Conception of coordinated development technology system for coalbed methane and underground coal gasification in inclined coal seams
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摘要:
煤层气（CBM）开发与煤炭地下气化（UCG）是我国煤基天然气生产的重要来源，新疆前陆冲断带倾斜煤层发育区煤与煤层气资源丰富。为深入剖析倾斜煤层CBM与UCG协调开发可行性，系统剖析了现有CBM与UCG关键技术及其对CBM−UCG协调开发的借鉴意义，分析了倾斜煤层CBM与UCG协调开发优势、技术路径、面临的主要问题和未来研究方向，得到以下认识：①“CBM开发疏干效应”“UCG热作用解吸效应”“UCG采动卸压效应”下CBM−UCG协调开发可形成相互促进的良性循环；②提出了直井+顺煤层倾向井“先抽后烧”、顺煤层倾向井组合“边抽边烧”、定向L型CBM井+顺煤层倾向UCG井“边烧边抽”、下部煤层布置沿倾向UCG井+上部煤层布置定向L型CBM井“先抽后烧再抽”、复杂井型“井工厂式”布置等协调开发技术路径；③CBM与UCG协调开发面临地质选区评价理论基础研究薄弱、缝网条件下UCG热作用扩展范围不清、倾斜煤层UCG过程岩层移动卸压范围不明等理论问题；同时面临CBM−UCG协调开发“井工厂式”钻井技术、CBM井与UCG井协调开发生产制度、CBM与UCG协调开发地质动态测控、CBM井密封性与耐高温性保护等工程问题；④要强化倾斜煤层CBM与UCG协调开发地质选址评价研究、开发动态理论研究、工程协调技术先导性试验研究，确保协调开发安全、有序、可控、高效。
Abstract:Coalbed methane (CBM) development and underground coal gasification (UCG) are important sources for coal-based natural gas production in China, and coal and CBM resources are abundant in the inclined coalbed development area of the Xinjiang foreland thrust belt. To deeply analyze the feasibility of coordinated development of CBM and UCG in inclined coal seams, the existing key technologies of CBM and UCG and their significances for coordinated development of CBM- UCG was systematically analyzed, the advantages, the technical routes, major problems and future research directions of coordinated development of CBM and UCG in inclined coal seams were also elaborated, the major problems faced and the direction of future research were proposed, and the following understanding was obtained. ① The coordinated development of CBM-UCG under the “CBM development dredging effect”, “UCG thermal desorption effect”, and “UCG mining pressure releasing effect” can form a virtuous cycle of mutual promotion. ② The coordinated development technology routes was proposed, such as vertical wells + inclined well along coal seam with “first drainage and then gasification”, multiple inclined wells along the coal seam with “simultaneous drainage and gasification”, directional L-typed CBM wells + UCG wells along the coal seam direction with “simultaneous gasification and drainage”, UCG wells along inclined wells in the lower coal + directional L-typed CBM wells in the upper coal seam with “first drainage, then gasification, and then drainage again”, and the “well factory” arrangement of complex well type. ③ The coordinated development of CBM and UCG faces theoretical issues such as weak theoretical foundation research on geological constituency evaluation, unclear expansion range of UCG thermal action under the condition of fracture network, and the undetermined range of rock movement and pressure relief in the UCG process of inclined coal seams. It also faces the engineering issues such as coordinated development of CBM-UCG “well factory” drilling technology, coordinated development of CBM wells and UCG wells production system, coordinated development of CBM and UCG wells geodynamic measurement and control, and the sealing and high-temperature-resistant protection of CBM wells. ④ It is necessary to strengthen the study on the evaluation of geological site selection for the coordinated development of CBM and UCG in inclined coal seams, the theoretical research on the development dynamics, and the pioneering experimental study on engineering coordination technology, so as to ensure that the coordinated development is safe, orderly, controllable and efficient.
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0. 引 言
据不完全统计，在我国已有超200座煤矿发生过冲击地压事故，且现存在产冲击地压煤矿仍有138座[1](其中包括2座按照冲击地压矿井进行管理)。冲击地压已成为煤炭资源安全高效采出的重要威胁之一[2-3]，由此，关于冲击地压的监测预警技术[4-6]及灾害防治手段[7-9]的研究是当前热点研究课题，具有重要现实意义。值得注意的是，作为预测预警及灾害防治理论基础的冲击地压发生机理研究是最主要、最根本的内容之一。
强度理论、能量理论和冲击倾向性理论是最早的冲击地压发生机理，且已得到广泛认可和应用[10-13]。强度理论关注应力环境与煤体承载能力间相对关系；能量理论认为围岩系统能量释放速率高于煤体破坏耗能速率时，发生冲击地压；冲击倾向性理论认为冲击倾向性作为煤体自身属性，是冲击地压发生的必要条件。我国学者在总结前人研究成果的基础上，先后提出“三准则”理论[14]、“三因素”理论[15]、变形系统失稳理论[16]、扰动响应理论[17]、冲击启动理论[18]等理论成果。并且针对断层构造[19]、深埋煤层[20]等高危区域建立相应冲击地压发生机理。在明晰冲击发生机理的基础上，针对性地衍生出诸如“弱化减冲”理论[21-22]与“应力控制”理论[22-24]等防控型理论成果。
现有冲击地压机理研究已取得丰硕成果，并有效指导生产实践中监测预警及防治技术的开发。刚度理论[25]认为矿体系统刚度大于负载系统刚度时易诱发冲击地压。应力环境与煤岩体力学性质的相对关系决定是否发生破坏，但破坏模式则取决于矿体负载系统与煤体自身刚度相对关系。由此，SALAMON[26]提出局部矿井刚度概念(local mine stiffness，LMS)，描述不同开采阶段矿井任一位置煤层及其顶底板组成系统的等效刚度，即负载系统刚度。若LMS低于煤柱峰后刚度，则煤体发生冲击地压的危险性增大。KAISER等[27]认为应变型冲击地压是由岩柱的应力状态及其位置的刚度决定的，与微震运动无关。对于应变型冲击地压，能量储存于开挖空间周围的围岩中，其大小与围岩的强度、岩体破坏后的峰后特征和局部矿井刚度有关。JAISWAL等[28-29]采用边界元和有限元相结合的方法研究煤柱的不稳定性破坏，采用FEM计算煤柱的峰后曲线特征，采用边界元方法计算LMS，通过两者比较来辨别煤柱是否会发生不稳定性破坏。ADHIKARY等[30]采用局部矿井刚度理论对井下房柱式开采条件下煤柱稳定性进行了数值模拟，分析矿区应力场平衡状态下任何微变化是否引起能量的突然释放或引起矿井系统几何形状的突变。笔者[31]采用UDEC数值方法还原物理模拟中煤柱冲击过程，并分析应力环境及煤柱力学参数对LMS演化的影响。
当前对LMS演化的研究主要以房柱式开采或一个工作面为背景而开展，对于具有复杂采掘布置的采区而言，LMS随大空间尺度采掘作业演化过程的研究鲜有报道；且数值模拟仍是LMS计算的主要手段，因此尚未有研究将LMS演化与现场实测数据进行对比分析。基于上述2点，以某煤矿冲击事件高发区域所在采区为工程背景，构建FLAC3D 数值模型，获取不同开挖状态下研究区域煤柱变形、受力及弹性能量密度，并计算其LMS。分析煤柱变形、载荷、弹性能量密度及其LMS随采掘作业演化过程，并将LMS随采掘作业演化与现场实测地音及微震数据进行对比，从LMS随采掘作业降低的角度分析冲击地压发生机理。结合该矿生产实际，采用大直径钻孔破坏煤体，降低其峰后刚度以降低冲击危险性，监测大直径钻孔施工前后施工区域微震信号，验证防冲效果。
1. 工作面概况
某煤矿3-1煤层南翼一采区工作面2赋存深度为583.55～861.90 m，平均718.60 m，煤层可采厚度0.80～8.45 m，倾角1°～3°。工作面2回采初期辅运巷发生冲击事故，经论证决定放弃工作面2辅运巷，在实体煤中留30 m煤柱再掘进工作面2新辅运巷。因此，工作面2内布置有新辅运巷和运输巷2条回采巷道，工作面东南与尚未开采的工作面3实体煤相邻，西北与工作面1采空区相邻，两者之间相隔有宽30 m的双煤柱，工作面2井下位置及相邻工作面采掘情况如图1所示。工作面2赋存环境良好，地质构造简单，顶底板岩层结构完整。
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图 1 冲击显现区域及相邻工作面采掘情况Figure 1. Underground position of microseismic and excavation of adjacent working faces工作面2回采期间，新辅运巷道内频繁发生剧烈矿压显现事件。以震源能量最大的某次事件为例，巷道变形量超2 m，设备损坏严重，微震系统定位震源与工作面2相距58 m，震源能量4.0×106 J，显现范围为里程2 720～2 970 m处，如图1所示。
获取回采期间煤柱载荷变化及回采影响范围内地音、微震等信息，以对冲击事件进行预警，并针对性制定防治措施。在工作面2新辅运巷道内每隔30 m布置一组钻孔应力计监测煤柱应力变化，包含一个14 m深孔应力计和一个8 m浅孔应力计，钻孔应力计初始压力为5 MPa；在工作面前方70 m和150 m布置地音测站，运输巷和新辅运巷各2个，编号为D1～D4，随工作面推进依次向前移动，实时监测回采过程地音信号；6个微震监测传感器，包括2个探头(T1、T2)和4个拾震器(S1～S4)，沿运输巷和新辅运巷间隔菱形布置，根据采掘情况适时调整微震监测台网，对工作面前方250 m范围进行重点监测，4类传感器布置方案如图2所示。以震源能量最大的某次冲击事件为典型案例分析，提取冲击区域应力、地音和微震监测数据，记冲击显现为0时刻，如图3所示。
冲击显现前，应力状态、地音和微震处于相对平稳状态。冲击区域煤层应力平稳缓慢上升，在冲击事件发生前工作面连续推进62 m范围内浅孔应力升高1.5 MPa，深孔应力升高5.5 MPa，冲击显现当日应力升高不足2 MPa。地音能量及频次在冲击事件发生前出现小幅度周期性波动，考察小幅度波动的波峰及波谷对应时间发现，小幅度波动与工作面生产班次相对应，表明该时间段内地音信号主要由工作面回采产生的振动引起。
冲击显现前3日和8日各出现一次较强微震信号外，微震事件较少、能量低。结合工作面推进速度及现场支架载荷变化情况，可知冲击显现前3日及8日两次较强微震信号为顶板周期来压所致。据此判断冲击显现时更强微震信号并非顶板来压所致，表明该次冲击事件发生时，上覆岩层运动处于相对稳定状态，未发生破断，即未受到明显动载影响。
现场观测结果表明，即使冲击区域受力状态稳定，且未受到明显动载，即无较大能量输入时，仍有冲击事件发生。现有冲击地压理论难以做出合理解释，引入局部矿井刚度概念，描述不同开采阶段矿井任一位置煤层及其顶底板组成系统的等效刚度，即为任一位置煤柱负载系统刚度[26]。笔者团队[31-33]基于局部矿井刚度理论自主研发冲击地压试验装置，再现煤体在加载−稳压−开挖−冲击破坏的冲击地压发生全过程，研究结果表明局部矿井刚度随研究区域附近采出空间增大整体呈降低趋势，从局部矿井刚度随采掘作业降低角度探究冲击地压发生机理。
关于局部矿井刚度中“局部”范围的界定，需要说明的是，“局部”是相对于整个矿井甚至井田范围而言的，其范围可根据实际研究及现场监测、防控需要而确定具体尺寸。以煤柱冲击破坏为研究对象，工程背景中煤柱宽度为30 m，因此确定30 m×30 m方形为研究区域。
2. 随采掘作业煤柱响应特征
2.1 模型建立及采掘方案
以该煤矿3-1煤层南翼一采区地质条件为背景，构建FLAC3D数值模型。模型尺寸（X×Y×Z）为1 760 m×1 180 m×236 m，包含2条上山、2个工作面及5条回采巷道，对巷道及巷道间煤柱进行局部加密，工作面1辅运巷及工作面2运输巷外侧分别留有280 m及285 m边界，工作面及巷道布置与现场生产条件一致，如图4所示。X方向为工作面推进方向，Y方向为工作面布置方向，工作面斜长均为250 m，两侧回采巷道宽5 m，煤柱宽30 m。模型顶部施加12.8 MPa垂直均布载荷，模拟上覆岩层重力，水平方向施加梯形分布载荷，为竖直方向的1.2 倍。模型采用Mohr-Coulomb本构，全部垮落法处理采空区，各层参数详见表1。
以现场生产状况为依据，按照准备巷道掘进—工作面1辅运巷掘进—工作面1运输巷和工作面2辅运巷双巷掘进—工作面1回采—工作面2运输巷掘进—工作面2新辅运巷掘进—工作面2回采的顺序，分7个阶段依次进行采掘作业。考虑到准备巷道与研究区域在工作面推进方向(X方向)上的距离未发生变化，因此一次掘进完成。工作面1辅运巷距离研究区域较远，对研究区域影响较小，分5步掘进完成。而工作面1运输巷和工作面2辅运巷、工作面1、工作面2运输巷、工作面2新辅运巷、工作面2距离研究区域较近，对研究区域影响较明显，每一阶段分17步完成，每一开挖步完成后，获取研究区域煤柱变形、受力及弹性能量密度，分析随采掘作业煤柱响应特征。自第二阶段起，每一开挖阶段与研究区域在Y方向的距离分别为307.5、35、180、272.5、17.5、145 m。
表 1 数值模型岩层参数Table 1. Numerical model rock parameters层位 厚度/m 体积模量/
GPa剪切模量/
GPa黏聚力/
MPa抗拉强
度/MPa底板 30 2.2 0.8 1.6 1.0 煤层 5 2.1 0.7 1.5 0.8 直接顶 10 2.6 0.9 1.9 1.2 关键层 40 5.4 4.8 6.2 1.8 覆岩 150 2.5 0.8 1.6 1.0 2.2 随采掘作业煤柱响应特征
每一开挖阶段最末开挖步完成后，计算至平衡状态，记录研究区域煤柱压缩变形量、竖直应力及弹性能量密度随开挖演化，如图5所示。研究区域煤柱压缩变形量、竖直应力及弹性能量密度随着采掘作业而逐渐增加，三者增长趋势相似，工作面回采期间三者增量显著大于巷道掘进期间。这是由于工作面采出空间显著大于巷道掘进，应力集中程度更高，致使煤柱发生更大压缩变形，由此煤柱积累更多变形能。从采掘作业范围与研究区域间距离角度分析，当采出空间相差较小时，煤柱压缩变形量、竖直应力及弹性能量密度三者增量与其距采掘作业范围间距离负相关，即采掘作业空间与研究区域相距越远，煤柱响应越微弱，如工作面2新辅运巷掘进(阶段6)产生增量大于工作面1和工作面2运输巷掘进期间(阶段3和5)。
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图 5 随采掘作业研究区域煤柱响应规律Figure 5. Study on evolution law of regional coal pillar compression deformation with mining operation对比工作面1和2回采期间(阶段4和7)，煤柱响应特征发现，工作面1回采期间煤柱变形增量小于工作面2回采，分别为52.15 mm和342.92 mm；但载荷和弹性能量密度增量显著大于工作面2回采期间，竖直应力增量分别为23.83 MPa和5.28 MPa，能量密度增量分别为233.90 kJ/m3和193.53 kJ/m3。工作面斜长及连续推进长度分别为250 m和
1260 m，两阶段工作面回采范围相同。造成煤柱变形、载荷和弹性能量密度增量显著差异的原因在于，二者回采后煤柱围岩应力环境与约束状态的不同。工作面1回采后，研究区域煤柱处于工作面1侧向残余支承压力峰值附近，此时煤柱西北侧为上一区段保护煤柱，东南侧为工作面2实体煤，侧向约束状态较好，仍可承受较大载荷，由此煤柱压缩变形较小但载荷显著增大，同时能量积累增量明显。当工作面2推进接近研究区域时，在工作面2超前支承压力和工作面1侧向残余支承压力共同作用下，研究区域煤柱载荷达到峰值。工作面向前推进，超前支承压力影响范围前移，研究区域煤柱载荷降低；随工作面继续推进，研究区域进入工作面2采空区后，研究区域煤柱东南侧失去约束，承载能力降低，发生卸荷损伤，释放部分能量，因此煤柱载荷及弹性能量密度增长幅度低于工作面1回采期间，变形量却高于工作面1回采期间。观察图5发现，煤柱弹性能量密度在开挖阶段3 (工作面1运输巷和工作面2辅运巷双巷掘进)完成后，降低4.84 kJ/m3。该阶段作业完成后，研究区域煤柱单侧邻空，煤柱浅部发生局部卸荷损伤，释放少量积累弹性能量，但深部煤体仍具很强承载能力，因此，弹性能量密度仅发生轻微降低。
由图5可知，自开挖阶段3(工作面1运输巷和工作面2辅运巷双巷掘进)始，煤柱对采掘作业剧烈响应。为进一步细化煤柱对采掘作业，尤其在推进方向上的响应规律，将开挖阶段3～7的每一开挖阶段分17步开挖，并在每一步计算平衡后，提取煤柱变形、载荷及弹性能量密度，分析随采掘作业煤柱力学响应，如图6所示。
与工作面布置方向相似，推进方向上，当采掘作业面位于研究区域煤柱附近时，煤柱响应剧烈；同样，工作面回采较巷道掘进对煤柱变形、载荷及能量演化影响程度更大且范围更广。研究区域煤柱变形、载荷及弹性能量积累随巷道掘进逐渐增加，且巷道掘进工作面距研究区域5 m开始对研究区域煤柱显著影响，持续60～100 m，随掘进工作面远离，巷道变形趋于稳定，煤柱对掘进响应逐渐缓和。但工作面1运输巷和工作面2辅运巷双巷掘进期间(阶段3)煤柱弹性能量积累演化过程并非如此，当掘进作业面临近研究区域时，煤柱载荷增大，弹性能量积累，当巷道掘出后，煤柱一侧邻空，致使煤柱浅部发生卸荷损伤，释放少量能量，解释了图5中开挖阶段3完成后，弹性能量积累量轻微降低的现象。
工作面回采对煤柱影响更剧烈且范围更广，当工作面1回采期间，自超前55 m至采后285 m范围，回采作业均对研究区域煤柱具有显著影响。工作面2回采期间，煤柱载荷和弹性能量积累随工作面推进经历增长—骤降—平稳3个阶段。当工作面靠近研究区域时，由于工作面尚未揭露煤柱时，在侧向约束作用下，煤柱具有较高承载能力。在本工作面超前支承压力与上一工作面侧向残余支撑压力共同作用下，煤柱载荷快速升高。工作面继续推进，研究区域进入采空区后，煤柱失去侧向约束，发生卸荷损伤，承载能力骤降，伴随弹性能量的快速释放。
3. 局部矿井刚度随采掘作业演化及诱冲机理
3.1 局部矿井刚度随采掘作业演化过程
参照文献[26,31]提供方法，在开挖步完成后，提取平衡状态下煤柱载荷f1及此时顶、底板相对距离d1，调用该模型，开挖煤柱计算至平衡，记录此时顶、底板相对距离d2，按照式(1)计算研究区域LMS随开挖演化过程，如图7所示。为消除煤柱尺寸的影响，LMS及煤柱峰后刚度均以研究区域中单位宽度煤柱作为比较对象。
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图 7 LMS随采掘作业演化过程Figure 7. Evolution process of local mine stiffness (LMS) with mining operation$$ {\mathrm{LMS}} = \frac{{{f_1}}}{{{d_2} - {d_1}}} $$ (1) 由图7可知，研究区域LMS随着采掘作业呈降低趋势。对比巷道掘进与工作面回采期间LMS降低幅度，掘巷期间LMS降幅分别为0.34、3.01、0.20、1.06 MN/m；而工作面回采导致LMS降幅分别为3.64、14.80 MN/m。巷道掘进采出空间显著小于工作面回采，导致巷道掘进引起LMS降低幅度显著低于工作面回采期间。
工作面1辅运巷、工作面2运输巷掘进(开挖阶段2和5)，由于开挖空间较小，且距离研究区域较远，LMS虽呈降低趋势，但降低幅度很小。工作面2新辅运巷掘进期间(开挖阶段6)，虽然紧邻研究区域，但由于采出空间较小，LMS降低幅度仍然较小，但高于阶段2和5。工作面1运输巷和工作面2辅运巷双巷同时掘进期间(开挖阶段3)，由于工作面2辅运巷毗邻研究区域，且巷道掘出后研究区域煤柱单侧邻空，LMS出现较明显降低。在工作面布置方向上，研究区域煤柱距离工作面1采空区40 m，处于工作面1采空区侧向残余支承压力影响范围；且由于采出空间足够大，煤柱载荷及变形显著，如图5所示，因此，LMS出现较明显降低。工作面2紧邻研究区域，且大空间回采导致煤柱载荷显著增加；同时，工作面2回采致使研究区域处于两侧邻空状态，完全失去侧向约束，LMS产生剧烈降低。
自工作面1运输巷和工作面2辅运巷双巷同时掘进(开挖阶段3)开始，LMS出现较明显降低。为进一步细化工作面推进方向上采掘作业对LMS演化影响，开挖阶段3～7的每一开挖阶段分17步开挖，计算每一开挖步研究区域LMS，如图8所示。
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图 8 每一开挖阶段内LMS随采掘作业演化过程Figure 8. Evolution process of local mine stiffness (LMS) with mining operation in each excavation stage每一开挖阶段内，随采掘作业推进，LMS虽有轻微波动，但整体呈下降趋势，且当采掘作业空间位于研究区域附近时，LMS降低速率较快。对比工作面回采和巷道掘进过程LMS演化规律发现，巷道掘进引起研究区域LMS快速降低发生在掘进工作面靠近研究区域时；而工作面回采时，LMS快速降低响应更早，且响应范围更广。以工作面1运输巷和工作面2辅运巷双巷掘进与工作面2回采对比为例说明，2个阶段均毗邻研究区域。双巷掘进期间，当掘进工作面距离研究区域中心35 m时，LMS开始快速降低；当掘进工作面揭露研究区域后，LMS降低速率趋于平缓，期间单位掘进进尺最大降幅为0.085 MN/m。而工作面2回采期间，当工作面距离研究区域中心55 m时，LMS开始显著降低；当研究区域进入采空区55 m时仍保持较高降低速率，期间单位回采进尺最大降幅为0.545 MN/m。从LMS显著响应范围角度分析，工作面回采是巷道掘进的3.67倍；从单位采掘进尺LMS最大降幅角度分析，工作面回采是巷道掘进的6.41倍。当研究区域煤柱进入工作面超前支承压力影响范围，LMS即开始显著降低，其原因在于工作面推进采出空间大，应力集中明显，超前支承压力高，且影响范围较远；工作面煤体采出后导致研究区域煤柱彻底丧失侧向约束，抗变形能力降低，因此当研究区域煤柱进入采空区一定距离范围内，LMS仍显著降低。
3.2 LMS降低诱发冲击地压机理
微震系统定位震源位置与工作面2相距58 m，震源能量4.0×106 J。由图8可知，当工作面距离研究区域煤柱中心点55 m时，研究区域LMS骤降至最低值，为31.73 MN/m，与现场实测微震定位相吻合。
对比分析LMS演化过程与现场实测地音及微震信息，探究LMS随采掘作业演化与煤柱冲击失稳对应关系，如图9所示。随工作面推进地音和微震能量演化趋势相近，工作面推进108.8 m前，地音和微震能量呈现周期性波动。相邻波峰间距约30 m，由此可判断工作面周期来压步距为30 m左右。工作面推进超过110 m后地音能量持续处于较高水平，在工作面推进至136.6 m时再次出现波峰，结合周期来压步距，认为此时顶板发生周期性垮落。微震能量同时出现极值，可进一步佐证工作面推进至136.6 m时顶板周期性断裂。当工作面推进至147.2 m时地音及微震能量达到最大值，分析地音及微震数据可知，此时顶板相对稳定，冲击事件并非顶板断裂动载所致。而后地音及微震能量突降，再次进入平静期。
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图 9 LMS演化与现场地音及微震信息对比分析Figure 9. Comparative analysis of local mine stiffness (LMS) evolution and field geophonic and microseismic information当工作面推进距离小于110 m时，LMS随工作面推进而降低，但幅度极小。工作面推进至110 m后，LMS迅速降低，此阶段地音能量处于较高水平，表明煤柱内部小尺度微破裂持续产生；同时，微震事件能量较低，表明较大尺度的岩层断裂失稳破坏尚未发生。当工作面推进至147.2 m时，LMS降低至最低点，地音与微震能量激增到最大值，现场发生冲击事件。对比随工作面推进LMS演化与现场地音及微震信息，当工作面距离研究区域较远时，LMS处于较高水平，地音和微震能量在较低量级周期性波动；当工作面靠近研究区域时，LMS迅速降低，地音能量处于较高水平；当LMS降低至最小值时，地音和微震能量激增至最大值，现场发生冲击，三者良好的对应关系表明煤层回采导致LMS降低对冲击地压发生具有直接影响。
当外部载荷超过煤柱承载能力时，煤柱发生破坏，但二者相对关系仅能决定煤柱是否发生破坏，但煤柱破坏模式并不确定。刚度理论认为当煤柱峰后刚度(曲线AF斜率)小于负载系统(曲线AB斜率)刚度时，煤柱破坏所消耗能量(AFED)大于负载系统所释放能量(ABED)，此时煤柱发生稳定破坏，如图10a所示；当煤柱峰后刚度(曲线AF斜率)大于负载系统(曲线AB斜率)刚度时，煤柱破坏所消耗能量(AFED)小于负载系统所释放能量(ABED)，剩余能量转化为破碎煤体动能，此时煤柱发生冲击破坏，如图10b所示。局部矿井刚度理论可看做刚度理论的具化，并给出矿井任一位置负载刚度随采掘作业演化过程的计算方法。
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图 10 煤柱破坏模式与负载刚度间关系Figure 10. Relationship between failure mode and stiffness of loading system局部矿井刚度理论关注负载系统刚度(即局部矿井刚度)与煤柱峰后刚度间相对关系，4.1节分析了局部矿井刚度随采掘演化过程。但煤柱峰后刚度现场实测难度较大，ZIPF[34]根据已公开数据总结煤柱峰后刚度经验公式，如式(2)，
$$ {k'_{\text{p}}}{\text{ = }}1\;750 + 437 \frac{w}{h} $$ (2) 式中，${k'_{\text{p}}} $为煤柱峰后刚度，MN/m；w为煤柱宽度，m；h为煤柱高度，m。现场实测冲击位置煤层厚度为4.8 m[35]，如4.1节所述，消除煤柱宽度影响，计算单位宽度煤柱峰后刚度kp为
$$ \begin{split} {k_p} =& \frac{{{{k'}_{\text{p}}}}}{w} = \frac{{\left( - 1\;750 + 437 \dfrac{w}{h}\right)}}{w} =\\& \left( { - 1\;750 + 437 \times \frac{{30}}{{4.8}}} \right) \div 30 = 32.71\;{\text{MN/m}} \end{split} $$ (3) 当煤柱所处区域局部矿井刚度($31.73\;{\text{MN/m}} $)低于煤柱峰后刚度($32.71\;{\text{MN/m}} $)时，围岩系统积累能量大于煤柱破坏所消耗能量，煤柱破坏时剩余能量以动能形式释放，即发生冲击破坏。
为进一步分析采掘作业致使LMS降低诱发煤柱冲击地压机理，将围岩系统弹性能量密度与LMS随工作面推进演化过程进行对比分析，如图11所示。
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图 11 局部矿井刚度降低诱冲机理Figure 11. Mechanism of coal burst due to reduction of local mine stiffness(LMS)当采掘空间较远时，采掘作业对围岩影响较小，LMS在较高水平波动式降低，围岩系统能量积累较慢。随工作面推进，煤柱进入工作面超前支承压力影响范围，在本工作面超前支撑压力和上一工作面侧支承压力共同作用下，围岩载荷快速升高，并发生压缩变形，伴随LMS明显降低，围岩系统快速积累弹性能量。当外载荷超过煤柱极限承载能力后，煤柱发生破坏，积累于围岩系统中能量得以释放。图11中工作面推进150 m时，LMS低于煤柱峰后刚度，围岩系统中积累能量超过煤柱破坏所消耗能量，剩余能量转化为煤体弹射动能，致使煤柱发生冲击破坏。
4. 局部矿井刚度理论的防冲应用
笔者团队[31-33]采用相似模拟及数值模拟等方法，并结合现场实测数据发现，局部矿井刚度随研究区域附近采出空间增大整体呈降低趋势，且较难控制。考虑到负载系统刚度(即局部矿井刚度)与煤柱峰后刚度间相对关系决定煤柱破坏模式，因此，可通过采取相应技术措施降低煤柱峰后刚度以实现防冲目的[36]。
4.1 基于局部矿井刚度理论的煤柱防冲方案
基于笔者以往研究发现，可从弱化煤体基质力学性质、增加煤体结构弱面等角度降低煤柱峰后刚度[35]。因此，注水软化煤体、深孔爆破松散煤体、大直径钻孔增加煤体孔隙度及水力压裂等技术手段在煤矿防冲中得到广泛应用。
针对该矿井生产状况，在工作面超前巷道两帮施工大直径钻孔，弱化煤体力学性质，改善峰后变形特征，降低其峰后刚度，使其低于所处位置局部矿井刚度，以降低煤柱冲击危险性，施工位置及参数如图12所示。
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图 12 大直径钻孔施工位置及参数Figure 12. Construction area and parameters of large diameter drilling4.2 防冲效果验证
对比钻孔前后施工区域微震活动及煤帮钻屑量，以验证大直径钻孔破坏煤体后的防冲效果。选取钻孔施工前及完成后第1周、第3周和第5周的微震事件分布状况进行对比分析，如图13所示。
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图 13 大直径钻孔施工前后微震事件分布状况Figure 13. Distribution of microseismic events before and after large diameter drilling对比图13a与图13b—图13d可知，研究区域施工大直径钻孔前，该区域微震事件频次高、能量大。施工前1周内共捕捉到微震事件121次，其中大能量事件(>105 J)2次，最大能量为4.2×106 J。大直径钻孔施工后，该区域微震事件频次和能量均明显降低。施工后连续监测6周，仅监测到微震事件42次，且以小能量事件(<1 000 J)为主，最大能量仅为4.18×103 J，显著低于大直径钻孔施工前微震事件能量。
大直径钻孔完成施工后，该区域的微震事件主要分布在施工区域的煤柱内，高能量微震事件的分布尤为明显。在时间上，钻孔施工后的前4周微震事件零星出现，且能量较低，说明该段时间施工区域的煤体发生局部破坏，应力重新分布，弹性能量得到了释放。而在施工第5周后，该卸压区域几乎再无微震事件出现，表明经过大直径钻孔破坏的煤体，其力学性质显著降低，经过4周的应力重新分布调整，煤体应力及能量分布基本达到了稳定状态，煤体发生冲击的可能性降低。施工后6周该区域微震能量及频次曲线如图14所示。
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图 14 大直径钻孔破坏煤体区域微震能量频次变化曲线Figure 14. Microseismic energy and frequency in coal area damaged by large diameter borehole由图13可知，在大直径钻孔施工作业后的前4周内微震能量及日频次处于波动状态，为该技术措施发挥作用的过程，当该过程结束(第5周)后，微震能量及日频次均处于极低水平，煤体再次达到稳定状态。
与图3c未施工大直径钻孔时微震能量及频次对比可知，从微震能量角度分析，未施工大直径钻孔时，微震能量均处于104 J以上；大直径钻孔施工后，最大微震能量仅为8.9×103 J。从微震频次角度分析，未施工大直径钻孔时，微震频次均高于10次/班；大直径钻孔施工后，最高频次仅为6次/日。微震能量及频次均显著降低，充分说明大直径钻孔破坏该区域煤体，降低其力学参数，有效降低冲击地压发生可能性及发生的破坏性。
从刚度角度出发，解释应变型冲击发生机理，提出针对性防治建议，并验证该方法防冲效果。但冲击地压发生机理复杂，煤矿生产过程中诱冲因素多样，该工作面在连续推进1 km后再次发生动静载组合加载型冲击显现。正说明只有厘清各类冲击地压发生机理，才可针对性地制定防冲方案，冲击地压机理研究是根本性的。
5. 结 论
1) 煤柱变形、载荷及弹性能量积累随采掘作业呈增长趋势，工作面回采过程煤柱响应早于巷道掘进期间，且幅度更大。巷道掘进揭露煤柱后，煤柱变形、载荷及弹性能量积累才发生显著变化；而工作面回采影响范围更大，自煤柱进入超前支撑压力影响范围开始，煤柱变形、载荷及弹性能量积累即开始发生显著变化。
2) 随采掘作业，局部矿井刚度(LMS)呈下降趋势，LMS演化主要受到其与作业面间距离及采出空间尺寸的影响。LMS降低幅度与其作业面距离负相关，远场采掘作业对LMS演化影响较小，当采掘作业揭露煤柱，使其失去侧向约束后，煤柱所在位置LMS迅速降低；LMS降低幅度与采出空间尺寸正相关，LMS降低对工作面回采的响应程度显著大于巷道掘进期间，从对LMS显著响应范围角度分析，工作面回采是巷道掘进的3.67倍；从单位采掘进尺LMS最大降幅角度分析，工作面回采是巷道掘进的6.41倍。
3) LMS随工作面推进而降低，围岩系统中快速积累能量，当外载荷超过煤柱极限承载能力且LMS降低至低于煤柱峰后刚度时，围岩系统释放能量大于煤柱破坏消耗能量，剩余能量转化为煤体弹射动能，表现为煤柱发生冲击破坏。
4) 随工作面推进LMS演化与现场地音及微震数据具有良好对应关系，可知微震信号可用于冲击预警及防治效果评价。大直径钻孔施工后，微震能量及频次均显著降低，表明大直径钻孔破坏该区域煤体，降低其峰后刚度，煤柱冲击危险性降低。
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图 4 可控后退式注入点（CRIP）气化技术装置
Figure 4. Controlled retreat injection point (CRIP) gasification technology device
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图 5 倾斜煤层CBM与UCG协调开发地面与井下工程布局示意
Figure 5. Schematic diagram of layout of ground and underground engineering for coordinated development of CBM and UCG in inclined coal seams
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图 6 直井+顺煤层倾向井“先抽后烧”
Figure 6. Schematic diagram of vertical well+inclined well along coal seam with “first drainage and then gasification”
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图 7 顺煤层倾向井组合“边抽边烧”
Figure 7. Schematic diagram of multiple inclined wells along coal seam with “simultaneous drainage and gasification”
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图 8 定向L型CBM井+顺煤层倾向UCG井“边烧后抽”
Figure 8. Schematic diagram of “simultaneous drainage and gasification” of same coal seam by arranging L typed CBM wells and UCG wells
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图 9 下部煤层布置沿走倾向UCG井+上部煤层布置沿倾定向L型CBM井“先抽后烧”
Figure 9. Schematic diagram of “first drainage and then gasification” by arranging UCG wells along dip direction in lower coal seam and L typed CBM wells along strike direction in upper coal seam
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图 10 复杂井型“井工厂式”布置示意
Figure 10. Schematic diagram of “well factory mode” arrangement using complex drilling well types
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1. 李国富，季长江，李军军，张江华，唐杰，赵晋斌，邵显华. 寺河东五盘区煤与煤层气共采技术与应用. 煤炭科学技术. 2025(03): 291-303 . 
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