煤礦沖擊礦壓強(qiáng)度的弱化控制機(jī)理

1、技術(shù)研究 石家莊中煤杯參評(píng)論文煤礦沖擊礦壓強(qiáng)度的弱化控制機(jī)理陸菜平1,2 竇林名1,21-中國(guó)礦業(yè)大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院；2-中國(guó)礦業(yè)大學(xué) 煤炭資源與安全開采國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 徐州 221116摘 要 煤礦沖擊礦壓的防治是國(guó)際巖石力學(xué)與工程界的一大難題，主要原因在于缺乏有效的理論指導(dǎo)以及治理效果的綜合檢驗(yàn)技術(shù)。論文以不同組合類型的組合煤巖試樣為研究對(duì)象，利用Disp-24聲電測(cè)試系統(tǒng)、TDS-6微震采集系統(tǒng)、FLAC數(shù)值模擬軟件的Dynamic模塊以及理論建模的綜合研究方法，研究了組合煤巖試樣沖擊傾向性的演變規(guī)律，揭示了組合煤巖試樣沖擊破壞過程中的聲電以及微震效應(yīng)，模擬分析了影響組合煤巖體沖擊

2、效應(yīng)的關(guān)鍵因素。結(jié)果表明：組合煤巖試樣中各組件的力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)、沖擊傾向性指數(shù)與聲電以及微震信號(hào)的強(qiáng)度之間呈正相關(guān)關(guān)系。即組合煤巖體中頂?shù)装逡约懊簶拥膹?qiáng)度、頂板的整體性厚度以及礦震的擾動(dòng)能量對(duì)于煤巖體的沖擊效應(yīng)具有顯著影響。依據(jù)煤巖體變形破壞的沖能原理，建立了沖擊礦壓強(qiáng)度的弱化控制原理。該原理已經(jīng)在我國(guó)10多個(gè)具有沖擊危險(xiǎn)的礦區(qū)進(jìn)行了應(yīng)用，取得了預(yù)期的效果。關(guān)鍵詞 采礦工程 沖擊礦壓 組合煤巖 弱化控制 機(jī)理-引 言人類的采礦活動(dòng)必然造成煤巖體應(yīng)力的重新分布和破裂損傷，伴隨著采動(dòng)效應(yīng)，將會(huì)誘發(fā)煤巖體的震動(dòng)破壞（礦震）。煤礦煤巖動(dòng)力災(zāi)害的發(fā)生往往與已知的人工開挖過程具有特定的聯(lián)系。如果采動(dòng)損傷效應(yīng)

3、極大地改變圍巖的滲透性，將會(huì)導(dǎo)致頂板、斷層帶或底板突水并造成安全事故；如果采動(dòng)損傷效應(yīng)造成煤巖體內(nèi)部積聚大量沖能的瞬間釋放，將會(huì)誘發(fā)沖擊礦壓；如果采動(dòng)損傷效應(yīng)造成煤巖體的卸壓，將會(huì)直接或間接導(dǎo)致煤與瓦斯異常涌出（突出）甚至瓦斯爆炸災(zāi)害。例如，國(guó)家安全生產(chǎn)監(jiān)督管理總局通過現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查取證，獲得了2005年“2.14”阜新礦難瓦斯突出與礦震沖擊相關(guān)的確鑿證據(jù)，結(jié)論被正式寫入孫家灣瓦斯爆炸事件國(guó)務(wù)院調(diào)查專家組的調(diào)查報(bào)告1。因此，弱化和控制沖擊礦壓的強(qiáng)度對(duì)于礦震的治理、煤與瓦斯突出（瓦斯爆炸）以及煤礦突水等其他動(dòng)力性災(zāi)害的防治具有重要的借鑒意義。目前，巖石力學(xué)與工程界對(duì)于沖擊礦壓的研究主要集中在三個(gè)領(lǐng)域：

4、沖擊礦壓的機(jī)理、沖擊礦壓的預(yù)測(cè)預(yù)報(bào)以及治理技術(shù)。對(duì)于沖擊礦壓機(jī)理的研究，最初Obert 和Duvall認(rèn)為沖擊礦壓的發(fā)生是應(yīng)力超過巖石的抗壓強(qiáng)度。Cook2、Vardoulakis3、Dyskin4、Z. H. CHEN5等人分別從構(gòu)造應(yīng)力、煤巖體微裂紋的擴(kuò)展以及變形破裂過程中的聲發(fā)射效應(yīng)等角度進(jìn)行了探索。但上述機(jī)理的研究對(duì)象均為單一的煤（巖）試樣，無法全面地揭示沖擊礦壓的本質(zhì)，且沒有考慮到頂板、煤體和底板三者之間的相互作用機(jī)制對(duì)煤體沖擊效應(yīng)的影響。對(duì)于沖擊礦壓的預(yù)測(cè)，目前主要采用如微震、聲發(fā)射系統(tǒng)及電磁輻射等無損監(jiān)測(cè)手段。受載巖體產(chǎn)生低能級(jí)聲發(fā)射在1930年首次被兩位美國(guó)煤炭工業(yè)局的研究人員

5、Obert和Duvall6所發(fā)現(xiàn)。受載材料斷裂產(chǎn)生電磁輻射在1933年首次被觀測(cè)到。許多其他研究人員相繼進(jìn)行了該項(xiàng)研究。目的就是揭示不同的電磁輻射特征。何學(xué)秋、竇林名以及王恩元等7-9先后將電磁輻射應(yīng)用于煤與瓦斯突出及沖擊礦壓等煤巖動(dòng)力災(zāi)害的預(yù)測(cè)預(yù)報(bào)。但無論微震、聲發(fā)射還是電磁輻射系統(tǒng)都面臨冗長(zhǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的有效識(shí)別與分析、背景噪聲的有效過濾，特別是單一監(jiān)測(cè)手段預(yù)測(cè)準(zhǔn)確率較低的難題，很難真正實(shí)現(xiàn)沖擊礦壓的預(yù)測(cè)。當(dāng)前，對(duì)于沖擊礦壓的治理進(jìn)行了大量的研究，如BaoYao Tang10提出了深井硬巖沖擊礦壓的評(píng)估和控制問題，開發(fā)了三維有限元程序模擬工作面卸壓爆破引起的破裂區(qū)域，用來評(píng)估卸壓爆破的治理效果

6、。李成全11提出了沖擊礦壓防治的高壓水射流煤層割縫卸壓新技術(shù)，實(shí)現(xiàn)工作面煤體的超前卸壓。高明仕12基于震動(dòng)波在不同介質(zhì)中傳播的衰減規(guī)律，提出了沖擊性巷道的強(qiáng)弱強(qiáng)控制機(jī)理。竇林名等13提出了煤巖體的強(qiáng)度弱化減沖原理。但上述研究并沒有從影響煤巖體沖擊效應(yīng)的關(guān)鍵因素以及強(qiáng)度弱化前后沖能的演變規(guī)律，建立沖擊礦壓強(qiáng)度的弱化控制理論模型，特別是沒有建立弱化效果的綜合檢驗(yàn)技術(shù)。綜上，沖擊礦壓作為一種特殊的礦壓顯現(xiàn)，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)其發(fā)生的時(shí)間非常困難，就像地震預(yù)報(bào)一樣。在任何情況下，必須強(qiáng)調(diào)時(shí)間只是沖擊礦壓預(yù)測(cè)的一個(gè)部分，更重要的是要監(jiān)測(cè)潛在的危險(xiǎn)區(qū)域，以及弱化解危。在絕大多數(shù)情況下，更需要控制潛在的沖擊礦壓強(qiáng)度，

7、實(shí)現(xiàn)從預(yù)測(cè)到減沖的重要突破。本文以不同組合類型的組合煤巖試樣為研究對(duì)象，利用Disp-24聲電測(cè)試系統(tǒng)、TDS-6微震采集系統(tǒng)，研究組合煤巖試樣沖擊傾向性的演變規(guī)律，揭示組合煤巖試樣沖擊破壞過程中的聲電以及微震效應(yīng)，模擬分析影響組合煤巖體沖擊效應(yīng)的關(guān)鍵因素。依據(jù)煤巖體變形破壞的沖能原理，最終建立沖擊礦壓強(qiáng)度的弱化控制機(jī)理。1 組合煤巖試樣的沖擊破壞效應(yīng)1.1 沖擊傾向性與煤巖力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)的相關(guān)性從海孜煤礦、古城煤礦、星村煤礦、濟(jì)寧三號(hào)煤礦以及三河尖煤礦選取煤巖樣，加工成標(biāo)準(zhǔn)的頂板-煤或頂板-煤-底板等組合方式的試樣，總共加工了近100個(gè)試件，進(jìn)行單軸壓縮循環(huán)加卸載實(shí)驗(yàn)測(cè)定其沖擊傾向性指數(shù)。圖1

8、所示為組合煤巖試樣的實(shí)物照片。圖2所示為Disp-24聲電測(cè)試系統(tǒng)。圖1 試樣照片圖2 Disp-24聲電系統(tǒng)選取濟(jì)三煤礦的頂?shù)装鍘r樣，煤樣取自上述5個(gè)礦區(qū)，加工成5組“頂-煤-底”高度比值相同的組合試樣，每組3個(gè)試件，測(cè)定沖擊傾向性。圖3所示為沖擊能指數(shù)、彈性能指數(shù)與抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系。 圖3沖擊能及彈性能指數(shù)與抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系圖中，隨著組合試樣單軸抗壓強(qiáng)度的增加，則沖擊能和彈性能指數(shù)亦隨之增加，且呈一次線性回歸關(guān)系，說明煤樣的單軸抗壓強(qiáng)度與組合煤巖試樣的沖擊傾向性呈正相關(guān)關(guān)系。實(shí)驗(yàn)測(cè)定了2組不同強(qiáng)度頂板的組合試樣在加載過程中的聲發(fā)射信號(hào)，參數(shù)為計(jì)數(shù)率。兩組試樣中頂板的單軸抗壓強(qiáng)度分別為1

9、69.7MPa和65.2MPa，底板均為粉細(xì)砂巖，試樣中頂板高度所占百分比均為60%。圖4所示為試樣測(cè)定的聲發(fā)射計(jì)數(shù)率分布。（a）頂板強(qiáng)度169.7MPa（b）頂板強(qiáng)度65.2MPa圖4試樣變形破裂聲發(fā)射計(jì)數(shù)率分布圖中，頂板強(qiáng)度越高，組合煤巖試樣變形破裂越猛烈，且呈脆性爆裂式破壞，聲發(fā)射信號(hào)的計(jì)數(shù)率相對(duì)集中且較高，說明頂板的單軸抗壓強(qiáng)度越高，則試樣的沖擊傾向性越強(qiáng)。選取三河尖煤礦的頂?shù)装搴兔簶?，加工?組“頂-煤”高度比值不同的組合試樣，每組3個(gè)試件，測(cè)定沖擊傾向性。圖5所示為沖擊能指數(shù)與頂-煤高度比值之間的關(guān)系曲線。圖5沖擊能指數(shù)與頂煤高度比值的關(guān)系由圖可知，當(dāng)組合試樣中頂板與煤層的厚度比值

10、大于0.75時(shí)，頂板試樣越厚，沖擊能指數(shù)越大，則組合煤巖試樣的沖擊傾向性就越強(qiáng)。綜上，組合煤巖試樣的沖擊破壞效應(yīng)與煤樣的強(qiáng)度、頂板的強(qiáng)度及其整體性厚度呈正相關(guān)。1.2 組合煤巖試樣沖擊破壞聲電及微震效應(yīng)圖6為組合煤巖試樣變形破裂電磁輻射信號(hào)最大能量率與試樣單軸抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系曲線。圖6電磁輻射最大能量率與抗壓強(qiáng)度的關(guān)系圖中，電磁輻射信號(hào)最大能量率和組合煤巖試樣的單軸抗壓強(qiáng)度呈一次線性關(guān)系，說明煤樣及頂?shù)装鍘r樣的抗壓強(qiáng)度越高，則試樣變形破壞越猛烈，沖擊傾向性就越強(qiáng)。圖7所示為古城煤礦組合煤巖試樣變形破裂過程中測(cè)定的聲發(fā)射信號(hào)能量率分布。其中試樣的單軸抗壓強(qiáng)度分別為27.17MPa、33.81M

11、Pa。（a）試樣強(qiáng)度27.17MPa（b）試樣強(qiáng)度33.81MPa圖7 試樣變形破裂聲發(fā)射能量率分布圖中，試樣b沖擊破壞時(shí)的聲發(fā)射信號(hào)能量率明顯高于試樣a，說明組合煤巖試樣的單軸抗壓強(qiáng)度越高，則聲發(fā)射信號(hào)就越強(qiáng)。圖8所示為濟(jì)三煤礦組合煤巖試樣循環(huán)加載測(cè)定的聲發(fā)射計(jì)數(shù)率分布。其中試樣的頂板高度比例分別為69%、45%。（a）頂板高度比例69 （b）頂板高度比例45圖8 試樣變形破裂聲發(fā)射計(jì)數(shù)率分布圖中，組合煤巖試樣中頂板厚度越高，變形破裂產(chǎn)生的聲發(fā)射信號(hào)越強(qiáng)，則沖擊傾向性就越強(qiáng)。圖9所示為三河尖煤礦組合煤巖試樣循環(huán)加卸載過程中測(cè)定的微震信號(hào)的最大振幅與試樣沖擊傾向性之間的關(guān)系曲線。圖9微震信號(hào)的

12、最大振幅與沖擊傾向性的關(guān)系由圖可知，組合煤巖試樣的沖擊傾向性越高，則變形破裂產(chǎn)生的微震信號(hào)越強(qiáng)。即微震信號(hào)的強(qiáng)度可以反映組合煤巖試樣的沖擊破壞效應(yīng)。綜上，組合煤巖試樣變形破裂的聲電以及微震信號(hào)強(qiáng)度與試樣的沖擊傾向性呈正相關(guān)關(guān)系，且能夠反映組合煤巖體沖擊效應(yīng)的強(qiáng)弱。2 組合煤巖體沖擊效應(yīng)的數(shù)值模擬2.1 數(shù)值模擬模型的建立模型根據(jù)徐州三河尖煤礦9202工作面實(shí)際生產(chǎn)地質(zhì)條件確定，各煤系巖層見表1所示。模型底邊界垂直位移固定，左右邊界水平方向位移固定。煤系巖層力學(xué)性質(zhì)根據(jù)實(shí)際情況而定，材料本構(gòu)模型為摩爾-庫倫模型。模型長(zhǎng)300m高、126m，劃分成300×126共計(jì)37800個(gè)基本單元。

13、受計(jì)算容量所限，在模型頂部加18MPa的等效載荷。初始模型見圖10所示。圖10 數(shù)值模擬模型模型的計(jì)算過程如下：建立初始模型初始化應(yīng)力場(chǎng)原巖應(yīng)力平衡開采7202工作面開采7110工作面開采9112工作面開挖9202軌道巷施加沖擊動(dòng)載模擬結(jié)束。2.2 模型參數(shù)設(shè)置以實(shí)際地質(zhì)條件為基礎(chǔ)，模擬過程中調(diào)整震源能量以及煤巖層物理力學(xué)參數(shù)，得到不同能級(jí)的沖擊動(dòng)載、不同強(qiáng)度及厚度的頂板巖層、不同強(qiáng)度的煤體對(duì)上覆殘留煤柱區(qū)影響下的煤層巷道沖擊效應(yīng)的影響規(guī)律，模擬參數(shù)為垂直應(yīng)力、變形量、變形速度以及加速度等。模型的參數(shù)如表1所示。表1 初始模型模擬參數(shù)巖層性質(zhì)B/e9PaG/e9Paf /°C/e6P

14、aH/m中粗砂巖5.34.0372.030砂巖4.23.3351.520中細(xì)砂巖5.34.0372.014粉砂巖3.83.0331.237煤層1.50.8270.82粉砂巖3.83.0331.24中砂巖4.53.6351.59砂巖互層3.83.0331.22中砂巖*4.53.6351.59粉砂泥巖3.62.0321.319煤層1.50.8270.82泥巖2.51.5301.01粉細(xì)砂巖5.34.0372.01細(xì)砂巖4.53.6351.828注：中砂巖*表示模擬需要調(diào)整物理力學(xué)參數(shù)的巖層2.3 模擬方案及步驟（1）模擬方案根據(jù)震源的統(tǒng)計(jì)，把震源設(shè)置在7煤上方厚度為14m的中細(xì)砂巖頂板中較為合理。

15、在9202工作面軌道巷頂板正中間設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，監(jiān)測(cè)該點(diǎn)的垂直應(yīng)力、變形量、變形速度以及加速度。通過對(duì)工作面及巷道的開挖，模擬不同震源能量(5×105J、1×106J、5×106J)情況下，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的垂直應(yīng)力、變形量、變形速度以及加速度的變化；變換9煤上方中砂巖老頂?shù)目箟簭?qiáng)度(30MPa、60MPa、120MPa)，模擬相同震源能量、不同頂板強(qiáng)度的條件下，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的垂直應(yīng)力、變形量、變形速度以及加速度的變化規(guī)律；變換9煤上方中砂巖老頂?shù)恼w性厚度(9m、15m、25m)，保證震源距巷道的垂直距離不變。模擬相同震源能量、不同厚度頂板的條件下，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的垂直應(yīng)力、變形量、變形速

16、度以及加速度的變化；變換9煤層的單軸抗壓強(qiáng)度(20MPa、30MPa、40MPa)，模擬相同震源能量、不同煤層強(qiáng)度的條件下，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的垂直應(yīng)力、變形量、變形速度以及加速度的變化規(guī)律。（2）模擬步驟建立初始模型，設(shè)定震源能量為5×105J，9煤層上方的中砂巖老頂厚度為9m，單軸抗壓強(qiáng)度為30MPa，9煤層的單軸抗壓強(qiáng)度為20MPa；首次計(jì)算至原巖應(yīng)力平衡，然后開挖工作面和巷道，并施加沖擊動(dòng)載，再次計(jì)算至應(yīng)力平衡；變換震源的能量，模擬監(jiān)測(cè)點(diǎn)的垂直應(yīng)力、變形量、變形速度以及加速度。依次變換9煤層上方中砂巖頂板的整體性厚度、抗壓強(qiáng)度、以及9煤層的抗壓強(qiáng)度等參數(shù)，重復(fù)上述步驟（2）。2.4 結(jié)果

17、及其分析（1）礦震對(duì)巷道的沖擊破壞效應(yīng)圖11所示能量分別為5×105J、1×106J、5×106J，9煤上方的中砂巖頂板厚度為9m，抗壓強(qiáng)度為30MPa，9煤層抗壓強(qiáng)度為20MPa時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的變形量、變形速度以及加速度的變化情況。圖11 不同能量的礦震對(duì)巷道的沖擊效應(yīng)由圖可知，巷道頂板的沖擊效應(yīng)與礦震的能量呈一次線性關(guān)系遞增。且隨著礦震能量的增加，巷道頂板中的垂直應(yīng)力也隨之增強(qiáng)。（2）頂板厚度對(duì)巷道的沖擊破壞效應(yīng)圖12所示震源能量為1×106J，中砂巖頂板的整體性厚度為9m、15m、25m，抗壓強(qiáng)度為30MPa，9煤層抗壓強(qiáng)度為20MPa時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的變形

18、量、變形速度以及加速度的變化情況。圖12 不同厚度的頂板對(duì)巷道的沖擊效應(yīng)圖中，巷道頂板的位移量、變形速度以及加速度與頂板巖層的整體性厚度呈正相關(guān)關(guān)系，說明砂巖頂板的厚度越大，巷道的沖擊效應(yīng)越強(qiáng)，特別是頂板的整體性厚度達(dá)到25m以上。（3）頂板強(qiáng)度對(duì)巷道的沖擊破壞效應(yīng)圖13所示震源能量為1×106J，中砂巖頂板的整體性厚度為9m，抗壓強(qiáng)度為30MPa、60MPa、120MPa，9煤層抗壓強(qiáng)度為20MPa時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的變形量、變形速度以及加速度的變化情況。 圖13 不同強(qiáng)度的頂板對(duì)巷道的沖擊效應(yīng)圖中，巷道頂板的位移量、變形速度以及加速度與頂板巖層的抗壓強(qiáng)度呈正相關(guān)關(guān)系，說明頂板的強(qiáng)度越高，

19、巷道的沖擊效應(yīng)越強(qiáng)，特別是頂板的抗壓強(qiáng)度達(dá)到120MPa以上。（4）煤層強(qiáng)度對(duì)巷道的沖擊破壞效應(yīng)圖14所示震源能量為1×106J，中砂巖的整體性厚度為9m，抗壓強(qiáng)度為30MPa，9煤層抗壓強(qiáng)度分別為20MPa、30MPa、40MPa時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的垂直應(yīng)力、變形量、變形速度以及加速度的變化情況。巷道頂板的位移量、變形速度隨著煤層抗壓強(qiáng)度的增加呈降低的趨勢(shì)，但垂直應(yīng)力與變形加速度呈遞增趨勢(shì)，說明煤層越硬，應(yīng)力越高，變形量越小，誘發(fā)沖擊需要的應(yīng)力越高，在沖擊瞬間的變形加速度越大。即煤層的單軸抗壓強(qiáng)度越高，則越易誘發(fā)“弱變形”的強(qiáng)沖擊效應(yīng)。 圖14 不同強(qiáng)度的煤層對(duì)巷道的沖擊效應(yīng)綜上，礦震能量

20、、砂巖頂板的強(qiáng)度及整體性厚度對(duì)于巷道的沖擊效應(yīng)具有顯著性影響，且隨著煤層抗壓強(qiáng)度的增加，巷道變形量減小，但存儲(chǔ)的沖能增加，沖擊危險(xiǎn)性隨之增強(qiáng)。3 組合煤巖體變形破壞的沖能分析一個(gè)單位體積的巖體單元在外力作用下變形，假設(shè)該物理過程與外界沒有熱交換，即封閉系統(tǒng)，外力功所產(chǎn)生的總輸入能量為U，根據(jù)熱力學(xué)第一定律：U=Ud+Ue （1）式中：Ud單元耗散能；Ue為單元可釋放彈性應(yīng)變能。單元耗散能Ud用于形成單元內(nèi)部損傷和塑性變形，其滿足熱力學(xué)第二定律，即內(nèi)部狀態(tài)改變符合熵增加的趨勢(shì)。圖15為巖體單元應(yīng)力應(yīng)變曲線，面積Uid表示單元發(fā)生損傷和塑性形變時(shí)消耗的能量，陰影面積Uie表示單元中儲(chǔ)存的可釋放應(yīng)變

21、能，該部分能量為巖體單元卸載后釋放的彈性應(yīng)變能。Ei為卸載彈性模量。對(duì)于一定強(qiáng)度的煤體，則頂板的可釋放應(yīng)變能就取決于其屈服卸載的彈性模量。圖15 能量耗散和釋放的量值關(guān)系對(duì)于組合煤巖試樣，當(dāng)頂板不發(fā)生突然斷裂或滑移時(shí)，頂板施加在煤體上的載荷可看成靜載荷。在線彈性范圍內(nèi)，依據(jù)能量耗散與可釋放應(yīng)變能的相互關(guān)系，煤樣沖擊破壞時(shí)，頂板、煤樣以及底板的可釋放應(yīng)變能分別如下：（2）（3）（4）式中：u10、u20 、u30 載荷達(dá)到煤樣抗壓強(qiáng)度時(shí)頂板、煤樣以及底板的變形量； Uid頂板卸載回彈產(chǎn)生塑性變形的耗散能； Uco煤樣變形破壞需要耗散的表面能，包括熱能、聲能以及輻射能等。則整個(gè)組合煤巖系統(tǒng)總的可釋

22、放應(yīng)變能為：Ue= Ure+ Ucr+ Uf（5）一定應(yīng)力狀態(tài)的煤巖體具有一定的極限儲(chǔ)存能Uj。如果組合煤巖系統(tǒng)的總的可釋放應(yīng)變能大于該應(yīng)力狀態(tài)的極限儲(chǔ)存能，多余的能量將會(huì)轉(zhuǎn)移或者釋放。轉(zhuǎn)移和釋放的能量將造成煤體的塑性變形或破裂，甚至有可能將破碎煤巖塊推移或拋出。則定義Us為組合煤巖系統(tǒng)變形破壞后的剩余能量，即沖能，如下式所示：Us= Ure+ Ucr+ Uf- Uj（6）（1）當(dāng)Us0 時(shí)，則煤體呈現(xiàn)出沖擊式動(dòng)態(tài)破壞，且表現(xiàn)為破碎煤巖塊的飛濺現(xiàn)象。此時(shí)： （7）式中：mi飛濺的煤碎塊質(zhì)量；i飛濺的初速度。峰后軟化階段，煤體在頂板的動(dòng)荷載作用下，短時(shí)間內(nèi)的高應(yīng)力迫使一部分煤體單元產(chǎn)生損傷，強(qiáng)度

23、降低。而大部分單元?jiǎng)t迅速儲(chǔ)存了較多的彈性能，當(dāng)超過極限儲(chǔ)存能時(shí)，引發(fā)煤體大量單元的瞬間整體破壞，形成多碎塊式的爆裂性動(dòng)態(tài)破壞。（2）當(dāng)Us=0時(shí)，即沒有剩余能量用于煤體的沖擊破壞，煤巖系統(tǒng)釋放的彈性能以表面能的形式用于形成新開裂面（損傷）或滑移而耗散掉，煤體單元中儲(chǔ)存的可釋放彈性應(yīng)變能較少。當(dāng)載荷接近極限強(qiáng)度時(shí)，損傷后剩余單元中儲(chǔ)存的彈性能達(dá)到極限儲(chǔ)存能而使煤體發(fā)生整體性破壞，且表現(xiàn)為靜態(tài)的緩慢破壞，沒有煤碎塊的飛濺現(xiàn)象，煤巖體分裂成多塊。（3）當(dāng)Us0時(shí)，即組合系統(tǒng)的可釋放應(yīng)變能小于煤體的極限儲(chǔ)存能，煤體并不會(huì)沖擊破壞。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)主要由于頂?shù)装宓膹?qiáng)度相對(duì)較軟，低于煤樣的抗壓強(qiáng)度。加載過程中，頂

24、板或底板試樣首先破壞，并耗散掉大部分的可釋放應(yīng)變能，而煤樣提供了大部分的能量，當(dāng)載荷達(dá)到頂板或底板的抗壓強(qiáng)度時(shí)，此時(shí)煤體出現(xiàn)回彈卸載釋放彈性能的現(xiàn)象。上述分析，組合煤巖試樣沖擊破壞的能量耗散和釋放之間的關(guān)系如表2所示。表2組合煤巖沖擊破壞的能量耗散和釋放沖能能量釋放能量耗散沖擊破壞形態(tài)Us0頂?shù)装搴兔后w煤體碎塊爆裂性破壞Us=0頂?shù)装搴兔后w煤體靜態(tài)緩慢破壞Us0煤體頂、底板頂?shù)装屐o態(tài)破壞圖16所示為實(shí)驗(yàn)室測(cè)定的組合煤巖試樣不同類型沖擊破壞后的實(shí)物照片。（a）Us0（b）Us=0（c）Us0圖16組合煤巖試樣不同類型的沖擊破壞方式Roberts和Wagner等14證明煤巖塊突出或彈射速度也是反映

25、沖擊礦壓強(qiáng)度的一個(gè)重要指標(biāo)。謝和平15認(rèn)為在動(dòng)態(tài)荷載作用下，煤巖體中儲(chǔ)存的可釋放應(yīng)變能往往大于煤巖體災(zāi)變所需要的表面能。因此，差額U會(huì)構(gòu)成碎裂煤巖塊的沖擊動(dòng)能。圖17所示為實(shí)驗(yàn)測(cè)定的組合煤巖試樣沖擊破壞時(shí)煤巖碎塊的動(dòng)能與沖擊能指數(shù)之間的關(guān)系。圖17 煤巖碎塊的動(dòng)能與沖擊能指數(shù)的關(guān)系綜上，組合煤巖試樣的沖能越高，則沖擊傾向性越強(qiáng)。沖能能夠反映煤巖體沖擊效應(yīng)的強(qiáng)弱，且沖能與煤巖體中頂?shù)装宓膹?qiáng)度及整體性厚度、煤體的強(qiáng)度呈正相關(guān)關(guān)系。因此，降低頂?shù)装逶嚇拥膹?qiáng)度及其整體性厚度、煤體的強(qiáng)度就能夠弱化組合煤巖體的沖擊破壞效應(yīng)。4 組合煤巖沖擊效應(yīng)的弱化控制機(jī)理對(duì)于組合煤巖試樣而言，根據(jù)能量守恒定律，系統(tǒng)的能

26、量耗散和能量釋放規(guī)律滿足下式：W+Ure+ Uf + Ucr = Uco + Uj+Us（8）式中：W礦震對(duì)煤巖體的能量輸入；Ure頂板回彈卸載釋放的彈性能；Uf底板回彈卸載釋放的彈性能；Ucr煤體變形破壞釋放的彈性能；Uco煤巖體變形破壞耗散的表面能，包括熱輻射、電磁輻射和聲發(fā)射等能量耗散；Uj極限儲(chǔ)存能；Us煤體的沖能。一般情況下，煤巖體內(nèi)積聚的能量由系統(tǒng)的彈性應(yīng)變能、頂板運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的沖擊動(dòng)能、礦震傳遞到煤巖體附近的剩余能量以及熱能等組成。假設(shè)：（1）煤巖體的彈性模量一定，初始狀態(tài)為靜載彈性變形階段，則煤巖體中初始積聚與耗散的彈性應(yīng)變能之差為U0；U0= Ure （o，Er）+ Uf（o，E

27、f）+ Ucr（o，Ec）-Uco （10）（2）煤巖體的極限彈性儲(chǔ)存能為Uj；（3）微短時(shí)間內(nèi)，煤巖體變形破裂耗散的表面能忽略不計(jì)，則任意t時(shí)刻煤巖體內(nèi)積聚彈性應(yīng)變能的增量為Ut；（11）將上式對(duì)時(shí)間t求偏導(dǎo)數(shù)，則：（12）（4）礦震震中的能量為Uw，則震動(dòng)波傳遞到工作面（巷道）附近的剩余能量為Uf= Uw·el；（5）實(shí)施煤巖體強(qiáng)度弱化時(shí)，卸壓爆破一次釋放的彈性能為Ue（Ue與裝藥量以鉆孔參數(shù)等有關(guān)。當(dāng)裝藥量以及鉆孔參數(shù)確定時(shí)，Ue為一定值）；（6）不考慮外界環(huán)境溫度對(duì)煤巖體的能量積聚與耗散的影響。在工作面回采或巷道掘進(jìn)過程中，任意 時(shí)刻煤巖體內(nèi)積聚彈性應(yīng)變能的增量Ut是一個(gè)隨時(shí)

28、間變化的變量，其中、E為控制變量。則彈性應(yīng)變能增量Ut可能會(huì)出現(xiàn)如下三種情況：（1）Ut/t0，則煤巖體積聚的彈性能大于耗散能，總的可釋放應(yīng)變能增量Ut隨時(shí)間增加；（2）Ut/t=0，則煤巖體彈性能的積聚與耗散保持動(dòng)態(tài)平衡，總的可釋放應(yīng)變能保持不變；（3）Ut/t0，則煤巖體耗散的彈性能大于積聚的彈性能，則彈性能增量Ut隨時(shí)間的增加呈降低趨勢(shì)。如果組合煤巖體的能量積聚與耗散狀態(tài)滿足上述第2種或第3種情況，那么煤巖體就不存在發(fā)生沖擊礦壓的可能性?？紤]到礦震對(duì)煤巖體的動(dòng)載沖擊擾動(dòng)，則工作面前方或巷道周圍煤巖體內(nèi)積聚的彈性應(yīng)變能的變化可由下式來表示。其中，U表示任意時(shí)刻煤巖體所積聚的彈性應(yīng)變能，Uf

29、為礦震的擾動(dòng)能量。（13）利用煤巖體變形破裂的電磁輻射以及微震效應(yīng)等監(jiān)測(cè)，可以識(shí)別煤巖體內(nèi)部所積聚的彈性能 是否接近極限儲(chǔ)存能，兩者之間存在如下兩種可能：（1）當(dāng)UUj，即Ut/t0時(shí)，煤巖體所積聚的彈性能始終大于耗散能，能量不斷增加，則煤巖體沖擊危險(xiǎn)性相應(yīng)就越高。當(dāng)U=Uj時(shí)，煤巖體處于能量極限狀態(tài)，即使有微小的能量擾動(dòng)（如采動(dòng)或頂板活動(dòng)等），都會(huì)誘發(fā)沖擊。此時(shí)，就必須采用卸壓爆破等強(qiáng)度弱化措施進(jìn)行能量釋放。卸壓爆破弱化煤巖體的強(qiáng)度之后，能夠降低礦震的剩余能量Uf，以及煤巖體的彈性應(yīng)變能的積聚速率（式9），從而達(dá)到降低可釋放應(yīng)變能U的目的，使得U=U-UeUj。當(dāng)UUj時(shí)，如果不及時(shí)采取卸壓

30、爆破等措施，則工作面在回采或掘進(jìn)中，能量將會(huì)進(jìn)一步增加，直至誘發(fā)沖擊，之后將會(huì)達(dá)到新的平衡。（14）圖18所示當(dāng)UUj時(shí)，工作面前方或巷道周圍煤巖體進(jìn)行強(qiáng)度弱化卸壓爆破前后彈性能的積聚與釋放以及與極限儲(chǔ)存能之間的關(guān)系模型。圖18 煤巖體強(qiáng)度弱化前后能量的積聚與能量釋放（2）當(dāng)UUj，即Ut/t0時(shí)，說明煤巖體耗散的彈性能大于積聚的彈性能，總的可釋放彈性能逐漸降低，當(dāng)（Uj -U）越來越大，則沖擊危險(xiǎn)性相應(yīng)就越低，這種情況下，不需要采用任何煤巖體的強(qiáng)度弱化措施，也不會(huì)出現(xiàn)沖擊礦壓危險(xiǎn)。由圖可知，通過卸壓爆破等手段降低頂?shù)装宓膹?qiáng)度及整體性厚度、煤體的強(qiáng)度就可以減小組合煤巖體的能量積聚速率，降低總的

31、可釋放應(yīng)變能，從而實(shí)現(xiàn)沖擊礦壓強(qiáng)度的弱化，這就是沖擊礦壓強(qiáng)度的弱化控制機(jī)理的理論基礎(chǔ)。具體實(shí)踐體現(xiàn)在：在沖擊危險(xiǎn)區(qū)域，采取松散煤巖體的方式，降低其強(qiáng)度、頂板的整體性厚度，使得沖擊傾向性降低；對(duì)煤巖體的強(qiáng)度進(jìn)行弱化后，應(yīng)力高峰區(qū)向煤體深部轉(zhuǎn)移，降低煤巖體積聚沖能的速率；采取強(qiáng)度弱化解危措施后，誘發(fā)煤巖體的沖能，降低沖擊礦壓的強(qiáng)度。參考文獻(xiàn)1 李世愚,和雪松,張少泉,等.礦山地震監(jiān)測(cè)技術(shù)的進(jìn)展及最新成果J.地球物理學(xué)進(jìn)展, 2004, 19(4): 853859.2 Cook NGW. The application of seismic techniques to problems in roc

32、k mechanicsJ. International Journal Rock Mesh and Min Science 1964,1:169179.3 I.Vardoulakis. Rock bursting as a surface instability phenomenonJ. Int.J.Rock Mech. Sci. &Geomech. Abstr. 1984, 21(3): 137144.4 Dyskin A.V .Model of rockburst caused by crack growing near free surfaceJ. In: Young ed. rockburst and seismicity in mines. Rotterdam: A.A.Balkema, 1993, 169174.5 Z. H. CHEN, C. A. TANG, R. Q. HUANG. A double rock sample model for rockburstsJ. Int. J. Rock Mech. Min.