采動力學與巖層控制關鍵理論及工程應用

宋振騏 ， 文志杰,2 ， 蔣宇靜 ， 蔣金泉 ， 石永奎

(1.山東科技大學 能源與礦業工程學院, 山東 青島 266590；2.貴州大學 礦業學院, 貴州 貴陽 550025；3.長崎大學 工學研究科,日本 長崎 852-8521)

煤炭作為我國的主體能源，為國民經濟平穩和快速發展提供了穩定的能源保障。自改革開放以來，原煤產量由1978 年的6.2 億t 增至2022 年的45.6 億t，增加了近7.4 倍；煤礦百萬噸死亡率則由1978 年的9.713 降低至2022 年的0.024，降低了99.7%。我國已形成“華北、華南、西北”三大煤炭基地，煤炭工業逐步進入高質量發展軌道。

近50 a 的煤炭開采技術創新對煤炭工業的快速發展提供了有效支撐。其中，“實用礦山壓力控制理論”作為我國獨立提出的兩大礦壓學說之一，在基礎理論、關鍵技術及工程實踐方面做出了重要貢獻。同時，伴隨地下煤炭資源大規模、高強度開采，危險程度不斷增加，采場支護失穩、沖擊地壓等巖體災害對礦山壓力與巖層控制提出了挑戰性新目標?；诖?，筆者在采場巖層控制方面建立了采場拱結構力學模型及采場巖層控制準則；在巷道圍巖災變方面提出了巷道巖體災害控制大小原理，并建立了災變判別指標和一種量化控制方法，研究成果在工程應用得到了驗證。

1 巖體災害控制現狀

隨著資源開采與能源開發向深部轉移，采場圍巖力學環境日趨復雜，誘發巷道大變形、圍巖沖擊破壞等巖體災害?，F階段巖體災害控制思路主要分為3 類：改變采動巖層孕災條件、調控開采空間應力誘災條件、調整開采空間圍巖力學強度。

改變采動巖層孕災條件方面，何滿潮院士及其團隊[1]提出無煤柱自成巷技術，通過預裂切縫技術改變了巷道圍巖結構和應力分布與傳遞；姜福興等[2-3]提出通過圍巖卸壓技術、源頭動載控制技術、圍巖弱化技術和協同支護技術改變巖層結構，實現災害控制；竇林名等[4-5]提出強度弱化減沖防治理論，通過減沖措施降低煤(巖)體能量能量釋放；王家臣[6]認為采動巖層控制是實現科學煤炭安全開采理論基礎；康紅普院士等[7-9]提出調控巷道圍巖應力分布，減小巷道圍巖變形。調控開采空間應力誘災方面；謝和平院士等[10-12]基于不同開采條件下煤體采動力學行為試驗，提出改變開采條件實現采動力調控；蔡美峰院士[13]提出優化“等效釋放荷載”加載途徑和力學效應可以實現更好的巖層控制；齊慶新等[14]提出應力控制理論防治沖擊地壓；李夕兵等[15]提出高地應力硬巖礦山誘導致裂方法改善誘災條件。調整開采空間圍巖力學強度方面，袁亮院士等[16]提出應力恢復、圍巖增強、固結修復和轉移擴大為核心的深部巖巷圍巖控制理論；張農等[17-19]通過錨固支護和注漿技術實現減緩或消除災變；馬念杰等[20]圍繞圍巖蝶形塑性區提出支護體要有足夠的長度和延伸性能，保證最大破壞深度位置的有效控制；王愛文等[21]認為錨桿支護與鉆孔卸壓等方式改變巷道圍巖介質屬性，可以防止巷道沖擊破壞。

開采深度不斷增加引發的圍巖大變形、沖擊地壓等巖體災害為煤炭開采帶來了極大的挑戰。因此，探究沖擊地壓、圍巖失穩、空區災害等問題與礦山壓力、巖層運移等相關性，以及如何在開采資源的同時，預防控制圍巖變形、煤(巖)體沖擊、頂板大面積來壓等災害的發生，開展并攻克相關關鍵科學問題顯得尤為重要(圖1)。充分認識采動力學與巖層控制問題，有助于解決煤礦開采中常見的頂板、沖擊地壓等巖體災害[6，22]。

圖1 采動力學與巖層控制內涵框架Fig.1 Connotation and framework of mining mechanics and strata control

2 采動力學

煤層一經采動，采動空間周圍原始應力場將重新分布，并促使圍巖向已采空間運動。工作面開挖后，首先打破煤壁附近煤體原巖應力平衡狀態，產生高集中應力，若集中應力未超過煤體強度，采動力峰值位于煤壁附近；若工作面開挖形成上覆巖層運動而產生的高集中應力超過煤體強度時，采動力峰值轉移；隨著采場繼續推進，上覆巖層運動穩定前始終處于不平衡狀態，造成煤體應力擾動，最終形成穩定的采動力分布狀態。

如何描述煤體在上覆巖層裂斷運動形成的采動力作用下發生的損傷破壞過程至今還是一個比較復雜的難題。由于相關參數難以獲取或觀測儀器操作復雜，對現場缺乏指導意義；同時，針對煤礦工程應用條件，采礦條件的復雜性也使嚴密計算失去意義?，F階段相關研究主要通過以下3 種方式開展：① 理論計算。錢鳴高院士[23]和宋振騏院士[24]分別建立了采場支承壓力分布力學模型，并推導出支承壓力范圍解算公式(圖2(a)中，Li為各傳遞巖梁跨度；S1為內應力場最大值位置；S2為內應力場最大值與外應力場邊界的距離；S3為外應力場分布范圍；S為內外應力場分布范圍)；② 數值與物理模擬。實驗室不同尺度物理相似模擬和數值模擬，盡可能真實地模擬現場情況來更直觀的分析覆巖運移過程中圍巖內部的應力分布(圖2(b))[25]；③ 現場監測。通過應力傳感器實時監測煤層采動力，明確開采區域采動力場空間展布規律，特別是應力高峰區范圍及演化特征(圖2(c))。

圖2 支承壓力計算與監測Fig.2 Calculation and monitoring of abutment pressure

采動力的形成和穩定是一個與采動條件相關，由相應巖層運動的發展和穩定直接關聯的發展過程，其分布和顯現隨采場推進不斷變化，其規律由上覆巖層運動發展的規律決定。采動力顯現不完全取決于壓力的大小，而是與圍巖體的承載能力緊密相連的。采動力演化過程中，采掘空間煤(巖)體經歷了原巖應力、軸向應力升高而圍壓遞減(卸載)到破壞卸荷的完整力學過程(圖3)。

圖3 采動力演化與巖石損傷關系Fig.3 Relationship between mine-induced stress and rock damage

該過程伴隨著礦山巖體災害形成-演化-發生全過程，須從動態角度分析由開采引起的力學效應，該力學效應稱之為采動力學，即研究經受(過)變形、遭受(過)破壞的煤(巖)體，在采掘過程中促使煤(巖)體發生變形和破壞的科學，其聚焦于巖體破裂前失穩運動及破裂后失穩再平衡過程。采動力是巖體變形-破裂-運動之源，實現采場巖層、巷道圍巖穩定控制的核心思想是調控采動力孕災環境，從根本上實現巖體災害控制。

3 采場巖層控制

3.1 采場結構模型

巖層控制技術是煤炭資源安全、高效開采的保證。國內外專家學者認為已采空間是在某種結構掩護之下，并相繼提出了不同的掩護結構模型，形成了多種假說，大致可歸納為“自然平衡拱”假說、“壓力拱”假說、“懸臂梁”假說、“預生裂隙梁”假說、“鉸接巖塊”假說、砌體梁結構力學模型與關鍵層理論以及傳遞巖梁理論等[26-27]。

20 世紀90 年代，在采場砌體梁結構力學模型基礎上，錢鳴高院士[28-30]提出了采動巖層運動結構關鍵層力學模型，控制結構關鍵層的破斷與運動是控制大范圍采場礦壓顯現的關鍵；筆者[27，31-32]提出了傳遞巖梁力學模型(即采煤工作面上覆巖層中除鄰近煤層的采空區已垮落巖層外，其他巖層均保持假塑性狀態，兩端由煤體支撐，或一端由工作面前方煤體支撐，一端由采空區矸石支撐，在推進方向上保持傳遞力的聯系，把每組同時運動或近乎同時運動的巖層看成一整體傳遞力的巖梁)，并建立了頂板控制準則；何滿潮院士[1，33-36]提出了用于無煤柱開采切頂懸臂梁模型。在此基礎上國內學者進一步延伸提出了急傾斜采場力學模型[37-42]、“載荷三帶”模型[43]、“斜臺階巖梁”結構模型[44-47]、大空間采場模型[48-49]、“類雙曲(面)線”模型[50-54]等。

基于傳遞巖梁力學模型進一步定義了直接頂及基本頂科學概念，并在已有研究基礎上進一步發展構建了采場三維空間力學結構模型，將空間結構分為“應力拱”和“裂斷拱”2 部分[55]，主要學術思想為：煤層上方巖層可分為覆巖空間結構和覆巖空間結構外2 部分，覆巖空間結構外部分是指“裂斷拱”外未產生明顯運動的巖層，覆巖空間結構是由對采場礦壓有直接影響的“裂斷拱”內運動巖層結構組成的(圖4，L0為工作面寬度)?！傲褦喙啊眱葞r層對采場明顯礦壓顯現起主導作用；“應力拱”內巖層承擔并傳遞上覆巖層載荷，是最主要的承載體，當“應力拱”內覆巖結構失衡時，誘發發生沖擊地壓等重大巖體災害事故。通過改變或控制“應力拱”內巖層運動實現改變巖層致災條件，達到防災減災目標。

3.2 采場巖層控制準則及指標

圍巖災變顯現伴隨全開采過程，圍巖控制目標是合理降低采掘空間變形，控制主要對象是頂板，其中采動巖層運移及裂斷產生的動載荷是頂板控制重點，以期實現巖層控制安全上可靠、經濟上合理、技術上可行?；诖?，從工程實踐角度將巖層控制劃分為給定和限定2 種類型[56-57]：從控制地表變形分析，頂板控制分為給定變形和限定變形。

3.2.1 直接頂控制

直接頂出現懸頂情況，支架工作狀態應該按照“給定變形”和“限定變形”2 種情形進行分析。

(1) “給定變形”工作狀態。直接頂穩定時的位置狀態由其強度及兩端支撐情況確定，即支架縮量滿足上覆巖層下沉，而支架阻力不足以抵擋直接頂下沉，只能在一定范圍內降低其運動速度。結構模型如圖5所示。

采場處于相對平衡穩定狀態，根據力學平衡，支架支護強度為

(2) “限定變形”工作狀態。直接頂穩定時的位態由支架支撐情況確定，即支架阻力能夠完全限制直接頂下沉。結構模型如圖6 所示(SA為基本頂下沉量)。

圖6 直接頂“限定變形”采場結構Fig.6 Limited deformation for immediate roof

采場處于相對平衡穩定狀態，支架支護強度：

式中，lk為控頂距，m；lf為懸頂距，m。

3.2.2 基本頂控制

(1) “給定變形”工作狀態。巖梁末端觸矸且運動穩定時的位置狀態由巖梁強度及兩端支撐情況決定。在巖梁由端部裂斷、沉降至最終位態的整個運動過程中，支架只在一定范圍內降低巖梁運動速度，但不對巖梁運動起阻止作用。采場結構模型如圖5 所示。

“給定變形”工作狀態下，巖梁運動全過程中支架作用力Rj與頂板壓力Qd之間的關系為

此時，巖梁從運動到重新進入穩定的全過程中，均無法建立起支架受力與頂板壓力之間的直接關系方程，但支架縮量根據圖5 可以求得。

式中，CE為基本頂來壓步距，m。

(2) “限定變形”工作狀態。巖梁末端未觸矸且進入穩定時的狀態由采場支架的阻抗力所限定。結構模型如圖7 所示。

圖7 基本頂“限定變形”采場結構Fig.7 Limited deformation for main roof

在“限定變形”工作狀態下，有以下關系式成立：

式中， Δhi為由采場支架阻力所限定的采場頂板下沉量。

支架阻力與取得平衡的巖梁位態之間存在必然的力學聯系，可以建立起2 者間的函數方程，即在基本頂下沉量為 Δhi時所受頂板壓力，包括基本頂巖梁作用力和直接頂作用力2 部分。

工程實踐中確定“支架-巖層”關系時，應首先明確其屬于“限定變形”或“給定變形”?！跋薅ㄗ冃巍倍ㄗ枇?，即支架應承擔基本頂下位巖梁單獨裂斷來壓時的全部壓力，將采場頂板下沉值控制到足以排除上位堅硬巖梁裂斷來壓時刻出現動擊的可能性；“給定變形”定縮量，即支架縮量能夠完全適應下位巖梁觸矸(沉到底)時的采場頂板最大下沉值。

4 采場巷道圍巖控制

我國已成為世界上井巷工程建設數量、規模和難度最大的國家。國內外學者針對不同開采條件開展了巷道圍巖變形破壞機制、巷道圍巖控制理論、圍巖控制方法與技術等系統研究，并提出了圍巖強度強化理論[58-61]、“三位一體”協同控制理論[62-64]、松動圈支護理論[65-67]、巷道蝶形破壞理論[68-70]等假說，基本形成了我國煤礦巷道圍巖控制技術體系，推動了我國煤礦巷道圍巖控制水平提高。

同時，也應注意到，巷道圍巖控制是研究巷道全生命周期礦山壓力顯現規律及其控制的學科[62]，巷道賦存條件、開采條件等不同，使得巷道變形破壞失穩也有較大差異，有必要針對不同誘災條件針對性提出控制方法。

4.1 采場巷道控制思路

沖擊地壓及巷道圍巖大變形都是能量釋放過程，能量瞬時釋放即沖擊地壓，緩慢釋放即巷道圍巖大變形。齊慶新等[71]認為，“物性因素”、“應力因素”和“結構因素”是導致巖體災害發生的主要因素，應針對煤巖介質屬性、結構與應力環境的變化提出有效的防控機理，并從巖體災害防控角度提出“3S”因素，即圍巖應力環境、圍巖結構屬性、圍巖支護結構。

考慮“3S”因素，筆者提出了改變巖層運動和致災動力源演變條件的以“應力主控”為核心的釋能主控技術體系，通過動態調控應力環境，實現能量均勻化，降低或消除采動巖體災變條件。釋能主控技術體系實現圍巖災害風險等級劃分和高風險區域辨識、采動力分布特征定量識別與定位、高風險區域能量預釋放和圍巖主動控制，進而實現圍巖災害主動防控，是能量釋放卸壓與圍巖控制相協調的控制技術。圍巖災害控制技術實現路徑如圖8 所示。

圖8 巷道全壽命周期圍巖釋能主控技術體系Fig.8 System of control and energy release in roadway surrounding rock during the length of service

根據應力環境(靜力型(靜載)、采動型(動載))進行差異控制，根據圍巖結構(完整型、節理發育型、塊體發育型)進行針對控制，依據圍巖應力和圍巖結構選擇合理的支護結構控制圍巖。

(1)圍巖應力環境?；诓煌瑤r層結構類型“應力拱”形態，定量劃分了對開采空間壓力顯現有影響的巖層范圍及災害動力源分布區域；以控制“力源”為切入點，通過卸壓降低或轉移圍巖周邊高應力，使之處于低應力狀態，配合釋能防沖支護結構，實現堅硬頂板靶向預裂卸壓控制開采空間巖體災變目標(圖9中，EOA、EAB、EBC分別為對應區域的能量； Δl為應力峰值轉移距離；E0、E0′、ΔE分別為應力發生轉移前后的能量及其差值；R為單位范圍內的煤體彈性應變能釋放率)，并制定卸壓效果定量評價方法。

圖9 圍巖應力調控與效果評價Fig.9 Surrounding rock stress control and effect evaluation

(2)圍巖力學強度。加強巷道幫部支護可有效預防應力高峰向圍巖深部轉移，減少巷道幫部圍巖破壞深度，從而減小頂底板巖層破壞范圍(圖10)；通過噴注漿實現圍巖表面保護、內部損傷修復和圍巖加固，研發了“親泥性無機注漿材料”，注漿加固效果提高20%以上，實現了圍巖改性加固(圖11)。

圖10 錨固效果Fig.10 Anchoring and prestress effect

圖11 圍巖改性Fig.11 Modification of the surrounding rock

(3)圍巖支護結構。理論方面建立了基于Mohr-Coulomb 準則、Drucker-Prager 準則以及Hoek-Brown準則下的圍巖應力梯度求解模型，發展了基于應力梯度理論的錨桿(索)定量支護錨固圍巖方法[72](圖12)；支護裝備方面，針對采動巖體瞬時和緩慢災變特征研發了吸能防沖支護裝備，形成了“限位抗剪、吸能防沖、錨索防脫錨、防沖護表”系列化支護加固裝備(圖13)。

圖12 應力補償效應Fig.12 Stress compensation effect

圖13 吸能防沖系列裝備Fig.13 Series equipment for support

控制“3S”因素可以有效控制采動巷道圍巖，控制原理為通過調控應力環境、提高圍巖強度以及采用合理的支護技術，實現薄弱危險區的應力轉移、殘余強度加強和整體穩定提升。

4.2 采場巷道控制準則及指標

4.2.1 最大最小原理

從應力控制角度出發，基于控制和改變圍巖應力場分布實現采動巷道圍巖控制，并建立最小應力和最大能量為指標的圍巖災害控制理論和技術，以區別于當下較為成熟的圍巖控制機理和控制技術(圖14)。采動巖體災害受開采及地質條件影響，均與應力和能量直接相關。應力最小原理為采場巖體災害失穩時，將沿抵抗力最小的弱面結構破壞；能量最大原理為采場(工作面、巷道)形成后，圍巖結構強度將會自行調整，同時采動力將會時空演化形成最大誘災能量，積聚能量傳播至弱面的能量達到平衡能量最大值時發生破壞。

圖14 地下工程巖體災害控制Fig.14 Rock disaster control of underground engineering

煤巖采動力學行為特征尚缺乏科學的、定量化的分析和判斷，基于采場圍巖控制準則和災害控制大小原理，以及開采擾動能量聚集、演化和釋放變化趨勢，以能量積聚和穩定/破壞時間為指標，提出一種弱面判別方法，為巷道圍巖災變判別和精準有效控制提供一種新的思路。

4.2.2 采場巷道災變判別準則

當采動巖體中能量積聚到一定階段時，高彈性能釋放并傳播至弱面，誘發巷道變形或沖擊地壓災害。因此，采場巷道災變控制應提前識別弱面，筆者從能量釋放時間和程度2 個方面入手提出巷道弱面判別準則。

熔煉頂吹爐熔池溫度主要通過改變噴槍燃煤率、改變爐子進料率和改變噴槍風富氧含量來控制的。噴槍燃煤率越高，熔池溫度越高；噴槍燃煤率減小，熔池溫度隨之降低。在恒定的噴槍燃煤率和進料率下，降低噴槍風富氧將會使空氣替代氧氣流的成分，而導致熱量值降低或更多熱量損失到爐子尾氣內，最后使熔池溫度降低。相反地，在恒定的噴槍燃煤率和爐子進料率下，增加噴槍風富氧將升高熔池溫度。根據熔煉頂吹爐的工藝生產實踐，利用噴槍燃煤率和爐子作業溫度之間的關系來控制熔池溫度，熔煉階段是1150℃，富鉛渣還原階段是1200℃，貧鉛渣煙化階段是1250℃。

(1)巷道變形災變。

由巖石全應力-應變曲線知(圖15)，巖石受載時，能量積聚達到峰值時進入破壞失穩階段。對于煤巖組合體巷道或巷道頂底板，煤與巖石所處應力環境近乎相同，2 者失穩先后順序取決于各自的峰值能量閾值(QP)與其累積速度(μ)的相對快慢。

圖15 巖石損傷階段劃分Fig.15 Division of rock damage stages

室內試驗時，單一巖性標準試件失穩峰值能量閾值(QP)可表示為

因此，無論針對煤巖組合巷或單一巖性的巷道，均可利用其峰值能量閾值與初始能量之和的差值占峰值能量閾值比重表示其兩幫及其頂底板抗變形失穩的安全系數K，系數越大則越安全。

式中，εP為峰值應力對應的應變；εt為某一時刻的應變；σt為原位巖層某一時刻的應力；σ0為原巖應力；E為巖石彈性模量。

巷道變形災變弱面識別流程如圖16 所示。

圖16 巷道變形災變弱面識別流程Fig.16 Flow of identification of weak surface for roadway deformation disaster

(2)巷道沖擊災變。

如圖17 所示，峰前階段面積SABC為加載過程儲存的彈性能，面積SOAC為損傷及塑性變形所需的耗散能。峰后段面積SBCDE為峰后總能量，面積SABDC為破壞過程耗散的斷裂能，面積SBDE為破壞后殘余彈性能。

圖17 巖石峰前及峰后階段的能量演化特征示意[73]Fig.17 Schematic of energy evolution of coal in peak and post-peak stages[73]

其中， ΔT為煤巖系統失穩階段的持續時間。U越大，則表明能量釋放越快，沖擊危險性越高。

對于煤巖組合體(如巷道頂底板或煤巖組合體巷幫)，沖擊地壓災害本質上是受強開采擾動下“巖體-煤體”組合結構整體失穩的結果。左建平[74]基于非平衡熱力學和耗散結構的觀點分析了煤巖組合系統的變形失穩過程，提出了以煤巖系統的峰值彈性能密度差與失穩階段持續時間的比值作為評價煤巖組合體沖擊傾向性的指標，即煤巖差能失穩指標GRC。GRC越大，沖擊傾向性越強。該指標的表達式為

4.2.3 采場巷道災變控制準則

開挖后的巖體因所處應力環境變化而劣化失穩[75-76]。開采后，巷道災變顯現首先位于弱面，應主動進行支護。圍巖應力梯度和合理預應力支護設計是保證巷道穩定的關鍵因素之一?，F階段采動巷道錨桿支護技術大多以淺部巷道支護理論為依據，主要支護理論有懸吊理論、組合梁理論、組合拱理論、最大水平應力理論及圍巖松動圈理論，不完全適用于采動巷道圍巖控制，采動巷道圍巖穩定控制和支護理論有必要開展進一步研究。筆者提出了一種基于統一強度理論確定巷道圍巖應力梯度與錨固合理預應力方法，通過解算應力梯度，求解錨固合理預應力，進而量化確定巷道圍巖控制支護所需的合理預應力。

巷道開挖后圍巖應力重分布，造成應力在空間上不均勻分布產生應力梯度(圖18)，導致巷道圍巖變形和應力變化，應力梯度越大，應力增長越快[72]。為保持圍巖完整性和自承能力，降低應力梯度導致的巖體劣化損傷，提出應力補償，并明確支護合理預應力。

圖18 巷道圍巖應力梯度分布[77]Fig.18 Stress gradient distribution of roadway surrounding rock[77]

將地下洞室受力問題簡化為平面應變問題，解算了基于統一強度理論的巷道圍巖理想彈塑性解析解，得到了塑性區應力(式(16))及其應力梯度(式(17))、彈性區應力(式(18))及其應力梯度(式(19))。

基于對巷道圍巖應力、位移和塑性區變化的分析可知：中間主應力系數b取值影響圍巖穩定和安全控制，根據實際工況計算b，進而確定的強度準則更符合實際；施加預應力對支護系統進行補償，應力梯度變大，平衡圍巖應力場，保持和加強圍巖自身承載力和穩定性。在預應力不斷增加過程中，支護體對巷道圍巖的控制效果是逐漸減弱的，并趨于不變。通過分析巷道圍巖參數變化即可得出某b值工況下的最優支護預應力。

由巷道表面至巷道深部出現應力梯度峰值，應力梯度峰值點與圍巖彈塑性交界面重合，在峰值前應力梯度逐漸增大，峰值后應力梯度逐漸減小。調控應力梯度分布可有效實現巷道圍巖穩定控制，錨桿預應力對圍巖應力梯度的補償呈正相關關系，如圖19 所示，補償系數增量逐漸減小并趨于穩定。對曲線進行擬合得到補償系數與預應力的關系：

圖19 圍巖應力梯度補償系數Fig.19 Stress gradient compensation coefficient of surrounding rock

5 試驗系統研發

式中，η為應力梯度補償系數；Pn為支護預應力。

綜上可知，不同b值工況下具有不同的應力梯度補償系數。根據巷道圍巖的剪切強度極限、抗拉壓強度極限等參數計算得出b，即可知相對應的應力梯度補償系數?；陬A應力和圍巖應力梯度之間的對應補償關系可量化確定某一地質條件下巷道支護預應力施加值。

傳統的巖石彈塑性力學理論研究均屬基于加載試驗的宏觀唯象理論，而非全應力空間路徑力學行為理論。煤炭資源開采活動實際上是“高應力(地應力)+動力擾動(開采卸壓)”雙重作用的力學過程。因此，需要開展基于開采擾動應力路徑的動靜組合加卸載試驗，分析在不同開采擾動應力路徑下巖石的破壞規律與機理，室內試驗尺度下還原并捕獲開采擾動作用下巖石破壞全過程，從而建立開采擾動作用下巖體動力災害致災判據。

為此，基于實用礦山壓力控制理論，團隊研發了仿真真實開挖擾動力學環境的采場礦壓機械模擬試驗系統、采動力試驗系統和蠕變及動力擾動沖擊加載試驗系統，實現大尺度試件“準靜態”、“工程擾動+準靜態”伺服加載控制，驗證工程擾動作用下巖體破壞力學效應[78-79]，為采動力學與巖層控制研究提供研究手段和試驗裝備。

5.1 采場礦壓機械模擬試驗系統

(1)設備簡介。采場支承壓力的發展變化與上覆巖層運動之間的關系以及來壓時刻支架與圍巖(頂板)間相互作用的關系，是解決采場礦壓及控制問題的基礎。工程現場難以對隨采場推進過程中采動力動態發展變化情況作全面連續的測定。為此，研制了采場礦壓機械模擬試驗系統，可實現采動過程中采動力發展演化與上覆巖層運動之間的關系研究。試驗系統由模型試驗部分和測試控制系統兩大部分組成(圖20(a))，采用機械模擬與物理模擬相互結合的方法，來滿足模型試驗的相似準則。操作界面如圖20(b)所示。

圖20 采場礦壓機械模擬試驗系統Fig.20 Ground pressure mechanical simulation test system in stope

(2)試驗分析。以“裂斷拱”采場結構采動力演化試驗為例，分析覆巖回轉裂斷過程中煤壁采動力發展變化規律，模型如圖21 所示?！傲褦喙啊毙纬珊?，拱上巖層因沒有裂斷空間不再裂斷，而是逐漸下沉，最終達到采場穩定狀態(圖22)，拱上巖層載荷部分作用在“裂斷拱”內，部分傳遞到兩側。彈性應力高峰值在巖梁逐次裂斷過程中小幅度降低，以裂斷線為界，外側煤體支承壓力隨巖梁裂斷逐次升高，采動力不斷降低。

圖21 “裂斷拱結構”力學模型設計示意Fig.21 Mechanical model of fracture arch structure

圖22 采場穩定狀態時覆巖結構與采動應力分布Fig.22 Overlying strata structure and distribution of mining induced stress in stable state

5.2 采動力試驗系統

(1)設備簡介。試驗系統整體由采動力試驗機、液壓伺服控制系統和計算機控制及數據采集系統3部分組成，如圖23 所示。采動力試驗機由垂向加載系統、側向加載系統、加載主框架等部分組成。系統可以實現對煤體的采動力演化規律及采動力演變過程中煤(巖)體的變形破壞特征進行實時監測和定量分析。

圖23 采動力試驗系統Fig.23 Mining-induced stress test system

試驗過程中，“控制模式”加載是指通過設定不同階段不同力或位移進行加載，“保持模式”加載是指以恒定力或位移進行控制加載。試驗系統定義了2 種不同的試驗后期加載單元保持模式：位移保持和力保持。應力施加及轉移過程如圖24 所示。

圖24 應力轉移試驗示意Fig.24 Schematic diagram of stress transfer test

(2)試驗分析。以應力轉移試驗為例，研究分析試驗過程中試樣各區域的應力與聲發射特征(圖25)。試樣主要研究區域為A、B 和C 區，D 和E 區始終保持預設垂向壓力、側向壓力不變，模擬遠離開采區域原巖應力環境。

圖25 應力轉移試驗結果Fig.25 Result of stress transfer test

試驗發現，A、B 和C 三區峰值應力強度較圓柱標準試樣單軸抗壓強度均有所增長，C 區峰值應力較A 和B 區成倍數增長，A 和B 區提供的側向壓力提高了試件內部承載能力。A 區為首加載區，A 區加載過程中一面臨空，整體承受荷載較小，全過程僅監測到1 455 次聲發射事件數，損傷事件大都產生在試件中部及鄰近B 區處，絕大多數聲發射事件產生在A 區加載過程中，后續區域加載對該區域影響較小。B 區受到A、C 兩區的擴展應力作用能承受較強荷載，B 區全時域共監測到9 609 次聲發射信號，為A 區總數的近6 倍，聲發射事件產生貫通整個試驗過程。C 區共監測到3 440 次聲發射事件，為A 區的136%，C 區聲發射事件數大都產生在B 區擴展應力作用及自身應力升高過程中，受A 區應力升高過程在C 區產生聲發射事件數較少。

5.3 蠕變及動力擾動沖擊加載試驗系統

(1)設備簡介。該系統由主機加載系統、液壓動力系統、伺服控制與數據采集系統等組成，如圖26 所示?？刂葡到y及軟件具有位移控制、負荷控制和應變控制方式，多種控制方式可以在試驗過程中根據不同試驗目的平滑進行切換，可提供正弦、三角波、地震譜，自定義波等波形輸入方式。

圖26 蠕變及動力擾動沖擊加載試驗系統Fig.26 Creep and dynamic disturbance impact loading test system

(2)試驗分析。以動靜組合加載單次擾動試驗為例，研究巖石擾動應力作用下破壞特征。試驗方案和結果如圖27 所示(圖中，σun-max為最大單軸抗壓強度；σsin-max為正弦波擾動下最大單軸抗壓強度；σse-max為地震擾動下最大單軸抗壓強度；A、B、C 分別表示峰值強度的30%、60%和90%，以A30B0C0 為例，其表示為試驗方案中在30%應力水平施加30%峰值強度的擾動應力，在60%應力水平不施加擾動應力，在90%應力水平不施加擾動應力)。

圖27 動靜組合加載試驗Fig.27 Dynamic and static combined loading test

由圖27 可知，擾動加載強度大于靜態加載強度；隨著擾動幅值的增加，擾動加載強度大于純靜態加載強度的程度減少，當擾動幅值達到一定程度時，試件會發生破壞。擾動加載通過多次小幅度“循環加-卸載”使巖石試件內部的微裂紋及顆粒之間的應力分布更加均勻，減少了應力集中。

6 工程案例

6.1 煤礦采場巖層控制

西部某煤礦8102 工作面煤層厚度15 m，直接頂主要以砂質泥巖和泥巖為主，基本頂主要以細砂巖、中砂巖等沙礫巖為主(圖28)。工作面基本頂初次來壓步距40 m，周期來壓步距為20 m；直接頂初次來壓步距為15 m，周期來壓步距為9 m。初步設計采用5 m單柱伸縮液壓支架，額定工作阻力為8 000 kN，最大縮量為1 m。工作面推進32 m 時發生初次來壓，工作面支架發生大范圍壓架現象，導致停產。

圖28 8102 工作面巖層柱狀Fig.28 Histogram of strata of 8102 working face

該煤礦開采過程基本頂頂板周期性運動，礦山壓力顯現明顯。因此，比較“3S”因素可知，需要設計合理的圍巖支護結構來控制頂板運動。針對支架選用不合理問題，應用采場頂板“給定變形”和“限定變形”控制準則，重新對支架進行選型計算。

采用對直接頂“限定變形”定阻力，防止出現動壓沖擊；基本頂“給定變形”定縮量，遵循防止支架壓死原則對支架進行選型。直接頂重量由支架全部承擔，基本頂按“給定變形”計算支架縮量。支架支護強度為

經過計算分析，初步選用的支架支護阻力和縮量均不滿足生產要求。計算得出的支架縮量偏大，因此在頂板來壓區域適當留設一部分頂煤，增大直接頂厚度，進而減小支架壓縮量。建議增大液壓支架工作阻力和伸縮量，最終選用ZY12000/30/65D 型雙伸縮掩護式液壓支架，現場應用效果良好。

6.2 上海廟地質軟巖控制

上海廟榆樹井煤礦11505 工作面地質構造簡單，煤巖層平緩，平均傾角3°。煤層底板主要以泥巖、泥質粉砂巖為主(圖29)，包含有膨脹性黏土礦物。工作面回采時，巷道底鼓破壞引起頂板下沉與兩幫收斂變形嚴重，巷道斷面收縮約62%。巷道底板破壞與應力集中、圍巖軟弱和支護強度不足有關。底板巖層軟弱且應力集中，由最大最小原理可知，圍巖變形失穩首先發生在抵抗力最小的底板巖層。明確巷道圍巖“3S”主控因素，即圍巖結構屬性，實現變形靶向控制，通過施工反底拱、噴注漿和優化巷道支護參數進行巷道圍巖應力調控和圍巖結構改性，實現控制地質軟巖大變形目的。反底拱設計調控巷道圍巖應力原理如圖30 所示。施工后底臌變形量減少60%，兩幫移近量顯著減小，底鼓得到有效控制(圖31)。

圖29 11505 工作面煤層柱狀Fig.29 Histogram of strata of 11505 working face

圖30 反底拱設計調控巷道圍巖應力[80]Fig.30 Inverted arch regulates the stress of roadway surrounding rock[80]

圖31 地質軟巖巷道控制效果Fig.31 Control effect of geological soft rock roadway

6.3 王樓煤礦工程軟巖巷道控制

27304 工作面埋深1 000～1 100 m，煤層平均厚度3.1 m。3上煤層直接頂為泥巖，平均6.2 m；基本頂為細砂巖，平均43 m(圖32)。受高地應力和上覆巖層結構影響，巷道頂板下沉嚴重，兩幫局部移近量大，導致巷道返修。

圖32 27304 工作面煤層柱狀Fig.32 Histogram of strata of 27304 working face

根據巷道變形災變準則判別，計算巷道圍巖各巖層的安全系數K。巷道兩幫相對于頂底板巖層抵抗力小、容納能量少，由最大最小原理可知，巷道變形首先發生在抵抗力最小的巷幫，進而誘發復合直接頂變形失穩。

明確巷道圍巖“3S”主控因素，即圍巖支護結構，實現變形靶向控制，提出高強高預緊力錨網索支護理念，通過優化巷道支護系統和設計合理預緊力進行巷道圍巖應力調控，實現控制工程軟巖大變形目的。高強預緊力錨桿施加60～80 kN 的預緊力，錨桿長度設計2.6 m。優化后，巷道整體良好，控制效果如圖33所示。

圖33 巷道支護效果Fig.33 Control effect of engineering soft rock roadway

6.4 沖擊地壓控制

東部某煤礦6310 工作面開采3 煤層，平均厚度9.5 m，煤層傾角平均2°，最大開采深度超過950 m。直接頂平均厚度11.9 m，抗壓強度約30 MPa，屬不穩定頂板(圖34)；基本頂平均厚度10.2 m，抗壓強度約50 MPa，屬穩定頂板，6310 回采工作面具有中等沖擊危險性。

圖34 煤層柱狀Fig.34 Histogram of strata of 6310 panel

工作面上覆厚硬巖層是沖擊地壓發生的主要災害力源?；凇?S”因素，明確圍巖應力環境是主控因素，因此采取爆破斷頂卸壓措施對上覆厚硬巖層進行應力調控。

運用釋能主控技術，進行了6310 工作面煤柱留設寬度優化、終采線位置優化、回采底煤優化、工作面推采速度優化等開采設計優化，并針對動力源制定了沖擊地壓防治方案，包括煤層大直徑鉆孔卸壓和爆破斷頂卸壓。

爆破斷頂鉆孔設計布置如圖35 所示。在工作面開切眼、初次來壓區域、礦壓顯現強烈和采空區見方區域提前進行深孔爆破斷頂，降低頂板礦壓顯現強度。切眼每隔10 m 布置一組走向鉆孔，設計斷頂孔傾角75°；工作面在初次“見方”前后40 m 范圍內，兩回采巷道分別布置3 組三孔扇形斷頂孔，間距20 m，傾角依次為75°、60°、45°；工作面在二次“見方”前后40 m范圍內皮帶順槽分別布置3 組三孔扇形斷頂孔，間距20 m，傾角依次為75°、60°、45°；6310 工作面兩回采巷道按照間距20 m 布置走向斷頂孔，與頂板水平方向呈75°夾角。卸壓措施施工完畢后，各項沖擊預警指標均在臨界值以下，沖擊危險性已消除。

圖35 爆破斷頂控制沖擊地壓Fig.35 Blasting roof for rock burst control

7 結 論

(1)礦山巖體災害與應力場和圍巖運動密切相關，提出改變采動巖層孕災條件、調控開采空間應力誘災條件、調整開采空間圍巖力學強度的巖體災害控制思路；定義采動力學，從動態角度解釋采動力演化和巖體災害的關聯，采動力是巖體變形-破裂-運動之源。

(2)提出了采場巖層控制準則和采場巷道災變控制因素。工程實踐中確定“支架-巖層”關系時，應首先明確其屬于“限定變形”或“給定變形”，“限定變形”定阻力，“給定變形”定縮量；通過明確采場巷道“3S”因素(圍巖應力環境、圍巖結構屬性、圍巖支護結構)實現巷道災變靶向控制。

(3)建立了一種采場巷道圍巖弱面超前識別方法，并推導了巷道變形災變判據(安全系數K)和巷道沖擊災變判據(沖擊危險性系數U)；提出了以應力和能量為指標的巖體災害控制大小原理和基于統一強度理論確定巷道圍巖錨固預緊力設計方法，為煤巖采動力學行為科學量化分析提供理論基礎。

(4)研發了采場礦壓機械模擬試驗系統、采動力試驗系統和蠕變及動力擾動沖擊加載試驗系統，可開展開采擾動應力路徑的動靜組合加卸載試驗，實現大尺度試件非均布加載、“準靜態”加載、“工程擾動+準靜態”加載仿真真實開挖擾動力學環境。

礦山巖體災害控制是復雜的科學問題，論文觀點是基于部分礦區工程實踐提出的，其中多項研究仍處于初級階段，需同行們聯合協同研究，在工程實踐中不斷改進完善。

致謝感謝采動力學與巖層控制課題組文金浩副教授、孟凡寶博士、景所林博士、姜鵬飛博士、李秋菊碩士及參與論文研究成果工程實踐現場科技人員!