急倾斜特厚煤层在我国甘肃、新疆及南方部分矿区均有分布。近直立煤层属于急倾斜煤层的一种特殊赋存条件，倾角为85°～90°，其最常见的开采方式为水平分段开采。这种开采方法采出煤量多，采场周围应力集中程度更高，甚至会出现动力冲击现象，例如在新疆乌东煤矿、甘肃窑街煤矿和华亭煤矿。目前对45°～60°的急倾斜煤层冲击地压发生机理的研究较多，石平五首先认识到急斜特厚煤层水平分层开采上覆岩层活动的复杂性，提出了急斜特厚煤层水平分段开采顶煤和围岩平板破坏模型和跨层拱结构力学模型，揭示了覆岩结构失稳和对工作面矿压影响的独特性[1-2]。鞠文君等[3-4]建立了急斜煤层基本顶沿倾斜方向悬臂梁断裂的力学模型，推导出基本顶岩层悬臂梁能量表达式。一些学者以新疆乌东煤矿为研究背景，对更大倾角的急斜甚至近直立煤层水平分段开采的冲击机理进行了研究。蓝航建立了近直立特厚煤层水平分段开采两侧采空岩柱的外伸梁力学模型，分析了采空岩柱对煤体的撬杆效应[5]。杜涛涛等基于数值模拟方法研究了近直立煤层上采下掘期间不同相向距离的应力演化规律和影响范围及冲击地压致灾过程[6-7]。刘旭东等从乌东煤矿地质构造、煤岩体赋存结构、岩体岩性、开采布局、开采强度等方面对近直立特厚煤层冲击地压的致灾因素进行了详细分析[8]。杨磊等研究表明:近直立特厚煤层水平分段开采围岩运动受采掘扰动影响主要集中在开采水平及以下范围，在开采水平及以下范围的水平应力分布呈类似马鞍形[9-10]。郝育喜等研究表明:近直立煤层开采应力集中主要分布在开采水平以下30～90 m，在开采水平以下50 m处煤层及其顶板应力集中程度达到最大，应力集中系数达到3.1[11]。来兴平等建立急倾斜工作面顶板的受力力学模型，研究了急斜特厚煤层综放工作面顶板的变形特征，采用现场调查，理论分析，数值模拟，物理模型试验和现场监测等方法，揭示采动应力畸变致诱动力灾害机理，并综合分析了乌东煤矿急斜煤岩体动力失稳特征时空演化规律[12-14]。专家学者对急倾斜煤层水平分段开采的冲击机理做了较多研究，但很少考虑顶板和底板共同形成对煤体的夹持挤压作用。

1 研究背景

三矿胶带斜井是窑街煤电集团公司所属主力生产矿井之一，井田位于甘肃省兰州市红古区窑街，其中七采区开采煤层为煤2层，煤层倾角约85°，厚度约40.4 m，属近直立特厚煤层。

工作面按综采放顶煤设计，工作面长度基本与煤厚相同，平均采放高约21.1 m。进风巷沿煤层底板布置、回风巷沿煤层顶板布置，如图1所示。基本顶为油页岩及砂岩互层，基本底为砂岩，均为坚硬岩层。目前回采工作面覆盖层厚度为514.0～388.6 m，下方为深部未开采区。在工作面回采过程中矿压显现强烈，板炮、煤炮声频发，巷道底臌，锚杆锚索失效，工作面大片支架超过其额定工阻，已经影响到了矿井安全高效生产。以三矿七采区近直立煤层为研究背景，基于梁假设建立顶、底板夹持煤体力学模型，推导煤体所受夹持力的力学表达式。利用FLAC3D数值模拟对夹持煤体理论进行验证，得到夹持煤体增压区的范围，对解危措施的设计和实施提供指导。

2 近直立特厚煤层分段开采力学分析

2.1 顶、底板夹持煤体结构

通过水平分段开采将煤体不断采出，采空区顶、底板岩梁如同夹持在煤体两侧的悬臂梁，水平应力通过顶、底板形成作用于煤体两侧的支承压力，使得煤体处于一种被支承压力夹持挤压的状态(图2)。煤体在应力集中区受力特征复杂，易达到静载极限状态，并向惟一的自由面(工作面水平)释放弹性能。或聚集在煤体中的弹性能与矿震(夹持岩梁破断、断层活化或采空区散体大范围运移等)相互叠加，导致煤岩体系统失稳破坏，引起冲击动力灾害，即高水平挤压应力主导，动载诱发[15-16]。因此，静载即煤体所受的夹持力(两侧支承压力)是研究重点。

2.2 力学模型

在未开采煤体下方两侧形成的采动应力区，会对煤体造成挤压，同时煤体会产生抵抗应力作用于两侧岩梁，这是大小相同方向相反的作用力与反作用力，现将顶板侧岩梁简化为倾角α(85°～90°)的悬臂梁AD进行力学分析，A点为固定端可定义为固定铰支座，将煤体对侧向支承压力的抵抗力用一集中力代替并作用于悬臂梁某一点B，该点定义为可动铰支座。水平方向对岩梁的挤压作用力可表示为最小和最大线载荷分别为q1,q2(水平地应力)。

固定端A至B点的竖直距离为h，至悬臂梁顶端D的竖直距离为H，自身重力为G作用于中点C。为便于计算，将A点固定支座用水平应力Fx 、垂直应力Fy 和力矩MA 代替表示。将B点处的可动铰支座用煤体抵抗力F代替表示，如图3所示，建立力学平衡方程:

∑Fx=0⟹

(1)

∑Fy=0⟹∑Fy=G-Fcos α

(2)

∑M=0⟹

(3)

以上的3个力学方程中含有4个未知量(Fx,Fy,MA和F)，属于一次超静定问题，将可动铰支座解除后其相容条件是B点挠度为0，为能顺利求解，引入相容方程:

wB=0

(4)

AB段梁的弯矩方程可得

Mx=Fycos αx-Fxsin αx+MA-FTLT

(5)

FT和LT分别为图4所示AB段梁中A到X点范围内梯形载荷的集中力及其对X点的力矩，式中x∈(A～B)。

根据三角形相似性原理可求得qx，再根据梯形载荷的集中作用力和形心位置即可求得FT,LT。

(6)

(7)

将式(1)～(3)，(7)代入式(5)得到AB段梁的弯矩方程:

(8)

根据卡氏第二定理，线弹性杆件的应变能Vε 对于作用在该杆件上的某一载荷之变化率，等于与该载荷相应的位移。而在梁的B点处挠度为ωB,力为F，因此有

(9)

(10)

将式(8)，(10)代入式(9)求积分，并考虑ωB=0，即可求出关于煤体对顶板抵抗力F的表达式:

(11)

F的大小反应了靠近顶板侧煤体中局部应力的集中程度，随着采深的增加，岩梁固定端A至B点的距离h减小，岩梁悬露长度增大致使G也增大，最终导致F增大，同样将煤体对底板挤压的抵抗力简化为F′，作用于底板悬臂梁B′点，如图5所示。

与顶板侧计算过程相同，可得出关于煤体对底板抵抗力F′的表达式:

(12)

当煤层不是完全直立，而是存在一定角度时，底板侧煤体局部集中力F′比顶板侧集中力F略小，因为底板侧岩梁的重力G会抵消一部分水平地应力。当煤层倾角α=90°时，F与F′则相等:

(13)

随着采深增加(H不变h减小)，顶、底板对煤体的夹持挤压力F与F′会相应增加，发生冲击显现的概率也相应提高，因此可根据F,F′的大小和变化来判断煤体所受夹持挤压应力的集中程度和发展趋势。

2.3 夹持煤体力学状态

近直立煤层的形成必然与区域构造应力场有关，因此需从水平主应力入手研究其冲击矿压的发生机理。水平构造应力和煤岩体重力在泊松效应下所产生的附加水平应力叠加，通过顶、底板形成作用于煤体两侧的夹持力，将在两侧夹持力影响范围内的煤体作为研究对象并将夹持煤体划分为4个分区，如图6所示。

煤体自由面向下一定范围内为松散区，受采动影响严重，煤体破碎裂隙贯通发育，承压能力骤降，处于峰后末端，工作面顶煤体大致处于该区域，有利于本阶段工作面顶煤的放出。松散区下边缘至支承压力峰值位置为塑性区，该区域煤体已发生塑性变形和破碎，但由于受到两侧较高支承压力的挤压作用，保持了一定的连续性且具有一定承载能力，是发生冲击的敏感区域，无动载扰动也极易失稳发生冲击。支承压力峰值位置至原岩应力的过渡区域为弹性区，是主要的储能区，具有较高的弹性能且承载能力强，是发生冲击的潜在区域，在矿震(顶板破断、断层活化滑移等)叠加作用下，积聚的高能量释放，发生冲击危险。位于煤体下方深部为原岩应力区，该区域煤体的应力和应变基本不受工作面回采的影响，为原始应力、应变状态。

3 近直立特厚煤层分段开采数值分析

3.1 数值计算模型的建立

为模拟近直立特厚煤层分段开采中顶、底板夹持煤体的应力分布特征，以窑街三矿七采区5723-7工作面地质条件为基础，建立FLAC3D数值模型，如图7所示。

因笔者是从倾向剖面入手研究，故模型长宽高尺寸为250 m×30 m×250 m，按照85°煤层倾角建立。网格长宽高尺寸设定为2 m×2.5 m×2 m，共计151250个。在模型顶端施加9 MPa均匀载荷，约为360 m岩体垂直应力，侧压系数取2，在两侧施加梯形压应力并限定x方向位移。

模型中煤层及其顶底板岩层物理力学性质参数见表1，采用Mohr-Coulomb破坏准则，初始位移和速度均按0计算。

表1 数值模型各部分物理力学参数
Table 1 Physico-mechanical parameters of numerical

现场煤层厚度大且在地表有露头，煤体采出后的空间很大，部分自然垮落的顶底板会形成搭接结构，这些较大的块体结构与散体等组成了采空区的充填结构，稳定性差且动态性强，随着工作面不断回采，这些松散破碎体会发生运移滑动。这部分散体对顶底板的夹持虽然有一定的反支撑作用，但是相对于工作面下方实体煤的支承压力就显得极小且分布不均匀，作用位置也不易确定。而地表沉陷坑充填层位土料量较少且松散，对顶底板夹持挤压的支撑反力作用可以忽略，并且这些散体参数性质也无法明确。目前工作面采深约480 m，开采水平对应模型高度为130 m，为便于分析最大水平主应力分布，将模型该高度以上煤体一次性开挖，并将采空区视为无充填空间。

3.2 数值计算结果及分析

模型开挖后采场周围的水平主应力分布呈现一种“哑铃形”分布，正是因为采动应力作用在煤体上，导致煤体应力分布集中，顶、底板两侧应力分布逐渐分散。如图8所示。

未采出的煤体由于受到顶、底板岩层的挤压夹持，应力分布则较为集中。第7分段的开采水平为+1 460 m，由图8可以看出工作面顶煤体的水平应力降低，处于支承压力的峰后末端，为破碎减压区，而在工作面开采水平的位置，煤体的水平应力未发生较大变化，判断该位置大致处于极限平衡区内的破碎区与塑性强化区交界处的稳压位置，因此也说明20 m的分段开采高度是合理的。工作面水平下方煤体便出现了应力集中，直至下方约70 m深度才过渡到稳压区。数值计算的结果基本与理论分析的结果一致，夹持煤体的增压区才是发生动力灾害的直接危险源，如果被顶、底板夹持挤压的煤体静载超过自身所能承受的应力极限或者在顶、底板破断产生的动载能量的诱发下就会发生冲击显现，随着采深的加大，增压区范围也相应增加，因此需要从降低煤体夹持效应的角度出发进行重点防治。

4 动力灾害防治

目前，在窑街三矿七采区近直立煤层工作面回采过程中，配合顶底板预裂爆破、煤体水平孔和下斜孔爆破的冲击防控措施，矿压显现得到一定缓和。

(1)顶、底板预裂爆破:随着采深增加，岩层悬臂梁长度也相应增加，煤体受到的夹持力也更高，同时顶、底板岩层易达到极限弯矩发生断裂形成动载荷。基于这一原理，对三矿七采区近直立工作面采用深孔爆破卸压技术，即在每一分层进、回风巷超前工作面30 m处，按20 m间距向顶、底板钻孔进行爆破，人为地使岩层破断产生离层甚至垮落，可以减小顶、底板的悬露长度，切断水平应力的传递路径，减弱被夹持煤体内的应力集中程度，减小悬臂长度可以降低其弹性能，降低破断时冲击载荷能量。顶、底板爆破后，其破碎松散体可以使采空区的充填程度更高，形成缓冲垫层。

(2)煤体卸压爆破:回采过程中，在工作面回风巷和工作面运输巷超前工作面30 m布置煤体爆破钻孔组，每组为1个平孔和3个下斜孔，可使工作面下方约10 m范围内处于塑性强化区的煤体充分卸压。

这2种防控方案的具体实施参数和施工位置是针对该矿七采区近直立煤层冲击矿压分区分级划分结果并结合具体回采过程对微震、钻屑法、矿压监测结果及现场效果的分析，对相应的防治措施进行调整后提出的，如图9所示。

根据近直立煤层顶底板和煤体3者形成的结构及受力情况进行的力学分析和数值分析的结果，就目前的开采水平，煤体增压区范围大约是工作面水平下方70 m范围，这部分区域是发生冲击的潜在危险源，就目前的防控措施还无法对这部分区域进行卸压，而三矿还存在CO2突出特点(由于火成岩侵入，上一分段工作面原始吨煤CO2含量高达15.47 m3/t)，现场在底板岩层中布置有CO2抽放巷。为使防冲与防突结合，并根据研究结果提出将抽放巷布置于夹持煤体的增压区进行煤体卸压爆破的“一巷两用”方案。即在工作面中部下方40 m位置补充掘进一条爆破卸压巷，对下方一定深度的夹持煤体进行爆破处理，每一排爆破孔为10,15,20 m三种共12个按角度30°均匀布置到巷道四周，如图9所示。卸压抽放巷的具体位置及周边爆破孔的参数是本着能均匀分布于下斜孔未能达到的增压区的原则设计的，这样便能保证本分段甚至下一分段工作面的安全回采，具体的位置和参数还需在现场实施过程中逐步调整优化。该巷道的掘进必须与爆破卸压同时进行，随掘随爆、同时设计、同步实施，以免造成人为冲击危险。

5 结 论

(1)近直立煤层分段开采过程中，水平主应力通过顶、底板形成作用于煤体两侧的夹持力，将夹持煤体进行力学分区后，判断塑性强化区为发生冲击的敏感区，弹性区储存大量弹性能为潜在危险区，两者共同组成夹持煤体的高应力区。经推导的表征夹持力的力学公式表明:随着采深增加，煤体所受夹持应力的集中程度会更高，更易发生动力灾害。

(2)数值分析表明:水平主应力的集中主要出现在夹持煤体开采水平以下一定范围内，验证了支承压力作用于煤体两侧使其应力产生集中，明确了工作面下方夹持煤体的增压区才是发生动力灾害的直接危险源。

(3)根据理论分析、数值分析的结果并结合矿井实际，在顶底板预裂爆破、煤体水平孔和下斜孔爆破这些原有冲击防控措施的基础上，补充了在夹持煤体中掘进一条巷道用于煤体卸压和CO2抽放的“一巷两用”防治方案。

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