煤矿冲击矿压强度的弱化控制机理

1、技术研究 石家庄中煤杯参评论文煤矿冲击矿压强度的弱化控制机理陆菜平1,2 窦林名1,21-中国矿业大学 矿业工程学院；2-中国矿业大学 煤炭资源与安全开采国家重点实验室，江苏 徐州 221116摘 要 煤矿冲击矿压的防治是国际岩石力学与工程界的一大难题，主要原因在于缺乏有效的理论指导以及治理效果的综合检验技术。论文以不同组合类型的组合煤岩试样为研究对象，利用Disp-24声电测试系统、TDS-6微震采集系统、FLAC数值模拟软件的Dynamic模块以及理论建模的综合研究方法，研究了组合煤岩试样冲击倾向性的演变规律，揭示了组合煤岩试样冲击破坏过程中的声电以及微震效应，模拟分析了影响组合煤岩体冲击

2、效应的关键因素。结果表明：组合煤岩试样中各组件的力学强度参数、冲击倾向性指数与声电以及微震信号的强度之间呈正相关关系。即组合煤岩体中顶底板以及煤样的强度、顶板的整体性厚度以及矿震的扰动能量对于煤岩体的冲击效应具有显著影响。依据煤岩体变形破坏的冲能原理，建立了冲击矿压强度的弱化控制原理。该原理已经在我国10多个具有冲击危险的矿区进行了应用，取得了预期的效果。关键词 采矿工程 冲击矿压 组合煤岩 弱化控制 机理-引 言人类的采矿活动必然造成煤岩体应力的重新分布和破裂损伤，伴随着采动效应，将会诱发煤岩体的震动破坏（矿震）。煤矿煤岩动力灾害的发生往往与已知的人工开挖过程具有特定的联系。如果采动损伤效应

3、极大地改变围岩的渗透性，将会导致顶板、断层带或底板突水并造成安全事故；如果采动损伤效应造成煤岩体内部积聚大量冲能的瞬间释放，将会诱发冲击矿压；如果采动损伤效应造成煤岩体的卸压，将会直接或间接导致煤与瓦斯异常涌出（突出）甚至瓦斯爆炸灾害。例如，国家安全生产监督管理总局通过现场调查取证，获得了2005年“2.14”阜新矿难瓦斯突出与矿震冲击相关的确凿证据，结论被正式写入孙家湾瓦斯爆炸事件国务院调查专家组的调查报告1。因此，弱化和控制冲击矿压的强度对于矿震的治理、煤与瓦斯突出（瓦斯爆炸）以及煤矿突水等其他动力性灾害的防治具有重要的借鉴意义。目前，岩石力学与工程界对于冲击矿压的研究主要集中在三个领域：

4、冲击矿压的机理、冲击矿压的预测预报以及治理技术。对于冲击矿压机理的研究，最初Obert 和Duvall认为冲击矿压的发生是应力超过岩石的抗压强度。Cook2、Vardoulakis3、Dyskin4、Z. H. CHEN5等人分别从构造应力、煤岩体微裂纹的扩展以及变形破裂过程中的声发射效应等角度进行了探索。但上述机理的研究对象均为单一的煤（岩）试样，无法全面地揭示冲击矿压的本质，且没有考虑到顶板、煤体和底板三者之间的相互作用机制对煤体冲击效应的影响。对于冲击矿压的预测，目前主要采用如微震、声发射系统及电磁辐射等无损监测手段。受载岩体产生低能级声发射在1930年首次被两位美国煤炭工业局的研究人员

5、Obert和Duvall6所发现。受载材料断裂产生电磁辐射在1933年首次被观测到。许多其他研究人员相继进行了该项研究。目的就是揭示不同的电磁辐射特征。何学秋、窦林名以及王恩元等7-9先后将电磁辐射应用于煤与瓦斯突出及冲击矿压等煤岩动力灾害的预测预报。但无论微震、声发射还是电磁辐射系统都面临冗长监测数据的有效识别与分析、背景噪声的有效过滤，特别是单一监测手段预测准确率较低的难题，很难真正实现冲击矿压的预测。当前，对于冲击矿压的治理进行了大量的研究，如BaoYao Tang10提出了深井硬岩冲击矿压的评估和控制问题，开发了三维有限元程序模拟工作面卸压爆破引起的破裂区域，用来评估卸压爆破的治理效果

6、。李成全11提出了冲击矿压防治的高压水射流煤层割缝卸压新技术，实现工作面煤体的超前卸压。高明仕12基于震动波在不同介质中传播的衰减规律，提出了冲击性巷道的强弱强控制机理。窦林名等13提出了煤岩体的强度弱化减冲原理。但上述研究并没有从影响煤岩体冲击效应的关键因素以及强度弱化前后冲能的演变规律，建立冲击矿压强度的弱化控制理论模型，特别是没有建立弱化效果的综合检验技术。综上，冲击矿压作为一种特殊的矿压显现，准确预测其发生的时间非常困难，就像地震预报一样。在任何情况下，必须强调时间只是冲击矿压预测的一个部分，更重要的是要监测潜在的危险区域，以及弱化解危。在绝大多数情况下，更需要控制潜在的冲击矿压强度，

7、实现从预测到减冲的重要突破。本文以不同组合类型的组合煤岩试样为研究对象，利用Disp-24声电测试系统、TDS-6微震采集系统，研究组合煤岩试样冲击倾向性的演变规律，揭示组合煤岩试样冲击破坏过程中的声电以及微震效应，模拟分析影响组合煤岩体冲击效应的关键因素。依据煤岩体变形破坏的冲能原理，最终建立冲击矿压强度的弱化控制机理。1 组合煤岩试样的冲击破坏效应1.1 冲击倾向性与煤岩力学强度参数的相关性从海孜煤矿、古城煤矿、星村煤矿、济宁三号煤矿以及三河尖煤矿选取煤岩样，加工成标准的顶板-煤或顶板-煤-底板等组合方式的试样，总共加工了近100个试件，进行单轴压缩循环加卸载实验测定其冲击倾向性指数。图1

8、所示为组合煤岩试样的实物照片。图2所示为Disp-24声电测试系统。图1 试样照片图2 Disp-24声电系统选取济三煤矿的顶底板岩样，煤样取自上述5个矿区，加工成5组“顶-煤-底”高度比值相同的组合试样，每组3个试件，测定冲击倾向性。图3所示为冲击能指数、弹性能指数与抗压强度之间的关系。 图3冲击能及弹性能指数与抗压强度之间的关系图中，随着组合试样单轴抗压强度的增加，则冲击能和弹性能指数亦随之增加，且呈一次线性回归关系，说明煤样的单轴抗压强度与组合煤岩试样的冲击倾向性呈正相关关系。实验测定了2组不同强度顶板的组合试样在加载过程中的声发射信号，参数为计数率。两组试样中顶板的单轴抗压强度分别为1

9、69.7MPa和65.2MPa，底板均为粉细砂岩，试样中顶板高度所占百分比均为60%。图4所示为试样测定的声发射计数率分布。（a）顶板强度169.7MPa（b）顶板强度65.2MPa图4试样变形破裂声发射计数率分布图中，顶板强度越高，组合煤岩试样变形破裂越猛烈，且呈脆性爆裂式破坏，声发射信号的计数率相对集中且较高，说明顶板的单轴抗压强度越高，则试样的冲击倾向性越强。选取三河尖煤矿的顶底板和煤样，加工成6组“顶-煤”高度比值不同的组合试样，每组3个试件，测定冲击倾向性。图5所示为冲击能指数与顶-煤高度比值之间的关系曲线。图5冲击能指数与顶煤高度比值的关系由图可知，当组合试样中顶板与煤层的厚度比值

10、大于0.75时，顶板试样越厚，冲击能指数越大，则组合煤岩试样的冲击倾向性就越强。综上，组合煤岩试样的冲击破坏效应与煤样的强度、顶板的强度及其整体性厚度呈正相关。1.2 组合煤岩试样冲击破坏声电及微震效应图6为组合煤岩试样变形破裂电磁辐射信号最大能量率与试样单轴抗压强度之间的关系曲线。图6电磁辐射最大能量率与抗压强度的关系图中，电磁辐射信号最大能量率和组合煤岩试样的单轴抗压强度呈一次线性关系，说明煤样及顶底板岩样的抗压强度越高，则试样变形破坏越猛烈，冲击倾向性就越强。图7所示为古城煤矿组合煤岩试样变形破裂过程中测定的声发射信号能量率分布。其中试样的单轴抗压强度分别为27.17MPa、33.81M

11、Pa。（a）试样强度27.17MPa（b）试样强度33.81MPa图7 试样变形破裂声发射能量率分布图中，试样b冲击破坏时的声发射信号能量率明显高于试样a，说明组合煤岩试样的单轴抗压强度越高，则声发射信号就越强。图8所示为济三煤矿组合煤岩试样循环加载测定的声发射计数率分布。其中试样的顶板高度比例分别为69%、45%。（a）顶板高度比例69 （b）顶板高度比例45图8 试样变形破裂声发射计数率分布图中，组合煤岩试样中顶板厚度越高，变形破裂产生的声发射信号越强，则冲击倾向性就越强。图9所示为三河尖煤矿组合煤岩试样循环加卸载过程中测定的微震信号的最大振幅与试样冲击倾向性之间的关系曲线。图9微震信号的

12、最大振幅与冲击倾向性的关系由图可知，组合煤岩试样的冲击倾向性越高，则变形破裂产生的微震信号越强。即微震信号的强度可以反映组合煤岩试样的冲击破坏效应。综上，组合煤岩试样变形破裂的声电以及微震信号强度与试样的冲击倾向性呈正相关关系，且能够反映组合煤岩体冲击效应的强弱。2 组合煤岩体冲击效应的数值模拟2.1 数值模拟模型的建立模型根据徐州三河尖煤矿9202工作面实际生产地质条件确定，各煤系岩层见表1所示。模型底边界垂直位移固定，左右边界水平方向位移固定。煤系岩层力学性质根据实际情况而定，材料本构模型为摩尔-库伦模型。模型长300m高、126m，划分成300×126共计37800个基本单元。

13、受计算容量所限，在模型顶部加18MPa的等效载荷。初始模型见图10所示。图10 数值模拟模型模型的计算过程如下：建立初始模型初始化应力场原岩应力平衡开采7202工作面开采7110工作面开采9112工作面开挖9202轨道巷施加冲击动载模拟结束。2.2 模型参数设置以实际地质条件为基础，模拟过程中调整震源能量以及煤岩层物理力学参数，得到不同能级的冲击动载、不同强度及厚度的顶板岩层、不同强度的煤体对上覆残留煤柱区影响下的煤层巷道冲击效应的影响规律，模拟参数为垂直应力、变形量、变形速度以及加速度等。模型的参数如表1所示。表1 初始模型模拟参数岩层性质B/e9PaG/e9Paf /°C/e6P

14、aH/m中粗砂岩5.34.0372.030砂岩4.23.3351.520中细砂岩5.34.0372.014粉砂岩3.83.0331.237煤层1.50.8270.82粉砂岩3.83.0331.24中砂岩4.53.6351.59砂岩互层3.83.0331.22中砂岩*4.53.6351.59粉砂泥岩3.62.0321.319煤层1.50.8270.82泥岩2.51.5301.01粉细砂岩5.34.0372.01细砂岩4.53.6351.828注：中砂岩*表示模拟需要调整物理力学参数的岩层2.3 模拟方案及步骤（1）模拟方案根据震源的统计，把震源设置在7煤上方厚度为14m的中细砂岩顶板中较为合理。

15、在9202工作面轨道巷顶板正中间设置监测点，监测该点的垂直应力、变形量、变形速度以及加速度。通过对工作面及巷道的开挖，模拟不同震源能量(5×105J、1×106J、5×106J)情况下，监测点的垂直应力、变形量、变形速度以及加速度的变化；变换9煤上方中砂岩老顶的抗压强度(30MPa、60MPa、120MPa)，模拟相同震源能量、不同顶板强度的条件下，监测点的垂直应力、变形量、变形速度以及加速度的变化规律；变换9煤上方中砂岩老顶的整体性厚度(9m、15m、25m)，保证震源距巷道的垂直距离不变。模拟相同震源能量、不同厚度顶板的条件下，监测点的垂直应力、变形量、变形速

16、度以及加速度的变化；变换9煤层的单轴抗压强度(20MPa、30MPa、40MPa)，模拟相同震源能量、不同煤层强度的条件下，监测点的垂直应力、变形量、变形速度以及加速度的变化规律。（2）模拟步骤建立初始模型，设定震源能量为5×105J，9煤层上方的中砂岩老顶厚度为9m，单轴抗压强度为30MPa，9煤层的单轴抗压强度为20MPa；首次计算至原岩应力平衡，然后开挖工作面和巷道，并施加冲击动载，再次计算至应力平衡；变换震源的能量，模拟监测点的垂直应力、变形量、变形速度以及加速度。依次变换9煤层上方中砂岩顶板的整体性厚度、抗压强度、以及9煤层的抗压强度等参数，重复上述步骤（2）。2.4 结果

17、及其分析（1）矿震对巷道的冲击破坏效应图11所示能量分别为5×105J、1×106J、5×106J，9煤上方的中砂岩顶板厚度为9m，抗压强度为30MPa，9煤层抗压强度为20MPa时，监测点的变形量、变形速度以及加速度的变化情况。图11 不同能量的矿震对巷道的冲击效应由图可知，巷道顶板的冲击效应与矿震的能量呈一次线性关系递增。且随着矿震能量的增加，巷道顶板中的垂直应力也随之增强。（2）顶板厚度对巷道的冲击破坏效应图12所示震源能量为1×106J，中砂岩顶板的整体性厚度为9m、15m、25m，抗压强度为30MPa，9煤层抗压强度为20MPa时，监测点的变形

18、量、变形速度以及加速度的变化情况。图12 不同厚度的顶板对巷道的冲击效应图中，巷道顶板的位移量、变形速度以及加速度与顶板岩层的整体性厚度呈正相关关系，说明砂岩顶板的厚度越大，巷道的冲击效应越强，特别是顶板的整体性厚度达到25m以上。（3）顶板强度对巷道的冲击破坏效应图13所示震源能量为1×106J，中砂岩顶板的整体性厚度为9m，抗压强度为30MPa、60MPa、120MPa，9煤层抗压强度为20MPa时，监测点的变形量、变形速度以及加速度的变化情况。 图13 不同强度的顶板对巷道的冲击效应图中，巷道顶板的位移量、变形速度以及加速度与顶板岩层的抗压强度呈正相关关系，说明顶板的强度越高，

19、巷道的冲击效应越强，特别是顶板的抗压强度达到120MPa以上。（4）煤层强度对巷道的冲击破坏效应图14所示震源能量为1×106J，中砂岩的整体性厚度为9m，抗压强度为30MPa，9煤层抗压强度分别为20MPa、30MPa、40MPa时，监测点的垂直应力、变形量、变形速度以及加速度的变化情况。巷道顶板的位移量、变形速度随着煤层抗压强度的增加呈降低的趋势，但垂直应力与变形加速度呈递增趋势，说明煤层越硬，应力越高，变形量越小，诱发冲击需要的应力越高，在冲击瞬间的变形加速度越大。即煤层的单轴抗压强度越高，则越易诱发“弱变形”的强冲击效应。 图14 不同强度的煤层对巷道的冲击效应综上，矿震能量

20、、砂岩顶板的强度及整体性厚度对于巷道的冲击效应具有显著性影响，且随着煤层抗压强度的增加，巷道变形量减小，但存储的冲能增加，冲击危险性随之增强。3 组合煤岩体变形破坏的冲能分析一个单位体积的岩体单元在外力作用下变形，假设该物理过程与外界没有热交换，即封闭系统，外力功所产生的总输入能量为U，根据热力学第一定律：U=Ud+Ue （1）式中：Ud单元耗散能；Ue为单元可释放弹性应变能。单元耗散能Ud用于形成单元内部损伤和塑性变形，其满足热力学第二定律，即内部状态改变符合熵增加的趋势。图15为岩体单元应力应变曲线，面积Uid表示单元发生损伤和塑性形变时消耗的能量，阴影面积Uie表示单元中储存的可释放应变

21、能，该部分能量为岩体单元卸载后释放的弹性应变能。Ei为卸载弹性模量。对于一定强度的煤体，则顶板的可释放应变能就取决于其屈服卸载的弹性模量。图15 能量耗散和释放的量值关系对于组合煤岩试样，当顶板不发生突然断裂或滑移时，顶板施加在煤体上的载荷可看成静载荷。在线弹性范围内，依据能量耗散与可释放应变能的相互关系，煤样冲击破坏时，顶板、煤样以及底板的可释放应变能分别如下：（2）（3）（4）式中：u10、u20 、u30 载荷达到煤样抗压强度时顶板、煤样以及底板的变形量； Uid顶板卸载回弹产生塑性变形的耗散能； Uco煤样变形破坏需要耗散的表面能，包括热能、声能以及辐射能等。则整个组合煤岩系统总的可释

22、放应变能为：Ue= Ure+ Ucr+ Uf（5）一定应力状态的煤岩体具有一定的极限储存能Uj。如果组合煤岩系统的总的可释放应变能大于该应力状态的极限储存能，多余的能量将会转移或者释放。转移和释放的能量将造成煤体的塑性变形或破裂，甚至有可能将破碎煤岩块推移或抛出。则定义Us为组合煤岩系统变形破坏后的剩余能量，即冲能，如下式所示：Us= Ure+ Ucr+ Uf- Uj（6）（1）当Us0 时，则煤体呈现出冲击式动态破坏，且表现为破碎煤岩块的飞溅现象。此时： （7）式中：mi飞溅的煤碎块质量；i飞溅的初速度。峰后软化阶段，煤体在顶板的动荷载作用下，短时间内的高应力迫使一部分煤体单元产生损伤，强度

23、降低。而大部分单元则迅速储存了较多的弹性能，当超过极限储存能时，引发煤体大量单元的瞬间整体破坏，形成多碎块式的爆裂性动态破坏。（2）当Us=0时，即没有剩余能量用于煤体的冲击破坏，煤岩系统释放的弹性能以表面能的形式用于形成新开裂面（损伤）或滑移而耗散掉，煤体单元中储存的可释放弹性应变能较少。当载荷接近极限强度时，损伤后剩余单元中储存的弹性能达到极限储存能而使煤体发生整体性破坏，且表现为静态的缓慢破坏，没有煤碎块的飞溅现象，煤岩体分裂成多块。（3）当Us0时，即组合系统的可释放应变能小于煤体的极限储存能，煤体并不会冲击破坏。实验发现主要由于顶底板的强度相对较软，低于煤样的抗压强度。加载过程中，顶

24、板或底板试样首先破坏，并耗散掉大部分的可释放应变能，而煤样提供了大部分的能量，当载荷达到顶板或底板的抗压强度时，此时煤体出现回弹卸载释放弹性能的现象。上述分析，组合煤岩试样冲击破坏的能量耗散和释放之间的关系如表2所示。表2组合煤岩冲击破坏的能量耗散和释放冲能能量释放能量耗散冲击破坏形态Us0顶底板和煤体煤体碎块爆裂性破坏Us=0顶底板和煤体煤体静态缓慢破坏Us0煤体顶、底板顶底板静态破坏图16所示为实验室测定的组合煤岩试样不同类型冲击破坏后的实物照片。（a）Us0（b）Us=0（c）Us0图16组合煤岩试样不同类型的冲击破坏方式Roberts和Wagner等14证明煤岩块突出或弹射速度也是反映

25、冲击矿压强度的一个重要指标。谢和平15认为在动态荷载作用下，煤岩体中储存的可释放应变能往往大于煤岩体灾变所需要的表面能。因此，差额U会构成碎裂煤岩块的冲击动能。图17所示为实验测定的组合煤岩试样冲击破坏时煤岩碎块的动能与冲击能指数之间的关系。图17 煤岩碎块的动能与冲击能指数的关系综上，组合煤岩试样的冲能越高，则冲击倾向性越强。冲能能够反映煤岩体冲击效应的强弱，且冲能与煤岩体中顶底板的强度及整体性厚度、煤体的强度呈正相关关系。因此，降低顶底板试样的强度及其整体性厚度、煤体的强度就能够弱化组合煤岩体的冲击破坏效应。4 组合煤岩冲击效应的弱化控制机理对于组合煤岩试样而言，根据能量守恒定律，系统的能

26、量耗散和能量释放规律满足下式：W+Ure+ Uf + Ucr = Uco + Uj+Us（8）式中：W矿震对煤岩体的能量输入；Ure顶板回弹卸载释放的弹性能；Uf底板回弹卸载释放的弹性能；Ucr煤体变形破坏释放的弹性能；Uco煤岩体变形破坏耗散的表面能，包括热辐射、电磁辐射和声发射等能量耗散；Uj极限储存能；Us煤体的冲能。一般情况下，煤岩体内积聚的能量由系统的弹性应变能、顶板运动产生的冲击动能、矿震传递到煤岩体附近的剩余能量以及热能等组成。假设：（1）煤岩体的弹性模量一定，初始状态为静载弹性变形阶段，则煤岩体中初始积聚与耗散的弹性应变能之差为U0；U0= Ure （o，Er）+ Uf（o，E

27、f）+ Ucr（o，Ec）-Uco （10）（2）煤岩体的极限弹性储存能为Uj；（3）微短时间内，煤岩体变形破裂耗散的表面能忽略不计，则任意t时刻煤岩体内积聚弹性应变能的增量为Ut；（11）将上式对时间t求偏导数，则：（12）（4）矿震震中的能量为Uw，则震动波传递到工作面（巷道）附近的剩余能量为Uf= Uw·el；（5）实施煤岩体强度弱化时，卸压爆破一次释放的弹性能为Ue（Ue与装药量以钻孔参数等有关。当装药量以及钻孔参数确定时，Ue为一定值）；（6）不考虑外界环境温度对煤岩体的能量积聚与耗散的影响。在工作面回采或巷道掘进过程中，任意 时刻煤岩体内积聚弹性应变能的增量Ut是一个随时

28、间变化的变量，其中、E为控制变量。则弹性应变能增量Ut可能会出现如下三种情况：（1）Ut/t0，则煤岩体积聚的弹性能大于耗散能，总的可释放应变能增量Ut随时间增加；（2）Ut/t=0，则煤岩体弹性能的积聚与耗散保持动态平衡，总的可释放应变能保持不变；（3）Ut/t0，则煤岩体耗散的弹性能大于积聚的弹性能，则弹性能增量Ut随时间的增加呈降低趋势。如果组合煤岩体的能量积聚与耗散状态满足上述第2种或第3种情况，那么煤岩体就不存在发生冲击矿压的可能性。考虑到矿震对煤岩体的动载冲击扰动，则工作面前方或巷道周围煤岩体内积聚的弹性应变能的变化可由下式来表示。其中，U表示任意时刻煤岩体所积聚的弹性应变能，Uf

29、为矿震的扰动能量。（13）利用煤岩体变形破裂的电磁辐射以及微震效应等监测，可以识别煤岩体内部所积聚的弹性能 是否接近极限储存能，两者之间存在如下两种可能：（1）当UUj，即Ut/t0时，煤岩体所积聚的弹性能始终大于耗散能，能量不断增加，则煤岩体冲击危险性相应就越高。当U=Uj时，煤岩体处于能量极限状态，即使有微小的能量扰动（如采动或顶板活动等），都会诱发冲击。此时，就必须采用卸压爆破等强度弱化措施进行能量释放。卸压爆破弱化煤岩体的强度之后，能够降低矿震的剩余能量Uf，以及煤岩体的弹性应变能的积聚速率（式9），从而达到降低可释放应变能U的目的，使得U=U-UeUj。当UUj时，如果不及时采取卸压

30、爆破等措施，则工作面在回采或掘进中，能量将会进一步增加，直至诱发冲击，之后将会达到新的平衡。（14）图18所示当UUj时，工作面前方或巷道周围煤岩体进行强度弱化卸压爆破前后弹性能的积聚与释放以及与极限储存能之间的关系模型。图18 煤岩体强度弱化前后能量的积聚与能量释放（2）当UUj，即Ut/t0时，说明煤岩体耗散的弹性能大于积聚的弹性能，总的可释放弹性能逐渐降低，当（Uj -U）越来越大，则冲击危险性相应就越低，这种情况下，不需要采用任何煤岩体的强度弱化措施，也不会出现冲击矿压危险。由图可知，通过卸压爆破等手段降低顶底板的强度及整体性厚度、煤体的强度就可以减小组合煤岩体的能量积聚速率，降低总的

31、可释放应变能，从而实现冲击矿压强度的弱化，这就是冲击矿压强度的弱化控制机理的理论基础。具体实践体现在：在冲击危险区域，采取松散煤岩体的方式，降低其强度、顶板的整体性厚度，使得冲击倾向性降低；对煤岩体的强度进行弱化后，应力高峰区向煤体深部转移，降低煤岩体积聚冲能的速率；采取强度弱化解危措施后，诱发煤岩体的冲能，降低冲击矿压的强度。参考文献1 李世愚,和雪松,张少泉,等.矿山地震监测技术的进展及最新成果J.地球物理学进展, 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.