冲击地压是煤矿井下开采过程中煤岩体突然破坏瞬间释放大量能量的一种动力灾害。目前有关冲击地压发生理论主要有强度理论、刚度理论、冲击倾向性理论、能量理论和变形系统失稳理论。这些理论从不同角度阐述了冲击地压发生机理，建立了相应的判别准则。尤其是变形系统失稳理论[1]以最小势能原理作为判别准则，判别系统平衡状态的稳定性，以能量准则判别动力过程的稳定性，建立了完备的冲击地压发生判别准则体系。利用变分法可以建立冲击地压失稳理论的数学模型。

工程实测和模拟试验表明[2]冲击地压现象具有时间效应，即冲击地压往往在加载完成后，经过一段滞后时间才发生。因此在研究冲击地压发生理论时必须考虑时间因素的影响。以往的冲击地压发生理论不论是在定性描述还是在定量分析方面，都忽略了时间因素的影响。近年来，冲击地压时间效应的研究逐渐得到重视。徐思朋[3]将研究成果分为3类：一是煤岩体流变引起的冲击地压，二是采掘速度引起的冲击地压，三是流变与采掘活动耦合作用引起的冲击地压；针对煤柱冲击地压发生的滞后性，建立了一个简单力学模型，从煤柱流变性的角度给出了其发生的判别准则[4]。徐曾和等[5-6]研究了流变性岩层下矿柱岩爆的发生条件与滞后时间，并采用尖点突变模型研究了孤立煤柱岩爆的时间效应。刘宝琛、孙钧等[7-8]建立了不同的蠕变模型，并阐述了确定模型蠕变参数的方法。王来贵等[9-11]提出了岩石蠕变失稳的概念，在建立模型的基础上进行了初步的应用。尹万蕾等[12]针对煤矿冲击地压发生具有时间滞后特性进行了深入研究。姜福兴等[13]研究了高地应力特厚煤层蠕变型冲击机理研究，其具有自发性和时滞性。基于以上研究成果，建立孤立煤柱冲击地压蠕变失稳理论，对冲击地压时间效应进行深入探讨。

1 冲击地压蠕变失稳机理

在不同应力水平下，煤岩材料表现出不同的蠕变性质。当应力水平较低时，随着时间增加蠕变变形趋于稳定。当应力水平较高时，煤岩体内局部区域出现裂纹集中现象，裂纹扩展形成搭接并合，产生等速蠕变。该区域煤岩进入应变软化变形阶段，抵抗变形的能力随着变形增加而减小，使得变形集中程度加剧，如此相互作用，煤岩变形迅速增加，深化为加速蠕变，最终导致煤岩破坏。

煤矿井下巷道围岩体、煤柱及其顶板岩层，在构造应力与采动应力作用下，局部区域产生高应力，由于超过强度极限而进入峰后应变软化阶段，其抵抗变形的能力随变形的增加而降低（称为软化区Vs）。周围区域的煤岩体处于峰前弹性变形阶段，其抵抗变形的能力随变形的增加而增加（称为弹性区Ve）。在初始时刻，如果软化区范围还不是足够大，按冲击地压失稳理论，煤岩变形系统处于稳定平衡状态，不会失稳，冲击地压不会立即发生。但由于煤岩材料具有蠕变性质，随着时间的推移，煤岩体的变形逐渐增大，软化区逐渐扩大。在某一时刻，当软化区发展到足够大时，按冲击地压失稳理论，系统处于非稳定状态，受到外部扰动，系统失稳失稳，发生冲击地压。

迎宾大道修成了快速路，而快速路呈全封闭状。路中央横亘起一道水泥墩，将行人过马路的通道，完全封死。报纸上说，这是二环线。

图6所示为CHSOS的1H-NMR谱图，图中1处位移归属为Si—CH3上氢的位移，2和3分别为与Si相连的亚甲基氢的位移，6峰为N—CH3上氢的位移，而化学位移为 3.5的宽峰是多种氢的重叠峰，如C—OH、醚链上的亚甲基上的氢。和图5(b)比较可知，归属于环氧基上的氢的位移，即 2.6，2.8，3.1 处的位移在图4中消失，同时出现6峰，即N—CH3上氢的位移[19]。因此可证明环氧基发生开环反应，并将三甲胺盐酸盐阳离子试剂引入，综上所述，合成目标产物。

2 冲击地压蠕变失稳判别准则

根据冲击地压失稳理论，煤岩变形系统的总势能为Ⅱ，冲击地压发生条件为[14-15]：

 

式中：δ为一次变分；δ2为二次变分。在某一时刻t＞0，总势能为：

 

式中：{F}为系统所受体积力（作用区域为V）；{P}为表面力（作用区域为 S）；{σ}为应力；{ε}为应变；{u}为位移；得冲击地压发生条件[14-15]：

 

本文结合江苏潮间带某风机设计荷载工况和基础锚杆预应力现场监测结果，使用ABAQUS有限元计算软件建立锚杆基础三维模型，对不同阶段锚杆预应力作用下锚杆基础承载力进行了计算，分析研究锚杆基础的长期承载力特性，并据此对基础安全性进行了评价。

3 孤立煤柱冲击地压蠕变失稳判别准则

假设顶板为K-V体（Kelvin-Viogt模型），即刚度 k（t）=k0{1+[1-exp（-t）]}-1，k（∞）=为长期刚度。

  

图1 分析模型

假设煤柱不发生蠕变，其顶部轴向位移为u，压力为F，煤柱的载荷-位移关系为[14-15]：

滴灌工程技术在河西地区大田推广应用中的问题探讨——以勤锋农场滴灌工程为例 ……………… 石 岩等(11.27)

 

假设顶板发生蠕变变形，其顶部位移a（t）、刚度k（t）均为时间的函数，顶板载荷位移关系为：

 

系统总势能为

 

由δ2Π≤0，得冲击地压发生条件：

 

4 孤立煤柱冲击地压发生的滞后时间

式（14）取等号，得冲击地压发生的滞后时间为：

 

 

式中：K0=；uc为峰值载荷Fc=K0uce-1所对应的位移，uc=hεc；f′（0）=K0，为煤柱的初始刚度。

GLP-1具有保护心血管系统的作用，并且这种作用于其抑制心肌细胞的凋亡有关。Bose等对大鼠离体心脏的缺血研究中，阐明了GLP-1在完整的大鼠离体心脏中具有对抗心肌梗死的作用，并指出其作用可能于激活多种激酶从而抑制心肌细胞的凋亡有关[11]。同时，也有研究显示GLP-1通过抑制其凋亡来减轻缺氧或复氧诱导的心肌细胞损伤，对心肌细胞产生一定的保护作用。

当时 u＜uc，f′（u）＞0；当 u＞uc时，f′（u）＜0，煤柱的峰后刚度K（u）=-f′（u）=│f′（u）│。由f″（u）=0，得拐点ug=2uc。

4.1 顶板为H体

假设顶板为 H 体（Hooker模型），即 k（t）=k0，为常数，则顶板不发生蠕变。

冲击地压发生的必要条件为 f′（u）+k0≤0

由f′（u）+k0=0，可求得2个解u1、u2，且uc＜u1＜ug，u2＞ug。当 u=u1 时，R1=K0u1exp（-），为无蠕变条件下冲击地压启动的临界载荷。冲击地压启动后，煤柱位移发生突跳，突跳量为△u=u2-u1。当u=u2时，冲击地压结束，系统进入新的稳定平衡状态。

4.2 顶板为M体

假设顶板为M 体（Maxwell模型），即 k（t）=k（0）=k0为初始刚度，k（∞）=0 为长期刚度，η 为黏性系数。

冲击地压发生的必要条件为：

 

式（10）取等号，得冲击地压发生的滞后时间tc为：

 

t=tc时，由f′（u）+=0可求得2个解u1（tc）、u2（tc），且uc＜u1（tc）＜ug，u2（tc）＞ug。当u=u1（tc）时，R1=K0u1（tc）exp（-），为蠕变条件下冲击地压启动的临界载荷。冲击地压启动后，煤柱位移发生突跳，突跳量为△u=u2（tc）-u1（tc）。当u=u2（tc）时，冲击地压结束，系统进入新的稳定平衡状态。

4.3 顶板为K体

pH值作为衡量果醋饮品的一个重要指标，本文采用PHS-25酸度计对不同时段的柠檬果醋进行测量，并做出比较。由图3可知，柠檬果醋的pH值在酿造不同阶段的样品中并未产生过大的变化，由最初的2.77下降到2.66，而后缓慢下降到2.63。表明其pH值的随储藏时间的推移而增大，酸性增强，表明柠檬果醋的口感逐渐变得醇厚起来。

⑦ 刘译：What makes the difference is that one has heard the Way before the other and that one is more specialized in his craft and trade than the other-that is all.[4]38

痛定思痛，为了清晰定位，明宏前往大城市考察研究，发现了从台湾流行到大陆的月子会所这一新兴项目，目前月子会所在全国以每年1000家迅速增长，在此之前，德阳月子会所版块一直是空缺的，许多本土的客户都去大城市的月子中心坐月子。为此，2017年3月，家道家政投资500万元开设了德阳首家月子会所，月子会所设在具有五星级硬件条件的酒店中，由具有妇产、儿科医疗及星级酒店管理等专业背景的资深工作人员组成管理团队，同时增加产后康复项目。仅开业一年，客户由观望陆续开始尝试，目前已形成预定至少提前三个月的可喜局面。

图3给出了模型训练时损失函数值的变化情况.分别表示训练数据未经过初步补偿和经过初步补偿后迭代1 000轮次损失函数值的变化趋势，其中损失函数是交叉熵函数.可以看出，运用进行初步补偿的相位像训练时，随着迭代次数的增加，损失值逐渐减小并收敛到0.03，运用未进行初步补偿的相位像训练时，损失值则在0.3附近震荡，没有下降趋势无法收敛.

冲击地压发生的必要条件为：

进行一次式(14)和(15)计算表示经过一层Δz厚度的相位屏传播.如此经过反复迭代，即可得到贝塞尔高斯涡旋光束通过该随机多层相位屏以后的场强和相位分布.

 

式（12）取等号，得冲击地压发生的滞后时间为：

 

临界载荷与突跳量的计算与前文类似，这里不再赘述。

假设顶板为 K 体（Kelvin模型），即 k（t）=k1[1-exp]-1，k（∞）=k1为长期刚度。

4.4 顶板为K-V体

在煤矿井下开采过程中，在相邻采区或工作面之间均设有隔离煤柱。在隔离煤柱两侧开采结束并撤去支护后，采空区顶板垮落，煤柱及其上方顶板受上覆岩层压力作用R产生压缩变形。为简化计算，假设底板为刚性，煤柱及其上方顶板组成一维变形系统，分析模型如图1。

由式（3）可知，只有当蠕变发展到一定程度，使得软化区足够时，才能有可能发生冲击地压。据此冲击地压发生的滞后性得到了合理解释。

假设顶板为P-T体（Poynting-Thomson模型即刚度 k（t）=k1[1-

 

假设煤的应力σ与应变ε关系为σ=E0εexp（-，E0为初始弹性模量，εc为与峰值强度σc对应的应变，煤柱高度为h，宽度为b。由σ=得煤柱的载荷-位移关系：

 

4.5 顶板为P-T体

冲击地压发生的必要条件为：

式中：k1、k2、η1为模型参数；k0＝k1+k2为初始刚度，k（∞）=k1为长期刚度；η1为黏性系数。

冲击地压发生的必要条件为：

 

式（16）取等号，得冲击地压发生的滞后时间为：

 

4.6 顶板为B体

假设顶板为 B 体（Burgers模型），即 k（t）=k0{1＋初始刚度 k（0）=k0，长期刚度 k（∞）=0。

冲击地压发生的必要条件为：

 

式（18）取等号，得冲击地压发生滞后时间满足的关系式：

建筑工程包含了较多的数据信息，只有将不同建筑工程环节数据进行有效分析与整合，才能确保建筑工程全过程管理的实施效果。然而部分设计师在进行项目图纸设计时，经常因实地考核数据信息不准确，而对图纸设计未能进行规范性的内容标注，导致建筑工程进行全过程项目管理时，存在实际管理与图纸要求不一致的情况，进而需要重新进行相关环节审查与改进，影响到整体建设周期与水平。

 

5 算例

某矿相邻工作面间的隔离煤柱，宽度b=10 m，煤层厚度h=5 m，煤的弹性模量E0=2 GPa，峰值强度 σc=14.7 MPa，εc=0.02，则 uc=0.1 m，ug=0.2 m，Fc=147 MN，K0=4 GPa/m。直接顶厚度H=8 m。计算结果见表1。

 

表1 煤柱冲击地压滞后时间与顶板突跳量的理论值

  

计算模型k0/k1/（MN·s·m-1） tc/d △u/m η/（MN·s·m-1）η1/（MN·m-1）（MN·m-1）HMK 500 5004×108 K-V P-T B 500 500 500 200 335 200 2004×108 1×108 1×108 1×108 1×108 6.90 6.93 2.39 6.63 1.53 0.08 0.23 0.23 0.08 0.08 0.35

实际工程中，该煤柱发生冲击地压的滞后时间为2 d，顶板突然下沉量约为0.5 m。可见B体模型与实际情况符合较好，但是理论值与实际值相比偏小。

6 结论

工程实测和模拟试验表明冲击地压现象具有时间效应，因此在研究冲击地压发生理论时必须考虑时间因素的影响。但以往的冲击地压发生理论不论是在定性描述还是在定量分析方面，都忽略了时间因素的影响。

1）在构造应力与采动应力作用下，煤矿井下煤岩体局部区域出现应变软化形成应变软化区，周围其他区域仍为弹性变形区。如果软化区范围还不是足够大，冲击地压不会立即发生。随着时间的推移，软化区逐渐扩大。当软化区发展到足够大时，将会满足冲击地压发生条件，称为蠕变失稳。

2）基于冲击地压失稳理论，揭示了冲击地压蠕变失稳机理，建立了蠕变失稳判别准则。假设煤柱顶板具有蠕变性质，提出了孤立煤柱冲击地压蠕变失稳判别准则。

3）分别采用H体、M体、K体、K-V体、P-T体、B体6种蠕变模型，根据不同模型顶板刚度随时间变化的函数关系及孤立煤柱冲击地压蠕变失稳判别准则得出了孤立煤柱冲击地压蠕变失稳条件，得到了孤立煤柱冲击地压滞后时间和顶板突跳量的理论公式。4）结合工程实例，对不同蠕变模型条件下孤立煤柱冲击地压滞后时间和顶板突跳量理论值进行了对比分析。结果表明B体模型与工程实际符合较好，但理论值与实际值相比较小，说明了理论模型具有一定的局限性，需要研究更加符合工程实际的蠕变模型。

参考文献：

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［3］ 徐思朋，缪协兴．冲击地压的时间效应研究现状［J］．矿业安全与环保，2001，28（4）：27-29.

［4］ 徐思朋，钟卫平，贾凤苏．煤柱冲击地压时间效应研究［J］．矿山压力与顶板管理，2001（1）：75-77.

［5］ 徐曾和，李宏，徐小荷．流变性岩层下矿柱岩爆和发生条件与滞后时间［J］．西部探矿工程，1996，8（2）：26.

［6］ 徐曾和，徐小荷，陈忠辉．孤立煤柱岩爆的尖点突变与时间效应［J］．西部探矿工程，1996，8（4）：1-5.

［7］ 孙钧,黄伟.岩石力学参数弹塑性反演问题的优化方法［J］.岩石力学与工程学报，1992，11（3）：221-229.

［8］ 孙钧.岩土材料流变及其工程应用［M］.北京：中国建筑工业出版社，1999.

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［10］ 王来贵，黄润秋.岩石力学系统运动稳定性及其应用［M］.北京：地质出版社，1998：57-58.

［11］ 王来贵，黄润秋，张倬元，等.滑坡灾害发生的动力学模型［J］.自然科学进展，1998，8（2）：224-227.

［12］ 尹万蕾，潘一山，李忠华，等，孤立煤柱非线性蠕变失稳滞后时间的研究［J］.应用力学学报，2016，33（6）：1106-1113.

［13］ 姜福兴，冯宇，KOUAME K J A，等，高地应力特厚煤层“蠕变型”冲击机理研究［J］.岩土工程学报，2015，37（10）：1762-1768.

［14］ 章梦涛.冲击地压失稳理论与数值模拟计算［J］.岩石力学与工程学报，1987，6（3）：15-22.

［15］ 章梦涛，潘一山，梁冰，等.煤岩流体力学［M］.北京：科学出版社，1995.