巨厚岩层采场关键工作面防冲-减震设计-有色金属在线

运动诱发井下冲击和造成地面建(构)筑物震动损害，以山东某巨厚岩层矿井为研究背景，采用现场监测、理论分析和工程实践等手段，探讨兼顾地面建(构)筑物减震和井下防冲的关键工作面设计方法。研究结果表明：孤岛工作面两侧的采动程度不同，非充分采动区上覆高位悬顶巨厚砾岩及其底部孤岛煤岩柱形成不对称“Γ”型覆岩空间结构；巨厚岩层开采条件下存在一个关键工作面，以工作面整体稳定性和矿震引起地面建(构)筑物的震动损害作为主要评估指标可确定关键工作面及其防冲-减震开采优化方法；在开采设计中采用上述方法可最终确定合理的开采方案，并取得较好的实践效果。

关键词：

巨厚岩层；矿震；冲击地压；关键工作面；优化设计；

中图分类号：TD324 文献标志码：A 文章编号：1672-7207(2018)02-0439-09

Design of rock burst prevention and mine-quake reduction in key longwall panel under super-thick strata

ZHANG Ming^{1, 2}, JIANG Fuxing², LI Keqing²

(1. State Key Laboratory of Mining-induced Response and Disaster Prevention and Control in Deep Coal Mines,

Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China;

2. School of Civil and Resources Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

Abstract: To avoid rock burst and surface building damages induced by super-thick strata movement, design methods of key longwall panels were studied taking both surface building seismic reduction and rock burst into consideration, based on a mine with super-thick strata in Shandong Province. Analysis methods of in-situ testing, theoretical analysis, as well as engineering practice were used. The results show that the mining extent on both sides of the isolated coal pillar is different. In non-full mining areas, the overlying high-position super-thick conglomerate and the isolated coal pillar at the bottom form the “Γ” shape overlying strata spatial structure. There exists a key longwall panel when mining under super-thick strata, and it can be evaluated by the overall stability and surface building damage induced by mine-quakes. The determination of key longwall panel and optimization methods of rock burst prevention and seismic reduction are clarified. A reasonable mining design is determined by employing the above optimized method and produces good results in productive practice.

Key words: super-thick strata; mine-quake; rock burst; key longwall panel; optimization design

我国多个矿区(井)均有巨厚岩层分布，理论研究和开采实践均表明：采场上覆巨厚岩层破断和覆岩空间结构失稳运动均会伴随不同程度的矿震^[1]。巨厚岩层破断引起的强矿震具有震动能量大和传播距离远等特点，不仅能够诱发井下冲击地压等动力灾害，同时也能够造成地面强烈震感和建(构)筑物的晃动^[2^-^3]。因此，当地面存在重要、敏感建(构)筑物时，采前防冲-减震的开采设计是保证地面和井下双重安全的关键。目前，人们已经在巨厚岩层破断与覆岩失稳运动规律^{[1, 4}^-^5]、矿震诱发井下动力灾害发生机理^[6^-^7]以及综合防治技术^[8^-^9]等方面开展了研究，但主要侧重于井下的采动灾害分析与治理研究。开采地面建筑(构)物保护主要以采动地表沉降^[10]和岩层移动规律^[11]为基础，均未考虑开采诱发强矿震的影响。对于地层赋存巨厚岩层的特殊采场条件，由于这类关键岩具有厚度大、强度高、整体性好和距离煤层远等特征，巨厚岩层在自身强度和底部煤岩体共同支撑作用下，其控制的覆岩结构影响范围往往超过单工作面的影响范围，采场内的某些关键工作面的开采将会引起相邻甚至多个采空区上覆巨厚岩层及覆岩结构相互扰动、协同运动与联动失稳。因此，这类关键工作面开采除本身冲击地压危险程度高之外，同时诱发的强矿震也极易对地面建(构)筑物造成震动损害。本文作者以山东某矿为研究背景，为实现兼顾地面建(构)筑物保护和井下防冲的双重安全目标，在监测分析巨厚岩层状态及其覆岩结构的基础上，提出巨厚岩层条件下关键工作面观点，探讨防冲-减震的开采优化设计方法，以期为巨厚岩层矿井灾害防控提供基础。

1 工程背景

山东某大型主力矿井地层赋存巨厚砾岩，采区地面周边设有“南水北调”的水利设施。西11采区东翼工作面布置如图1所示。3煤(和)上覆巨厚砾岩厚度范围为0~158 m，主要区域平均厚度为110 m，从南向北砾岩厚度逐渐增加，并在510工作面上方发生变薄直至尖灭。煤层平均厚度为5.4 m，煤层具有强冲击倾向性。采区煤层与上覆砾岩空间分布关系如图2所示。

由于近地表存在重要的保护设施，按照我国“三下开采”规定，并根据地层厚度h_i、移动角β_i和相邻相似矿井的岩移经验等，留设的保护煤柱宽为250 m。由于前期采用了下行变上行的开采方案，造成当前孤岛工作面开采的不利局面。遗留的孤岛工作面总宽约350 m，保护煤柱边界与孤岛工作面之间的采空区宽度之和约350 m(见图1)。

图1 采区东翼工作面和地面保护设施平面图

Fig. 1 East part of mine area and key protection facilities on ground

图2 采区煤层上覆砾岩分布示意图

Fig. 2 Diagram of overlying conglomerate distribution of coal seam in mine area

2 现场实测的巨厚砾岩状态和覆岩结构特征

由于孤岛工作面周边存在大范围采空区，后续工作面开采的冲击危险性和诱发强矿震的可能性直接由采空区上方的巨厚砾岩状态及覆岩结构分布所决定，因此，需要进一步分析和判断采前孤岛工作面两侧巨厚砾岩状态和覆岩结构分布特征。

地面沉降观测线大致沿南北走向，测点在采空区的中部并沿工作面倾向方向布置。在工作面开采完毕，地表经充分沉降后，得到地面沉降实测曲线如图3所示。510采空区的中部地面观测点最大下沉量达到3 450 mm，1107和1109采空区的地面观测点最大沉降量仅为1 050 mm。实践中一般用采空宽度与开采深度的比值l/H表征采动程度^[12]，l/H越大则采动程度越高。1107和1109采空区宽度之和l=350 m，平均采深H=500 m，相应采动程度l/H=0.7。考虑到相似矿井充分采动沉系数一般为0.75~0.95，推算该区域充分采动地面下沉量范围为2 840~3 590 mm，其结果与510采空区最大下沉量3 450 mm较接近，但明显大于1107和1109采空区对应的地面实际最大沉降量1 050 mm，表明该区域地面仍处于非充分沉降。

图3 地表沉降实测曲线

Fig. 3 Subsidence curves of the ground surface

图4所示为工作面微震的监测结果。由图4可知：1109工作面开采后覆岩最大破裂高度约为80 m，相邻接续1107工作面开采后覆岩破裂高度进一步增加，最大破裂高度达到120 m，但整体岩层破裂高度并没有达到砾岩赋存高度。微震监测结果也表明砾岩未发生破断并处于相对稳定状态。综合以上分析可知：1107和1109之间采空区上覆砾岩未发生破断并形成高位悬顶结构，1101和510上覆砾岩破断后地面充分沉降形成充分采动区。因此，根据1103和1105工作面及其周边岩层运动状态和分布特征，得到竖直方向上两侧不对称“Γ”型覆岩空间结构，如图5所示。

图4 工作面微震观测结果

Fig. 4 Micro-seismic monitoring results of longwall panel

图5 不对称“Γ”型覆岩空间结构

Fig. 5 Spatial structure of asymmetric Γ-shape strata

3 关键工作面及其防冲-减震开采优化设计方法

当前巨厚砾岩未发生破断，在其自重和上覆岩层的作用下巨厚砾岩发生挠曲变形并积聚弹性能，后续工作面的不断开采必将导致出现1个能够引起“Γ”型覆岩空间结构失稳的关键工作面，这个工作面开采的冲击地压危险程度高，同时巨厚砾岩积聚的大量弹性能瞬间释放，极易诱发强矿震并可能造成地面震动损害。单纯依据岩层移动规律确定的保护距离还不能完全保证水利设施安全，如果强矿震造成水利设施的震动损害，后果将不堪设想。因此，工作面开采设计需要兼顾井下防冲和地面减震这2个方面灾害防控的目标。下面就关键工作面的确定及其开采优化方法进行探讨。

3.1 关键工作面观点的提出

不对称“Γ”型覆岩空间结构的稳定性主要由底部孤岛煤岩体和巨厚砾岩共同支撑决定，1103和1105工作面(孤岛或者类孤岛)开采相当于撤走底部支撑体，必将引起“Γ”型结构的悬臂砾岩大范围运动。因此，从宏观角度分析，“Γ”型结构的底部孤岛煤体是巨厚砾岩及其覆岩结构保持稳定的关键。为此，本文作者以满足冲击地压防治和矿震诱发灾害控制为主要目标，提出关键工作面的概念及其“防冲-减震”的开采优化设计方法。

本文中关键工作面定义如下：关键工作面是指控制覆岩大范围运动并具有强烈致灾性的工作面。关键工作面能够控制或影响覆岩空间分布，其开采能够引起巨厚岩层破断或覆岩大范围运动，决定着动力灾害发生类型和危险程度。从灾害防控的角度分析，关键工作面是危险性发生“质变”的工作面，也是开采优化的重点。

关键工作面“防冲-减震”的开采优化设计思路如下：首先对不同开采顺序下巨厚岩层运动状态和覆岩结构特征进行理论分析，研究工作面开采应力大小和巨厚岩层弹性能积聚情况，评估工作面整体稳定性和矿震对地面建(构)筑物的震动损害效应，确定关键工作面的相对位置。其次通过调整开采接续、优化工作面宽度、降低开采强度或者实施防治措施等，主动将诱发灾害的关键工作面(不可采)转化为可以安全回采(或者灾害能够有效防控制)的工作面。因此，主要的设计思路可概括为：根据厚硬岩层运动规律预计关键工作面的位置，根据厚硬岩层下关键工作面防冲―减震的要求，设计或优化关键工作面的参数和开采方法，提高关键工作面的整体稳定性，降低矿震对地面建(构)筑物的震动损害。关键工作面的确定及其开采优化的流程如图6所示。通过对不同开采方案进行对比分析，最终可以获得最有利的开采方案。

3.2 主要技术指标分析

3.2.1 工作面整体稳定性

根据工作面动静载叠加诱发冲击地压的原理^[13]，工作面安全开采的应力条件如下：采前覆岩自重应力及其采空区岩层转移应力形成静载应力(静态支承应力)，开采巨厚岩层及其覆岩结构运动等形成动载应力，静态支承应力与动载应力的叠加应力不会造成工作面整体冲击失稳。动载应力与覆岩结构运动和开采强度有关，可以通过高精度微震监测^[14]和理论分析^[15]得出。一般情况下，回采过程中煤体附加的动载应力近似为采前煤体静态支承应力的k倍。因此，回采阶段工作面煤体支承应力p近似为

(1)

式中：p_j为工作面采前煤体静态支承应力；p_d为工作面回采过程中矿震等引起的煤体动载应力增量；k为动载系数。

以“Γ”型覆岩结构为例，分析工作面静态支承应力估算方法。图7所示为工作面平均静态支承应力估算模型。其中：H为采深；d为工作面设计宽度；l为非充分采空区宽度；h为非充分采空区上覆岩层最大破裂高度；β为覆岩触矸角；α为覆岩移动角；S₁为工作面煤体正上方支撑的岩体范围；S₂为充分采动区一侧触矸线和移动线之间的岩体范围。工作面煤体正上方支撑的岩体和非充分采空区悬露岩层重量的一半(图7中S₁区域)作用在煤体上，充分采动区一侧触矸线和移动线之间岩层重量的一半作用在采空区，另一半以铰接结构形式传递给工作面煤体(图7中S₂区域)。煤体实际支承岩层面积S=S₁+S₂/2。非充分采空区覆岩最大破裂高度约为采空区短边距离的1/2，即h≈l/2。工作面采前平均静态支承应力。由此可得“Γ”型覆岩结构条件下工作面采前煤体平均静态支承应力p_j近似估算公式如下：

(2)

(3)

式中：γ为覆岩平均容重。

图6 关键工作面位置确定及其开采优化流程图

Fig. 6 Chart of positioning and mining optimization of key longwall panel

深井、复杂覆岩结构条件下的孤岛或类孤岛工作面开采容易发生工作面整体冲击失稳^[16]。分析其原因：以工作面煤体为整体研究对象，作用在煤体的平均支承应力大于工作面煤体平均极限支承能力时，工作面即具备了发生整体冲击失稳的条件，其表达式如下：

I=p/R (4)

式中：I为工作面整体失稳性指数，以I≥1.0作为工作面整体失稳的临界指标；I越大表征整体失稳的可能性越高，R为煤体平均综合支承强度，与煤体单轴抗压强度σ_C和煤体围压应力环境有关。

(5)

式中：φ为煤体抗压系数，与煤体围压近似呈线性关系。一般情况下工作面中部煤体处于弹性状态或三向应力状态，取最大抗压系数=3~5，在工作面边界煤体处于塑性(破碎)状态或单向应力状态，取最小抗压系数≈1；ρ为煤体一侧破碎区与塑性区宽度之和，近似取为巷道半径的3~5倍；为考虑煤体弹、塑性分布的综合系数，。

图7 工作面平均静态支承应力估算模型

Fig. 7 Model for estimating static average stress on longwall panel

根据式(4)~(5)能够得到极限稳定条件下工作面宽度，再综合其他技术因素或安全系数等，可确定工作面是否处于整体稳定状态。

3.2.2 矿震对地面建(构)筑物震动损害

当采场的地面临近区域存在重要建(构)筑物时，工作面开采除满足冲击地压防控之外，还需要考虑巨厚岩层运动诱发的强矿震对地面设施的震动效应。巨厚岩层从开始悬空至挠曲变形再发展至极限步距的连续变形过程中，其固支端应力也逐渐增加直至达到极限强度，固支端逐渐具备破断条件，积聚的能量开始向固支端区域转移、突变和集中。

一方面，巨厚岩层在自重及其上覆岩层载荷共同作用下挠曲变形，根据悬顶系统贮能模型^[17]，得到巨厚岩层悬顶结构挠曲弹性能表达式如下：

(6)

或

(7)

式中：U₁和分别为巨厚岩层初次以及周期运动步距条件下贮存的弹性能，对应的运动步距分别为a₁和a₂；b为巨厚岩层初次破断悬露宽度；q为巨厚岩层与上覆岩层附加载荷的单位长度折算载荷；E为巨厚岩层弹性模量；h₂为巨厚岩层厚度。

另一方面，巨厚岩层在极限破坏之前，固支端也可以积聚弹性能。在巨厚岩层固支端单位厚度截面上积聚弹性能包括拉、压这2种弹性变形能。

(8)

式中：U_L和U_Y分别为巨厚岩层极限破断前固支端面拉应力和压应力弹性应变能。

根据一般岩体强度特征，抗拉强度远小于抗压强度，脆性的巨厚岩层首先发生拉破断。图8所示为巨厚岩层固支端弹性能计算模型。由图8可知：固支端受到的拉、压应力以中性面为界且大小相等方向相反，可得

(9)

式中：A为巨厚岩层固支端拉应力大小；E为巨厚岩层弹性模量。

图8 巨厚岩层固支端弹性能计算模型

Fig. 8 Model for calculating elastic energy at clamped end of super-thick strata

当达到极限破断步距即满足A=σ_t(巨厚岩层极限抗拉强度)时，如求得固支端支承边界长度之和L_G，则巨厚岩层积聚弹性量之和近似为

(10)

或

(11)

在一般情况下，巨厚岩层断裂过程中释放的弹性能大部以热能、声发射等形式释放，仅少量真正转化为震动能，地震效率Ω仅为0.26%~10.00%^[18]。同时，由于地层非均质特性，矿震的震动波能量沿传播距离呈乘幂关系衰减，近似表达为

(12)

式中：U_j为地震波传播一定距离后的能量；r为地震波传播空间距离；λ为与地层介质等有关的衰减常数。

矿震对地面质点震动效应是一个复杂的、非线性的复杂过程，其物理本质却是能量的转化。地面建(构)筑物等受到震动波能量的摄入产生动能，地面单位体积ΔV的质点单元产生动能U_m为

(13)

式中：为地面质点单元的平均密度；v为地面质点震动速度。

忽略质点单元自身贮存的能量，假定诱发地面质点震动的能量主要来源于地震波能量传递与转化，由于能量转化过程中存在能量耗散，设有K倍的地震波震动能转化为地面质点动能，则能量转化关系为

(14)

式中：K∈(0，1)。

结合式(12)~(14)，推导出由矿震引起的地面质点震动速度v的表达式如下：

(15)

质点震动速度v与建(构)筑物稳定性的相关性比与其他震动评价指标(如位移、加速度等)的更为密切。当传播地震波的介质变化时，震动速度虽有一定变化，但较其他物理量而言，震动速度与介质有较稳定的关系。我国多采用质点震速作为判断地震等领域震动强度的依据，基本可满足工程需要。不同建(构)筑物的允许或安全震动速度可参考文献[19]。

4 工程应用与分析

4.1 工作面开采初步方案

运用前面的研究成果分析和确定有利于防冲与减震的开采方案。初步开采方案如下：1103工作面→1105工作面(简称方案①)，1105工作面→1103工作面(简称方案②)以及1103和1105工作面联合布置(简称方案③)。下面对不同开采方案进行对比分析。

4.2 高位巨厚砾岩破断预计

1103和1105工作面均先按照宽度为175 m进行分析。根据本矿采区西翼开采经验，采用方案①优先开采1103工作面时，上覆巨厚砾岩将发生破断；在1105工作面开采时，该工作面与相邻1107和1109采空区的宽度总和约为525 m。方案②中优先开采1105工作面，其与相邻1107和1109采空区宽度总和约为525 m，方案③中1103和1105联合工作面与相邻1107和1109采空区宽度总和约为700 m。不同方案的采空区宽度和砾岩厚度比值为4.77~6.36，平均值为5.57，因此，可借鉴薄板理论^[20]对砾岩破断规律进行分析。

(16)

式中：a₁和a₂分别为砾岩三边固支一边简支、四边固支条件下初次破断步距；l_m为工作面推进无限长条件下的砾岩极限跨距，，为巨厚砾岩的平均厚度；σ_t为砾岩极限抗拉强度；为泊松比；在窄区段煤柱情况下，b=b₀-nh₁cotθ(在四边固支条件下，取n=2；在三边固支一边简支或者紧邻采空区条件下，取n=1)，b₀为相应的采空区宽度；h₁为砾岩距煤层距离。

砾岩距煤层h₁=230 m，距地表h₃=160 m，砾岩平均厚度=110 m，覆岩破断角θ约为70°，砾岩极限抗拉强度σ_t为6.8 MPa，泊松比μ=0.2，弹性模量E=28.6 GPa，砾岩所承受的载荷q=4.5 MPa。根据文献[4]研究结果，估算方案①~③开采时巨厚砾岩下方工作面采空区宽度b₀分别为525，525和700 m，对应砾岩底部离层宽度b约441，357和616 m。根据式(16)得到方案①~③开采砾岩的初次破断步距a分别为228，278和327 m。所以，当a＜b，工作面推采至距切眼396，446和495 m时，砾岩可能发生初次破断，并在平面上呈近似竖向“O-X”型破断结构^[4]。

4.3 工作面冲击危险性分析

非充分采空区宽度l=350 m，取上覆岩层的平均容重γ=25 kN/m³，煤体单轴抗压强度σ_C=18.5 MPa，取φ_max=4，φ_min=1，ρ=12 m。考虑工作面开采“Γ”型覆岩空间结构复杂多变、顶板运动剧烈等因素，不同开采强度下动载效应差异较大，分别取动载系数k为0(完全静应力状态)，0.5和0.8，可得煤体平均支承应力(强度)与工作面宽度的关系如图9所示。从图9可以看出：煤体平均支承强度随着工作面宽度增加而增加，并最终趋于稳定，工作面宽度小于极限宽度(约80 m)时具有“整体静态失稳”的可能性。理论估算工作面极限宽度约为145 m，为满足冲击地压工作面高度安全性要求，考虑巷道、区段煤柱布置和安全系数等因素，实际工作面布置宽度应大于175 m。根据以上分析得到方案①~③均满足要求，其中方案③对工作面防冲为最有利。

图9 不同工作面宽度下的煤体平均支承应力(强度)

Fig. 9 Average bearing stress (strength) under different widths of longwall panel

4.4 砾岩破断诱发地面设施震动损害分析

除考虑工作面整体稳定性之外，由于采场地面存在重要水利设施，需要评估矿震对水利设施的震动损害效应，找到有利于减小震动损害的开采方案。根据上述分析结果可知：方案①~③开采砾岩初次破断时固支边总长度L_G分别为1 110，1 262和1 559 m，在不考虑其他因素影响情况下，方案①~③的砾岩初次破断释放弹性能总量U分别约为1.6×10¹⁰，1.3×10¹¹和2.1×10¹¹ J。按照本文研究方法，估算弹性能释放诱发矿震引起地面水利设施的震动速度，计算分析结果如表1所示。由表1可知：在不同开采方案、震动效率情况下，矿震引起的地面水利设施的质点震动速度v不同，表示矿震对地表水利设施震动影响效应不同。方案①开采巨厚砾岩破断引起水利设施质点震动速度范围为0.03~0.17 cm/s，明显小于其他2种方案开采矿震引起的水利设施质点震动速度。运行中的水电站及发电厂中心控制室设备允许的质点震动速度为0.5~0.9 cm/s^[19]，方案①开采矿震引起水利设施质点震动速度整体远低于安全标准，方案②和③开采诱发矿震引起水利设施的质点震动速度较大，最大震动速度接近安全标准，引起水利设施震动损害的可能性比方案①的大。但是，高位巨厚硬岩破断前的微裂隙发育、融合并逐渐形成宏观裂纹需要一定时间，且不同支承边界条件下裂隙发育过程也不完全同步，实际过程中巨厚硬岩呈现多次破断、分步释放能量的特征。一般情况下，巨厚砾岩顶板不会发生瞬间性的整体结构破断垮落，同时出于安全性考虑，计算选择的参数也偏大。因此，砾岩运动诱发的矿震对地面水利设施产生“震动损害”的可能性极小，分析结果可为开采方案优化及选择提供重要支持。

表1 矿震分析结果

Table 1 Result of mine earthquake analysis

4.5 开采方案确定

综合工作面考虑防冲、减震等因素，结合采区采掘工程的其他影响因素(如采掘接续相互干扰情况、工作面“三机配套”以及工作面地质条件等具体情况)可知：方案①开采对水利设施震动损害程度最小，同时也能满足工作面整体稳定性要求，对冲击地压防治有利。因此，选择方案①作为最终开采方案，最后的孤岛工作面为1105工作面，工作面设计宽度大于175 m。为安全起见，开采过程仍需要采取加强监测、降低推采速(强)度等预防措施，遵循“以(震动)量定产(量)”的基本原则。鉴于开采过覆岩运动的动态性、复杂性，且单个因素的影响程度难以确定，因此，1105孤岛工作面应从试采阶段开始，根据监测工作面前方200 m范围煤体内应力变化规律和开采过程微震监测单位时间能量-频次变化等因素，综合确定合理开采速(强)度。建议开采速度从1~2 m/d开始，逐步增加推进速度，推采速度应控制在6 m/d以内。

该设计方案已在山东某试验矿井得到了应用，并取得了较好的实践效果。

5 结论

1) 采场存在巨厚岩层赋存时，巨厚岩层运动及其覆岩结构失稳诱发的强矿震能够引起2类典型动力灾害：井下冲击地压和地面建(构)筑物震动损害。

2) 提出关键工作面的观点及其评估指标，阐述关键工作面“防冲-减震”的开采优化设计方法。以工作面整体稳定性和矿震对地面建(构)筑物的震动损害为指标，确定关键工作面位置，通过调整开采接续、优化工作面宽度、降低开采强度或实施防治措施等将诱发灾害的关键工作面(不可采)转化为可以安全回采(或灾害能够有效防控制)的工作面。

3) 运用本文方法对山东某矿井下开采设计方案进行优化设计，确定满足防冲安全的工作面宽度，并最终得到最有利于“防冲-减震”的开采方案。

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(编辑伍锦花)

收稿日期：2017-03-21；修回日期：2017-05-26

基金项目(Foundation item)：国家重点研发计划项目(2016YFC0801408, 2017YFC0804202)；国家自然科学基金资助项目(51574008, 51674014)；深部煤矿采动响应与灾害防控安徽省重点实验室开放基金资助项目(KLDCMERDPC17107) (Projects(2016YFC0801408, 2017YFC0804202) supported by the National Key Research and Development Program of China; Projects(51574008, 51674014) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(KLDCMERDPC17107) supported by the Foundation of Key Laboratory of Mining-induced Response & Disaster Prevention and Control in Deep Coal Mines of Anhui Province)

通信作者：张明，博士，讲师，从事矿山压力与岩层控制和冲击地压防治等研究：E-mail: ok_ming_ming@126.com

摘要：为避免巨厚岩层运动诱发井下冲击和造成地面建(构)筑物震动损害，以山东某巨厚岩层矿井为研究背景，采用现场监测、理论分析和工程实践等手段，探讨兼顾地面建(构)筑物减震和井下防冲的关键工作面设计方法。研究结果表明：孤岛工作面两侧的采动程度不同，非充分采动区上覆高位悬顶巨厚砾岩及其底部孤岛煤岩柱形成不对称“Γ”型覆岩空间结构；巨厚岩层开采条件下存在一个关键工作面，以工作面整体稳定性和矿震引起地面建(构)筑物的震动损害作为主要评估指标可确定关键工作面及其防冲-减震开采优化方法；在开采设计中采用上述方法可最终确定合理的开采方案，并取得较好的实践效果。