤層水平分段開采期間，采用深孔預(yù)裂爆破、煤體卸壓爆破以及液壓支架參數(shù)優(yōu)化等方法，可有效防治沖擊地壓的發(fā)生。

5 結(jié) 論

1)基于急傾斜特厚煤層水平分段開采期間煤體的受力狀態(tài)，將煤體分為區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ分別進行分析，可知區(qū)域Ⅰ內(nèi)三角形煤體處于極限應(yīng)力平衡狀態(tài)，且采動應(yīng)力峰值處于區(qū)域Ⅱ內(nèi)承載煤體的深部。

2)確定了急傾斜特厚煤層極限平衡區(qū)內(nèi)煤體的支承應(yīng)力分布規(guī)律，且其水平分段開采期間頂板和底板附近的側(cè)面支承應(yīng)力沿Ox軸呈非對稱分布(區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體綜合考慮確定)。頂板附近的側(cè)面支承應(yīng)力的峰值應(yīng)力更靠近工作面，以此應(yīng)力峰值作用點視為工作面誘發(fā)沖擊地壓的靜載源。

3)當覆巖中懸頂破斷引起的動載荷和煤體承受的高集中靜載荷疊加作用超過沖擊臨界載荷時，就會發(fā)生沖擊地壓顯現(xiàn)。此外，當工作面附近煤體內(nèi)震源引起的動載荷與液壓支架上的初始靜載荷疊加作用超過液壓支架的承載能力時，則液壓支架將會發(fā)生損壞，最終造成工作面內(nèi)出現(xiàn)動力顯現(xiàn)。

4)采用深孔預(yù)裂爆破、煤體卸壓爆破以及液壓支架參數(shù)優(yōu)化等方法，可以有效地防治急傾斜特厚煤層水平分段開采期間沖擊地壓的發(fā)生，具有良好的防治效果。