考慮工作面出煤柱尺度效應(yīng)的下位回采巷道布置優(yōu)化

呂 凱 ，何富連,2 ，許旭輝 ，王福忠 ，秦賓賓 ，李 亮

（1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院, 北京 100083；2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 共伴生能源精準(zhǔn)開(kāi)采北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100083；3.晉能控股集團(tuán)有限公司 燕子山煤礦, 山西 大同 037009）

0 引 言

我國(guó)近距離煤田儲(chǔ)量豐富，當(dāng)前近距離煤層仍以下行開(kāi)采為主[1-2]。上煤層回采結(jié)束遺留大量的區(qū)段煤柱和邊界煤柱，其中區(qū)段煤柱內(nèi)部的高集中應(yīng)力通過(guò)底板向下傳遞，對(duì)下位巷道產(chǎn)生不利影響；邊界煤柱則使下伏工作面經(jīng)受出一側(cè)采空煤柱動(dòng)載礦壓影響，發(fā)生壓架事故。當(dāng)上、下煤層均為厚煤層時(shí)，由于采出空間增大，礦壓顯現(xiàn)將更為劇烈。國(guó)內(nèi)學(xué)者針對(duì)煤柱下方巷道布置方式和工作面出煤柱壓架災(zāi)害進(jìn)行了大量研究。張百勝等[3-4]運(yùn)用數(shù)值模擬研究了煤柱支承壓力在底板巖層的分布規(guī)律，提出下位巷道既要遠(yuǎn)離支承壓力增高區(qū)，還應(yīng)盡量降低應(yīng)力非均勻性的影響。許磊等[5]認(rèn)為下位巷道應(yīng)采取內(nèi)錯(cuò)式布置，其錯(cuò)距應(yīng)使巷道處于低主應(yīng)力差和低主應(yīng)力差變化率的應(yīng)力環(huán)境中。鞠金峰等[6-7]以神東淺埋近距離煤層為背景，從關(guān)鍵塊破斷運(yùn)動(dòng)的角度，解釋了出煤柱期間壓架災(zāi)害發(fā)生的原因，并提出相應(yīng)礦壓防治手段。徐敬民等[8]分析典型房采煤柱下動(dòng)載礦壓案例，認(rèn)為房采煤柱大范圍失穩(wěn)導(dǎo)致關(guān)鍵塊逆向回轉(zhuǎn)，過(guò)大的覆巖載荷向下傳遞，從而造成下位關(guān)鍵塊體滑落失穩(wěn)。

終上所述，目前關(guān)于近距離煤層下位巷道布置方式及工作面出煤柱壓架災(zāi)害的研究處于相互獨(dú)立的狀態(tài)，同時(shí)對(duì)出煤柱動(dòng)載礦壓發(fā)生機(jī)理的研究多數(shù)圍繞神東淺埋近距離煤層這一特殊地質(zhì)展開(kāi)，存在局限性。筆者認(rèn)為下位巷道合理的布置方式，除了保障自身穩(wěn)定輔助生產(chǎn)以外，從根源上對(duì)工作面出煤柱壓架災(zāi)害進(jìn)行防治是煤層群開(kāi)采的另一特色。

以燕子山煤礦為工程背景，提出下位巷道宜應(yīng)采取平錯(cuò)式布置，并以偏應(yīng)力第二不變量、偏應(yīng)力第三不變量和偏應(yīng)力第二不變量水平變化率為指導(dǎo)，確定下位巷道平錯(cuò)距離的下限值，該下限值是保障巷道自身穩(wěn)定的關(guān)鍵；通過(guò)分析工作面出煤柱壓架災(zāi)害的發(fā)生機(jī)理，推導(dǎo)了頂板-煤柱系統(tǒng)失穩(wěn)判據(jù)，解算工作面出煤柱尺度效應(yīng)，確定平錯(cuò)距離的上限值，該上限值是保障工作面安全出一側(cè)采空煤柱的重要參數(shù)，最后對(duì)現(xiàn)場(chǎng)工程進(jìn)行了成功指導(dǎo)。

1 工程概況

燕子山煤礦主采山4 號(hào)煤層及下伏C3 號(hào)煤層，山4 號(hào)煤層埋深400 m，已經(jīng)回采結(jié)束的N0482N0481、N0482 工作面開(kāi)切眼位置不平齊，相距705 m，平均厚度分別為7.5、7.1 m，傾角3°；C3 號(hào)煤層平均厚度5.3 m，傾角2°。兩煤層平均間距25 m，層間存在一層以中細(xì)砂巖為主的關(guān)鍵層。

C3 號(hào)煤層N0381 工作面為首采面，需要為回采巷道確定位置。近距離煤層下位巷道存在內(nèi)錯(cuò)式、重疊式和外錯(cuò)式3 種布置方式[9]。如圖1 所示，當(dāng)下煤層開(kāi)切眼位于實(shí)體煤下方時(shí)，3 種布置方式均造成工作面大范圍甚至全長(zhǎng)出一側(cè)采空煤柱；當(dāng)開(kāi)切眼位于采空區(qū)下方，又存在邊界煤柱過(guò)長(zhǎng)，煤炭浪費(fèi)嚴(yán)重的問(wèn)題。

圖1 近距離煤層3 類典型工作面布置方式Fig.1 Three typical layout of working face in contugous coal seams

鑒于此，提出N0381 回采巷道宜應(yīng)采取平錯(cuò)式布置，如圖2 所示，N0381 進(jìn)風(fēng)平巷和回風(fēng)平巷分別位于N0481 和N0482 采空區(qū)下方，并將開(kāi)切眼布置在實(shí)體煤下方，縮短邊界煤柱，提高煤炭采出率。區(qū)別于上述3 種布置方式，平錯(cuò)式布置成功將工作面全長(zhǎng)出一側(cè)采空煤柱轉(zhuǎn)化為2 次小范圍的出煤柱過(guò)程，通過(guò)設(shè)置合理的平錯(cuò)距離，在保障巷道自身穩(wěn)定的前提下，實(shí)現(xiàn)對(duì)出煤柱壓架災(zāi)害的提前防治。

圖2 山4 號(hào)煤層與C3 號(hào)煤層層間關(guān)系對(duì)照Fig.2 Relationship of No.4 and No.C3 coal seam

2 下位巷道平錯(cuò)距離下限值分析

上煤層遺留煤柱內(nèi)部的高集中應(yīng)力向下傳遞，使得底板巖層的應(yīng)力集中程度、變化梯度、側(cè)壓系數(shù)等發(fā)生極大變化[10-12]。下位巷道除了要避免高集中應(yīng)力，還應(yīng)避免非均勻載荷造成的變形破壞[4]。研究表明，圍巖應(yīng)力及應(yīng)變的變化只是巖石變形破壞過(guò)程中一種可視的宏觀表現(xiàn)，不能全面體現(xiàn)圍巖變形本質(zhì)，事實(shí)上，煤巖體的塑性變形破壞是以偏應(yīng)力控制的形狀改變?yōu)橹鱗13]。因此，采用偏應(yīng)力第二不變量、偏應(yīng)力第三不變量及偏應(yīng)力第二不變量水平變化率“三指標(biāo)”對(duì)底板應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行解析。

2.1 煤柱下底板偏應(yīng)力“三指標(biāo)”解析

山4 號(hào)煤層遺留的38 m 煤柱寬度較大，兩側(cè)支承壓力不發(fā)生疊加，煤柱應(yīng)力狀態(tài)沿中央彈性核呈近似對(duì)稱分布，取彈性核一側(cè)的煤柱及采空區(qū)為研究對(duì)象，建立圖3 所示煤柱底板載荷傳遞模型。其中AB段為彈性核區(qū)，載荷分布按原巖狀態(tài)計(jì)算；BD段煤柱邊緣支承壓力簡(jiǎn)化為線性載荷；DE采空區(qū)矸石段簡(jiǎn)化為均布載荷，應(yīng)力集中系數(shù)K2小于1。

圖3 煤柱底板載荷傳遞模型Fig.3 Load transfer model of floor under coal pillar

根據(jù)載荷傳遞模型，支承壓力分布函數(shù)為

根據(jù)極限平衡理論[14]

式中：l2為支承壓力峰值點(diǎn)距煤壁距離；l1為支承壓力影響范圍；K1為支承壓力峰值系數(shù)；K2為采空區(qū)緩沖系數(shù)；m2為上煤層采高，m；H2為上煤層埋深，m；γ為覆巖平均容重，kN/m3；C為煤體黏聚力，MPa；φ為煤體內(nèi)摩擦角，(°)；f為層面摩擦因數(shù)；ξ為三軸應(yīng)力系數(shù)，ξ=(1+sinφ)/(1-sinφ)；λ為側(cè)壓系數(shù)。

基于彈性力學(xué)半平面體理論[15]，底板任一點(diǎn)M(x,y)處的應(yīng)力狀態(tài)可表示為

設(shè)底板3 個(gè)主應(yīng)力為σ1，σ2，σ3，且σ1＞σ2＞σ3，將z方向的應(yīng)力看作中間主應(yīng)力，其大小與σx相等[16]。此時(shí)底板任一點(diǎn)處的最大、最小及中間主應(yīng)力為

巖土彈塑性理論認(rèn)為材料的塑性變形和破壞是以偏應(yīng)力控制的形狀改變?yōu)橹鱗17]，其中偏應(yīng)力第二不變量(J2)表征著剪應(yīng)力與畸變能的大小；偏應(yīng)力第三不變量(J3)可以判斷變形的類型及程度，J3＜0 時(shí)，屬于“壓縮類變形”，J3=0 時(shí)，屬于平面變形類型，J3＞0 時(shí)，屬于“拉伸類應(yīng)變”。J2和J3的表達(dá)式[18]如下：

巷道圍巖的變形破壞除了受畸變能密度影響，還與畸變能分布的均勻程度密切相關(guān)。如果巷道所處位置畸變能變化劇烈，則容易出現(xiàn)畸變能密度大的區(qū)域，圍巖破壞嚴(yán)重，畸變能密度小的區(qū)域，圍巖破壞程度較低，圍巖不均勻的變形破壞反作用于應(yīng)力環(huán)境，進(jìn)一步加劇應(yīng)力分布的不均勻程度，從而使巷道破壞的更嚴(yán)重。

受煤層地質(zhì)限制，下位巷道與遺留煤柱的垂向距離是固定的，因此沿水平方向?qū)ζ珣?yīng)力第二不變量J2進(jìn)行一階偏導(dǎo)，定義該偏導(dǎo)運(yùn)算為偏應(yīng)力第二不變量水平變化率 ?2：

2.2 煤柱下底板偏應(yīng)力不變量的區(qū)域特征

燕子山煤礦地質(zhì)參數(shù)設(shè)置如下：H2=400 m，m2=7.5 m，C=1.9 MPa，φ=34°，f=0.2，λ=1.2，K1=2.1，K2=0.6，l0=21.5 m，l1=16.5 m，l2=5 m，l3=80 m，聯(lián)立式(1)—式(7)，經(jīng)數(shù)據(jù)可視化，J2、J3和J2水平變化率的分布規(guī)律如圖4 所示。

圖4 偏應(yīng)力不變量分布規(guī)律Fig.4 Distribution law of deviatoric stress invariant

由圖4 可知：①圖4a 根據(jù)J2值將底板劃分為3個(gè)區(qū)域，Ⅰ區(qū)與Ⅱ區(qū)巖體畸變能密度較低，而Ⅲ區(qū)畸變能密度較大，一旦達(dá)到巖體破壞極限，容易發(fā)生變形破壞，下位巷道應(yīng)該布置在Ⅰ區(qū)或Ⅱ區(qū)；②圖4b中Ⅰ'區(qū)內(nèi)部分巖體J3＞0，發(fā)生拉伸破壞，由于巖體抗拉強(qiáng)度較低，所以該區(qū)極易發(fā)生塑性破壞；而Ⅲ'區(qū)雖然J3＜0 產(chǎn)生壓應(yīng)變，但該區(qū)域J3絕對(duì)值較大，同樣不利于圍巖穩(wěn)定，因此巷道宜應(yīng)布置在Ⅰ'區(qū)與Ⅲ'區(qū)之間的過(guò)渡帶，即Ⅱ'區(qū)；③圖4c 顯示大范圍底板巖層(B 區(qū))J2水平變化率介于-0.5～0 MPa2/m，只有靠近煤柱小范圍的底板(A 區(qū))J2水平變化率絕對(duì)值較大，這一現(xiàn)象說(shuō)明沿水平方向J2衰減速度快，畸變能密度不均勻程度高的區(qū)域小，因此當(dāng)平錯(cuò)距離取較小值時(shí)，就可以使巷道位于B 區(qū)，該區(qū)域J2分布比較均勻，圍巖受畸變能密度變化的影響較小。

綜合來(lái)看，下位巷道的合理位置應(yīng)取Ⅰ區(qū)、Ⅱ區(qū)、Ⅱ'區(qū)和B 區(qū)的交集，如圖5 所示，適合巷道布置的區(qū)域最終確定為ⅡB 區(qū)。

圖5 下位回采巷道布置區(qū)域示意Fig.5 Schematic diagram of lower roadway layout area

2.3 回采巷道平錯(cuò)距離下限值確定

山4 號(hào)與C3 號(hào)煤層的平均間距為25 m，N0381工作面平均厚度5.3 m，N0381 回風(fēng)平巷沿煤層底板布置，高3.3 m。在圖4 中提取巷道頂板、幫部和底板共計(jì)5 條測(cè)線，經(jīng)數(shù)據(jù)可視化，J2、J3以及J2水平變化率的層位特征如圖6 所示。

圖6 下位回采巷道偏應(yīng)力不變量層位特征Fig.6 The position characteristic of the deviatoric stress invariant in the lower mining roadway

圖6 顯示：①巷道圍巖不同層位的J2測(cè)線具有相同的分布規(guī)律，均表現(xiàn)為煤柱邊緣最大，然后線性遞減，在遠(yuǎn)離煤柱24 m 的位置趨于穩(wěn)定，為避開(kāi)高畸變能累積區(qū)，下位巷道與上覆煤柱的水平距離應(yīng)大于24 m；②巷道圍巖不同層位的J3測(cè)線均小于0，位態(tài)特征表現(xiàn)為先由負(fù)值迅速上升，遠(yuǎn)離煤柱20 m后上升速度減慢，最終緩慢回落，以J3為指導(dǎo)，巷道應(yīng)布置在距煤柱邊緣20 m 以外的巖層中；③圖6c顯示，煤柱邊緣18 m 范圍內(nèi)J2水平變化率絕對(duì)值較大，為降低不均勻畸變能對(duì)圍巖產(chǎn)生的不利影響，下位巷道與煤柱邊緣的水平距離應(yīng)大于18 m。

以J2、J3和J2水平變化率“三指標(biāo)”為指導(dǎo)，綜合確定N0381 回采巷道與上覆區(qū)段煤柱平錯(cuò)距離的下限值為24 m。

3 下位巷道合理錯(cuò)距上限值分析

如圖2 所示，N0381 回采巷道采取平錯(cuò)式布置，工作面將經(jīng)歷2 次出一側(cè)采空煤柱。其中，第一次出煤柱正值初次來(lái)壓，如果工作面出煤柱尺寸設(shè)計(jì)不合理，初次來(lái)壓與煤柱高靜載耦合疊加極易造成沖擊；此外受時(shí)間和空間影響，礦壓防治手段也會(huì)實(shí)施受限。因此本節(jié)重點(diǎn)研究工作面第一次出煤柱期間動(dòng)載礦壓的發(fā)生機(jī)理及其尺度效應(yīng)，從而確定N0381 回風(fēng)平巷平錯(cuò)距離上限值。

3.1 出煤柱動(dòng)載礦壓發(fā)生機(jī)理

近距離煤層開(kāi)采，層間巖體存在關(guān)鍵層與不存在關(guān)鍵層相比，在覆巖結(jié)構(gòu)、載荷傳遞、礦壓顯現(xiàn)等方面均顯復(fù)雜，結(jié)合本文工程背景，現(xiàn)以層間巖體存在一層關(guān)鍵層為例進(jìn)行討論。隨下煤層工作面回采，頂板懸露面積不斷擴(kuò)大，當(dāng)達(dá)到關(guān)鍵層1 的極限垮距時(shí)，關(guān)鍵層1 發(fā)生初次來(lái)壓，此后進(jìn)入周期來(lái)壓階段，由于覆巖垮落是隨工作面推進(jìn)逐步向上發(fā)展的，處于高位的關(guān)鍵層一般會(huì)滯后低位關(guān)鍵層發(fā)生破斷[19]，因此形成關(guān)鍵塊體B1、B2 滯后于A1、A2 破斷的垮落關(guān)系，當(dāng)工作面回采至出煤柱邊界前關(guān)鍵層2 最后一個(gè)破斷塊體B2 即將垮落來(lái)壓位置時(shí)，形成如圖7 所示的覆巖結(jié)構(gòu)垮落型態(tài)[20]。

圖7 出煤柱階段覆巖結(jié)構(gòu)垮落型態(tài)Fig.7 Characteristics of overburden structure during mining cross the upper pillar

此后隨工作面繼續(xù)推進(jìn)，關(guān)鍵塊體A3 回轉(zhuǎn)加劇，關(guān)鍵層2 下方軟弱煤巖出現(xiàn)下沉響應(yīng)，繼而關(guān)鍵塊體B3 開(kāi)始回轉(zhuǎn)，B2 發(fā)生反向回轉(zhuǎn)[21]，當(dāng)兩者回轉(zhuǎn)成一體時(shí)，出現(xiàn)短暫的穩(wěn)定狀態(tài)，工作面繼續(xù)推進(jìn)，受巖塊懸露面積影響B(tài)2 失穩(wěn)垮落，而B(niǎo)3 則與遺留破斷塊體B4 鉸接形成一個(gè)拱形的搭接結(jié)構(gòu)，研究表明這種結(jié)構(gòu)是不穩(wěn)定的，不能有效承載上覆巖層載荷[20]，因此這一拱形結(jié)構(gòu)連同上方軟弱巖層作為一個(gè)整體施加在隨工作面回采寬度不斷減小的殘存煤柱上，顯然該殘存煤柱的有效承壓成為保障下煤層工作面穩(wěn)定的前提。

由上煤層直接頂、B3 和B4 搭接結(jié)構(gòu)及上覆軟弱巖層與殘存煤柱形成的頂板-煤柱系統(tǒng)，在關(guān)鍵塊體B2 垮落瞬間，存在2 種賦存狀態(tài)。①殘存煤柱在B2 周期來(lái)壓與覆巖載荷疊加作用下發(fā)生突變失穩(wěn)，突變失穩(wěn)產(chǎn)生的動(dòng)載礦壓與B2 來(lái)壓釋放的能量耦合疊加，對(duì)下煤層采場(chǎng)造成強(qiáng)烈沖擊，實(shí)踐證實(shí)出煤柱壓架事故多發(fā)生在工作面來(lái)壓期間[22]；②頂板-煤柱系統(tǒng)不發(fā)生突變失穩(wěn)，受煤柱傳遞載荷增大影響，關(guān)鍵層1 需要承擔(dān)更多載荷，當(dāng)支架強(qiáng)度設(shè)計(jì)合理時(shí)，預(yù)計(jì)不會(huì)發(fā)生壓架事故。由上述分析可知，關(guān)鍵塊體B2 垮落瞬間，工作面礦壓顯現(xiàn)的主導(dǎo)因素由關(guān)鍵層砌體梁式平衡轉(zhuǎn)變?yōu)轫敯?煤柱系統(tǒng)穩(wěn)定性分析，判定頂板-煤柱系統(tǒng)是否發(fā)生突變失穩(wěn)成為預(yù)測(cè)下煤層工作面壓架事故的關(guān)鍵。

3.2 頂板-煤柱系統(tǒng)穩(wěn)定性分析

考慮到殘存煤柱上方未垮落巖層沿垮落角α向上延伸，因此煤柱上方直到出現(xiàn)穩(wěn)定關(guān)鍵層為止的頂板巖層(Σhi)將形成圖8a 所示的倒梯形結(jié)構(gòu)。通過(guò)力學(xué)簡(jiǎn)化，將頂板中間層(Σhi/2)的板面積作為頂板-煤柱系統(tǒng)的連續(xù)彈性平板，如圖8 中虛線所示。由于煤柱邊緣塑性區(qū)(x0)承載能力較小，而內(nèi)部彈性核近似受力均勻，因此可將彈性核視為受力均勻的彈性桿件，作為彈性平板下連續(xù)分布的溫克爾彈性基礎(chǔ)進(jìn)行分析，記彈性系數(shù)為k。

圖8 頂板-煤柱系統(tǒng)計(jì)算模型Fig.8 Mechanical model of roof and coal pillar system

根據(jù)彈性基礎(chǔ)上的平板彎曲理論[16]，當(dāng)頂板未發(fā)生破斷，視為邊界固定的連續(xù)彈性平板時(shí)，其撓曲線ω(x,y)方程滿足：

式中：D為板的抗彎剛度；? 為拉普拉斯算子；Q為彈性基礎(chǔ)承受載荷，主要包括覆巖載荷和采動(dòng)載荷，MPa。

顯然，殘存煤柱采空區(qū)側(cè)頂板(右側(cè))在上煤層回采期間已經(jīng)破斷，而左側(cè)頂板也隨B2 的垮落而破斷，這里以最危險(xiǎn)的情況進(jìn)行分析，即破裂頂板釋放的變形能導(dǎo)致頂板邊緣脫落，成為自由邊界，此時(shí)頂板巖層可視為剛性平板，令抗彎剛度D=0，式(8)可簡(jiǎn)化為

如圖8b 所示，殘存煤柱右上方S1和左下角S2區(qū)域的頂板位于煤壁轉(zhuǎn)角處，其載荷由殘存煤柱和走向煤壁共同承載。設(shè)走向煤壁為主要承載體，承載系數(shù)為η0，則殘存煤柱彈性系數(shù)[23]為

式中：a為殘存煤柱長(zhǎng)度(下位巷道平錯(cuò)距離)，m；b為殘存煤柱極限寬度，m；x0為殘存煤柱兩側(cè)塑性區(qū)寬度，可按式(2)計(jì)算，m；σ為彈性核壓縮應(yīng)力，MPa；ε為彈性核壓縮應(yīng)變；δ為彈性平板外側(cè)與煤柱邊緣水平距離，m。

根據(jù)圖8a 所示幾何關(guān)系

當(dāng)工作面回采至B2 來(lái)壓位置時(shí)，殘存煤柱達(dá)到極限寬度b。從安全角度考慮，忽略覆巖垮落角，取工作面采位作為殘存煤柱左側(cè)邊界：

其中，n為出煤柱前關(guān)鍵層2 發(fā)生周期來(lái)壓的次數(shù)：

式中：[]為取整函數(shù)；d為下煤層開(kāi)切眼距煤柱邊界的水平距離，m；L2、W2分別為關(guān)鍵層2 初次來(lái)壓步距和周期來(lái)壓步距，m。

殘存煤柱應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系修正式[24]：

其中，ε=ω/m2；E1為煤柱初始小變形時(shí)的彈性模量，MPa；E3為通過(guò)擬合確定的材料參數(shù)，可按E3=-4E13/(27σm2)計(jì)算，MPa；σm為煤柱壓縮應(yīng)力峰值，MPa。

聯(lián)立式(9)、式(10)、式(14)得：

其中，α=-27m22σm2/4E12；β=27m23σm2q[a(b+2δ)-2η0δ2]/[4E13a(b-2x0)]。

式(15)的求解依賴于參數(shù)α、β，由于ω＞0，根據(jù)尖點(diǎn)突變理論，可得分叉點(diǎn)集方程：

聯(lián)立式(15)、式(16)，得頂板-煤柱系統(tǒng)失穩(wěn)判據(jù)：

殘存煤柱尺寸滿足式(17)時(shí)，根據(jù)突變理論，穿越分叉點(diǎn)集，煤柱撓度(垂直位移)躍遷突跳，頂板-煤柱系統(tǒng)失穩(wěn)坍塌，動(dòng)載礦壓與初次來(lái)壓或周期來(lái)壓耦合疊加，礦壓顯現(xiàn)異常強(qiáng)烈。

3.3 出煤柱尺度效應(yīng)及平錯(cuò)距離上限值確定

由式(17)頂板-煤柱系統(tǒng)失穩(wěn)判據(jù)可知，當(dāng)?shù)刭|(zhì)參數(shù)(x0、Q、δ、η0、σm)固定時(shí)，頂板-煤柱系統(tǒng)的穩(wěn)定性取決于工作面出煤柱的尺度（寬度b和長(zhǎng)度a），其中，長(zhǎng)度a由下位巷道的平錯(cuò)距離決定。由于a(b-2x0)＜a(b+2δ)-2η0δ2，因此工作面出煤柱寬度b越大，失穩(wěn)判據(jù)不等號(hào)左側(cè)值a(b-2x0)/[a(b+2δ)-2η0δ2]越大，頂板-煤柱系統(tǒng)越穩(wěn)定；而長(zhǎng)度a越大，失穩(wěn)判據(jù)不等號(hào)左側(cè)值a(b-2x0)/[a(b+2δ)-2η0δ2]顯然越小，系統(tǒng)越易突變失穩(wěn)，但長(zhǎng)度a對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響存在一定限度，超過(guò)這個(gè)限度，出煤柱長(zhǎng)度將不起主要作用，其本質(zhì)原因是隨長(zhǎng)度增大，煤柱邊界影響(S1、S2區(qū)域)占比越小，當(dāng)a＞＞δ時(shí)，邊界影響可以忽略不計(jì)。由上述關(guān)于出煤柱尺度效應(yīng)的闡述可知，通過(guò)增大出煤柱寬度b或減小長(zhǎng)度a，可以提高頂板-煤柱系統(tǒng)的穩(wěn)定性。然而現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐發(fā)現(xiàn)，采用深孔爆破放頂對(duì)出煤柱寬度b進(jìn)行調(diào)節(jié)存在不確定性，因此通過(guò)設(shè)置合理的平錯(cuò)距離，對(duì)出煤柱長(zhǎng)度a進(jìn)行調(diào)節(jié)，以保障出煤柱期間頂板-煤柱系統(tǒng)的穩(wěn)定。

燕子山礦地質(zhì)參數(shù)設(shè)置如下：殘存煤柱需承載覆巖厚度Σhi=52 m，垮落角α取68°，殘存煤柱兩側(cè)采高取3.3 m，走向煤壁對(duì)S1、S2區(qū)域承載系數(shù)η0取0.75，煤柱載荷Q為2.21 MPa；煤體抗壓強(qiáng)度σm為19.91 MPa；下煤層開(kāi)切眼距上覆煤柱邊緣水平距離d為53 m，關(guān)鍵層2 初次來(lái)壓步距L2為46 m，周期來(lái)壓步距W2為22 m，將以上參數(shù)代入式(2)、式(11)—式(13)，得x0=2.2 m；δ=5.25 m；b=7 m。利用式(17)計(jì)算可得，殘存煤柱長(zhǎng)度a≥36.5 m 時(shí)，頂板-煤柱系統(tǒng)將發(fā)生突變失穩(wěn)，為保障工作面順利出煤柱，N0381 回風(fēng)平巷平錯(cuò)距離的上限值確定為36 m。

4 現(xiàn)場(chǎng)工程驗(yàn)證

根據(jù)前述分析，N0381 回風(fēng)平巷合理的平錯(cuò)距離為24～36 m，結(jié)合實(shí)際地質(zhì)，最終設(shè)計(jì)N0381 回風(fēng)平巷平錯(cuò)距離為30 m，進(jìn)風(fēng)平巷按照該礦工作面普遍長(zhǎng)度180 m 進(jìn)行布置。為避免出煤柱期間關(guān)鍵層1 發(fā)生初次來(lái)壓，工作面自開(kāi)切眼推進(jìn)5 m 后，進(jìn)行了深孔爆破放頂，關(guān)鍵層1 提前進(jìn)入周期來(lái)壓。

4.1 工作面出煤柱礦壓監(jiān)測(cè)

通過(guò)觀測(cè)出煤柱期間支架液壓值的變化情況，對(duì)工作面出煤柱尺寸及支護(hù)強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)價(jià)。1 號(hào)測(cè)站選取邊界煤柱下方108～112 號(hào)支架，為與正常回采形成對(duì)比，2 號(hào)測(cè)站選取工作面頭部8～12 號(hào)支架。提取工作面從開(kāi)切眼至出煤柱30 m 這一時(shí)段內(nèi)液壓支架每個(gè)循環(huán)的最大支護(hù)強(qiáng)度，對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行平均處理，得到兩測(cè)站出煤柱期間支架液壓值變化曲線，如圖9 所示。

圖9 出煤柱期間支架液壓值變化特征Fig.9 Variation of the support pressure during mining cross the upper pillar

1 號(hào)測(cè)站顯示，工作面回采37.5 m 時(shí)，關(guān)鍵層2發(fā)生初次破斷，支架工作阻力為37 MPa，此后出一側(cè)采空煤柱，支架阻力約33.6 MPa。對(duì)比1、2 號(hào)測(cè)站發(fā)現(xiàn)，1 號(hào)測(cè)站上方關(guān)鍵層2 初次來(lái)壓強(qiáng)度及出煤柱支架工作阻力均明顯高于2 號(hào)測(cè)站，而出煤柱進(jìn)入采空區(qū)以后，1 號(hào)測(cè)站礦壓強(qiáng)度明顯降低。

工作面采取平錯(cuò)式布置，在經(jīng)歷2 次出煤柱以后，進(jìn)入正?；夭呻A段，此階段工作面一直承受上部區(qū)段煤柱的集中壓力，為充分評(píng)價(jià)平錯(cuò)式布置的可行性，對(duì)煤柱下方及影響范圍內(nèi)的支架（62～112 號(hào)）進(jìn)行了持續(xù)觀測(cè)。結(jié)果顯示，工作面來(lái)壓期間，煤柱下方支架的液壓值較8～58 號(hào)支架平均高了0.7 MPa；非來(lái)壓期間，兩者無(wú)明顯差別。整個(gè)回采期間，工作面支架均未超額定值，滿足生產(chǎn)要求。

可以看出，N0381 工作面在出煤柱期間及正?；夭呻A段均未發(fā)生壓架事故，支架工作阻力未超額定值，整個(gè)回采過(guò)程滿足安全生產(chǎn)要求。

4.2 巷道圍巖變形監(jiān)測(cè)

出煤柱期間，對(duì)N0381 回風(fēng)平巷的圍巖變形進(jìn)行觀測(cè)。監(jiān)測(cè)斷面選擇在上覆煤柱邊緣正下方，1 號(hào)測(cè)點(diǎn)布置在頂板中線，靠近工作面距中線1 m 布置2 號(hào)測(cè)點(diǎn)，幫部測(cè)點(diǎn)分別距底板1.3 m 和1.8 m，對(duì)數(shù)據(jù)取平均值，得圍巖變形量如圖10 所示。由圖10可知，巷道圍巖變形隨工作面臨近呈指數(shù)增長(zhǎng)，頂?shù)装遢^兩幫變形嚴(yán)重，頂?shù)装遄畲笠平窟_(dá)271 mm，而兩幫僅為178 mm。監(jiān)測(cè)結(jié)果表明巷道圍巖存在一定變形，但總體應(yīng)用效果良好。

圖10 巷道圍巖變形量監(jiān)測(cè)曲線Fig.10 Monitoring curves of roadway surface displacement

整體來(lái)看，N0381 回風(fēng)平巷采取平錯(cuò)式布置且平錯(cuò)距離為30 m 時(shí)，巷道圍巖自身穩(wěn)定性及工作面出一側(cè)采空煤柱的安全性均得到有效保障，滿足安全生產(chǎn)要求，應(yīng)用效果優(yōu)良。

5 結(jié) 論

1) 近距離煤層開(kāi)采，當(dāng)上煤層相鄰已采工作面開(kāi)切眼位置不平齊時(shí)，下位巷道采取平錯(cuò)式布置，可以將其他布置方式下工作面全長(zhǎng)出一側(cè)采空煤柱轉(zhuǎn)化為兩次小范圍的出煤柱過(guò)程，通過(guò)設(shè)置合理的平錯(cuò)距離，在保障巷道自身穩(wěn)定的前提下，還能實(shí)現(xiàn)采場(chǎng)壓架災(zāi)害的提前防治。

2) 采用偏應(yīng)力第二不變量、偏應(yīng)力第三不變量和偏應(yīng)力第二不變量水平變化率來(lái)解析煤柱下底板巖層的應(yīng)力狀態(tài)，并對(duì)底板進(jìn)行分區(qū)，提出下位巷道宜應(yīng)布置在ⅡB 區(qū)，確定N0381 回風(fēng)平巷平錯(cuò)距離的下限值為24 m。

3) 工作面出煤柱期間，初次來(lái)壓或周期來(lái)壓與頂板-煤柱系統(tǒng)突變失穩(wěn)產(chǎn)生的動(dòng)載礦壓耦合疊加形成沖擊是壓架災(zāi)害發(fā)生的根本原因，頂板-煤柱系統(tǒng)的穩(wěn)定性取決于殘存煤柱尺寸，煤柱寬度越大系統(tǒng)越穩(wěn)定，而長(zhǎng)度(平錯(cuò)距離)越大系統(tǒng)越易突變失穩(wěn)，計(jì)算得到N0381 回風(fēng)平巷平錯(cuò)距離的上限值為36 m。

4) 通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)工業(yè)性實(shí)踐，驗(yàn)證了近距離煤層下位回采巷道采取平錯(cuò)式布置且平錯(cuò)距離為30 m 的可行性與合理性。