斷層切割孤立煤體應力動態特征及協同卸壓技術

焦仕學 ，胡兆鋒 ，萬 曉 ，白光超 ，張 斌 ，李 波 ，成云海 ，梁記忠

（1.山東科技大學 資源學院，山東 泰安 271019；2.山東新巨龍能源有限責任公司，山東 菏澤 274918；3.湖南科技大學資源環境與安全工程學院，湖南 湘潭 411201；4.山東科技大學 采礦工程研究院，山東 泰安 271019）

隨著采深不斷增加和開采條件日益復雜，煤礦開采期間沖擊地壓多集中在斷層切割、采空區隔離等形成孤立煤體區域，與常見的沖擊地壓分類方法強調特定生產技術因素誘發沖擊地壓機理不同[1-3]。斷層切割孤立煤體是礦井開采中的常見現象，對于千米及超千米深井而言，深部巖體本就具有高地應力的特征，斷層切割孤立煤體應力集中程度更甚[4-6]。孤立煤體受采空區轉移應力、構造應力、超前支承應力等多種應力疊加影響，煤體載荷超過其極限承載能力而誘發沖擊破壞。孤立煤體周邊采空面積大、采掘活動擾動強、構造發育、斷層密集切割是這類型沖擊地壓的常見影響要素[7-9]。為此，學者們進行了大量研究。李俊平等[10]采用參數弱化法和接觸面法建立數值分析模型，對比分析了斷層切割對巷道穩定性的影響；張世平等[11]提出包含開采因素和煤層沖擊傾向性的深井厚煤層大巷孤立煤體沖擊危險性評價方法；王高昂等[12]研究了超深井下山孤立煤體整體失穩沖擊機理，在此基礎上提出了降低孤立煤體平均支承壓力和增強巷道圍巖綜合抗壓強度的具體防治措施；薛成春等[13]研究了深部不規則孤島煤柱區煤體失穩沖擊機理，基于此制定了煤柱區動靜載力源降載釋能的卸壓方案；宋艷芳等[14]基于沖擊地壓失穩理論，揭示了沖擊地壓蠕變失穩機理，建立了蠕變失穩判別準則；曹安業等[15]探討了由斷層錯動導致的孤島工作面動力顯現及強礦震的發生機理。

眾多學者雖然對深部礦井煤層遇斷層開采、孤立煤體開采等問題進行了大量研究，但采空區、斷層切割影響形成的孤立煤體應力動態特征的研究較少。為此，基于新巨龍煤礦6305 工作面開采條件分析斷層切割孤立煤體在受采空區轉移應力、斷層構造應力和超前支承應力等疊加后的總應力的分布特征，從應力場角度出發，探究受采空區隔離、斷層夾持形成的煤柱在高應力作用下的發生的共性問題，進而采取措施釋放應力而降低沖擊危險性。

1 工程背景

新巨龍煤礦位于山東省菏澤市巨野縣龍固鎮境內，井田面積142.289 4 km2，采區數量共10 個。6305 綜放工作面為六采區第5 個工作面，東為尚未開采的6306 工作面，西為6304 工作面采空區，南為北區下山保護煤柱，北為陳廟斷層。該工作面走向長度平均1 390 m，傾斜長度262.4 m，工作面埋深為791.04～935.96 m。截至2023 年3 月23 日，6305 工作面平均回采917 m。六采區采掘布置平面圖如圖1。

圖1 六采區采掘布置平面圖Fig.1 Mining layout plan of the sixth mining area

根據附近巷道實際揭露及地面鉆孔揭露資料，開采區域3 煤層厚度7.9～10.0 m，煤層中下部含1～2 層夾矸，夾矸厚度0～0.24 m，為灰黑色炭質泥巖，煤層傾角0°～12°。煤層上覆頂板有厚度為8.16 m 細砂巖以及厚度為18.09 m 粉砂巖作為厚硬巖層，且與煤層距離較近，易出現懸頂現象。6305 工作面鉆孔柱狀圖如圖2。

圖2 6305 工作面鉆孔柱狀圖Fig.2 Borehole column diagram of 6305 working face

6305 聯絡巷大致布置在工作面走向中部，與工作面斜交，橫穿F311和XF2斷層，聯絡巷在工作面回采前已采取材料充填。6305 工作面斷層發育較多，F311斷層、XF2斷層、6304 采空區共同形成斷層切割孤立煤體。6305 工作面斷層切割孤立煤體平面圖如圖3。

圖3 6305 工作面斷層切割孤立煤體平面圖Fig.3 Plane graph of isolated coal body cut by fault in 6305 working face

圖3 中，ABC三角煤體區周邊采空面積大、采掘活動擾動強、構造發育、斷層密集切割。因此，斷層切割孤立煤體承受6304 工作面采空區轉移應力、斷層構造應力、6305 工作面超前支承應力疊加作用，煤體載荷超過其極限承載能力易誘發沖擊破壞，在頂板下沉作用下，斷層面將產生間歇式錯動誘發礦震，在動靜疊加作用下，發生沖擊地壓的風險增高。

2 斷層切割孤立煤體力學分析

2.1 孤立煤體靜力系分析

構建的孤立煤體受力估算模型如圖4。

圖4 孤立煤體受力估算模型Fig.4 Force estimation model of isolated coal

孤立煤體一側為6304 采空區，一側為XF2正斷層。6304 采空區覆巖形成非對稱壓力拱結構，孤立煤體載荷力源為上覆巖層自重應力、6304 采空區、XF2正斷層覆巖轉移應力。

式中：Q 為孤立煤體承受載荷，kN/ m；Qm為煤柱上覆巖層自重力，kN/ m；Q1為6304 采空區傳遞載荷，kN/ m；Q2為XF2正斷層傳遞載荷，kN/m。

式中：ρ為上覆巖層密度，t/ m3；H1為采空區左側至地表距離，m；L為采空區寬度，m；α為巖層傾角，（°）；H2為理想化后斷層發展高度，m；H3為表土層厚度，m；lm為孤立煤體平均寬度，m。

式中：l為6304 采空區最大垮落高度距離孤立煤體寬度，m，l=h/tanφ；h為6304 采空區最大垮落高度，m；φ為6304 采空區巖層斷裂角，（°）。

式中：β為斷層傾角，（°）。

新巨龍煤礦 6304 綜采工作面覆巖層主要由砂巖和泥巖構成，地層屬于中硬巖層，根據《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規程》對該面采后覆巖垮落帶高度進行預計：

式中：m為煤層開采厚度，m；k為巖石碎脹系數。

則孤立煤體所承受的平均靜應力為：

式中：σj為平均靜應力，MPa。

2.2 孤立煤體動力系分析

在孤立煤體上覆巖層的空間結構中，高位巖層作為恒定的外力作用在煤體上，孤立煤體區域受到巷道掘進及工作面回采等活動影響時，采掘活動產生的動載施加在孤立煤體上，從而增大了煤體的沖擊可能性。

式中： σ為孤立煤體平均支承壓力，MPa；σd為平均動應力，MPa；η為動載系數。

2.3 孤立煤體開采沖擊危險性分析

根據新巨龍煤礦6305 工作面實際情況，取ρ=2.2 t/m3，H1=801 m，H2=214 m，H3=605 m，L=264 m，h=18.2 m，l=132 m，lm=106.5 m，α=3°，β=70°，φ=45°，m=9.08 m，k=1.5?？捎墒剑?）～式（6）求得=51.09 MPa；對比孤立煤體回采期間來壓前及來壓時支架阻力，取平均動載系數η=1.3，由計算求得=66.42 MPa。

上述可知，沖擊地壓發生的應力主要來源為采空區及正斷層向孤立煤體彈性核區轉移的高靜應力；另1 個是工作面回采時產生的動應力。靜應力和動應力疊加后的總應力構成了孤立煤體沖擊的破壞力源，孤立煤體失穩沖擊的力學機制為：孤立煤體平均支承壓力與煤體綜合抗壓強度的比值超過沖擊失穩臨界值時，孤立煤體發生沖擊破壞[16]，即：

式中：Ic為沖擊危險性指數；[σ3c]為煤體三向抗壓強度，MPa。

在回采過程中處于采空區轉移應力以及斷層構造應力集中作用下的孤立煤體來說，AB邊受采空區轉移應力影響最大，并且突出部位A、B、C均受斷層構造應力影響，所以在工作面未采至F311斷層前，孤立煤體疊加應力集中在突出部位A、B、C處。由于斷層破壞了巖層的整體性，使得應力傳遞受阻，所以工作面采過F311斷層后，隨著工作面靠近斷層，超前支承應力與斷層構造應力疊加集中在XF2斷層處，此時孤立煤體疊加應力集中在工作面煤壁與進風巷交叉處、工作面煤壁與XF2斷層交叉處、突出部位A處。據此做出的斷層切割影響下的孤立煤體應力疊加示意圖如圖5。

圖5 孤立煤體應力疊加示意圖Fig.5 Schematic diagram of stress superposition of isolated coal

3 斷層切割孤立煤體應力分析

3.1 數值模型

為研究工作面推進期間斷層切割孤立煤體應力場分布及演化規律，制定相應的專項防沖措施，結合新巨龍煤礦6305 工作面實際地質條件，模擬采掘工作面不斷向斷層切割孤立煤體推進的開采情況，建立FLAC3D三維計算模型進行數值模擬。巖層結構主要參照實際工作面鉆孔柱狀圖。模型所采用的本構模型為莫爾—庫侖（Mohr-Coulomb）模型，斷層構造采用結構面（Interface）進行模擬模型參數主要參考相關煤巖層物理力學測試結果。數值模型巖層參數設定見表1。

表1 巖層模擬參數表Table 1 Rock layer simulation parameters table

模型沿走向長1 100 m，模擬工作面推進366～1 466 m，寬500 m，模型高度為250 m。對于模型計算邊界條件，首先將模型的四周各邊界各施加水平約束，即四周邊界的水平位移為0；然后再將模型的底部邊界固定，即底部的邊界水平、垂直位移都為0；最后將模型的頂部設為采動應力邊界，煤層平均埋深790 m，原巖應力約為20.16 MPa。

3.2 斷層切割孤立煤體應力動態特征

6305 工作面采動應力分布圖如圖6， 6305 工作面采動應力分布圖如圖7，未卸壓斷層處兩巷回采幫采動應力曲線如圖8。

圖6 6305 工作面采動應力分布圖Fig.6 Mining stress distribution diagram of 6305 working face

圖7 未卸壓斷層處兩巷回采幫采動應力曲線Fig.7 Dynamic stress curves of stoping wall of two lanes in unrelieved faults

圖8 未卸壓斷層處兩巷非回采幫采動應力曲線Fig.8 Mining stress curve of non-mining side of two lanes in unrelieved faults

由圖6 可以看出，進風巷鄰近采空區，受采空區轉移應力、超前支承應力、斷層構造應力等多種應力疊加，進風巷平均采動應力遠大于回風巷平均采動應力；并且隨著工作面推進，斷層切割孤立煤體面積逐漸減小，三角煤體區域單位面積采動應力在逐漸增加，應力集中程度進一步增大，沖擊危險性相應增加[17]；采動應力集中在孤立煤體突出部位。

由圖7 可知：由于斷層切割孤立煤體承受6304 工作面采空區轉移應力，進風巷采動應力遠大于回風巷采動應力；工作面未采至F311斷層之前，進風巷F311斷層處回采幫、回風巷F311斷層處回采幫采動應力隨工作面向前推進逐漸增加，進風巷F311斷層處回采幫采動應力集中最高達69.3 MPa，采動應力集中系數達3.44，回風巷F311斷層處回采幫采動應力集中最高達38.2 MPa，采動應力集中系數達1.89，直至工作面采過F311斷層，F311斷層處回采幫采動應力降為0；采過F311斷層后工作面面前采動應力有所增加，XF2斷層處回采幫采動應力突增至48.1MPa，采動應力集中系數達2.39，直至工作面推采過XF2斷層，XF2斷層處回采幫采動應力降為0。

由圖8 可知：工作面未采至F311斷層之前，進風巷F311斷層處非回采幫采動應力隨工作面向前推進逐漸增加至64.0 MPa，采動應力集中系數達3.17；工作面采過F311斷層后，F311斷層處非回采幫采動應力最終下降至54.2 MPa，采動應力集中系數達2.69；回風巷F311斷層處非回采幫在工作面推采過F311斷層，采動應力逐漸增加，表明進風巷受采空區轉移應力、斷層構造應力和采動應力等多種應力疊加影響，導致進風巷應力積聚；工作面采過F311斷層后應力場重新分布，部分應力轉移至回風巷；進風巷XF2斷層處非回采幫在工作面采至F311斷層前采動應力趨于平穩，直至工作面采過F311斷層進風巷XF2斷層處非回采幫采動應力集中最高達76.5 MPa，采動應力集中系數達3.79；直至工作面采過XF2斷層，XF2斷層處非回采幫采動應力最終下降至49.7 MPa，采動應力集中系數達2.47。

綜上所述，由于斷層切割具有阻隔應力傳遞的特征[18-19]，導致工作面未推采過斷層前，應力積聚在工作面與前方斷層之間回采幫和非回采幫；當工作面采過F311斷層后，XF2斷層處回采幫有采動應力突增7.85 MPa，表明工作面推采過斷層后應力重新分布，造成XF2斷層一定范圍彈性能富積，應力集中，特別容易發生動力災害事故，存在巨大生產隱患。因此，需針對工作面進行過斷層切割孤立煤體安全開采技術研究，采取相應的專項防沖措施。

4 協同卸壓技術

根據力學分析及數值模擬結果可知，進風巷應力集中程度要大于回風巷，并且孤立煤體突出部位應力集中程度更甚。為了確保兩側巷道的安全穩定性，對孤立煤體區域兩側巷道針對性地提出了“大直徑鉆孔卸壓+爆破切頂卸壓”協同卸壓技術，進而將孤立煤體區域進風巷和回風巷斷層處高應力向煤體中部轉移。

4.1 大直徑鉆孔卸壓

大直徑卸壓鉆孔布置示意圖如圖9。

圖9 大直徑卸壓鉆孔布置示意圖Fig.9 Layout diagrams of large diameter pressure relief boreholes

進風巷為沿空巷道，卸壓孔布置在回采幫；回風巷為實體巷道，卸壓孔布置在巷道兩幫。進風巷卸壓孔施工保持在斷層F311以北100 m 至XF2斷層以南100 m，回風巷卸壓孔施工保持在斷層F311以北100 m 至斷層F311以南100 m，鉆孔施工方向垂直巷道軸向，平行煤層層面。大直徑卸壓鉆孔孔徑150 mm，孔深25 m，鉆孔間距1 m，孔口距底板0.5～1.5 m，當施工煤體存在斷層、煤層存在泥巖夾矸、煤層傾角較大時，可適當調整鉆孔俯仰角度、鉆孔高度等施工參數。

4.2 爆破切頂卸壓

爆破孔布置如圖10～圖12， 進風巷、回風巷預裂爆破鉆孔參數見表2。

表2 進風巷、回風巷預裂爆破鉆孔參數Table 2 Borehole parameters of pre-splitting blasting in intake airway and return laneway

圖10 進風巷、回風巷頂板預裂爆破鉆孔布置平面示意圖Fig.10 Plane schematic diagram of roof pre-splitting blasting borehole layout in intake airway and return laneway

圖11 進風巷、回風巷頂板傾向爆破孔布置剖面示意圖Fig.11 Sectional schematic diagram of roof dip direction blasting borehole layout in intake airway and return laneway

圖12 進風巷、回風巷頂板走向爆破孔布置剖面示意圖Fig.12 Sectional schematic diagram of roof strike blasting borehole layout in intake airway and return laneway

進風巷爆破孔自F311斷層以北35 m 施工至XF2斷層以南35 m 范圍內；進風巷傾向爆破孔沿工作面傾向布置，每組3 個孔，組間距15 m、孔徑89 mm、鉆孔垂直回采幫、仰角80°、70°、50°，孔深分別為51、53、66 m，裝藥量分別為75、78、99 kg；進風巷走向鉆孔沿巷道走向布置，每組1個孔，孔間距5 m，仰角70°，孔深50 m，裝藥量75 kg。

回風巷爆破孔自F311斷層以北35 m 施工至F311斷層以南35 m 范圍內，回風巷傾向爆破孔沿工作面傾向布置，每組3 個孔，間距15 m、孔徑89 mm、鉆孔垂直上幫、仰角80°、70°、50°，孔深分別為51、53、66 m，裝藥量分別為75、78、99 kg；回風巷走向爆破孔沿巷道走向布置，每組1 個孔，孔間距5 m，仰角70°，孔深50 m，裝藥量75 kg。封孔段不小于孔深的1/3。

4.3 卸壓效果

協同卸壓前后斷層處巷道兩幫采動應力對比如圖13、圖14。

圖13 協同卸壓前后斷層處回采幫采動應力對比圖Fig.13 Comparison of mining stress on mining side of fault before and after coordinated pressure relief

圖14 協同卸壓前后斷層處非回采幫采動應力對比圖Fig.14 Comparison of mining stress on non-mining side of faults before and after coordinated pressure relief

針對斷層切割孤立煤體區域進行“大直徑鉆孔卸壓＋爆破切頂卸壓”協同卸壓，卸壓后進風巷F311斷層處回采幫采動應力下降29.6%，進風巷F311斷層處非回采幫采動應力下降12.2%，進風巷XF2斷層處回采幫采動應力下降26%，進風巷XF2斷層處非回采幫采動應力下降14.1%，回風巷F311斷層處回采幫采動應力下降20.3%，回風巷F311斷層處非回采幫采動應力下降11.1%。

根據6305 工作面推進695～884 m 期間的微震監測結果分析，震源分布較為集中，主要集中在孤立煤體區域，微震事件在孤立煤體集中不隨工作面推進而遷移即出現了明顯的“分區性”?表明孤立煤體應力積聚[20]。由于巷道圍巖采取卸壓解危措施，巷道幫部圍巖積聚的彈性能得到釋放，淺部煤體的高應力由此向煤體中部轉移，卸壓區域鮮有微震事件發生，且未出現能量大于5 000 J 的微震事件。

根據6305 工作面面前孔深為15 m 的鉆屑孔煤粉量最大值分析，工作面推進700～880 m 期間鉆屑量正常（極限煤粉量10.7 kg/15 m），表明卸壓效果良好。

5 結 語

1）建立了斷層切割孤立煤體力學模型，基于此分析了孤立煤體沖擊危險性指數Ic=2.6>1.5，表明孤立煤體平均支承壓力超過臨界沖擊狀態，易發生沖擊。

2）工作面未采過F311斷層前，孤立煤體應力積聚位置在其突出部位A、B、C。工作面采過F311斷層后，XF2斷層處回采幫采動應力突增7.85 MPa，沖擊危險程度升高。

3）針對斷層切割孤立煤體突出部位應力集中問題，提出“大直徑鉆孔卸壓+爆破切頂卸壓”協同卸壓技術。數值模擬卸壓結果表明：孤立煤體突出部位回采幫應力平均降低25.3%，非回采幫應力平均降低12.5%?，F場監測表明：協同卸壓技術可保證工作面過孤立煤體期間安全回采。