基于加卸載響應比的沖擊地壓礦井急傾斜巨厚煤層推進速度研究

崔 峰，賈 沖，來興平，陳建強，張隨林，何仕鳳

(1.西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054；2.西安科技大學 教育部西部礦井開采及災害防治重點實驗室，陜西 西安 710054；3.自然資源部 煤炭資源勘查與綜合利用重點實驗室，陜西 西安 710021；4.國家能源集團 新疆能源有限責任公司，新疆 烏魯木齊 830002)

煤炭資源開采使得工作面前方煤巖經(jīng)歷了從原巖應力、軸向應力升高而圍壓遞減(卸載)到破壞卸荷的采動力學過程，受加載、卸載的擾動影響，煤巖力學行為與災變過程極其復雜。隨著煤炭資源開采深度的增加，礦井沖擊地壓等動力災害日益加劇，威脅著煤礦安全、高效開采，因而亟待展開推進速度采動影響下的加卸載效應分析。

現(xiàn)階段，部分學者將我國綜放開采單次采出最大厚度達20 m的煤層稱為巨厚煤層。急傾斜煤厚為20 m以上的礦井充分利用其煤層易垮落、頂板穩(wěn)固性較好的特點，使得水平分段放頂煤采煤法得到廣泛應用。伴隨著急傾斜煤層開采深度與強度不斷增大，工作面采動影響產(chǎn)生加卸載作用的破壞趨勢與沖擊效應日趨嚴重。

近年來，隨著沖擊地壓擾動響應失穩(wěn)理論、沖擊地壓啟動理論等的提出，煤巖動力災害防控理論基礎與關鍵技術等的應用，使沖擊地壓機理及其防治工作逐步向前推進。然而沖擊地壓影響因素眾多，以往推進速度作為眾多開采技術客觀影響因素之一，對沖擊地壓的影響易被弱化，近些年來沖擊地壓研究工作趨于精細，推進速度引起采動加卸載的沖擊效應逐漸受到重視。截至2021年1月，全國138處沖擊地壓礦井中47處需核減產(chǎn)能1 316萬t/a，顯示出降低工作面推進速度已成為控制采動效應的一種重要手段。

工作面過快推進雖在一定時間提高了生產(chǎn)效益，但其防治成本明顯增加，復雜地段易誘發(fā)沖擊地壓等動力災害問題，使礦井面臨減產(chǎn)甚至停止作業(yè)。在工作面推進速度的綜合分析方面，王家臣等發(fā)現(xiàn)工作面推進速度越快基本頂斷裂伴生的初始動能越大，對支架造成的動載沖擊明顯。馮龍飛等由微震監(jiān)測得到堅硬頂板大采高工作面臨界回采速度為4 m/d。劉金海等由工作面1.6，4.0，6.4 m/d推進速度得到推進越快其微震響應越明顯。趙同彬等以東灘煤礦分析得到回采速度4.0 m/d左右的微震活動有利于頂板彈性能緩慢釋放。馬海峰等通過1.2，2.0，3.0 MPa/min的軸壓加載速率代表2，4，6 m/d推進速度展開力學行為研究，得到不同推進速度條件下煤體破壞時的峰值應力隨軸壓加載速率的增加基本呈線性增加趨勢。崔峰等由微震監(jiān)測確定了寬溝煤礦B4-1煤層最佳推進速度為4 m/d，得到了上行開采覆巖結構穩(wěn)定的煤柱剩余尺寸。譚云亮等通過動能計算公式推演，得到開采進尺越大其產(chǎn)生的動能越高。

采動影響下的循環(huán)加卸載試驗，有助于深化對煤層變形及其損傷特征的研究，其中王振等分析了不同應力分布對煤層動力災害的控制作用。楊繼華等以輸入的地震加速度作為加、卸載，以洞室圍巖的加速度作為響應，確定了洞室群的加、卸載響應區(qū)段。夏冬等探討了巖石力學特性、聲發(fā)射特征、加卸載響應比的變化情況。張浪平等建立且分析了損傷變量與加卸載響應比之間的聯(lián)系。

諸多學者的研究成果為工作面不同推進速度采動影響下的煤樣力學行為研究奠定了基礎，但對采動應力路徑下的煤樣力學特性研究較少，且鮮有應用加卸載響應比來進行沖擊地壓礦井工作面推進速度的研究，鑒于此，筆者以國能烏東煤礦為背景，采用數(shù)值模擬與煤樣力學試驗方法，進行急傾斜巨厚煤層推進速度影響的采動應力路徑分析，并由此路徑為煤樣加卸載循環(huán)試驗方案設計提供依據(jù)，引入加卸載響應比對采動影響下的沖擊煤樣類型進行表征，旨在為工作面的安全高效開采提供科學指導。

1 急傾斜巨厚煤巖體賦存特征

烏東煤礦主采的南區(qū)急傾斜巨厚煤層，力學結構和煤巖體賦存特征如圖1所示，礦井現(xiàn)主采B1+2，B3+6煤層的平均傾角均為87°平均厚度分別為28.00，40.51 m，礦井采用水平分段綜放開采的工作面沿傾向布置、沿走向推進，其煤層厚度即為工作面的寬度。兩層煤中間的巖柱自西向東逐漸變窄，厚度在50～110 m。烏東煤礦自2013年7月以來發(fā)生過多起沖擊地壓事故，而被確定為沖擊地壓礦井。礦井目前開采+425 m水平的B3+6煤層具有弱沖擊傾向性，其結構簡單，屬穩(wěn)定煤層。

圖1 急傾斜巨厚煤層力學結構和煤巖體賦存特征

2 推進速度對采動應力路徑影響的數(shù)值模擬

本次采用具有應力漸變特征的有限元FLAC3D數(shù)值計算模擬軟件，通過調(diào)整單次開采下三維網(wǎng)格中多面體單元長度來擬合實際單次推進距離，進行工作面不同推進速度下的三維結構受力特性模擬與采動應力特征分析。根據(jù)烏東煤礦的南區(qū)地質資料與鉆孔窺視的巖層柱狀圖，繪制出水平方向的烏東煤礦巖層結構示意如圖2所示，除煤層外礦井巖性主要為灰質泥巖、細粒砂巖、粉砂巖、泥巖及炭質泥巖。

圖2 烏東煤礦煤巖層柱狀結構示意

業(yè)內(nèi)學者大多采用了4 m/d作為安全或中等推進速度，因而本文暫采用4.0 m/d以下、4.0～6.0 m/d、6.0 m/d以上，將急傾斜巨厚煤層推進速度劃分為低速、中速、高速3個區(qū)域范圍。結合烏東煤礦南區(qū)0.8 m的單次截深，選取3.2，4.8，6.4 m/d作為低速、中速、高速推進速度，并據(jù)此展開急傾斜煤層不同推進速度下的采動應力路徑研究。

2.1 不同推進速度模擬方案與模型構建

根據(jù)地層結構與工程背景，利用FLAC3D有限元數(shù)值模擬軟件，構建出的三維數(shù)值分析模型如圖3所示，模型外形尺寸(長×寬×高)為300 m×400 m× 500 m。網(wǎng)格劃分采用3.2，4.8，6.4 m/d推進速度下的最大公因子1.6 m，對推進速度方向即將方向的塊體進行劃分，以此保證了同一模型便可進行方案設計下的3種推進速度的采動應力分析。

圖3 數(shù)值計算模型構建

由于本次的數(shù)值計算模型模擬至地表，因而模型上表面未施加邊界應力，初始條件設置的重力為0，重力加速度為9.8 m/s，水平方向施加有初始梯度應力，除模型上表面未進行邊界限定外，其余5個邊界表面均設置允許的變形量為0.2 m，以此限制模型的側向和底部位移。

急傾斜煤巖體部分巖層的物理力學參數(shù)見表1，表1中的急傾斜煤巖體部分巖層與建模巖層一一對應，根據(jù)現(xiàn)場地質調(diào)查與巖石力學試驗結果綜合確定了煤巖力學參數(shù)，在FLAC數(shù)值模擬賦參時根據(jù)開采實踐結果進行了適當折減。王金安等在研究綜放工作面推進速度對圍巖應力影響時，通過給定單次開采計算步時，并由單次開挖塊體長度的不同，達到不同推進速度的模擬效果。本次數(shù)值模擬實驗研究將其思路加以應用，由多次開采至平衡的平均步時作為給定的單次開采計算步時，并由單次開挖的塊體長度分別為3.2，4.8，6.4 m，盡可能的達到3.2，4.8，6.4 m/d的不同推進速度模擬效果。由不同推進速度過程中工作面前方、模型中部150 m處塊體垂直應力的平均值作為綜放工作面推進過程中的采動應力。

表1 急傾斜煤巖體部分巖層物理力學參數(shù)

2.2 不同推進速度下的采動應力路徑

在模型邊界留設32 m進行開切眼，在工作面推進方向的147.2 m處布置應力測線，采用3.2，4.8，6.4 m/d的推進速度至+425 m水平開采結束。以3.2 m/d推進速度為例，結合開切眼前方115.2 m測線處第6個測點的采動應力變化，其+425 m水平覆巖應力分布及其采動應力路徑如圖4所示。隨著工作面的持續(xù)推進其采動應力呈循環(huán)加卸載式的逐級遞增趨勢，且隨著循環(huán)次數(shù)的增加，其加卸載幅度逐步增加，接近測點的最后一次推進時其應力卸載幅度較大，明顯降低，但其應力大小依舊明顯高于煤層開采前的初始應力。

圖4 +425 m水平覆巖應力分布及其采動應力路徑

由于工作面初始推進57.6 m(3種不同推進速度的公倍數(shù))過程中，測線處的應力變化差異性較小，因而對工作面再次推進57.6 m過程中較為明顯的應力變化加以監(jiān)測，其工作面推進57.6 m的煤層與頂?shù)装鍛ψ兓卣魅鐖D5所示，以此對3種推進速度方案下的采動應力路徑進行分析。

圖5 工作面推進57.6 m的煤層與頂?shù)装鍛ψ兓卣?/p>

根據(jù)數(shù)值模擬計算不用推進速度下的采動力學行為，得到工作面開采過程中的采動應力分布特征，由于初始推進過程中的采動應力相對平穩(wěn)，因而結合推進速度、開采時間、垂直應力變化以及峰值位置，繪制出57.6 m范圍內(nèi)的不同推進速度下采動應力演化特征如圖6所示，其低速、中速、高速分別以3.2，4.8，6.4 m/d推進18,12,9 d。

圖6 不同推進速度下采動應力演化特征

由圖6(a)可知，3.2 m/d采動應力共經(jīng)歷14個明顯的加卸載循環(huán)，應力明顯區(qū)域范圍為44.8 m，其中7處加載幅度略大與加卸幅度較大區(qū)域范圍為22.4 m。由圖6(b)可知，4.8 m/d采動應力共經(jīng)歷10個明顯的加卸載循環(huán)，采動應力明顯區(qū)域范圍為48.0 m，其中5處為加載幅度略大區(qū)域與加卸幅度較大區(qū)域，區(qū)域范圍為24.0 m。由圖6(c)可知，6.4 m/d采動應力共經(jīng)歷8個明顯的加卸載循環(huán)，采動應力明顯區(qū)域范圍為51.2 m，其中5處為加載幅度略大區(qū)域與加卸幅度較大區(qū)域，區(qū)域范圍為32.0 m。

由圖6可知，3.2，4.8，6.4 m/d推進下的采動應力分別經(jīng)歷14，10，8個明顯加卸載循環(huán)，明顯應力區(qū)域范圍分別為44.8，48.0，51.2 m。低速、中速、高速加卸載路徑下的峰值應力分別為11.66，14.26，15.20 MPa，其中中速、高速推進下的應力峰值較低速分別增加22.3%，30.4%。且隨著推進速度增加其采動應力路徑的循環(huán)加卸載幅度增加，次數(shù)減小，主要影響區(qū)域范圍增加，作用時間減小。

3 采動應力路徑下煤樣力學行為分析

3.1 采動應力路徑下煤樣加卸試驗方案

按照我國國標GB/T 25217.2—2010《沖擊地壓測定、監(jiān)測與防治方法》中“試驗機以0.5～1.0 MPa/s的速率加載直至煤樣破壞”的規(guī)定，先采用0.50 MPa/s的加載速率進行常規(guī)加載試驗，因循環(huán)加卸載階段的應力變化幅度較小，0.5 MPa/s加載速率過快，因而再采用0.05 MPa/s加載速率進行煤樣常規(guī)加載及其采動影響的循環(huán)加卸載試驗。

煤樣力學試驗方案匯總見表2，不同推進速度應力路徑的加卸載參數(shù)見表3，其中，，分別為某一循環(huán)加卸載過程中加載應力的最大值與卸載應力的最小值。

表2 煤樣力學試驗方案匯總

表3 不同推進速度應力路徑的加卸載參數(shù)

根據(jù)數(shù)值模擬計算的采動應力變化進行煤樣的試驗方案設計，因應力路徑中初始若干次的加卸載幅度較小，為確保足夠的加卸載時長，因而剔除加卸載幅度小于0.05 MPa的循環(huán)加卸載路徑，并將循環(huán)加卸載前的階段視為0.05 MPa/s等速加載。

加卸載路徑如圖7所示，不同推進速度下預加載階段應力路徑相同，3種推進速度均以0.05 MPa/s加載速率持續(xù)加載至+425 m水平采前煤層處原巖應力6.72 MPa，而后等應力保載，以原巖應力狀態(tài)持續(xù)30 s，再進行循環(huán)加卸載階段，至循環(huán)結束后加載至破壞階段，采用0.05 MPa/s的加載速率直至煤樣破壞。

圖7 煤樣力學試驗循環(huán)加卸載應力路徑

3.2 采動應力路徑下的煤樣力學特性

通過B3+6煤層+425 m水平現(xiàn)場取樣后將其加工成50 mm×100 mm的標準圓柱體煤樣，其煤樣的制備嚴格控制其取樣精度，2個端面的最大不平整度不超過0.1 mm，端面垂直于試樣軸線，煤巖高度誤差不超過0.3 mm。煤樣制備后將其密封，以隔絕空氣，防止風化，為滿足試驗所需充足的煤樣每種試驗方案共制備4個煤樣，以供篩選。

壓力試驗機系統(tǒng)及其試驗流程如圖8所示，經(jīng)由RSM-SY5(T)非金屬聲波檢測設備的煤樣波速測量后，剔除波速差異明顯的煤樣，選取剩余煤樣進行既定方案下的力學試驗研究。運用WANCE萬能試驗機的微機控制電液伺服壓力試驗機系統(tǒng)、MISTRAS聲發(fā)射測試裝置的聯(lián)合監(jiān)測，由煤樣應力-應變曲線、抗壓強度、聲發(fā)射能量與計數(shù)等關系變化，分析常規(guī)加載與不同推進速度采動應力路徑下的煤樣力學特性與破壞特征。

圖8 壓力試驗機系統(tǒng)及其試驗流程

圖9為煤樣聲發(fā)射傳感器布設方式，通過環(huán)境噪音測試，將聲發(fā)射系統(tǒng)門檻值設為40 dB，模擬濾波器下限為1 kHz，模擬濾波器上限為1 MHz，采樣頻率設為1 MHz。試驗采用共4個通道，每個通道對應獨立的聲發(fā)射探頭和前置放大器，信號放大倍數(shù)為40倍，采集系統(tǒng)嚴格按照上述要求設置參數(shù)后連接實驗設備。煤樣受力過程中，使聲發(fā)射監(jiān)測與加載系統(tǒng)保持同步。

圖9 煤樣聲發(fā)射傳感器布設方式

根據(jù)試驗結果，繪制出不同方案下的煤樣應力-應變曲線，如圖10所示。加載速率增加，煤樣強度增大，0.05 MPa/s加載速率下，不同路徑循環(huán)加卸載的應力-應變曲線存在明顯的滯回環(huán)效應，且隨著應力路徑所處推進速度的增加，滯回環(huán)效應越明顯，同時高速推進應力路徑下的煤樣應力峰值普遍大于低速。

循環(huán)加卸載煤樣力學特征參數(shù)見表4。由圖10、表4可知，低速推進速度下的煤樣強度低，發(fā)生破壞所釋放的能量低，造成的破壞效應較弱；高速加載路徑下，煤樣破壞前的應變程度高，煤樣內(nèi)部結構調(diào)整，促使煤樣的壓密程度更高，其煤樣抗壓強度較高于低速應力路徑。

圖10 煤樣應力-應變曲線

表4 循環(huán)加卸載煤樣力學特征參數(shù)

不同循環(huán)加卸載應力路徑下，煤樣峰值強度與不同推進速度應力路徑的關系如圖11所示。3.2，4.8，6.4 m/d應力路徑下煤樣的平均抗壓強度分別為16.12，16.44，17.15 MPa，中速、高速路徑下的強度比低速分別增加約1.98%，6.39%。煤樣強度隨著應力路徑所處推進速度的增加呈明顯的非線性遞增趨勢，且其增幅逐漸增加，其非線性表達式為=15.857 44+0.053 34e0.498 09。

圖11 煤樣峰值強度與不同推進速度應力路徑的關系

3.3 采動應力路徑下的煤樣聲發(fā)射特征

通過采動應力路徑下煤樣的聲發(fā)射計數(shù)與能量變化，繪制了不同加載速率下煤樣聲發(fā)射事件及其能量分布特征如圖12所示，其中圖12(a)，(b)分別為0.50，0.05 MPa/s常規(guī)加載的煤樣聲發(fā)射事件及其能量分布特征。0.50 MPa/s加載速率下，煤樣在25 s附近的能量計數(shù)明顯增加，并伴有大量能量產(chǎn)生，至煤樣破壞后，聲發(fā)射累計能量3 867 mV·μs，計數(shù)1 767個，單位時間的聲發(fā)射能量約為103.1 mV·μs/s。0.05 MPa/s常規(guī)加載速率下，煤樣0～250 s內(nèi)的聲發(fā)射累計計數(shù)呈指數(shù)型增長趨勢，250 s后的聲發(fā)射累計計數(shù)呈線性遞增，至煤樣破壞，煤樣所受累計聲發(fā)射計數(shù)為3 126個，累計能量6 640 mV·μs，單位時間聲發(fā)射能量約為19.6 mV·μs/s。常規(guī)加載的不同加載速率下，煤樣的加載速率越低，其聲發(fā)射累計計數(shù)越多，加載速率越高其每秒產(chǎn)生的聲發(fā)射能量越大。

圖12 不同加載速率下煤樣聲發(fā)射事件及其能量分布特征

循環(huán)加卸載的煤樣聲發(fā)射能量分布云圖如圖13所示，低速推進應力路徑下，煤樣裂隙產(chǎn)生所伴隨的聲發(fā)射能量主要為38～72 mm高度內(nèi)的煤樣左前方，多處高能量區(qū)域集中分布在煤樣中下部；中速推進應力路徑下，煤樣裂隙產(chǎn)生所伴隨的聲發(fā)射能量主要為32～58 mm高度內(nèi)的煤樣中部，高能量區(qū)域分布相對較為集中分布在煤樣中部；高速推進應力路徑下，煤樣裂隙產(chǎn)生所伴隨的聲發(fā)射能量主要為28～60 mm高度內(nèi)，高能量區(qū)域較為集中分布在煤樣中部。

圖13 循環(huán)加卸載的煤樣聲發(fā)射能量分布云圖

不同推進速度應力路徑下，煤樣聲發(fā)射能量大小呈現(xiàn)出高速應力路徑明顯大于中速、大于低速的特征，且不同應力路徑下的聲發(fā)射高能量區(qū)域分布相對較為集中分布在煤樣的中部及下部區(qū)域內(nèi)。

不同采動應力路徑下的煤樣聲發(fā)射能量分布及其破壞特征如圖14所示。由圖14左部的煤樣應力-事件-能量關系可知，煤樣低速、中速、高速推進的不同路徑循環(huán)加卸載階段，能量與計數(shù)遞增趨勢均以最后兩次循環(huán)階段最為明顯，其循環(huán)加卸載結束后聲發(fā)射累計計數(shù)分別為1 998，2 428，2 535個，累計能量分別為3 686，5 309，7 423 mV·μs。至煤樣破壞，煤樣所受累計聲發(fā)射計數(shù)分別為3 268，3 480，3 733個，累計能量分別為7 668，8 536，12 411 mV·μs。

圖14 不同采動應力路徑下的煤樣聲發(fā)射能量分布及其破壞特征

不同應力路徑下的煤樣力學試驗過程中，預加載階段的聲發(fā)射累計計數(shù)與能量均呈現(xiàn)為明顯的線性增長趨勢，循環(huán)加卸載階段的聲發(fā)射累計計數(shù)與能量均呈現(xiàn)為明顯的階梯型遞增趨勢，低速與中速路徑下煤樣加載至破壞階段的聲發(fā)射累計計數(shù)與能量均呈現(xiàn)為明顯的指數(shù)型遞增趨勢，而高速路徑下呈現(xiàn)為明顯的線性遞增趨勢。高速應力路徑下循環(huán)加卸載造成的損傷較大，其聲發(fā)射計數(shù)與能量增幅在加載至破壞的末段出現(xiàn)計數(shù)與能量的大幅增加。

主裂隙發(fā)育使得聲發(fā)射能量事件分布較廣，其中低速應力路徑下的煤樣呈現(xiàn)為明顯的剪切破壞形式，煤樣變形破壞的起裂、終止位置以及破壞剪切面均與聲發(fā)射定位保持高度一致；中速應力路徑下的破壞煤樣主要為5個較大破碎塊體；高速應力路徑下的破壞煤樣為2處明顯的較大破碎塊體與較多小的破碎塊體，其破碎程度較中速應力路徑更高。低速、中速、高速不同應力路徑下，煤樣的破壞程度呈現(xiàn)逐步增加的趨勢。

4 煤樣沖擊類型及其加卸載響應規(guī)律

通過類比煤礦沖擊礦壓的評價方法，將不同速度應力路徑下的煤樣沖擊類型進行劃分，并引入加卸載響應比理論，形成采動應力路徑下的煤樣循環(huán)加卸載響應比評價指標，對急傾斜巨厚煤層不同推進速度開采擾動誘發(fā)煤層的破壞規(guī)律加以表征，為烏東煤礦B3+6煤層+425 m水平工作面推進達到安全高效開采提供依據(jù)，從而指導礦井生產(chǎn)實際。

4.1 類比沖擊礦壓的煤樣沖擊類型評價分析

關于室內(nèi)煤樣沖擊地壓類型的定義，沈威等通過類比煤礦沖擊礦壓，對實體煤掘進加卸載路徑下的沖擊煤樣與非沖擊煤樣加以定義，將煤樣滿足以下條件定義為沖擊煤樣：① 煤樣破裂聲響巨大并存在震動；② 聲發(fā)射監(jiān)測到破裂事件能量大于10mV·μs；③ 應力應變曲線產(chǎn)生突然應力降，釋放彈性能。

煤樣0.05 MPa/s的循環(huán)加卸載速率下，3.2 m/d推進速度采動應力路徑下的煤樣破裂聲音較小，無明顯震動，破裂事件能量為7 668 mV·μs，應力-應變曲線未產(chǎn)生突然的應力降低；4.8 m/d推進速度的采動應力路徑下，煤樣破裂發(fā)出“砰”的聲音，震動較弱，破裂事件能量為8 536 mV·μs，應力應變曲線未產(chǎn)生突然的應力降低；6.4 m/d推進速度的采動應力路徑下，煤樣破裂發(fā)出“嘣”的聲音，震動較強，破裂事件能量為12 411 mV·μs，應力應變曲線產(chǎn)生突然的應力降低。對室內(nèi)煤樣沖擊地壓類型的判定指標加以應用得出：6.4 m/d高速推進路徑下的煤樣破壞可視為沖擊煤樣，3.2 m/d低速、4.8 m/d中速推進路徑下的煤樣可視為非沖擊煤樣。

4.2 采動應力路徑下的煤樣加卸載響應規(guī)律

在地震力學、斷裂力學等學科基礎上，尹祥礎等首先提出新的地震預測方法——加卸載響應比理論，探討了加卸載響應比的巖石破壞前兆特性。

為了定量刻畫加載響應與卸載響應的差別，將響應率定義為

(1)

式中，Δ和Δ分別為載荷和響應對應的增量。

令及分別代表加載與卸載時的響應率，把應力當作荷載，把應變當作響應，通過加載與卸載階段響應率的比值，將彈性模量加卸載響應比定義為

(2)

式中，為響應率；下標“”，“”分別為加、卸載階段；為彈性模量。

結合加卸載過程中的損傷變化率以及聲發(fā)射數(shù)和式(2)可得聲發(fā)射數(shù)加卸載響應比為

(3)

式中，Δ為損傷變量變化率；為聲發(fā)射數(shù)。

通過煤樣加卸載力學試驗結果，借助加卸載響應比的理論，分析煤樣不同應力路徑加卸載擾動影響下的力學響應特征，對礦井實際工作面推進速度影響的開采擾動加以表征。跟據(jù)以往經(jīng)驗和文獻[34]研究結果，采用加載階段的彈性模量取應力-應變曲線直線段的斜率，卸載階段的應力-應變曲線峰值與谷值斜率分別作為加載、卸載階段的彈性模量。將加載與卸載階段的彈性模量分別記為，，同時結合煤樣加載與卸載階段的聲發(fā)射數(shù)量分別記為，，其煤樣循環(huán)加卸載下的彈性模量比與聲發(fā)射數(shù)量比見表5，表5中比號左右的數(shù)值分別為加載與卸載階段的彈性模量與聲發(fā)射數(shù)量。

表5 煤樣循環(huán)加卸載的彈性模量比與聲發(fā)射數(shù)量比

由于低速下的加載階段彈性模量明顯大于中速與高速的加載階段；而在不同推進速度下的卸載階段，高速路徑明顯大于低速與中速。這使得高速推進速度應力路徑下的彈性模量比(/)明顯大于中速和低速。低速、中速、高速不同推進速度的循環(huán)加卸載應力路徑下，由于循環(huán)加卸載過程中的應力變化量隨著循環(huán)次數(shù)的增加普遍增大，在相同加載速率下使得煤樣加載與卸載時間隨循環(huán)次數(shù)增加而不斷增多，從而造成了加載與卸載階段的聲發(fā)射數(shù)量均隨循環(huán)次數(shù)的增加而增多。

根據(jù)式(2)，(3)響應比的定義繪制出0.05 MPa/s加卸載速率下，煤樣循環(huán)加卸載的彈性模量及聲發(fā)射數(shù)量的加卸載響應比如圖15所示。由圖15(a)可知，在低速路徑下煤樣的彈性模量加卸載響應比基本在1.22～1.68內(nèi)波動；中速路徑第1～6次循環(huán)下的基本在1.29～1.55內(nèi)呈緩增趨勢，第7，8次循環(huán)下的增幅明顯增加，第8次循環(huán)所得達到最大值1.87；在高速路徑下加卸載響應比呈現(xiàn)明顯的單增趨勢，第8次循環(huán)得到最大值達到2.04。循環(huán)加卸載過程中，低速路徑下的呈現(xiàn)出相對穩(wěn)態(tài)的趨勢，中速路徑下的呈現(xiàn)出先穩(wěn)態(tài)、后增加的趨勢，高速路徑下的值呈持續(xù)增加趨勢。

圖15 彈性模量及聲發(fā)射數(shù)量的加卸載響應比

由于加卸載路徑下的卸載應力大小變化量普遍小于加載應力變化量，使得加載峰值處的彈性模量相對穩(wěn)定，基本等于峰值前方一定階段的彈性模量；卸載谷值處的彈性模量未能穩(wěn)定，普遍小于谷值前方一定階段的彈性模量，若繼續(xù)卸載其彈性模量亦會持續(xù)減小，從而使不同推進路徑初始階段的處于1.50附近波動，在中速路徑煤樣循環(huán)第7，8次時，煤樣臨近破壞時的內(nèi)部損傷加劇，開始增加，保持穩(wěn)定，使得突然增大，而高速推進在第5次循環(huán)便出現(xiàn)突增，且循環(huán)加卸載過程中的普遍大于中速，即高速推進應力路徑下的煤樣損傷程度高于中速。

由圖15(b)可知低速應力路徑下，第6次循環(huán)加卸載的聲發(fā)射數(shù)量響應比突增至5.27；中速路徑第5次循環(huán)加卸載的達到最大4.55，循環(huán)加卸載過程中的穩(wěn)定在2.00～4.55內(nèi)；高速路徑第3，7次循環(huán)下的分別突增至3.85，3.74，響應比整體隨循環(huán)次數(shù)的增加呈明顯的波動式遞增趨勢。

加卸載路徑下的加載階段，煤樣持續(xù)受載使得煤樣內(nèi)部持續(xù)壓縮，損傷較為明顯，因而加載階段的聲發(fā)射數(shù)量普遍大于卸載階段；而卸載階段通過應力的釋放使得煤樣內(nèi)部存在試件存在彈塑性變形而產(chǎn)生摩擦，隨著循環(huán)加卸載的進行，其卸載階段的彈性變形逐漸向塑性變形轉換，卸載階段因變形產(chǎn)生摩擦效應形成的聲發(fā)射數(shù)量隨著卸載次數(shù)增加而產(chǎn)生的增量較小。

4.3 基于加卸載響應比的沖擊煤樣評價指標

通過類比煤礦沖擊礦壓的評價方法將不同推進速度應力路徑下的循環(huán)加卸載煤樣沖擊類型進行劃分后，引入加卸載響應比理論得出響應比的大小，形成采動應力路徑下的煤樣循環(huán)加卸載響應比評價指標，對急傾斜巨厚煤層不同推進速度開采擾動誘發(fā)煤層的破壞規(guī)律加以表征。其采動應力路徑下煤樣加卸載響應表征分析方法如圖16所示。

圖16 采動應力路徑下煤樣加卸載響應表征分析方法

低速、中速、高速3種應力路徑采用相同加載速率時，煤樣循環(huán)加卸載時間的加卸載響應比與煤樣循環(huán)加卸載大小的加卸載響應比相同。借助于加卸載響應比的由來，引入加卸載大小比，對開采擾動的加卸載比加以表征。

加卸載響應比采用式(4)計算。

(4)

式中，，分別為循環(huán)加卸載階段的加載應力和卸載應力。

單位應力變化量下聲發(fā)射數(shù)量的加卸載(聲發(fā)射數(shù)量/加卸載)響應比為

(5)

由表3不同推進速度應力路徑的加卸載參數(shù)變化，計算出單次加載與卸載階段的應力差值，其不同應力路徑下加載應力變化量與加載應力變化量均普遍隨著循環(huán)加卸載次數(shù)的增加而增大，其中卸載應力變化量于中速、高速的末次循環(huán)階段的變化量較為明顯，分別為5.05與5.17 MPa，略大于該階段的加載應力大小。

采動應力路徑循環(huán)加卸載過程中的加載應力普遍大于卸載應力，加卸載應力變化量差異較大，為此采用聲發(fā)射數(shù)量/加卸載大小的響應比，即單位應力變化量下的聲發(fā)射數(shù)量之比對煤樣循環(huán)加卸載加以表征。根據(jù)式(4)，(5)，繪制了煤樣加卸載應力大小及單位應力下聲發(fā)射數(shù)量的加卸載響應比如圖17所示。由圖17(a)可知，低速、中速、高速應力路徑下，煤樣循環(huán)加卸載大小的加卸載響應比變化幅度較大，普遍大于1。在低速路徑的第2，6，8次循環(huán)加卸載時分別達到3.80，4.58，2.49，產(chǎn)生明顯突增峰值；在中速路徑的第5次循環(huán)加卸載時達到3.83；在高速路徑的第3，7次循環(huán)加卸載時明顯突增到3.64，2.48。由圖17(b)可知，在低速、中速、高速不同路徑下，單位應力下聲發(fā)射數(shù)量的加卸載響應比均大于1，表明聲發(fā)射事件主要產(chǎn)生于加載階段，且隨著循環(huán)次數(shù)的增加整體呈現(xiàn)明顯的遞增趨勢，其中最后3次循環(huán)加卸載過程中的遞增趨勢最為明顯。在低速路徑下的前9次循環(huán)加卸載過程中，基本在1.07～1.52內(nèi)波動，第10次循環(huán)加卸載達到最大值1.70；在中速、高速路徑第1～6次循環(huán)下的基本在1.04～1.34內(nèi)呈震蕩式波動，第7，8次循環(huán)下的增幅明顯增加，中速、高速路徑的末次循環(huán)所得達到最大，分別為1.93，2.63。

圖17 加卸載應力大小及單位應力下聲發(fā)射數(shù)量的加卸載響應比

根據(jù)煤樣循環(huán)加卸載的彈性模量、單位應力下聲發(fā)射數(shù)量響應比即，綜合分析得出：煤樣所受外部載荷較低時，損傷程度較小，其穩(wěn)定性較高，加卸載響應比較小，微小的擾動造成了原煤內(nèi)部損傷微擴展及變形微增量。隨載荷的持續(xù)增加，原煤材料內(nèi)部損傷和破壞不斷增加，此時煤樣宏觀表現(xiàn)出剛度下降，且內(nèi)部結構穩(wěn)定性逐漸下降。

根據(jù)循環(huán)加卸載的沖擊煤樣評價結果，得出不同推進速度應力路徑下的煤樣沖擊類型，即6.4 m/d高速推進應力路徑下的煤樣破壞可視為沖擊煤樣，而3.2，4.8 m/d低速與中速推進應力路徑下的煤樣破壞視為非沖擊煤樣；結合加卸載響應比，掌握了不同推進速度應力路徑下的煤樣加卸載響應比的大小，即6.4 m/d高速推進應力路徑下的彈性模量比及聲發(fā)射數(shù)量/加卸載大小的響應比均大于2，分別為2.04，2.63，低速與中速則小于2。結合各類煤樣沖擊類型的評價結果及其加卸載響應比，提出了適用于采動應力路徑下的煤樣循環(huán)加卸載響應比評價指標，具體內(nèi)容見表6。

表6 采動應力路徑下煤樣循環(huán)加卸載響應比評價指標

由不同應力路徑下的煤樣抗壓強度、能量變化情況、破壞特征、煤樣沖擊類型等的匯總分析可知，高速應力路徑下的煤樣強度較高，產(chǎn)生破壞的沖擊效應較強，釋放能量較大，6.4 m/d高速推進雖然可以滿足礦井生產(chǎn)的高效作業(yè)，但其存在一定的沖擊危險性；3.2 m/d低速推進雖然可以達到礦井的安全生產(chǎn)，但其生產(chǎn)效率較低，因而3種不同速度中，滿足烏東煤礦B3+6煤層+425 m水平的安全高效開采的合理推進速度為4.8 m/d。

5 工程實踐

微震監(jiān)測可以實現(xiàn)采動過程中煤巖破裂事件時間、空間及能量的監(jiān)測，是沖擊地壓礦井必備的監(jiān)測手段。通過對B3+6煤層+425 m水平工作面開采過程中微震事件數(shù)據(jù)的統(tǒng)計分析，可以分析不同開采速度下微震事件的數(shù)量及能量，支撐工作面合理推進速度的確定及驗證。

根據(jù)B3+6煤層+425 m水平工作面950～1 520 m開采過程中的微震監(jiān)測，形成了B3+6煤層+425 m水平工作面開采過程中的微震空間分布特征，具體如圖18所示。

圖18 +425 m水平工作面開采過程中的微震空間分布特征

圖18反映出+425 m水平工作面的微震事件主要分布在夾持巖柱、B3+6煤層及其頂?shù)装宓膮^(qū)域范圍內(nèi)，其中+425B巷道周圍的震源分布較為多，且10J以上的大能量事件有4處，其中3處分布在+425B巷道，1處分布在B巷道。

工作面不同推進速度形成了覆巖不同的破壞特征，引發(fā)的微震能量也存在明顯不同，為有效分析不同推進速度下的微震能量分布特征，繪制了工作面約57.6 m(與數(shù)值模擬中3種不同推進速度的公倍數(shù)保持一致)開采過程中，不同推進速度各能量區(qū)間的累計能量-事件關系，如圖19所示。

圖19 不同推進速度各能量區(qū)間的累計能量-事件關系

由圖19可知，隨著微震能量區(qū)間的增加，能量計數(shù)呈明顯的線性遞減趨勢，其較低的能量區(qū)間微震事件數(shù)量越多，但累計的微震能量較少。3.2 m/d推進速度下微震事件呈明顯的“高頻-低能”特征，4.8 m/d推進速度下微震事件呈相對明顯的“低頻-高能”特征，0～10，10～10，10～10J各區(qū)間范圍內(nèi)3.2 m/d推進下的微震事件明顯較多，但3.2 m/d推進速度下，10～10J范圍的較大能量事件為59個，明顯小于4.8 m/d時的87個，且3.2 m/d推進速度下未產(chǎn)生10～10J內(nèi)的大能量事件。

至57.6 m開采結束后，3.2，4.8 m/d推進速度下累計微震能量分別為357 337，395 423 J，4.8 m/d較3.2 m/d推進下的累計微震能量高約10.66%，其單日推進4.8 m時平均每日微震能量為32 952 J，較3.2 m推進的19 852 J增加約65.99%。4.8 m/d推進時的單日能量較3.2 m/d存在明顯增加，但現(xiàn)場+425 m工作面開采采用頂?shù)装迳顪\孔爆破，于煤層頂?shù)装鍘r層中形成立體緩沖帶，并在B3巷沿煤體傾向施工注水，弱化了中間夾持巖柱，合理的現(xiàn)場施工作業(yè)，滿足了+425 m水平工作面4.8 m/d的安全開采。

為全面分析不同推進速度應力路徑下煤樣的抗壓強度、聲發(fā)射能量、破壞特征、現(xiàn)場微震能量與事件及其加卸載響應比的變化規(guī)律，圖20展示了不同推進速度采動影響的加卸載效應綜合分析。

圖20 不同推進速度采動影響的加卸載效應綜合分析

由圖20可知，低速、中速、高速不同推進速度應力路徑下的煤樣抗壓強度、累計聲發(fā)射能量與2種方法所得加卸載響應比呈明顯的正相關關系。且隨著推進速度增加，其應力路徑下的煤樣破碎程度逐步加大。當載荷水平不斷提高，使得煤層抵抗失穩(wěn)破壞的能力不斷下降，所以失穩(wěn)破壞的可能性及其破壞程度隨著載荷水平的增加而逐漸增大，同時導致煤樣的臨界敏感性不斷增加，增大。其中，不同推進速度應力路徑下的末次循環(huán)加卸載結束后，6.4 m/d推進應力路徑下的明顯大于低速和中速，循環(huán)加卸載在6.4 m/d應力路徑下的損傷程度大于3.2，4.8 m/d下的損傷程度。

現(xiàn)場實測開采速度相對保持在4.8 m/d連續(xù)開采12 d的微震事件中，10～10J內(nèi)的較大能量事件占比達到8.43%，明顯大于3.2 m/d連續(xù)開采18 d的能量占比。同時4.8 m/d開采的微震累計能量較高，連續(xù)開采57.6 m的用時較短，使得平均單日開采微震事件以及單個微震事件的能量較大，現(xiàn)場實測的平均單日開采微震事件以及單個微震事件的能量大小與2種方法所得加卸載響應比呈明顯的正相關關系。

通過類比煤礦沖擊礦壓的評價指標，得到6.4 m/d 應力路徑下的煤樣可視為沖擊煤樣，結合不同推進速度應力路徑下的加卸載響應比的大小，形成了采動應力路徑下彈性模量響應比與單位應力變化的聲發(fā)射數(shù)量響應比均大于2的加卸載響應比評價指標，得到了3種推進速度中4.8 m/d能較好的滿足烏東煤礦B3+6煤層+425 m水平的安全高效開采?，F(xiàn)場微震監(jiān)測得到+425 m水平工作面開采在采用深淺孔爆破與注水弱化頂?shù)装迮c中間夾持巖柱的施工作業(yè)后，4.8 m/d的推進速度實現(xiàn)了+425 m水平工作面的安全高效開采。

6 結 論

(1)數(shù)值模擬實驗揭示了急傾斜巨厚煤層不同推進速度下的采動應力路徑變化特征，得到了工作面3.2，4.8，6.4 m/d理想推進情況下工作面前方煤體分別經(jīng)歷14，10，8個明顯的加卸載循環(huán)次數(shù)，推進速度增加使得采動應力峰值增大，同時隨工作面推進速度增加其采動應力路徑下循環(huán)加卸載幅度增大，循環(huán)次數(shù)減小，主要影響區(qū)域范圍增加，而作用時間減小。

(2)基于工作面推進速度采動影響下煤體受到的加卸載循環(huán)次數(shù)，提出以急傾斜巨厚煤層不同推進速度下的采動應力路徑為煤巖試件的加卸載應力路徑，完成了采動應力路徑作用下的煤樣力學行為分析。得出了采動應力路徑下煤樣的平均抗壓強度隨工作面推進速度增加呈明顯的非線性遞增趨勢，且其遞增幅度逐漸增加，煤樣破壞程度、聲發(fā)射能量亦隨不同應力路徑所處推進速度的增加而增大，其中循環(huán)加卸載結束后6.4 m/d應力路徑下的累計聲發(fā)射能量較低速、中速應力路徑分別高約61.9%，45.4%。

(3)通過類比沖擊礦壓評價指標與加卸載響應比的特征分析，掌握了煤樣沖擊類型及其加卸載響應的規(guī)律，提出了基于采動加卸載響應比的沖擊地壓礦井工作面推進速度合理確定方法，根據(jù)彈性模量與單位應力下聲發(fā)射數(shù)量響應比的變化特征，構建了不同推進速度采動應力路徑下加卸載響應比的煤樣破壞臨界值，確定了沖擊地壓礦井急傾斜巨厚煤層工作面的合理推進速度，現(xiàn)場工程實踐監(jiān)測反映出4.8 m/d的推進速度能較好實現(xiàn)+425 m水平的安全高效開采。