楊增強(qiáng)， 劉暢， 宋潔， 白洋， 靳會(huì)武， 王大偉

（1. 江蘇建筑職業(yè)技術(shù)學(xué)院 交通工程學(xué)院，江蘇 徐州 221116；2. 徐州礦務(wù)集團(tuán)有限公司，江蘇 徐州 221018；3. 中煤科工開(kāi)采研究院有限公司，北京 100013；4. 徐州市檢驗(yàn)檢測(cè)中心，江蘇 徐州 221111）

0 引言

隨著國(guó)內(nèi)煤炭資源開(kāi)采地質(zhì)條件越來(lái)越復(fù)雜，開(kāi)采深度逐年增加，煤層開(kāi)采期間礦壓顯現(xiàn)頻發(fā)[1-3]。褶曲作為常見(jiàn)的地質(zhì)構(gòu)造類型，易造成煤層傾角起伏變化大，進(jìn)而導(dǎo)致煤層開(kāi)采期間因受傾角變化影響而使礦壓顯現(xiàn)特征存在多變性。因此，許多學(xué)者針對(duì)褶曲構(gòu)造影響區(qū)內(nèi)煤層的開(kāi)采進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[4]以甘肅省華亭煤田硯北井田典型褶曲構(gòu)造為實(shí)例，通過(guò)對(duì)比褶曲構(gòu)造區(qū)內(nèi)工作面開(kāi)采前后應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律，提出了沖擊地壓發(fā)生的臨界最大主應(yīng)力理論。文獻(xiàn)[5]通過(guò)實(shí)地調(diào)研監(jiān)測(cè)及數(shù)值模擬仿真的手段對(duì)開(kāi)采空間圍巖穩(wěn)定性與沖擊地壓顯現(xiàn)程度之間關(guān)系進(jìn)行分析，揭示了構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)對(duì)于煤層開(kāi)采誘發(fā)沖擊地壓的影響機(jī)理。文獻(xiàn)[6]基于褶曲構(gòu)造區(qū)內(nèi)地應(yīng)力實(shí)測(cè)結(jié)果，結(jié)合三維數(shù)值模擬的方法分析了地應(yīng)力與沖擊地壓誘發(fā)機(jī)理之間的關(guān)聯(lián)性。文獻(xiàn)[7-8]分析了黃隴侏羅紀(jì)煤田內(nèi)各礦井沖擊地壓顯現(xiàn)特征，指出厚硬覆巖層對(duì)沖擊地壓的誘發(fā)起著主導(dǎo)作用。以上文獻(xiàn)均默認(rèn)工作面的煤層傾角保持不變，但在實(shí)際中褶曲構(gòu)造區(qū)內(nèi)不同工作面的煤層傾角存在較大變化，易造成礦壓顯現(xiàn)特征多變性。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文以靖遠(yuǎn)煤業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司寶積山煤礦七采區(qū)為工程背景，從煤層開(kāi)采期間傾角變化對(duì)工作面內(nèi)靜載荷及上覆巖層中遠(yuǎn)、近場(chǎng)動(dòng)載的影響規(guī)律進(jìn)行了分析，揭示了煤層傾角變化時(shí)沿空巷道圍巖中煤巖組合系統(tǒng)的沖擊顯現(xiàn)特征，并針對(duì)性地提出了沖擊地壓防治協(xié)同控制方法。

1 采區(qū)地質(zhì)概況

寶積山煤礦目前正在開(kāi)采井田內(nèi)東翼側(cè)的七采區(qū)，受褶曲地質(zhì)構(gòu)造影響，七采區(qū)內(nèi)煤層開(kāi)采期間存在傾角的變化，傾角變化范圍為6～48°。七采區(qū)內(nèi)主采1號(hào)煤層，埋深為482～726 m，平均埋深約為604 m。1號(hào)煤層平均厚度為7.8 m，綜放開(kāi)采，采放比為1∶1.2。七采區(qū)內(nèi)目前正在開(kāi)采705綜放工作面，其剖面位置關(guān)系如圖1所示。

圖1 七采區(qū)內(nèi)工作面剖面位置關(guān)系Fig. 1 Position relationship of working face profile in seven mining area

基于礦方所提供的703和705綜放工作面開(kāi)采期間礦山動(dòng)力顯現(xiàn)數(shù)據(jù)報(bào)表統(tǒng)計(jì)結(jié)果得知，703和705綜放工作面回采期間礦山動(dòng)力顯現(xiàn)整體發(fā)生頻次較高，且顯現(xiàn)位置多集中于沿空側(cè)的回風(fēng)平巷內(nèi)，分別為27次和14次；703綜放工作面（煤層傾角為17°）采掘期間整體礦山動(dòng)力顯現(xiàn)發(fā)生頻次要遠(yuǎn)高于705綜放工作面（煤層傾角為45°）采掘期間的礦山動(dòng)力顯現(xiàn)發(fā)生頻次，分別為32次和17次，因此有必要針對(duì)此褶曲構(gòu)造影響區(qū)內(nèi)不同工作面開(kāi)采期間受不同煤層傾角因素影響的誘沖機(jī)理進(jìn)行分析研究。

2 煤巖組合系統(tǒng)誘沖機(jī)理類型分析

首先通過(guò)構(gòu)建不同剛度條件的煤巖組合系統(tǒng)，基于七采區(qū)內(nèi)煤巖層在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)的物理力學(xué)參數(shù)測(cè)試結(jié)果，采用數(shù)值仿真試驗(yàn)對(duì)煤巖組合系統(tǒng)沖擊啟動(dòng)時(shí)的剛度條件進(jìn)行研究[9-10]，得到煤巖組合系統(tǒng)在不同剛度條件下發(fā)生沖擊啟動(dòng)時(shí)的應(yīng)力–應(yīng)變曲線及聲發(fā)射（Acoustic Emission，AE）能量變化規(guī)律，如圖2所示。

圖2 不同剛度條件下煤巖組合系統(tǒng)應(yīng)力及AE能量變化規(guī)律Fig. 2 Stress and AE energy variation law of coal rock combination system under different stiffness conditions

由圖2（a）可知，尺寸為50 mm×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)純煤樣試件的屈服強(qiáng)度點(diǎn)σb為6.2 MPa，殘余強(qiáng)度點(diǎn)σa為1.6 MPa，連接兩點(diǎn)的直線斜率即為其相應(yīng)的煤體剛度值k2，取值為-2.3 GPa。根據(jù)純煤樣試件內(nèi)部AE事件能量分布規(guī)律可知，其加載破壞過(guò)程中內(nèi)部中間區(qū)域并未發(fā)生顯著破壞；由圖2（b）可知，當(dāng)煤樣與頂?shù)装鍘r樣構(gòu)成煤巖組合系統(tǒng)時(shí)，若頂?shù)装鍑鷰r系統(tǒng)的剛度值k1為4.0 GPa，則煤巖組合系統(tǒng)的剛度值滿足k1+k2＞0的條件，此時(shí)煤巖組合系統(tǒng)中AE事件能量主要分布于煤樣中，且AE事件能量值多集中在9.0×10-5～1.2×10-4J范圍內(nèi)，累積AE能量云圖表明煤樣內(nèi)部中間區(qū)域開(kāi)始發(fā)生破壞；由圖2（c）可知，若頂?shù)装鍑鷰r系統(tǒng)的剛度值k1為0.1 GPa，則煤巖組合系統(tǒng)的剛度值滿足k1+k2＜0的條件，此時(shí)煤巖組合系統(tǒng)中AE事件能量同樣主要分布于煤樣中，且AE事件能量值多集中在6.0×10-5～9.0×10-5J范圍內(nèi)，累積AE能量云圖表明煤樣內(nèi)部中間區(qū)域開(kāi)始發(fā)生顯著破壞；頂?shù)装鍑鷰r系統(tǒng)的剛度值k1分別為4.0，1.0 ，0.5，0.1，0 GPa（無(wú)頂?shù)装鍑鷰r系統(tǒng)）時(shí)的累積AE能量釋放情況如圖2（d）所示，與純煤樣的剛度值k2對(duì)比可知，煤巖組合系統(tǒng)剛度值大于0的累積AE能量較煤巖組合系統(tǒng)剛度值小于0的累積AE能量小，這說(shuō)明煤巖組合系統(tǒng)剛度值小于0時(shí)更易累積AE能量，且k1+k2的絕對(duì)值越大，其所累積AE能量也越高。另外，無(wú)頂?shù)装鍑鷰r系統(tǒng)的純煤樣試件也易累積較高的AE能量，但較頂?shù)装鍑鷰r系統(tǒng)的剛度值趨于0時(shí)的煤巖組合系統(tǒng)要小。

根據(jù)上述數(shù)值仿真實(shí)驗(yàn)結(jié)果，結(jié)合相關(guān)文獻(xiàn)，以應(yīng)力-應(yīng)變曲線為判別標(biāo)準(zhǔn)，將煤巖組合系統(tǒng)劃分為靜態(tài)破壞型、動(dòng)態(tài)破壞I型和動(dòng)態(tài)破壞II型[11-12]3種誘沖機(jī)理類型。當(dāng)煤層開(kāi)采期間受高集中靜載和近場(chǎng)動(dòng)載擾動(dòng)疊加作用時(shí)，容易誘發(fā)靜態(tài)破壞型或動(dòng)態(tài)破壞I型的沖擊地壓，沖擊顯現(xiàn)程度較弱或一般，對(duì)于開(kāi)采空間內(nèi)設(shè)備及人員不會(huì)造成顯著的危害性；當(dāng)煤層開(kāi)采期間進(jìn)一步受到遠(yuǎn)場(chǎng)劇烈動(dòng)載擾動(dòng)疊加作用時(shí)，易誘發(fā)動(dòng)態(tài)破壞II型的沖擊地壓，此時(shí)沖擊顯現(xiàn)程度十分劇烈，對(duì)于開(kāi)采空間內(nèi)設(shè)備及人員將會(huì)造成嚴(yán)重的危害性，有必要加強(qiáng)監(jiān)測(cè)預(yù)警和采取針對(duì)性的卸壓解危措施。

3 不同傾角煤層開(kāi)采誘沖機(jī)理分析

3.1 煤層傾角對(duì)集中靜載的影響分析

傾角為α的綜放工作面沿傾向剖面建立簡(jiǎn)化后的二維平面應(yīng)變力學(xué)模型，模型中將未發(fā)生破斷的煤巖層視作連續(xù)的彈性介質(zhì)，并假定其滿足Winkler彈性地基理論[13-14]，如圖3所示。

圖3 煤層傾角為α?xí)r的平面應(yīng)變力學(xué)模型Fig. 3 A plane strain mechanical model of when coal seam dip angle is α

由圖3可知，基本頂受到上覆軟弱夾層對(duì)其施加的豎向均布載荷q，當(dāng)基本頂懸頂段塊體A未發(fā)生破斷時(shí)，將會(huì)對(duì)下方煤體產(chǎn)生沿著y軸方向的較大垂向應(yīng)力，當(dāng)煤體壓縮變形達(dá)到一定量時(shí)煤體所產(chǎn)生的反向支承應(yīng)力將會(huì)致使基本頂處于穩(wěn)定平衡狀態(tài)，此時(shí)反向支承應(yīng)力為

式中：kc為煤體的彈性地基系數(shù)；ec為煤體的壓縮變形量。

將未破斷的基本頂視為半無(wú)限長(zhǎng)梁體結(jié)構(gòu)，其上覆軟弱巖層對(duì)其所施加的垂向均布載荷分量為qcosα，未破斷的基本頂懸頂段長(zhǎng)度為L(zhǎng)，塊體B對(duì)塊體A端頭位置處的垂向剪應(yīng)力為Q，傾向擠壓應(yīng)力為N0。沿y軸在基本頂橫截面內(nèi)的垂向剪應(yīng)力為Q0，傾向擠壓應(yīng)力為N，彎矩為M0。根據(jù)未破斷的基本頂受力特征，基于xoy坐標(biāo)系可得到不同區(qū)間段的變形微分方程。

式中：Er為基本頂?shù)膹椥阅Ａ浚籌r為基本頂橫截面的慣性矩；分別為煤體壓縮變形量的2階和4階導(dǎo)數(shù)；w0為沿空側(cè)護(hù)巷煤柱體的寬度，取值為12 m；w1為沿空側(cè)煤巷的寬度，取值為4.2 m。

參照Timoshenko解[15]，聯(lián)立式（1）和式（2），解算煤體壓縮變形平衡后沿x軸方向的垂向變形量，并將計(jì)算得到的煤體垂向變形量代入式（1），得到不同傾角下煤體對(duì)基本頂?shù)姆聪蛑С袘?yīng)力在不同區(qū)間段的分布曲線，如圖4所示。

圖4 煤體對(duì)基本頂?shù)姆聪蛑С袘?yīng)力分布曲線Fig. 4 Reverse support stress distribution curve of coal body to basic roof

由圖4可知，隨著煤層傾角按0°→15°→30°→45°的順序依次遞增，煤柱側(cè)內(nèi)集中靜載荷峰值相應(yīng)按13.1 MPa→16.0 MPa→17.9 MPa→18.5 MPa的順序依次增大，其相對(duì)應(yīng)的增幅依次為22.1%、11.9%和3.4%，增幅逐步下降；實(shí)體煤側(cè)內(nèi)集中靜載荷峰值則相應(yīng)按照20.2 MPa→17.1 MPa→15.3 MPa→14.3 MPa的順序依次減小，其相對(duì)應(yīng)的降幅依次為15.3%、10.5%和6.5%，降幅逐步下降。

綜上分析可知，煤層傾角由0°逐步增大至45°的過(guò)程中，在基本頂未發(fā)生破斷前，臨近上區(qū)段的沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)集中靜載荷應(yīng)力集中程度將會(huì)逐漸增高，由于寬度僅為12 m的護(hù)巷煤柱體承載能力有限，所以煤柱體在高集中靜載作用下其內(nèi)部塑性破壞區(qū)范圍逐步擴(kuò)大，進(jìn)而在煤層傾角較大時(shí)煤柱側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)易誘發(fā)靜態(tài)破壞型或動(dòng)態(tài)破壞I型的沖擊地壓；沿空巷道實(shí)體煤側(cè)內(nèi)原有集中靜載荷應(yīng)力集中程度逐漸降低，同時(shí)煤柱側(cè)失穩(wěn)破壞后將會(huì)導(dǎo)致煤柱側(cè)內(nèi)的集中靜載荷轉(zhuǎn)移至實(shí)體煤側(cè)，進(jìn)而導(dǎo)致實(shí)體煤側(cè)內(nèi)的集中靜載荷產(chǎn)生激增效應(yīng)，在煤層傾角較大時(shí)實(shí)體煤側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)同樣易誘發(fā)沖擊地壓。隨著本區(qū)段工作面的回采推進(jìn)，工作面前方的超前支承應(yīng)力將會(huì)導(dǎo)致實(shí)體煤側(cè)內(nèi)的集中靜載荷產(chǎn)生進(jìn)一步的激增效應(yīng)，從而致使實(shí)體煤側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)誘發(fā)沖擊地壓的可能性進(jìn)一步增加。

3.2 煤層傾角對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)動(dòng)載的影響分析

以傾角為α的綜放工作面沿傾向剖面建立簡(jiǎn)化后的二維平面應(yīng)變力學(xué)模型，相應(yīng)的得到高位厚硬關(guān)鍵層受力模型，如圖5所示。

圖5 高位厚硬關(guān)鍵層受力模型Fig. 5 Force model of high and thick hard key layer

根據(jù)構(gòu)建的高位厚硬關(guān)鍵層受力特征，可推導(dǎo)出懸頂?shù)母呶缓裼碴P(guān)鍵層中任意橫截面上的彎矩力：

式中：q1為高位厚硬關(guān)鍵層上覆軟弱巖層對(duì)其所施加的豎向均布載荷；l為高位厚硬關(guān)鍵層的懸頂段長(zhǎng)度。

高位厚硬關(guān)鍵層任意橫截面上的法向拉應(yīng)力為[16]

式中Ik為高位厚硬關(guān)鍵層任意橫截面上的慣性矩。

聯(lián)立式（3）和式（4）可知，當(dāng)高位厚硬關(guān)鍵層在懸頂段兩端位置處的法向拉應(yīng)力大于其極限抗拉強(qiáng)度Ft-max時(shí)才會(huì)發(fā)生破斷，則

式中：hk為高位厚硬關(guān)鍵層的厚度；ηk為相關(guān)系數(shù)，

依據(jù)式（5），可得到綜放工作面的煤層傾角由0°逐步增大至45°的過(guò)程中，其相應(yīng)的厚硬關(guān)鍵層發(fā)生破斷時(shí)的最小懸頂段長(zhǎng)度變化情況，如圖6所示。

圖6 厚硬關(guān)鍵層破斷時(shí)的最小懸頂段長(zhǎng)度變化曲線Fig. 6 Change curve of minimum suspended top section length when thick and hard key layer is broken

通過(guò)圖6可知，當(dāng)煤層傾角由0°逐步增大至45°的過(guò)程中，其相應(yīng)的高位厚硬關(guān)鍵層發(fā)生破斷時(shí)的最小懸頂段長(zhǎng)度由初始的1倍ηk增大至1.19倍ηk。煤層傾角較小時(shí)高位厚硬關(guān)鍵層更容易發(fā)生破斷而形成遠(yuǎn)場(chǎng)動(dòng)載荷，而在煤層傾角較大時(shí)高位厚硬關(guān)鍵層發(fā)生破斷則需要更長(zhǎng)的懸頂段。

3.3 煤層傾角對(duì)近場(chǎng)動(dòng)載的影響分析

以傾角為α的綜放工作面沿傾向剖面建立簡(jiǎn)化后的二維平面應(yīng)變力學(xué)模型，得到煤層傾角α條件下的低位基本頂巖層受力模型，如圖7所示。

圖7 低位基本頂巖層受力學(xué)模型Fig. 7 Mechanical model of low basic top strata

基于圖7可得到基本頂巖層破斷位置與上區(qū)段采空區(qū)煤幫的水平間距為m0[17]，結(jié)合七采區(qū)內(nèi)已采工作面調(diào)研結(jié)果可計(jì)算得到煤層傾角由0°逐步增大至45°的過(guò)程中，基本頂巖層破斷位置與上區(qū)段采空區(qū)煤幫的水平間距的變化規(guī)律，如圖8所示。

圖8 基本頂巖層破斷位置的水平間距變化曲線Fig. 8 Horizontal spacing change curve of the breaking position of the basic roof strata

由圖8可知，煤層傾角由0°逐步增大至45°的過(guò)程中，基本頂巖層破斷位置與上區(qū)段采空區(qū)煤幫的水平間距呈現(xiàn)出指數(shù)形式遞增變化，由開(kāi)始的10.1 m遞增至11.2 m，考慮到護(hù)巷煤柱體寬度為12 m，可見(jiàn)基本頂巖層破斷位置位于護(hù)巷煤柱體上方靠近沿空巷道煤柱幫側(cè)。由于水平間距隨著煤層傾角變化的波動(dòng)范圍僅為1.1 m，這也意味著基本頂巖層破斷所形成的近場(chǎng)動(dòng)載荷對(duì)于開(kāi)采空間周圍煤巖組合系統(tǒng)造成動(dòng)載擾動(dòng)時(shí)的傳播距離近乎一致。

根據(jù)塊體B的受力特征（圖7），以基本頂巖層破斷位置處的s點(diǎn)為旋轉(zhuǎn)軸得到力矩平衡方程[18-19]，結(jié)合七采區(qū)內(nèi)煤層埋深（范圍為482～726 m），取整數(shù)值為500 ，550 ，600 ，650，700 m，基于相關(guān)力矩平衡方程，可得到煤層傾角由0°逐步增大至45°的過(guò)程中滑落和回轉(zhuǎn)失穩(wěn)系數(shù)的變化規(guī)律，如圖9所示。其中塊體B發(fā)生滑落失穩(wěn)的條件是K1≥1，塊體B發(fā)生回轉(zhuǎn)失穩(wěn)的條件是K2≥1，且K1，K2值越大，塊體B越易發(fā)生失穩(wěn)。

圖9 滑落和回轉(zhuǎn)失穩(wěn)系數(shù)變化曲線Fig. 9 Variation curve of sliding and slewing instability coefficient

由圖9（a）可知，當(dāng)煤層傾角由0°逐步增大至45°的過(guò)程中，不同埋深位置處塊體B的滑落失穩(wěn)均小于1，這表明塊體B將不會(huì)發(fā)生滑落失穩(wěn)的情況；由圖9（b）可知，當(dāng)煤層傾角由0°逐步增大至45°的過(guò)程中，不同埋深位置處塊體B的回轉(zhuǎn)失穩(wěn)系數(shù)呈指數(shù)形式遞減，且隨著塊體B埋深的增加，其相應(yīng)的回轉(zhuǎn)失穩(wěn)系數(shù)K2大于1的煤層傾角范圍上限也逐步擴(kuò)大。綜上分析可知，當(dāng)煤層傾角越小、塊體B埋深越大時(shí)，塊體B越易發(fā)生顯著的回轉(zhuǎn)失穩(wěn)而形成近場(chǎng)動(dòng)載荷。

4 三維數(shù)值模擬分析

4.1 三維模型的建立

結(jié)合七采區(qū)內(nèi)開(kāi)采煤層工程地質(zhì)條件，采用FLAC3D有限差分軟件建立三維模型，所構(gòu)建的三維模型中煤巖層采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，其物理力學(xué)參數(shù)賦值情況見(jiàn)表1。

表1 煤巖層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock strata

針對(duì)所構(gòu)建的三維模型，分3個(gè)步驟計(jì)算，依次為初始平衡應(yīng)力計(jì)算、上區(qū)段工作面開(kāi)采并進(jìn)行應(yīng)力平衡計(jì)算、本區(qū)段工作面開(kāi)采并進(jìn)行應(yīng)力平衡計(jì)算。

4.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

隨著煤層傾角按0°→15°→30°→45°的順序依次遞增，模擬運(yùn)算得到沿空巷道的實(shí)體煤側(cè)內(nèi)工作面和煤柱側(cè)內(nèi)護(hù)巷煤柱體中的垂向應(yīng)力空間分布云圖，如圖10和圖11所示。

圖10 實(shí)體煤側(cè)工作面內(nèi)垂向應(yīng)力空間分布云圖Fig. 10 Spatial distribution nephogram of vertical stress in the working face of solid coal side

圖11 煤柱側(cè)護(hù)巷煤柱體內(nèi)垂向應(yīng)力空間分布云圖Fig. 11 Spatial distribution nephogram of vertical stress in coal pillar body of coal pillar side protection roadway

由圖10和圖11可知，隨著煤層傾角按0°→15°→30°→45°的順序依次遞增，實(shí)體煤側(cè)內(nèi)集中靜載荷峰值按照136.6 MPa→62.3 MPa→53.7 MPa→43.7 MPa的順序依次減小，煤柱側(cè)內(nèi)集中靜載荷峰值則按照57.5 MPa→61.1 MPa→63.4 MPa→86.2 MPa的順序依次增大，數(shù)值模擬集中靜載荷變化規(guī)律與理論計(jì)算變化規(guī)律一致，也進(jìn)一步論證了三維數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

綜上分析可知，當(dāng)煤層傾角趨近于0°時(shí)，沿空巷道實(shí)體煤側(cè)內(nèi)靜載荷集中程度較高，根據(jù)高位厚硬關(guān)鍵層和低位基本頂巖層的破斷規(guī)律分析可知，此時(shí)覆巖中更容易形成遠(yuǎn)場(chǎng)動(dòng)載荷和近場(chǎng)動(dòng)載荷，在動(dòng)靜載疊加作用下沿空巷道兩幫內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)極易誘發(fā)動(dòng)態(tài)破壞II型的沖擊地壓；當(dāng)煤層傾角趨近于45°時(shí)，沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)靜載荷集中程度較高，此時(shí)覆巖中不易形成遠(yuǎn)場(chǎng)動(dòng)載荷和近場(chǎng)動(dòng)載荷，由于煤柱體寬度僅為12 m，其自身承載能力較低，在高集中靜載作用下沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)極易誘發(fā)靜態(tài)破壞型或動(dòng)態(tài)破壞I型的沖擊地壓。

5 工業(yè)性試驗(yàn)

705綜放工作面開(kāi)采期間，煤層傾角近似為45°，結(jié)合上述理論與數(shù)值模擬分析結(jié)果可知，在高集中靜載作用下沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)極易誘發(fā)靜態(tài)破壞型或動(dòng)態(tài)破壞I型的沖擊地壓。針對(duì)這2種類型的沖擊地壓，對(duì)沿空巷道煤柱側(cè)實(shí)施大直徑鉆孔卸壓來(lái)實(shí)現(xiàn)高集中靜載荷的轉(zhuǎn)移和釋放，并對(duì)煤柱側(cè)實(shí)施煤柱側(cè)補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)來(lái)實(shí)現(xiàn)煤柱側(cè)的強(qiáng)化加固，進(jìn)而在煤柱側(cè)形成“強(qiáng)弱強(qiáng)”的防沖結(jié)構(gòu)體?，F(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)方案如圖12所示。

圖12 現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)方案Fig. 12 Site industrial test plan

由于煤體內(nèi)應(yīng)力集中程度的高低與其所釋放的電磁輻射信號(hào)值呈正比[20-21]，所以采用KBD-5型電磁輻射儀器對(duì)沿空巷道煤柱側(cè)實(shí)施防沖措施前后進(jìn)行監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖13所示。

圖13 煤柱側(cè)電磁輻射監(jiān)測(cè)結(jié)果Fig. 13 Monitoring results of electromagnetic radiation at coal pillar side

由圖13可知，沿空巷道煤柱側(cè)超前工作面0～50 m范圍為監(jiān)測(cè)區(qū)間，在實(shí)施防沖措施前，電磁輻射值變化范圍為32～80 mV，均值為49 mV；實(shí)施防沖措施后，電磁輻射值變化范圍為7～24 mV，均值為16 mV。實(shí)施防沖措施后的電磁輻射值降幅高達(dá)67.3%，這說(shuō)明實(shí)施防沖措施能很好地改善沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)靜載荷的集中程度，使煤柱側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)不易誘發(fā)沖擊地壓。

6 結(jié)論

1） 煤巖組合系統(tǒng)仿真試驗(yàn)結(jié)果表明：k1+k2＞0時(shí)所累積的AE能量值較k1+k2＜0時(shí)所累積的AE能量值小，表明k1+k2＜0時(shí)煤巖組合系統(tǒng)能夠累積更多的彈性應(yīng)變能；當(dāng)k1+k2＜0時(shí)，|k1+k2|值越大，越易累積更多的彈性應(yīng)變能。

2） 基于Winkler彈性地基理論計(jì)算得知，隨著煤層傾角由0°逐漸增大至45°，煤柱側(cè)內(nèi)集中靜載荷峰值相應(yīng)逐漸增高，增幅具有“前高后低”的變化規(guī)律；實(shí)體煤側(cè)內(nèi)集中靜載荷峰值相應(yīng)逐漸降低，降幅具有“前高后低”的變化規(guī)律。

3） 基于理論分析計(jì)算可知，高位厚硬關(guān)鍵層隨著煤層傾角的遞增而更加不易發(fā)生破斷，進(jìn)而難以形成遠(yuǎn)場(chǎng)動(dòng)載荷；隨著煤層傾角的遞增，低位基本頂巖層破斷所形成的近場(chǎng)動(dòng)載荷位置基本一致，其中塊體B不會(huì)發(fā)生滑落失穩(wěn)，其發(fā)生回轉(zhuǎn)失穩(wěn)的可能性隨著埋深的增加而顯著增大。

4） 基于三維數(shù)值模擬分析可知，隨著煤層傾角由0°逐漸增大至45°，煤柱側(cè)和實(shí)體煤側(cè)內(nèi)集中靜載荷峰值變化規(guī)律與理論分析計(jì)算結(jié)果相吻合，即當(dāng)煤層傾角趨近于0°時(shí)，沿空巷道實(shí)體煤側(cè)內(nèi)靜載荷集中程度較高，當(dāng)煤層傾角趨近于45°時(shí)，沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)靜載荷集中程度較高。

5） 沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)極易誘發(fā)靜態(tài)破壞型或動(dòng)態(tài)破壞I型的沖擊地壓，在705回風(fēng)平巷內(nèi)進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)，實(shí)施防沖措施后的電磁輻射值降幅高達(dá)67.3%，這說(shuō)明實(shí)施防沖措施能很好地改善沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)靜載荷的集中程度，使煤柱側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)不易誘發(fā)沖擊地壓。