變傾角煤層內(nèi)工作面開(kāi)采誘沖機(jī)理及防治技術(shù)

王 杰

（晉能控股煤業(yè)集團(tuán)馬道頭煤業(yè)有限公司，山西 大同 037003）

以往針對(duì)褶曲構(gòu)造影響區(qū)內(nèi)的煤層開(kāi)采研究多集中于構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)對(duì)于煤層開(kāi)采的影響，諸多學(xué)者從構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)的角度分析了其對(duì)工作面開(kāi)采造成的強(qiáng)礦壓顯現(xiàn)。陳國(guó)祥等[1-3]通過(guò)研究華硯礦區(qū)典型褶曲構(gòu)造區(qū)地應(yīng)力場(chǎng)在工作面開(kāi)采前后的演變規(guī)律，提出了誘發(fā)沖擊地壓的臨界最大主應(yīng)力理論；謝克坷等[4]基于褶曲構(gòu)造區(qū)實(shí)測(cè)地應(yīng)力進(jìn)行三維數(shù)值模擬計(jì)算，揭示了地應(yīng)力與沖擊地壓的相互關(guān)系及影響程度；趙善坤等[5]基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬的方法對(duì)褶曲構(gòu)造區(qū)內(nèi)巷道圍巖穩(wěn)定性與沖擊地壓的關(guān)系進(jìn)行了研究，揭示了受褶曲構(gòu)造應(yīng)力影響下煤田動(dòng)力災(zāi)害的誘發(fā)機(jī)理；潘俊鋒等[6]通過(guò)分析黃隴侏羅紀(jì)煤田內(nèi)各礦井沖擊地壓顯現(xiàn)特征，提出褶曲構(gòu)造與厚硬頂板巖層均為沖擊地壓發(fā)生的主導(dǎo)因素；歐陽(yáng)振華[7]通過(guò)研究褶曲構(gòu)造區(qū)應(yīng)力對(duì)于誘發(fā)煤礦沖擊地壓的影響，提出了針對(duì)性的褶曲構(gòu)造區(qū)應(yīng)力控制技術(shù)；康紅普等[8]通過(guò)分析褶曲構(gòu)造區(qū)巷道圍巖沖擊破壞特征，并對(duì)錨桿、錨索受力特征進(jìn)行了研究，提出了采用高沖擊韌性錨桿支護(hù)圍巖及支護(hù)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。以上這些研究主要是從褶曲構(gòu)造應(yīng)力場(chǎng)對(duì)于煤層開(kāi)采影響的角度出發(fā)，研究褶曲構(gòu)造影響區(qū)內(nèi)煤層沖擊地壓的誘發(fā)機(jī)理[9-10]，并通過(guò)改良支護(hù)構(gòu)件和優(yōu)化支護(hù)參數(shù)來(lái)提高圍巖抵抗沖擊的能力，而關(guān)于褶曲構(gòu)造影響區(qū)內(nèi)煤層沿傾向方向傾角變化對(duì)于煤層開(kāi)采影響的研究甚少。為此，系統(tǒng)的研究了寶積山煤礦七采區(qū)內(nèi)褶曲翼部影響區(qū)不同工作面開(kāi)采期間的動(dòng)、靜載荷演變規(guī)律，并從煤層傾角的角度分析了不同工作面開(kāi)采期間沖擊地壓顯現(xiàn)特征，進(jìn)而為本礦井及具有類似工程地質(zhì)條件的礦井內(nèi)煤層開(kāi)采期間沖擊地壓誘發(fā)機(jī)理和防治提供參考。

1 工程概況

1.1 采區(qū)工程地質(zhì)概況

隸屬于甘肅靖遠(yuǎn)煤業(yè)的寶積山煤礦目前正在開(kāi)采井田內(nèi)東翼側(cè)七采區(qū)內(nèi)的工作面，其主采1#煤層傾角為6°～ 48°，煤層平均厚度為7.8 m，其直接開(kāi)采高度為3.5 m，放頂煤厚度為4.3 m，采放比接近1∶1.2。七采區(qū)內(nèi)褶曲翼部影響區(qū)工作面位置關(guān)系情況如圖1。

圖1 褶曲翼部影響區(qū)工作面位置關(guān)系示意圖Fig.1 Schematic diagrams of position relation of working face in the influence area of fold structure wing

1.2 強(qiáng)礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)概況

701 綜放工作面位于褶曲背斜軸部影響區(qū)，其開(kāi)采位置處煤層平均傾角僅為6°，可視作近水平煤層開(kāi)采情況。其接續(xù)的703 綜放工作面開(kāi)始進(jìn)入褶曲翼部影響區(qū)內(nèi)，其回采期間強(qiáng)礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)開(kāi)始增多，703 和705 綜放工作面采掘期間強(qiáng)礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)匯總統(tǒng)計(jì)情況如圖2。

圖2 強(qiáng)礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)匯總統(tǒng)計(jì)結(jié)果Fig.2 Summary statistical results of dynamic development of strong mine pressure

由圖2 可知：703 和705 綜放工作面采掘期間強(qiáng)礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)主要發(fā)生在回采期間，分別為18次和11 次，且顯現(xiàn)位置主要集中于回風(fēng)平巷內(nèi)，分別為27 次和14 次；同時(shí)703 綜放工作面采掘期間總共發(fā)生強(qiáng)礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)次數(shù)要明顯多于705綜放工作面采掘期間，分別為32 次對(duì)17 次?？梢?jiàn)，無(wú)論是703 或705 綜放工作面采掘期間，強(qiáng)礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)主要發(fā)生于沿空側(cè)回風(fēng)平巷內(nèi)。同時(shí)考慮到705 綜放工作面尚未回采結(jié)束，可知傾角較小的703 綜放工作面（平均傾角為17°）較傾角較大的705 綜放工作面（平均傾角為45°）更易誘發(fā)強(qiáng)礦壓動(dòng)力顯現(xiàn)。

2 不同煤層傾角沖擊地壓發(fā)生機(jī)理

2.1 動(dòng)靜載疊加誘沖機(jī)理

七采區(qū)內(nèi)褶曲翼部影響區(qū)工作面采掘期間誘沖機(jī)理主要可以看作為由采掘空間圍巖內(nèi)積聚的高集中靜載 σj和上覆巖層破斷所形成的劇烈動(dòng)載 σd疊加所致[11-13]，動(dòng)靜載疊加誘沖機(jī)理示意圖如圖3。

圖3 動(dòng)靜載疊加誘沖機(jī)理示意圖Fig.3 Schematic diagram of dynamic and static load superposition induced rock burst mechanism

根據(jù)圖3 可知，沿空側(cè)巷道兩側(cè)巷幫內(nèi)煤體中積聚的集中靜載分別為 σj1和 σj2，兩者中取值較大的一側(cè)巷幫內(nèi)煤體更容易失穩(wěn)發(fā)生破壞，集中靜載較大值滿足式（1）：

式中：σjmax為集中靜載較大值，MPa。

隨著工作面的回采推進(jìn)，其上方低位巖層首先發(fā)生破斷，形成較小的劇烈動(dòng)載 σdn（近場(chǎng)應(yīng)力擾動(dòng)），如若此時(shí)低位巖層瞬時(shí)破斷而導(dǎo)致煤巖系統(tǒng)中煤體所積聚的能量大于其破壞所消耗的能量，則將誘使煤巖系統(tǒng)中煤體突然發(fā)生失穩(wěn)破壞；如果此時(shí)低位巖層緩慢破斷而導(dǎo)致煤巖系統(tǒng)中煤體所積聚的能量大于其破壞所消耗的能量，則將誘使煤巖系統(tǒng)中煤體緩慢或突然發(fā)生失穩(wěn)破壞，進(jìn)而誘發(fā)強(qiáng)礦壓或一般沖擊地壓顯現(xiàn)。關(guān)于煤巖系統(tǒng)中煤體失穩(wěn)破壞的能量條件滿足式（2）：

式中：Umin為煤巖系統(tǒng)中煤體破壞所消耗的能量，kJ；Ecr為煤巖系統(tǒng)中煤體的彈性模量，MPa。

隨著工作面進(jìn)一步的回采推進(jìn)，當(dāng)?shù)臀粠r層破斷跨落范圍較大時(shí)，此時(shí)其上方的高位巖層處于大范圍懸頂也開(kāi)始發(fā)生破斷，且高位巖層破斷時(shí)所形成的劇烈動(dòng)載 σdf（遠(yuǎn)場(chǎng)應(yīng)力擾動(dòng)）要遠(yuǎn)高于低位巖層的，進(jìn)而在動(dòng)靜載疊加作用下煤巖系統(tǒng)中煤體所積聚的能量滿足式（3）：

由式(3)可知，在遠(yuǎn)場(chǎng)劇烈動(dòng)載擾動(dòng)作用下煤巖系統(tǒng)中煤體所積聚的能量要遠(yuǎn)大于近場(chǎng)劇烈動(dòng)載擾動(dòng)作用下的煤體所積聚的能量，這表明此時(shí)煤巖系統(tǒng)中煤體將更加容易突然發(fā)生失穩(wěn)破壞，進(jìn)而誘發(fā)嚴(yán)重沖擊地壓顯現(xiàn)。

而關(guān)于煤巖系統(tǒng)失穩(wěn)破壞期間的應(yīng)力-應(yīng)變曲線[14-16]如圖4。

圖4 煤巖系統(tǒng)失穩(wěn)破壞期間應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Stress-strain curves of coal-rock system during instability failure

由圖4 可知，動(dòng)靜載疊加作用下煤巖系統(tǒng)失穩(wěn)破壞的應(yīng)力-應(yīng)變曲線共有3 種類型。當(dāng)煤巖系統(tǒng)處于圖4(a)的靜態(tài)破壞類型時(shí)，此時(shí)頂板的剛度滿足k>0， 煤體的剛度滿足f′<0，同時(shí)滿足k+f′>0，進(jìn)而煤巖系統(tǒng)中煤體緩慢發(fā)生失穩(wěn)破壞；當(dāng)煤巖系統(tǒng)處于圖4(b)的動(dòng)態(tài)破壞類型I 時(shí)，此時(shí)頂板的剛度滿足k>0， 煤體的剛度滿足f′<0，同時(shí)滿足k+f′<0，進(jìn)而煤巖系統(tǒng)中煤體突然發(fā)生失穩(wěn)破壞；當(dāng)煤巖系統(tǒng)處于圖4(c)的動(dòng)態(tài)破壞類型II 時(shí)，此時(shí)頂板的剛度滿足k>k′>0，煤體的剛度滿足f′<0， 同時(shí)滿足k′+f′<0，進(jìn)而煤巖系統(tǒng)中煤體突然發(fā)生失穩(wěn)破壞，且強(qiáng)度更猛烈。

2.2 不同煤層傾角靜載演化機(jī)理分析

將七采區(qū)內(nèi)褶曲翼部影響區(qū)工作面及其上覆巖層視作彈性介質(zhì)，并且近似地認(rèn)為其滿足Winkler 彈性地基假定[17-18]，則建立的不同煤層傾角工作面沿傾向方向力學(xué)簡(jiǎn)化模型如圖5。

圖5 不同煤層傾角工作面沿傾向方向力學(xué)簡(jiǎn)化模型Fig.5 Simplified mechanical model of working face with different coal seam inclinations along dip direction

由圖5 可知，基本頂對(duì)下方開(kāi)采煤層所施加的壓載作用導(dǎo)致煤體沿y軸方向發(fā)生了壓縮形變，進(jìn)而導(dǎo)致下方開(kāi)采煤層對(duì)上方基本頂產(chǎn)生一反向支承作用力，其大小可由式（4）計(jì)算：

式中：pc為開(kāi)采煤層對(duì)上方基本頂?shù)姆聪蛑С凶饔昧?，kN/m；kc為煤層的Winkler 地基系數(shù)，MPa；y為煤層的壓縮形變量，m。

將基本頂視作半無(wú)限長(zhǎng)梁結(jié)構(gòu)，并以上區(qū)段采空區(qū)下側(cè)邊界位置處定義為x=0，同時(shí)假設(shè)基本頂上覆垂向均布載荷為qy， 懸頂段長(zhǎng)度為L(zhǎng)，懸頂段端頭所受到的垂向剪切應(yīng)力為Q，軸向擠壓應(yīng)力為N′，x=0位置處基本頂垂向截面內(nèi)的剪切應(yīng)力、軸向擠壓應(yīng)力和彎矩分別為Q0、N和M0。基于圖5 力學(xué)簡(jiǎn)化模型，可以推導(dǎo)出基本頂不同區(qū)間的變形微分方程，如式（5）：

式中：Ir為 基本頂橫截面的慣性矩，m4；Er為基本頂?shù)膹椥阅Ａ?，MPa；W為煤柱寬度，m，W1為巷道寬度，m。

聯(lián)立式(4)和式(5)，并參照Timoshenko 的解，可以得到基本頂對(duì)下方開(kāi)采煤層施加的壓載作用所造成的煤層壓縮形變量計(jì)算公式為：

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)工程地質(zhì)條件以及工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，Er為2.7×104MPa，Ir為8.5 m4?；诂F(xiàn)場(chǎng)調(diào)研情況可知基本頂懸頂段長(zhǎng)度L為11.2m，基本頂平均密度為2.5t/m3，平均厚度為35 m，則可以確定相應(yīng)的剪切應(yīng)力Q0為 4.6×104kN，軸向擠壓應(yīng)力N為3.8×104kN，彎矩M0為2.1×106kN·m。聯(lián)合式(4)和式(6)得到的不同煤層傾角開(kāi)采煤層內(nèi)垂向應(yīng)力分布規(guī)律如圖6。

圖6 不同煤層傾角開(kāi)采煤層內(nèi)垂向應(yīng)力分布規(guī)律Fig.6 Vertical stress distribution in coal seam mined at different coal seam angles

根據(jù)圖6 的應(yīng)力分布曲線可知，隨著煤層傾角從0°增大至45°，沿空巷道煤柱側(cè)垂向應(yīng)力集中程度逐漸增大，反之實(shí)體煤側(cè)垂向應(yīng)力集中程度逐漸減小。考慮到煤柱側(cè)寬度僅為12 m，其自身承載能力有限，當(dāng)煤柱側(cè)垂向應(yīng)力增大至一定程度時(shí)，煤柱側(cè)自身完全處于塑性變形狀態(tài)而失去高承載能力，進(jìn)而煤柱側(cè)的高垂向應(yīng)力將會(huì)轉(zhuǎn)移至沿空巷道實(shí)體煤側(cè)。同時(shí)實(shí)體煤側(cè)受到本區(qū)段工作面回采期間超前支承應(yīng)力疊加影響，進(jìn)一步增加了實(shí)體煤側(cè)的應(yīng)力集中程度，工作面回采期間實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力集中示意圖如圖7。

圖7 工作面回采期間實(shí)體煤側(cè)應(yīng)力集中示意圖Fig.7 Schematic diagram of the side stress concentration of solid coal during the stoping of the working face

3 數(shù)值模擬

3.1 模型的建立

根據(jù)七采區(qū)工程地質(zhì)概況，采用FLAC3D(v5.0)版軟件建立三維模型，模型中主采1#煤層沿走向長(zhǎng)為240 m，沿傾向?qū)挒?30 m，在煤層傾角為0°、15°、30°、45°時(shí)模型高度分別為80、130、186、235 m，三維模型如圖8。

圖8 不同煤層傾角時(shí)的三維模型Fig.8 3D models of different coal seam inclination angles

通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)鉆取煤巖樣并在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)加工成為標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，測(cè)試所得到的煤巖樣物理力學(xué)參數(shù)情況見(jiàn)表1。

表1 煤巖樣物理力學(xué)參數(shù)表Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock samples

將表1 中不同煤巖樣的物理力學(xué)參數(shù)賦值到所構(gòu)建的三維模型中，模型中煤巖層采用Mohr-Coulomb 本構(gòu)模型構(gòu)建，重力加速度設(shè)置為10 m/s2。三維模型的底部邊界采用固定約束，側(cè)面邊界采用水平位移約束，頂部邊界所施加的等效載荷大小根據(jù)模型頂部距離地表的距離確定，覆巖平均密度取值為2.5 t/m3。關(guān)于所構(gòu)建的三維模型具體模型步驟為：①三維模型整體進(jìn)行初始應(yīng)力平衡計(jì)算；②進(jìn)行上區(qū)段工作面回采，并應(yīng)力平衡計(jì)算；③進(jìn)行本區(qū)段工作面兩側(cè)服務(wù)平巷掘進(jìn)，并應(yīng)力平衡計(jì)算；④進(jìn)行本區(qū)段工作面回采，并應(yīng)力平衡計(jì)算。

3.2 模擬結(jié)果

通過(guò)對(duì)煤層傾角為0°、15°、30°和45°時(shí)分別進(jìn)行模擬運(yùn)算，得到的本區(qū)段工作面回采期間沿空巷道實(shí)體煤側(cè)和煤柱側(cè)的垂向應(yīng)力空間分布情況如圖9 和圖10。

圖9 不同煤層傾角時(shí)實(shí)體煤側(cè)垂向應(yīng)力空間演化規(guī)律Fig.9 Spatial evolution laws of vertical stress on solid coal side at different coal seam angles

圖10 不同煤層傾角時(shí)煤柱側(cè)垂向應(yīng)力空間演化規(guī)律Fig.10 Spatial evolution laws of vertical stress on the side of coal pillar at different coal seam angles

根據(jù)圖9 和圖10 所示可知，隨著煤層傾角從0°增大至45°，沿空巷道實(shí)體煤側(cè)所形成的應(yīng)力集中區(qū)內(nèi)峰值應(yīng)力由136.59 MPa 逐步減小至43.67 MPa，反之煤柱側(cè)所形成的應(yīng)力集中區(qū)內(nèi)峰值應(yīng)力由57.53 MPa 逐步增大至86.18 MPa，且在煤層傾角為15°時(shí)實(shí)體煤側(cè)和煤柱側(cè)所形成的應(yīng)力集中區(qū)內(nèi)峰值應(yīng)力大致相等，分別為62.27 MPa 和61.13 MPa。這一數(shù)值模擬結(jié)果與前述2.2 小節(jié)中關(guān)于不同煤層傾角條件下實(shí)體煤側(cè)和煤柱側(cè)靜載理論計(jì)算結(jié)果相吻合，說(shuō)明數(shù)值模擬結(jié)果可靠性較強(qiáng)。

4 圍巖卸壓與非對(duì)稱支護(hù)協(xié)同控制技術(shù)

通過(guò)上述分析可知，褶曲翼部影響區(qū)內(nèi)工作面沿煤層傾向方向傾角存在較大的變化性，這導(dǎo)致不同工作面回采期間沿空巷道圍巖中所積聚的高集中靜載和上覆巖層中厚硬關(guān)鍵層和基本頂破斷所形成的應(yīng)力擾動(dòng)也存在較大的變化性，因此有必要針對(duì)性地采取相應(yīng)的措施來(lái)對(duì)沖擊地壓進(jìn)行防治?；趧?dòng)靜載疊加理論，提出了采用圍巖卸壓與非對(duì)稱支護(hù)協(xié)同控制的方法來(lái)對(duì)沖擊地壓進(jìn)行防治，具體的防治方法如圖11。

圖11 沖擊地壓防治協(xié)同控制方法Fig.11 Collaborative control method for rock burst prevention and control

由圖11 可知，通過(guò)采取A-④、A-⑤方法可以有效降低沿空巷道實(shí)體煤側(cè)和煤柱側(cè)的高集中靜載，并弱化遠(yuǎn)場(chǎng)動(dòng)力擾動(dòng)。在此基礎(chǔ)上，當(dāng)煤層傾角趨向于0°時(shí)，可以通過(guò)采取A-①、A-②、A-③中的1 種或多種方法來(lái)對(duì)沿空巷道實(shí)體煤側(cè)進(jìn)行卸壓，降低積聚于實(shí)體煤側(cè)的高集中靜載，同時(shí)通過(guò)采取B-①方法來(lái)對(duì)沿空巷道實(shí)體煤側(cè)進(jìn)行加固，進(jìn)而在沿空巷道實(shí)體煤側(cè)形成“強(qiáng)弱強(qiáng)”結(jié)構(gòu)來(lái)對(duì)沖擊地壓進(jìn)行防治；當(dāng)煤層傾角趨向于45°時(shí)，可以通過(guò)采取A-①、A-②、A-③中的1 種或多種方法來(lái)對(duì)沿空巷道煤柱側(cè)進(jìn)行卸壓，降低積聚于煤柱側(cè)的高集中靜載，同時(shí)通過(guò)采取B-②方法來(lái)對(duì)沿空巷道煤柱側(cè)進(jìn)行加固，進(jìn)而在沿空巷道煤柱側(cè)形成“強(qiáng)弱強(qiáng)”結(jié)構(gòu)來(lái)對(duì)沖擊地壓進(jìn)行防治。

5 現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)

705 綜放工作面后續(xù)回采期間，考慮到工作面平均傾角為45°，通過(guò)前述分析可知，此時(shí)沿空巷道煤柱側(cè)存在較高的集中靜載荷，因此對(duì)其實(shí)施大直徑鉆孔（A-①方法）來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)于煤柱體內(nèi)高集中應(yīng)力的轉(zhuǎn)移和釋放，同時(shí)對(duì)煤柱側(cè)進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)加固（B-②方法），進(jìn)而實(shí)現(xiàn)協(xié)同控制防治沖擊地壓的目的。A-①方法和B-②方法的具體施工參數(shù)情況如圖12。

圖12 沿空巷道圍巖卸壓與非對(duì)稱支護(hù)協(xié)同控制方法Fig.12 Collaborative control method of pressure relief and asymmetric support for surrounding rock of gob-side entry

考慮到電磁輻射信號(hào)和煤體中應(yīng)力狀態(tài)呈正相關(guān)，煤體中應(yīng)力集中程度越低，電磁輻射信號(hào)也就越弱。因此使用電磁輻射儀器（KBD5 型）對(duì)沿空巷道煤柱側(cè)實(shí)施大直徑鉆孔卸壓措施前后進(jìn)行監(jiān)測(cè)。

沿空巷道煤柱側(cè)超前工作面50 m 范圍內(nèi)的電磁輻射監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)為：實(shí)施大直徑鉆孔卸壓措施前電磁輻射強(qiáng)度值在32～80 mV 范圍內(nèi)波動(dòng)，平均值為49 mV；實(shí)施大直徑鉆孔卸壓措施后電磁輻射強(qiáng)度值在7～24 mV 范圍內(nèi)波動(dòng)，平均值為16 mV。對(duì)比可知實(shí)施大直徑鉆孔卸壓措施后電磁輻射強(qiáng)度值降幅高達(dá)67%，這意味著煤柱側(cè)原本存在的較高集中靜載荷得到了充分的轉(zhuǎn)移和釋放，沿空巷道圍巖應(yīng)力環(huán)境明顯改善，同時(shí)針對(duì)煤柱側(cè)的補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)也進(jìn)一步提高了煤柱體的穩(wěn)定性。

6 結(jié) 語(yǔ)

1）工作面采掘期間誘沖機(jī)理主要由采掘空間圍巖內(nèi)積聚的高集中靜載和上覆巖層破斷所形成的劇烈動(dòng)載疊加所致，并通過(guò)分析煤巖系統(tǒng)失穩(wěn)破壞期間的應(yīng)力-應(yīng)變曲線得知其存在靜態(tài)破壞、動(dòng)態(tài)破壞I 和動(dòng)態(tài)破壞II 等3 種失穩(wěn)破壞類型。

2）基于Winkler 彈性地基假定，可知隨著煤層傾角從0°增大至45°，沿空巷道煤柱側(cè)垂向應(yīng)力集中程度逐漸增大，反之實(shí)體煤側(cè)垂向應(yīng)力集中程度逐漸減小。

3）數(shù)值模擬結(jié)果表明，隨著煤層傾角從0°增大至45°，沿空巷道實(shí)體煤側(cè)所形成的應(yīng)力集中區(qū)內(nèi)峰值應(yīng)力呈逐漸減小趨勢(shì)，反之煤柱側(cè)所形成的應(yīng)力集中區(qū)內(nèi)峰值應(yīng)力呈逐漸增大趨勢(shì)，這與理論分析計(jì)算結(jié)果相吻合。

4）基于動(dòng)靜載疊加理論，提出了采用圍巖卸壓與非對(duì)稱支護(hù)協(xié)同控制的方法，進(jìn)而在沿空巷道煤柱側(cè)形成“強(qiáng)弱強(qiáng)”結(jié)構(gòu)來(lái)對(duì)沖擊地壓進(jìn)行防治?，F(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性試驗(yàn)結(jié)果表明該方法能夠針對(duì)性地對(duì)圍巖中較高的集中靜載荷進(jìn)行轉(zhuǎn)移和釋放，同時(shí)提高圍巖的穩(wěn)定性。