東勝煤田新街礦區(qū)斜井保護(hù)煤柱設(shè)計(jì)的離散元分析

楊　旭， 項(xiàng)彥勇

(1. 北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院， 北京　100044； 2. 中鐵第五勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司， 北京　102600)

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東勝煤田新街礦區(qū)斜井保護(hù)煤柱設(shè)計(jì)的離散元分析

楊旭1,2， 項(xiàng)彥勇1

(1. 北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院， 北京100044； 2. 中鐵第五勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司， 北京102600)

為了最大限度進(jìn)行煤層開(kāi)采并控制其對(duì)斜井結(jié)構(gòu)的不利影響，需要估算合理的斜井保護(hù)煤柱尺寸。針對(duì)地層-斜井的5個(gè)不同橫截面，采用經(jīng)驗(yàn)公式法估算煤柱尺寸，并進(jìn)行二維離散元數(shù)值模擬，分析斜井管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力和位移的分布特征，并給出合理的煤柱尺寸。主要結(jié)論如下：1)根據(jù)二維離散元數(shù)值模擬得到的煤柱尺寸小于根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式得到的煤柱尺寸；2)隨著回采工作面與斜井水平距離的減小，斜井結(jié)構(gòu)首先輕微上浮，然后顯著下沉；3)當(dāng)斜井與開(kāi)采煤層的豎向距離較小時(shí)，斜井結(jié)構(gòu)因受到破裂巖層的下沉擠壓作用而向遠(yuǎn)離開(kāi)采工作面的方向變位；4)當(dāng)斜井與開(kāi)采煤層的豎向距離足夠大時(shí)，斜井向開(kāi)采工作面的方向變位；5)由于斜井穿越的巖層與煤層物理力學(xué)性質(zhì)的差異，在不同巖層或煤層之間的交界面附近，斜井結(jié)構(gòu)可能因應(yīng)力集中而承載力不足，需要采取一定的改善與控制措施。

煤層； 斜井； 管片； 煤柱尺寸； 經(jīng)驗(yàn)公式法； 離散元數(shù)值模擬

0　引言

煤層開(kāi)采過(guò)程中破壞了原巖應(yīng)力場(chǎng)的平衡狀態(tài)，會(huì)引起圍巖應(yīng)力的重分布[1]。由于煤礦地下開(kāi)采范圍大、層數(shù)多而開(kāi)采深度有限，影響一般都能發(fā)展到地表，波及上覆巖層與地表的一些與人類生產(chǎn)和生活密切相關(guān)的對(duì)象，如湖泊、鐵路和建(構(gòu))筑物等[2]。謝廣祥等[3]采用計(jì)算機(jī)數(shù)值模擬結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)研究的方法, 揭示了煤柱寬度變化對(duì)綜放面圍巖應(yīng)力分布及變化規(guī)律的影響，煤柱寬度的變化會(huì)使煤柱內(nèi)與相鄰工作面煤體內(nèi)應(yīng)力分布規(guī)律不同。李學(xué)華等[4]針對(duì)泉溝煤礦-115大巷下壓煤情況進(jìn)行模擬分析，認(rèn)為下伏開(kāi)采煤層和大巷之間的距離是影響圍巖穩(wěn)定性的重要因素。以上研究均表明，保留足夠尺寸的煤柱是減小或避免煤層開(kāi)采對(duì)鄰近建(構(gòu))筑物產(chǎn)生不利影響的有效措施。

針對(duì)保護(hù)煤柱的留設(shè)問(wèn)題，傳統(tǒng)煤柱留設(shè)有相應(yīng)的經(jīng)驗(yàn)公式，經(jīng)驗(yàn)公式只籠統(tǒng)地涉及煤層的幾何參數(shù)和力學(xué)性質(zhì)，但是保護(hù)煤柱尺寸與開(kāi)采深度、開(kāi)采厚度并非傳統(tǒng)認(rèn)為的簡(jiǎn)單線性關(guān)系，而是呈現(xiàn)出復(fù)雜的非線性關(guān)系[5]，并且經(jīng)驗(yàn)公式認(rèn)為移動(dòng)角是一個(gè)定值, 這不符合深部開(kāi)采條件下的巖層移動(dòng)規(guī)律[6]。煤層埋藏深度、煤層厚度、煤層傾角、煤的硬度、巷道斷面大小和支護(hù)阻力等都是影響保護(hù)煤柱寬度留設(shè)的主要因素[7]，數(shù)值模擬方法可以綜合考慮這些因素，彌補(bǔ)經(jīng)驗(yàn)公式的不足。本文采用經(jīng)驗(yàn)公式與二維離散元數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，以神華集團(tuán)東勝煤田新街礦區(qū)煤層的開(kāi)采設(shè)計(jì)問(wèn)題為背景，研究了斜井位移及管片穩(wěn)定性與斜井層位及保護(hù)煤柱寬度的關(guān)系，以最大限度地進(jìn)行煤層開(kāi)采并控制其對(duì)斜井結(jié)構(gòu)的不利影響為原則，計(jì)算得出巖層破裂角，并經(jīng)過(guò)對(duì)比分析，提出建議的煤柱尺寸。

1　礦區(qū)概況與計(jì)算截面選擇

如圖1所示，礦區(qū)含有5個(gè)煤組共計(jì)17個(gè)煤層，其中，煤層2-2上、2-2、3-1、5-1、6-1、6-2和6-3共7層為大部可采，2-1上、2-1、4-1、5-2和5-3共5層為局部可采，2-2下、3-1下、3-2、4-2和6-2下為不可采煤層。各個(gè)煤層的傾角都很小，近似為水平分布。按照開(kāi)采規(guī)劃，首先開(kāi)采厚度2.4 m的3-1煤層。

用于運(yùn)輸?shù)闹?、副斜井采用TBM工法施工(在煤炭行業(yè)尚屬首次)，每個(gè)井筒的斜長(zhǎng)為6 558 m，傾角為6°，落底于3-1煤層底板，地面標(biāo)高+1 322 m，落底標(biāo)高+636 m，提升高差686 m，底部與井田中部大巷相連，主、副斜井中心之間的水平距離為60 m。

礦區(qū)的地質(zhì)構(gòu)成主要包括侏羅系、白堊系、第三系上新統(tǒng)和第四系更新統(tǒng)、全新統(tǒng)，以侏羅系為主，其中，直羅組與安定組主要為砂質(zhì)泥巖、中細(xì)粒砂巖與泥巖互層、粗粒砂巖及局部夾泥巖。3-1煤層頂板多為粉砂巖及砂質(zhì)泥巖，局部為中粒砂巖，底板多為砂質(zhì)泥巖和泥巖。

圖1　礦區(qū)巖層、煤層、斜井和計(jì)算斷面(單位：m)

2　煤柱尺寸的經(jīng)驗(yàn)公式法估算

對(duì)位于單個(gè)煤層內(nèi)或多個(gè)煤層最上方煤層內(nèi)的斜井或巷道，在兩側(cè)的煤層及其下方各個(gè)煤層中都應(yīng)該留有一定尺寸的煤柱，以保護(hù)斜井或巷道的安全和穩(wěn)定。如圖2(a)所示，a為受護(hù)斜井或巷道寬度的一半，經(jīng)驗(yàn)公式[8]為

(1)

如圖2(b)所示，當(dāng)斜井或巷道位于開(kāi)采煤層上方時(shí)，從斜井或巷道所在煤層的煤柱邊界起，以地層移動(dòng)角δ為邊界在下方煤層中保留煤柱。

如圖3所示，對(duì)于本礦區(qū)的3-1煤層和斜井，可有

L=(h-h1)cotθ;

(2)

S2=hcotδ+S1;

(3)

(4)

式(2)—(4)中：h為任意斷面處斜井中心與煤層頂面之間的(垂直)距離，m；h1為落底斷面處斜井中心與煤層頂面之間的距離，m；L為任意斷面與落底斷面之間的水平距離，m；θ為斜井的傾角;S2為與煤層頂面垂直距離為h的斷面處的煤柱寬度,m；δ為斷面內(nèi)的移動(dòng)角；φ為斜井保護(hù)煤柱邊線與斜井軸線在水平面上投影的夾角。

(a)

(b)

Fig. 2Concept model of empirical formula method to calculate protective coal pillar dimensions[8]

圖3　斜井保護(hù)煤柱尺寸的經(jīng)驗(yàn)公式法估算

Fig. 3Empirical formula method to calculate protective coal pillar dimensions

當(dāng)30≤Rc≤60時(shí)，地層移動(dòng)角δ、γ、β之間有如下經(jīng)驗(yàn)關(guān)系[8]

(5)

式中:α為煤層的傾角；Rc為巖層的單向抗壓強(qiáng)度，MPa。根據(jù)文獻(xiàn)[1]可知，當(dāng)α<5°時(shí)，δ=γ=β。

對(duì)于本礦區(qū)的3-1煤層和斜井底部斷面，M=2.4 m，H=686 m，Rc=26 MPa，由式(1)計(jì)算可得保護(hù)煤柱寬度S1=41 m。

對(duì)于本礦區(qū)的3-1煤層和與煤層頂面垂直距離為h的斷面，α=0°，θ=6°，h1=0，安定組、直羅組與延安組的單向抗壓強(qiáng)度分別為32.66、34.62、40.11 MPa，根據(jù)式(5)插值可得地層移動(dòng)角δ、γ、β分別為70.44°、70.77°、71.69°，取δ=γ=β=71°，再結(jié)合幾何關(guān)系，由式(2)—(4)可得,φ=2.06°，S2=hcotδ+S1=0.344h+41。

3　煤柱尺寸的二維離散元計(jì)算分析

3.1模型與參數(shù)

針對(duì)任意一個(gè)斜井，選取二維離散元的斷面模擬范圍如圖4所示，右邊界為2個(gè)斜井之間的中分線(對(duì)稱線)，距離模擬斜井中心的水平距離為30 m。斜井采用C40鋼筋混凝土管片結(jié)構(gòu)，外直徑為7.3 m，厚度為0.35 m。如圖1所示，為了考慮不同斷面處3-1煤層與斜井的不同相對(duì)位置，選取5個(gè)斷面，分別進(jìn)行二維離散元數(shù)值模擬，斷面1位于斜井落底處，斷面2、3、4、5分別位于斷面1上方3、60、100、150 m處。將模擬范圍上方的巖層重力轉(zhuǎn)換為均勻分布的壓力，施加在模型的上表面，集度為11.07 MPa。模擬范圍的巖層簡(jiǎn)化為厚135.6 m的侏羅系直羅組及114.4 m的侏羅系延安組?？碧劫Y料給出的巖石力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

圖4二維離散元當(dāng)數(shù)值模擬范圍(含5個(gè)不同的斜井?dāng)嗝?及 3-1煤層開(kāi)采范圍(單位：m)

Fig. 4Scope of 2D discrete element analysis and mining area of coal seam 3-1 (m)

表1　巖石的力學(xué)參數(shù)

關(guān)于節(jié)理的物理力學(xué)參數(shù)，文獻(xiàn) [9-11]探討了節(jié)理剛度參數(shù)的估算方法。在UDEC軟件中，對(duì)節(jié)理剛度可按式(6)估算[12]

(6)

式中：kn和ks為節(jié)理的法向和切向剛度；Er和Em為巖塊和巖體的彈性模量；Gr和Gm為巖塊和巖體的剪切模量；D為節(jié)理間距。

巖體的強(qiáng)度由完整巖石和節(jié)理共同決定，令θ1和θ2為等效巖體由節(jié)理控制的最大和最小破裂角，θ為節(jié)理面與最大主平面的夾角，則節(jié)理巖體的等效強(qiáng)度參數(shù)可表達(dá)如下[13-14]：

當(dāng)θ<θ1或θ>θ2時(shí)，

(7)

當(dāng)θ1<θ<θ2時(shí)，

(8)

式中：φm和φr分別為節(jié)理巖體和完整巖石的內(nèi)摩擦角；Cm和Cr分別為節(jié)理巖體和完整巖石的黏聚力;Cj和φj分別為節(jié)理的黏聚力與摩擦角。由式(8)可以解出節(jié)理的黏聚力與摩擦角。

根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)和資料估算，采用的節(jié)理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

表2　節(jié)理力學(xué)參數(shù)

3.2計(jì)算結(jié)果與分析

3.2.1斜井管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算結(jié)果與分析

當(dāng)3-1煤層開(kāi)采后，頂板自由下沉垮落，圍巖受到擾動(dòng)，隨著回采工作面與斜井結(jié)構(gòu)鄰近外緣之間距離逐漸減小，斜井管片結(jié)構(gòu)最不利斷面處的軸力和彎矩分別如圖5和圖6所示。由圖5和圖6可知，軸力隨著回采工作面與斜井距離的減小而逐漸增大，彎矩先減小后增大；隨著斜井與3-1煤層之間豎向距離的增大，軸力與彎矩逐漸減小。按鋼筋混凝土矩形斷面偏心受壓構(gòu)件[15]計(jì)算，可得斜井管片結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)。如圖7所示，隨著回采工作面與斜井距離的減小，安全系數(shù)先是基本不變，然后逐漸減??；安全系數(shù)隨斜井與3-1煤層之間豎向距離的增大而增大。

圖5　斜井管片結(jié)構(gòu)軸力

圖6　斜井管片結(jié)構(gòu)彎矩

圖7　斜井管片結(jié)構(gòu)最不利斷面的安全系數(shù)

假如僅從斜井管片結(jié)構(gòu)承載力角度考慮，斷面1、2、3、4、5的保護(hù)煤柱寬度應(yīng)該分別不大于110、40、37、25、25 m。對(duì)于斜井落底處的斷面1，由于斜井穿越3-1煤層與侏羅系延安組巖層的分界面，如圖8所示，由于應(yīng)力集中，管片的內(nèi)力最為不利(顯著大于其他幾個(gè)斷面)，安全系數(shù)最小。

(a)(b)(c)(d)

圖8斜井管片結(jié)構(gòu)在斷面1處的初始內(nèi)力和工作面與斜井距離為110 m時(shí)的內(nèi)力

Fig. 8Axial forces and bending moments of inclined shaft structure at cross-section 1 and those when distance between working face and inclined shaft of 110 m

3.2.2斜井管片結(jié)構(gòu)變位計(jì)算結(jié)果與分析

如圖9和圖10所示(圖9的平均位移是指管片節(jié)點(diǎn)位移的平均值)，隨著回采工作面與斜井水平距離的減小，斜井結(jié)構(gòu)先輕微上升，然后下沉；并且，除斷面1以外，從斷面2至斷面5，斜井結(jié)構(gòu)的豎向位移隨斜井與3-1煤層之間豎向距離的增大而增大(伴隨采空區(qū)上方內(nèi)側(cè)地層的下沉，回采初期當(dāng)采空區(qū)距離較遠(yuǎn)時(shí)，斜井結(jié)構(gòu)因采空區(qū)上方內(nèi)側(cè)-外側(cè)地層的“杠桿”內(nèi)沉外升作用而上升；回采中后期當(dāng)采空區(qū)距離較近時(shí)，斜井結(jié)構(gòu)因采空區(qū)上方內(nèi)側(cè)-外側(cè)地層的攜帶下沉作用而下沉)。當(dāng)斜井結(jié)構(gòu)與開(kāi)采煤層的豎向距離較小時(shí)，斜井結(jié)構(gòu)因受到破裂巖層的下沉擠壓作用而向遠(yuǎn)離回采工作面的方向變位；當(dāng)斜井結(jié)構(gòu)與開(kāi)采煤層的豎向距離足夠大時(shí)，斜井結(jié)構(gòu)向回采工作面的方向變位。

對(duì)于回采工作面與斜井結(jié)構(gòu)之間的不同水平距離(不同煤柱寬度)，以斷面2為例，斜井結(jié)構(gòu)的變位特點(diǎn)如圖11所示。

3.2.3基于離散元計(jì)算分析的保護(hù)煤柱尺寸

保護(hù)煤柱的尺寸必須保證煤層開(kāi)采不會(huì)對(duì)斜井結(jié)構(gòu)的承載安全性和變位穩(wěn)定性造成不可接受的影響?；谏厦娴碾x散元計(jì)算分析可知，由于煤層開(kāi)采的影響，斜井結(jié)構(gòu)在落底斷面附近的變位雖然較小但內(nèi)力結(jié)構(gòu)卻較為不利，保護(hù)煤柱尺寸的選擇應(yīng)該主要根據(jù)該斷面的承載安全性決定；隨著斜井結(jié)構(gòu)與開(kāi)采煤層之間豎向距離的增大，斜井結(jié)構(gòu)斷面內(nèi)力的增量雖然減小，但變位卻更為不利，保護(hù)煤柱尺寸的選擇應(yīng)該主要根據(jù)該斷面的變位穩(wěn)定性決定。

基于離散元計(jì)算分析和上述原則，斜井結(jié)構(gòu)在斷面1、2處的煤柱寬度由承載安全性決定，分別取110、40 m；在斷面3、4、5處由變位穩(wěn)定性決定，按關(guān)系式S1+hcotδ取值，其中，S1=40 m為斷面2處的煤柱寬度，h分別代表斷面3、4、5處斜井結(jié)構(gòu)外緣與3-1煤層頂面之間的最小豎向距離(已知)，δ分別代表針對(duì)斷面3、4、5選取的巖層移動(dòng)角(如圖12所示，當(dāng)巖層破裂線與斜井結(jié)構(gòu)外緣之間的最小水平距離最接近S1時(shí)的巖層破裂角)。斷面3、4、5處煤柱寬度的另一種算法是：以斷面3為例，在離散元計(jì)算結(jié)果中，當(dāng)回采工作面與斜井結(jié)構(gòu)邊緣之間的水平距離為55 m時(shí)，巖層破裂線與斜井結(jié)構(gòu)外緣之間的最小水平距離為 39.25 m，最接近S1，巖層破裂角為75.7°，取煤柱寬度為55+(40-39.25)≈56 m。結(jié)果匯總?cè)绫?所示。

圖9不同斷面處斜井管片結(jié)構(gòu)隨回采工作面位置不同而變化的平均位移(豎向位移以向上為正，水平位移以遠(yuǎn)離回采工作面方向?yàn)檎?

Fig. 9 Average displacement vs. distance between coal mining working face and inclined shaft

(a) 豎向收斂值

(a) 初始變形

(b) S=290 m

(c) S=130 m

(d) S=70 m

(e) S=25 m

圖中箭頭表征斜井的位移方向與大小。

圖11斜井結(jié)構(gòu)在斷面2處的變位特點(diǎn)(單位：mm)

Fig. 11Displacement characteristics of inclined shaft structure at cross-section 2 (mm)

(a) 斷面3

(b) 斷面4

(c) 斷面5

模型頂部標(biāo)高為100 m。

圖12基于二維離散元計(jì)算的巖層破裂面(單位：m)

Fig. 12Fracture surfaces of rock strata based on 2D discrete element analysis (m)

表3　斜井結(jié)構(gòu)變位與煤柱尺寸的計(jì)算值

4　經(jīng)驗(yàn)公式法估算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

經(jīng)驗(yàn)公式法與數(shù)值模擬均可以得出巖層移動(dòng)角和保護(hù)煤柱寬度，但前者對(duì)分析工作面推進(jìn)過(guò)程中的斜井受力與變位則顯得無(wú)能為力。2種方法所得煤柱寬度如圖13所示。

(a) 基于離散元計(jì)算

(b) 基于經(jīng)驗(yàn)公式

Fig. 13Dimensions of protective coal pillar calculated by two methods (m)

經(jīng)驗(yàn)公式法保護(hù)煤柱尺寸：斜井落底處寬41 m，以巖層移動(dòng)角δ=71°計(jì)算保護(hù)煤柱寬度，斜井頂部處寬度為276 m。

數(shù)值模擬法保護(hù)煤柱尺寸：斜井落底處59 m長(zhǎng)度范圍內(nèi)寬110 m，然后以寬40 m為基礎(chǔ)，按巖層移動(dòng)角δ=76°計(jì)算保護(hù)煤柱寬度，斜井頂部處寬度為210 m。

數(shù)值模擬與經(jīng)驗(yàn)公式法結(jié)果雖然有相似之處，但是存在以下區(qū)別: 1)在計(jì)算過(guò)程中,數(shù)值模擬法更能綜合考慮地層與斜井的關(guān)系，在斜井落底處的煤柱布設(shè)更加合理；2)根據(jù)離散元計(jì)算得到的煤柱尺寸小于根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式得到的煤柱尺寸，在滿足斜井安全和穩(wěn)定的前提下，可增加礦區(qū)的煤炭開(kāi)采量。

5　結(jié)論與建議

保護(hù)煤柱的尺寸關(guān)乎煤礦的安全穩(wěn)定與經(jīng)濟(jì)效益，必須予以足夠的重視。經(jīng)驗(yàn)公式法只籠統(tǒng)地涉及煤層的幾何參數(shù)和力學(xué)性質(zhì)，而數(shù)值模擬則可以同時(shí)考慮煤層、巖層、斜井結(jié)構(gòu)的幾何特征和力學(xué)特征。保護(hù)煤柱的尺寸必須保證煤層開(kāi)采不會(huì)對(duì)斜井結(jié)構(gòu)的承載安全性和變位穩(wěn)定性造成不可接受的影響。本文以東勝煤田新街礦區(qū)的開(kāi)采設(shè)計(jì)為背景，分別采用經(jīng)驗(yàn)公式法和二維離散元數(shù)值模擬來(lái)估算煤柱的合理尺寸，主要結(jié)論如下：1)根據(jù)二維離散元數(shù)值模擬得到的煤柱尺寸小于根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式得到的煤柱尺寸；2)煤層回采工作面與斜井水平距離或豎向距離越小，斜井結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)越不利，反之則越有利；3)隨著回采工作面與斜井的水平距離的減小，斜井結(jié)構(gòu)首先輕微上浮，然后顯著下沉；4)當(dāng)斜井與開(kāi)采煤層的豎向距離較小時(shí)，斜井結(jié)構(gòu)因受到破裂巖層的下沉擠壓作用而向遠(yuǎn)離開(kāi)采工作面的方向變位；5)當(dāng)斜井與開(kāi)采煤層的豎向距離足夠大時(shí)，斜井向開(kāi)采工作面的方向變位；6)由于斜井穿越巖層與煤層的物理力學(xué)性質(zhì)的差異，在不同巖層或煤層之間的交界面附近，例如斜井結(jié)構(gòu)的落底處，斜井結(jié)構(gòu)可能因應(yīng)力集中而承載力不足，需要采取一定的改善與控制措施；7)通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式法與數(shù)值模擬法的結(jié)果對(duì)比可知，傳統(tǒng)的經(jīng)驗(yàn)公式法得出的保護(hù)煤柱寬度值能夠保證煤礦開(kāi)采的安全，但可能存在一定的資源浪費(fèi)。

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Discrete Element Analysis of Design of Protective Coal Pillar of Inclined Shaft of Xinjie Mining Area of Dongsheng Coalfield

YANG Xu1, 2, XIANG Yanyong1

(1. School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China;2.ChinaRailwayFifthSurveyandDesignInstituteGroupCo.,Ltd.,Beijing102600,China)

In order to minimize the influence of coal mining on inclined shaft structures, the rational dimensions of protective coal pillar have to be calculated. The coal pillar dimensions are calculated by empirical formula method, 2D discrete element model is established, the distributions of internal force and displacement of segment of inclined shaft are analyzed, and rational dimensions of protective coal pillar are given by considering 5 different cross-sections of ground-inclined shafts. Some conclusions are drawn as follows: 1) The coal pillar dimensions calculated by discrete element model are smaller than that calculated by empirical formulas. 2) The inclined shaft structure uplifts a little and then sinks obviously with the vertical distance between coal mining working face and inclined shafts decrease. 3) The inclined shaft displaces away from coal mining working face as a result of the sagging pressure from the overlying broken rock layers when the vertical distance between coal mining working face and inclined shafts is comparative small. 4) The inclined shaft structure displaces towards coal mining working face when the vertical distance between the coal mining working face and inclined shafts is large enough. 5) The bearing capacity of inclined shaft structure might become insufficient due to stress concentration at the interfaces of rock and coal layers with distinctively different physico-mechanical properties; thus the improvement and control methods are necessary.

coal seam; inclined shaft; segment; coal pillar dimensions; empirical formula method; discrete element simulation

2015-12-09;

2016-03-28

國(guó)家科技支撐計(jì)劃課題支持(2013BAB10B06)

楊旭(1990—)，男，重慶潼南人，2015年畢業(yè)于北京交通大學(xué)，橋梁與隧道工程專業(yè)，碩士，助理工程師，現(xiàn)從事隧道與地下工程勘察設(shè)計(jì)工作。 E-mail: 977649093@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.08.006

U 45

A

1672-741X(2016)08-0924-09