Research on the type and occurrence mechanism and prevention of coal pillar rockbursts
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摘要:
煤柱型冲击地压是近年我国煤炭开采过程中发生的典型冲击地压类型，如何总结煤柱型冲击地压的工程尺度破坏特征、揭示冲击失稳发生机理以及制定科学精准的防冲对策，成为煤矿科技工作人员面临的难题。采用现场调查、理论分析、现场监测等方法对我国煤矿3类典型煤柱型冲击地压事故的工程特征和冲击显现特征进行分析，将当前我国煤柱型冲击地压分为应力叠加型冲击地压、切割蠕变型冲击地压和整体失稳型冲击地压3类。分别建立了3类煤柱型冲击地压发生机理的力学模型，揭示了3类煤柱型冲击地压的发生机理，提出了3类煤柱型冲击危险的评估方法和防治对策。其中应力叠加型冲击地压的发生机理为施加在煤柱上的叠加应力超过煤体发生冲击失稳的临界值，煤柱在细微扰动或无条件扰动下发生冲击失稳；整体失稳型冲击地压的发生机理为煤柱弹性承载区煤体承担的载荷超过了其极限承载能力，弹性承载区煤体引发冲击并导致煤柱浅部煤体发生大面积破坏；切割蠕变型冲击地压的发生机理为煤柱在长期高应力状态下支撑能力缓慢降低导致载荷向弹性承载区转移，当弹性承载区煤体载荷超过发生冲击失稳临界值时，将发生大范围煤体冲击失稳。由于我国矿井开采条件复杂，实际生产期间还会遇到很多具有隐蔽性的煤柱型冲击类型，因此在现场冲击地压防治工作中，需要加强对这些隐蔽性煤柱型冲击风险的判识和防治工作。
Abstract:Coal pillar rockburst is a typical type of rockburst occurring in coal mining in China in recent years. How to summarize the engineering scale damage characteristics of coal pillar rockburst, reveal the mechanism of rockburst instability and formulate scientific and accurate anti-burst measures has become a difficult problem for coal mine science and technology personnel. The engineering characteristics and burst manifestation characteristics of three types of typical coal pillar burst accidents in China's coal mines are analyzed using field investigation, theoretical analysis and field monitoring, and the current coal pillar type burst in China is classified into three types: ground pressure superimposed type, cut creep type and overall destabilization type. The mechanical models of the occurrence mechanism of the three types of coal pillar burst are established respectively, the evaluation methods and prevention countermeasures of the three types of coal pillar burst hazards are proposed, and the occurrence mechanism of the three types of coal pillar burst is revealed. The mechanism of superimposed ground pressure type is that the superimposed stress applied to the coal pillar exceeds the critical value of the coal mass for burst instability, and the coal pillar is destabilized by minor or unconditional perturbation; the mechanism of overall instability burst is that the load borne by the coal body in the elastic bearing zone of the coal pillar exceeds its ultimate bearing capacity, and the coal body in the elastic bearing zone triggers the burst and causes the coal body in the shallow part of the coal pillar to fail extensively. The mechanism of cut creep rock burst is that the load transfers to the elastic bearing area due to the slow decrease of supporting capacity of coal pillar under long-term high stress, and when the load of the coal body in the elastic bearing area exceeds the critical value of burst, a large-scale coal body impact destabilization will occur. Due to the complex mining conditions in China, there are many hidden types of coal pillar bursts encountered during field production, therefore, in the prevention and control of bursts, it is necessary to strengthen the identification and prevention of these hidden coal pillar burst risks.
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Keywords:
- rockbursts /
- coal pillar /
- stress superposition /
- overall instability /
- cut creep
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0. 引 言
我国90%以上的煤炭产量来自井工开采，埋深1 000 m以下的煤炭资源占已探明煤炭资源53%[1]。经过长期大规模开发，浅部煤炭资源日益枯竭，煤炭开采深度以每年10～25 m的速度增加，平均采深已达700 m左右[2]。深部煤岩体典型的高地应力、强开采扰动等条件，使得深部开采冲击地压等动力灾害频发，严重影响着矿井安全生产[3]。目前国内大直径钻孔卸压作为防治冲击地压的主要手段之一，具有施工难度低、卸压效果明显等优点，因此该技术被广泛应用于煤矿冲击地压防治[4-5]。
针对大直径钻孔卸压参数方面的问题，国内外学者开展了大量研究。早在20世纪50年代，西德科学团队首次利用大直径钻孔方法来防治冲击地压并取得明显效果，后来中国学者侯志鹰[6]在1991年提出钻孔卸压是一个释能过程，并通过理论计算以及现场实践等方法初步揭示了钻孔卸压机理。此后，学者们主要采用数值模拟及理论研究等方法，对钻孔直径、间排距、深度、布置方式等因素对大直径钻孔卸压效果的影响进行了一系列研究[7-10]。而实际工程中，钻孔布置还应该考虑采掘因素的影响，部分学者研究了不同采掘条件下煤层大直径钻孔卸压规律，通过建立力学模型，探讨了采掘工作面大直径钻孔卸压失效机理[11-12]。也有学者通过室内试验研究了钻孔数量、直径、深度等因素影响下煤岩体破坏特征，并从能量角度评价了钻孔卸压的效果[13-18]。
目前大部分学者注重钻孔参数对大直径钻孔卸压效果影响的研究[19-20]，但关于煤层厚度影响下大直径钻孔卸压机理涉及较少。针对该问题，基于等效弹性模量原理建立了大直径钻孔卸压弹性力学模型，以某矿不同工作面为工程背景，采用数值模拟方法研究了不同煤层厚度条件下大直径钻孔卸压煤体应力分布特征和能量释放规律，探讨了煤层厚度影响下大直径钻孔卸压释能力学机理。
1. 大直径钻孔卸压力学分析
图1给出了不同煤层厚度等效弹性模量示意。在采掘地质工程条件相同时，假设不同煤层厚度条件下煤岩体受力大小相同，但由于煤层厚度变化，必然造成“顶板−煤层”串联体的等效弹性模量不同，即EC>E。根据未受采掘活动影响时煤层及顶底板的应力状态，假设煤层处于线弹性阶段，此时可以将煤层及顶板视为弹簧结构，则其力学模型可以用2个串联的弹性单元组合描述。
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图 1 不同煤层厚度等效弹性模量示意Figure 1. Diagram of equivalent elastic modulus of different coal seam thicknesses煤层与岩层的等效弹性模量EC[21]为
$$ \frac{1}{{E}_{{\mathrm{C}}}}=\frac{1}{{E}_{{\mathrm{R}}}}+\left(\frac{1}{E}-\right.\left.\frac{1}{{E}_{{\mathrm{R}}}}\right)\frac{{H}_{{\mathrm{R}}}}{H} $$ (1) 式中：ER，E分别为岩石、煤的弹性模量，MPa；H=HR+HC，HR，HC分别为岩石、煤的厚度，m。
根据弹性力学平衡原理可得：
$$ {\sigma }_{1}=E\varepsilon $$ (2) $$ {\sigma }_{2}={E}_{{\mathrm{C}}}\varepsilon $$ (3) 式中：$ {\sigma }_{1}{、\sigma }_{2} $分别为厚、薄煤层应力，MPa。
当煤层进行大直径钻孔卸压后，煤层周围煤体应力会进行重新分布，如图2所示。
在双向等压的情况下，大直径钻孔周围塑性区内切向应力公式[19]为
$$ {\sigma }_{{\mathrm{p}}}=\frac{{\sigma }_{c}}{\xi -1}\left[\xi {\left(\frac{r}{{r}_{{\mathrm{a}}}}\right)}^{\xi -1}-1\right] $$ (4) 式中：$ {\sigma }_{{\mathrm{c}}} $为煤层应力，MPa。联立式（1）—式（4），可得：
$$ \left\{\begin{array}{l}{\sigma }_{{{\mathrm{p}}}_{1}}=\dfrac{E\varepsilon }{\xi -1}\left[\xi {\left(\dfrac{r}{{r}_{{\mathrm{a}}}}\right)}^{\xi -1}-1\right]\\ {\sigma }_{{{\mathrm{p}}}_{2}}=\dfrac{E{E}_{{\mathrm{R}}}H\varepsilon }{\left(EH+{E}_{{\mathrm{R}}}{H}_{{\mathrm{c}}}-E{H}_{{\mathrm{c}}}\right)\left(\xi -1\right)}\left[\xi {\left(\dfrac{r}{{r}_{{\mathrm{a}}}}\right)}^{\xi -1}-1\right]\end{array}\right. $$ (5) 引入修正系数N后，式（5）为：
$$ \left\{\begin{array}{l}{\sigma }_{{{\mathrm{{\mathrm{p}}}}}_{1}}=\dfrac{E\varepsilon }{\xi -1}\left[\xi {\left(\dfrac{r}{{r}_{{\mathrm{a}}}}\right)}^{\xi -1}-1\right]N\\ {\sigma }_{{{\mathrm{p}}}_{2}}=\dfrac{E{E}_{{\mathrm{R}}}H\varepsilon }{\left(EH+{E}_{{\mathrm{R}}}{H}_{{\mathrm{c}}}-E{H}_{{\mathrm{c}}}\right)\left(\xi -1\right)}\left[\xi {\left(\dfrac{r}{{r}_{{\mathrm{a}}}}\right)}^{\xi -1}-1\right]N\end{array}\right. $$ (6) 式中：σp1、σp2分别为厚、薄煤层大直径钻孔周围切向应力，MPa；r为塑性区半径，m；ra为钻孔半径，m；ξ为只与煤体内摩擦角相关的固定系数，可根据式（7）计算：
$$ \xi =\frac{1+{\sin}\;\varphi }{1-{\sin}\;\varphi } $$ (7) 式中：$ \varphi $为煤体内摩擦角，（°）。
将同等埋深不同煤层厚度原岩应力比值设为修正系数N[22-24]。考虑到实际生产中厚度1 m以下煤层为不可采煤层，以厚度1 m煤层为基准，使N的取值为厚度大于1 m的煤层原岩应力与厚度1 m煤层原岩应力的比值，其取值介于0～1，N随着煤层厚度增加呈非线性减小趋势直至趋于0。
在各项等压条件下，圆孔塑性区半径R的计算公式[25]为：
$$ R={r}_{{\mathrm{a}}}{\left[\frac{\left(p+C\mathrm{cot}\;\varphi \right)\left(1-\mathrm{sin} \;\varphi \right)}{{p}_{i}+C\mathrm{cot}\;\varphi }\right]}^{\tfrac{1-\mathrm{sin}\;\varphi }{2\mathrm{sin}\;\varphi }} $$ (8) 式中：p为原岩应力，MPa；$ \varphi $为煤体内摩擦角，（°）；$ {r}_{{\mathrm{a}}} $为钻孔半径，m；C为围岩黏聚力，MPa。
一般情况下E < ER，HR < H，即EC > E，所以σp2>σp1，即厚煤层大直径钻孔切向应力比薄煤层小。为了进一步研究煤层厚度对钻孔切向应力的影响，取塑性区半径r为0.2 m，钻孔半径ra为0.15 m，煤体内摩擦角$ \varphi $为31°，即$ \xi $=3，根据式（6）计算了不同煤层厚度下钻孔切向应力大小，具体如图3所示。随着煤层厚度的增加，钻孔切向应力呈非线性减小趋势，当煤层厚度由1 m增大到9 m，钻孔切向应力由21.4 MPa减小到17.5 MPa，减小了18.2%。
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图 3 不同煤层厚度钻孔周边切向应力大小Figure 3. Tangential stress around drilling hole under different coal seam thicknesses可见，在薄煤层进行大直径钻孔卸压后，钻孔周边切向应力比厚煤层大。即在煤层参数以及初始应力相等的条件下，薄煤层中原岩应力、钻孔周边切向应力以及塑性区范围均大于厚煤层。
2. 煤层厚度影响下钻孔卸压效果数值模拟分析
2.1 模型建立及模拟方案
为进一步分析不同煤层厚度条件下大直径钻孔卸压效果，建立了FLAC3D数值模型，模型长宽分别为40、70 m，高度根据煤层厚度变化（图4）。模型取上中下三层，上层为厚6 m的中细砂岩顶板、中间为厚度1～9 m的煤层、下层为厚4 m的砂质泥岩底板。模型Z方向上部为自由边界，其余方向为固定边界，模拟埋深690 m，顶部施加垂直压力15 MPa；侧压系数取值1，y方向施加15 MPa的水平应力；力学模型采用Mohr-coulomb模型。鉴于本次数值模拟仅分析不同煤层厚度下单个大直径钻孔卸压效果，煤层厚度取1、3、5、7、9 m共5种情况。大直径钻孔位于煤层中部，钻孔孔深、直径分别为20、0.15 m。应力监测线沿x方向布置于钻孔左侧。煤层及顶底板岩层物理力学参数见表1。
表 1 煤层及顶底板岩层物理力学参数Table 1. Physical and mechanical parameters of coal, roof and floor Strata岩性 弹性模量/GPa 泊松比 单轴抗压强度/MPa 内摩擦角/（°） 中细砂岩 7.20 0.20 20 36 2-2煤 2.40 0.20 23 31 砂质泥岩 13.80 0.15 30 36 2.2 模拟结果分析
图5给出了不同煤层厚度条件下大直径钻孔周围塑性区分布特征。大直径钻孔周边塑性区范围随着煤层厚度增加逐渐减小。根据式（1），等效弹性模量后的薄煤层大于厚煤层弹性模量，即EC > E，根据式（2）、（3）计算可得薄煤层应力大于厚煤层，在更高应力作用下的薄煤层施工大直径钻孔则会使得钻孔周围煤体应力向远处转移，在塑性区与弹性区边界处形成应力集中区，煤体应力越大，形成塑性区范围越广。由数值模拟结果可知，当煤层厚度由1 m增加到9 m时，塑性区最大范围由0.25 m减小到0.19 m，减小约20%，即相同大直径钻孔参数下，薄煤层煤体破碎范围更大，卸压效果更好。此外，当煤层厚度较小时，大直径钻孔周边多以剪切破坏为主，塑性区范围整体呈“X”形，且钻孔左右两侧的塑性区范围明显大于上下区域，而当煤层厚度较大时，大直径钻孔周边仍以剪切破坏为主，但“X”形塑性区范围不明显。
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图 5 不同煤层厚度钻孔周围塑性区分布Figure 5. Distribution of plastic zones around drilling hole under different coal seam thicknesses图6给出了不同煤层厚度下大直径钻孔周边垂直应力分布曲线。大直径钻孔周边垂直应力随着与钻孔距离的增加呈先迅速增加后逐渐减小并趋于稳定的趋势，峰值应力随着煤层厚度增加呈非线性减小趋势。当煤层厚度由1 m增加至9 m，垂直应力峰值由23.2 MPa减小到20.2 MPa，减小约15.1%。该现象表明当大直径钻孔参数相同时，薄煤层原岩应力大于厚煤层，分布在薄煤层钻孔周围破碎的煤体体积更大，煤体破碎时释放的能量越大，煤体中剩余的弹性应变能就越小。
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图 6 不同煤层厚度下大直径钻孔周边垂直应力演化规律Figure 6. Evolution law of surrounding stress of large-diameter drilling hole under different coal seam thicknesses3. 大直径钻孔卸压释能机理
3.1 能量释放率计算方法
煤体破坏是能量耗散驱动下的一种状态失稳现象。同等煤体条件下，大直径钻孔对煤体弹性应变能耗散量越多，煤体储存能量就越少。因此，可以通过考察大直径钻孔卸压释能率来评价煤体卸压效果。大直径钻孔卸压释能率$ \eta $计算公式[13]：
$$ \eta =\frac{{U}_{0}+W-{U}_{{\mathrm{dr}}}}{{U}_{0}} $$ (9) 式中：U0为进行大直径钻孔卸压前各单元弹性应变能之和，MJ；Udr为进行大直径钻孔卸压后各单元弹性应变能之和，MJ；W为进行大直径钻孔卸压模型计算过程中上部边界载荷$ {\sigma }_{{\mathrm{z}}} $总做功量，MJ。假设大直径钻孔耗散的总能量为ΔUdr，令$ \Delta {U}_{{\mathrm{dr}}}={U}_{0}+W-{U}_{{\mathrm{dr}}} $。
U0计算公式为：
$$ {U}_{0}={U}_{{\mathrm{e}}}V $$ (10) 式中：Ue为进行大直径钻孔卸压前模型中的弹性能密度，MJ/m3，各单元取值相同；V为进行大直径钻孔卸压前模型总体积，m3。
Udr计算公式为
$$ {U}_{{\mathrm{dr}}}=\sum\limits _{i=1}^{m}{U}_{i}{V}_{i} $$ (11) 式中：Ui为进行大直径钻孔卸压后模型中第i个单元的弹性能密度，MJ/m3，Vi为进行大直径钻孔卸压后模型中第i个单元的体积，m3；m为进行大直径钻孔卸压后模型中单元体的个数。
W的计算公式为
$$ W={\sigma }_{{\mathrm{z}}}S\frac{1}{n}\sum\limits _{i=1}^{n}{d}_{i} $$ (12) 式中：S为模型上部边界面积，m2；di为上部边界第i个节点在σz作用下产生的位移，m；n为上部边界节点个数。
3.2 卸压释能规律
为研究不同煤层厚度条件下大直径钻孔释能规律，建立了单排大直径钻孔FLAC3D数值模型，大直径钻孔间距为1 m，其他参数与3.1节相同。图7给出了不同厚度煤层进行大直径钻孔卸压后高能区分布特征。根据煤层初始积累弹性能密度以及大直径钻孔卸压后煤体弹性能密度分布情况，将能量密度高于1×105 J/m3定义为高能区，高能区网格数量随着煤层厚度增加明显增多，当煤层厚度为1 m时，钻孔两侧高能区网格呈扇形分布，将能量密度高于1×105 J/m3定义为高能区，高能区网格数量随着煤层厚度增加明显增多，当煤层厚度为1 m时，钻孔两侧高能区网格呈扇形分布在钻孔两侧0.05～0.15 m，最大能量密度达到1.75×105 J/m3；而当煤层厚度为5 m时，钻孔间的高能网格区域互相连接，钻孔单侧高能区网格范围为0.03～0.50 m，最大能量密度达到3.13×105 J/m3；最后当煤层厚度为8 m时，钻孔单侧高能区网格范围为0.03～0.50 m，最大能量密度达到3.96×105 J/m3，该现象表明在相同大直径钻孔参数条件下，厚煤层能量耗散远小于薄煤层。
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图 7 不同厚度煤层进行大直径钻孔卸压后高能区分布Figure 7. Distribution of high energy zone after pressure relief by larg-diameter drilling hole under different coal seam thicknesses图8给出了大直径钻孔卸压前后煤体弹性能密度分布曲线。卸压前煤体弹性能密度随着煤层厚度增加逐渐减小，当煤层厚度分别为1 m和9 m时，煤体的弹性能密度分别为4.97、2.79 MJ/m3。卸压后煤体弹性能密度随着与钻孔孔壁距离的增加呈先骤减后增加的趋势，距离钻孔孔壁0.2 m达到最小值，但不同厚度煤体的弹性能密度演化规律具有一定区别。卸压后煤体弹性能密度下降幅值随着煤层厚度增加而逐渐减小，当煤层厚度分别为1 m和9 m时，卸压后煤层弹性能密度最低分别为0.8、0.3 MJ/m3，相比卸压前减小了4.17、2.49 MJ/m3，该现象表明钻孔卸压前后的煤体弹性能密度比随着煤层厚度增加逐渐减小。
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图 8 大直径钻孔卸压前后煤体弹性能演化规律Figure 8. Elastic energy evolution law of coal before and after pressure relief of large-diameter drilling hole表2给出了不同煤厚大直径钻孔卸压释能率计算结果。在大直径钻孔参数相同条件下，大直径钻孔卸压释能率随着煤层厚度增加逐渐减小，卸压释能率由68.7%降低到48.5%。图9给出了大直径钻孔卸压释能率与煤层厚度关系曲线。大直径钻孔卸压释能率随煤层厚度增加呈非线性减小趋势，可用指数函数进行拟合（R2=0.99），表明当大直径钻孔参数相同时，煤层厚度越大其卸压释能效果越不明显。
表 2 大直径钻孔卸压释能率Table 2. Pressure relief and energy release rate of large-diameter drilling hole煤层
厚度/m能量密度/( MJ·m−3) 大直径钻孔
卸压释能率/%大直径钻孔
卸压后煤体大直径钻孔
卸压前煤体1 1.651 1 2.785 4 68.7 3 1.997 2 3.227 0 61.6 5 2.922 6 4.448 2 52.2 7 3.224 2 4.816 8 49.4 9 3.348 3 4.972 2 48.5 ![]()
图 9 大直径钻孔卸压释能率与煤层厚度关系Figure 9. Relationship between pressure relief and energy release rate of large-diameter drilling hole and coal seam thickness3.3 卸压释能机理探讨
工程中常利用大直径钻孔方法来降低煤体应力集中程度或改变煤体力学特性，使煤体由突发式非稳定破坏转变为渐进式稳定破坏[22]。钻孔周围的煤体在高应力作用下产生破坏并形成破碎区，多个破碎区连接形成一条卸压区，使得应力峰值减小并向煤体深处转移，由此改变煤体的力学性质，减小了煤体储存极限。
图10给出了不同煤层厚度大直径钻孔释能机制。煤体在外力作用下产生变形，假设在该过程中没有与外界发生热交换，外力功输入总能量为U，则由热力学第一定律[19]得：
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图 10 不同煤层厚度大直径钻孔卸压释能机理Figure 10. Pressure relief and energy release mechanism of large-diameter drilling hole under different coal seam thicknesses$$ \mathit{U=U}^{\rm{d}}\mathit{+U}^{\rm{e}} $$ (13) 式中：Ud为大直径钻孔耗散能，MJ；Ue为煤体储存弹性能，MJ。
在煤层大直径钻孔施工过程中，Ud可表示[23]为如下形式：
$$ \mathit{U}^{\rm{d}}\mathrm=\mathit{f}\mathrm{(}\mathit{U}^{\rm{p}}\mathrm{,}\mathit{U}^{\rm{s}}\mathrm{,}\mathit{U}^{\rm{v}}\mathrm{,}\mathit{U}^{\rm{r}}\mathrm{,}\mathit{U}^{\rm{x}}\mathrm{)} $$ (14) 式中：f为Up，Us，Uv，Ur，Ux的一般非线性函数；Up为塑性变形对应的塑性变形能，主要分布在钻孔周围的塑性区；Us为钻孔周边新形成裂纹所耗费的表面能，主要分布在破碎区；Uv为发生孔内冲击时，由钻孔周边抛向钻孔空间的小煤块所携带的动能；Ur为各种辐射能，包括震动辐射、电磁辐射、红外辐射等；Ux为的其他形式的能量。
假设薄煤层与厚煤层的厚度分别为h1、h2，且外力输入的总能量U不变。当大直径钻孔参数相同时，薄煤层中钻孔切向应力峰值点c1与孔壁距离大于厚煤层c2，对应的峰值应力$ {\sigma }_{1}^{{\mathrm{c}}} $也大于厚煤层$ {\sigma }_{2}^{{\mathrm{c}}} $，导致薄煤层中钻孔周围破碎区$ {l}_{1}^{{\mathrm{s}}} $与塑性区$ {l}_{1}^{{\mathrm{p}}} $大于厚煤层$ {l}_{2}^{{\mathrm{s}}} $和$ {l}_{2}^{{\mathrm{p}}} $，进一步使得薄煤层的塑性变形能$ {U}_{1}^{{\mathrm{p}}} $和裂纹扩展耗散能$ {U}_{1}^{{\mathrm{s}}} $大于厚煤层$ {U}_{2}^{{\mathrm{p}}} $和$ {U}_{2}^{{\mathrm{s}}} $，即薄煤层中大直径钻孔耗散的煤体弹性能要大于厚煤层。该现象表明不同厚度煤层卸压效果受能量释放主控，煤体释放能量的主要途径为转移应力峰值以及增大塑性区，当采掘情况、埋深、煤体力学性质等条件不变时，薄煤层原岩应力相比厚煤层更大，在钻孔卸压后，较大的钻孔切向应力导致薄煤层更容易产生破坏，导致破碎区和塑性区范围相比厚煤层更大，更多的煤体弹性能释放转变为塑性变形能和裂纹扩展耗散能，大直径钻孔卸压释能率增大。
4. 工程实践
4.1 工程概况
某矿1203与1208工作面布置如图11所示。1203工作面位于12盘区中北部，东部为12上05综采工作面，西侧为1201工作面采空区，南侧为东翼四条大巷，北侧为12北1工作面。1203工作面长289 m，推进长度2 337.2 m，平均埋深692.9 m，倾角0°～5°，平均2°，属于近水平煤层，煤层厚度4.3～5.6 m，平均4.95 m，煤层厚度稳定，普氏系数f=1.79，为中等硬度煤层。1203工作面内小节理和小型褶曲较发育，无大落差断层、无陷落柱、岩浆岩侵入，地质条件简单。
1208工作面位于12盘区中南部，东侧为1210综放工作面，南部为天然气井保护煤柱，西侧为停采的1206A综放工作面，北距+650 m东翼大巷保护煤柱20 m。1208工作面长289 m，推进长度
3238.7 m，平均埋深691.6 m，倾角0°～3°，平均1°，属于近水平煤层，煤层厚度8.5～9.9 m，平均9.08 m，煤层厚度稳定，普氏系数f=1.79，为中等硬度煤层。1208工作面内小型节理较发育，无大落差断层、无陷落柱、岩浆岩侵入，地质条件简单。1203与1208工作面开采条件大部分相似。图12给出了1203与1208工作面巷道变形情况。1203与1208工作面采用相同的大直径钻孔参数，钻孔位置布设在距离底板1.2 m处，钻孔直径为0.15 m，钻孔间距为1 m，钻孔深度为20 m，布设方式为单排布设。1203工作面巷道围岩变形较小，锚固支护结构较为完好；但1208工作面部分巷道区域围岩变形破坏较严重，甚至出现锚固支护结构失效现象。
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图 12 1203与1208工作面巷道变形情况Figure 12. Roadway deformation situation of working face No.1203 and No.12084.2 实践效果
针对1208工作面支护失效现象，需要对其工作面大直径钻孔参数进行优化，在文章第3小节的数值模型基础上，以大直径钻孔间距为变量，分别模拟钻孔间距为0.7、0.8、0.9、1 m时的煤体垂直应力分布情况，如图13所示。大直径钻孔间隔为1 m时，钻孔卸压范围不能相互连接，形成应力集中的双峰区域且应力集中区域分布范围较大，卸压效果较差；钻孔间隔为0.9 m时，钻孔卸压范围相互连接形成一个应力集中区，“x”方向范围为0.6 m；钻孔间隔为0.8 m时，应力集中区范围进一步缩小，“x”方向范围仅为0.2 m；钻孔间隔为0.7 m时，应力集中区范围略微增大，即过小的钻孔间距导致煤体卸压过度。
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图 13 不同钻孔间距下煤体垂直应力分布情况Figure 13. Vertical stress distribution of coal mass under different drilling hole spacings在第3节的数值模型基础上，以大直径钻孔直径为变量，分别模拟钻孔直径为0.15、0.2、0.25、0.3 m情况下相邻钻孔之间“x”方向煤体垂直应力分布情况，如图14所示。当钻孔直径为0.15 m时，应力集中区呈双峰分布且应力集中区分布较大，“x”方向范围为0.6 m；当钻孔直径为0.2 m时，应力集中区范围大幅度缩小且“x”方向范围为0.2 m；钻孔直径进一步增大时，应力集中程度进一步加剧，且应力曲线有向内凹陷趋势，说明卸压程度由充分卸压向过度卸压过渡[24]。
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图 14 不同钻孔直径下煤体垂直应力分布情况Figure 14. Vertical stress distribution of coal mass under different drilling hole diameters图15给出了1208工作面大直径钻孔参数优化前后钻屑量演化规律。基于文中研究，对1208工作面大直径钻孔卸压参数进行优化，钻孔直径由0.15 m增加至0.2 m，钻孔间距由1 m减小至0.8 m。在进行大直径钻孔参数优化前，煤体平均钻屑量为2.48 kg/m，表明煤体处于相对高应力状态，但在进行大直径钻孔参数优化后，煤体平均钻屑量减小至1.76 kg/m，减小28.88%，表明煤体相比之前处于较低应力状态。在优化大直径钻孔参数后，煤体卸压效果得到了明显提升，该现象表明随着煤层厚度的增加，常规的大直径卸压钻孔参数可能不再适用，需采取减小钻孔间距、增大钻孔直径、增加钻孔深度等措施来达到更好的卸压效果。
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图 15 大直径钻孔参数优化前后煤体钻屑量演化规律Figure 15. Evolution law of coal cuttings before and after parameter optimization of large-diameter drilling hole实际上，巷道围岩在开挖卸荷之前处于三向应力状态，巷道掘进后会产生临空面，靠近临空面岩体的水平应力在卸荷作用下降低至0 MPa左右，垂直方向也会产生应力调整，两侧围岩切向应力集中以及临空面扩容效应导致该区域围岩产生层状裂纹，裂纹扩展贯通导致层状结构向临空面屈曲张开，由此形成塑性区（包括破坏区）、弹性区以及原岩应力区，而大直径钻孔将煤壁峰值应力由原本的塑性区和弹性区交界位置向更深处转移，如图16所示。此外，锚固支护主要发挥协同承载和围岩补强作用，锚杆将层状围岩结构“串联”协同承载，对松散岩石起到挤压联结和加固作用，部分围岩被锚固后恢复了三向受力状态，增加了其本身的强度，同时还可增加岩层弱面的剪断阻力，使围岩不易产生变形破坏。在工作面回采期间，工作面超前采动应力使得采场前方煤壁应力集中程度升高，不同煤层厚度导致煤层开采方法不同，由此产生的超前采动应力峰值以及超前影响范围均不同，后续将结合现场工作面开采的矿压监测数据进行深入分析，进一步揭示巷道围岩支承压力、锚固支护以及工作面采动应力等因素对大直径钻孔卸压的影响规律。
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图 16 巷道围岩破坏分区及锚固支护示意Figure 16. Diagram of roadway surrounding rock failure zone and anchoring support5. 结 论
1）大直径钻孔周边切向应力随着煤层厚度的增加呈非线性减小趋势，煤层厚度由1 m增加到9 m，钻孔切向应力由21.4 MPa减小至17.5 MPa，减小18.2%。大直径钻孔周边应力峰值随着煤层厚度增加呈非线性减小趋势，钻孔周边应力峰值由23.2 MPa减小至20.2 MPa，减小12.9%。
2）大直径钻孔卸压释能率随着煤层厚度增加呈减小趋势，当煤层厚度由1 m增加到9 m，大直径钻孔卸压释能率由68.7%降低到45.8%，即相同大直径钻孔卸压参数条件下薄煤层卸压效果更好。
3）当大直径钻孔卸压参数相同时，钻孔切向应力随着煤层厚度增加而减小，导致煤体破碎区和塑性区范围以及存储弹性能释放量减小，即钻孔卸压释能率降低。随着煤层厚度增加，需采取减小钻孔间距、增大钻孔直径等措施来达到更好的卸压效果。
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图 2 1305工作面整体失稳冲击示意
Figure 2. Overall destabilization impact diagram of No.1305 working face
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图 4 采空区转移静应力估算模型
HILZ—即时加载带高度；MDLZ—延时加载带厚度；q—静载带岩层自重
Figure 4. Estimation model for transfer static stress in mining area
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图 5 2305S工作面支承压力叠加示意
Figure 5. No.2305S Working Face support pressure superimposed diagram
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图 6 孤立煤体覆岩结构类型示意
L1，L2—孤立煤体两侧采空区宽度；L0—孤立煤体宽度；H—采深；H1—表土层厚度；α1，α2—采空区岩层移动角；θ1，θ2—两侧采空区岩层触矸角
Figure 6. Schematic diagram of the overburden structure type of isolated coal body
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图 7 孤立煤体应力分布简化模型
σp—区段煤柱煤体承载能力；σd—卸压区煤体承载能力；σe—弹性承载区煤体承载能力；lp—区段煤柱宽度；lr—巷道宽度；ld—卸压区宽度；le—弹性承载区宽度；
Figure 7. Simplified model of stress distribution in isolated coal bodies
表 1 孤立煤体整体冲击危险判别方法
Table 1 Isolated coal body overall impact hazard discrimination method
整体冲击危险等级 孤立煤体应力冲击系数$\lambda $ 无冲击危险 [0,0.6) 弱冲击危险 [0.6,0.8) 中等冲击危险 [0.8,1.0) 强冲击危险 [1.0,+∞) 
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表 2 煤柱发生切割蠕变型冲击危险判别方法
Table 2 Method for identifying the risk of cutting creep type impact in coal pillars
切割蠕变冲击危险等级 切割蠕变型冲击失稳危险系数ω 无冲击危险 [0,0.5) 弱冲击危险 [0.5,1.0) 中等冲击危险 [1.0,1.5) 强冲击危险 [1.5,+∞)
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