褶曲構(gòu)造影響區(qū)內(nèi)工作面開采誘沖機理及其防治研究

楊增強， 劉暢， 宋潔， 白洋， 靳會武， 王大偉

（1. 江蘇建筑職業(yè)技術(shù)學院 交通工程學院，江蘇 徐州 221116；2. 徐州礦務(wù)集團有限公司，江蘇 徐州 221018；3. 中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；4. 徐州市檢驗檢測中心，江蘇 徐州 221111）

0 引言

隨著國內(nèi)煤炭資源開采地質(zhì)條件越來越復雜，開采深度逐年增加，煤層開采期間礦壓顯現(xiàn)頻發(fā)[1-3]。褶曲作為常見的地質(zhì)構(gòu)造類型，易造成煤層傾角起伏變化大，進而導致煤層開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，許多學者針對褶曲構(gòu)造影響區(qū)內(nèi)煤層的開采進行了研究。文獻[4]以甘肅省華亭煤田硯北井田典型褶曲構(gòu)造為實例，通過對比褶曲構(gòu)造區(qū)內(nèi)工作面開采前后應(yīng)力場的變化規(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[5]通過實地調(diào)研監(jiān)測及數(shù)值模擬仿真的手段對開采空間圍巖穩(wěn)定性與沖擊地壓顯現(xiàn)程度之間關(guān)系進行分析，揭示了構(gòu)造應(yīng)力場對于煤層開采誘發(fā)沖擊地壓的影響機理。文獻[6]基于褶曲構(gòu)造區(qū)內(nèi)地應(yīng)力實測結(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)機理之間的關(guān)聯(lián)性。文獻[7-8]分析了黃隴侏羅紀煤田內(nèi)各礦井沖擊地壓顯現(xiàn)特征，指出厚硬覆巖層對沖擊地壓的誘發(fā)起著主導作用。以上文獻均默認工作面的煤層傾角保持不變，但在實際中褶曲構(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。

針對上述問題，本文以靖遠煤業(yè)集團有限責任公司寶積山煤礦七采區(qū)為工程背景，從煤層開采期間傾角變化對工作面內(nèi)靜載荷及上覆巖層中遠、近場動載的影響規(guī)律進行了分析，揭示了煤層傾角變化時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號煤層，埋深為482～726 m，平均埋深約為604 m。1號煤層平均厚度為7.8 m，綜放開采，采放比為1∶1.2。七采區(qū)內(nèi)目前正在開采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綜放工作面開采期間礦山動力顯現(xiàn)數(shù)據(jù)報表統(tǒng)計結(jié)果得知，703和705綜放工作面回采期間礦山動力顯現(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力顯現(xiàn)發(fā)生頻次要遠高于705綜放工作面（煤層傾角為45°）采掘期間的礦山動力顯現(xiàn)發(fā)生頻次，分別為32次和17次，因此有必要針對此褶曲構(gòu)造影響區(qū)內(nèi)不同工作面開采期間受不同煤層傾角因素影響的誘沖機理進行分析研究。

2 煤巖組合系統(tǒng)誘沖機理類型分析

首先通過構(gòu)建不同剛度條件的煤巖組合系統(tǒng)，基于七采區(qū)內(nèi)煤巖層在實驗室內(nèi)的物理力學參數(shù)測試結(jié)果，采用數(shù)值仿真試驗對煤巖組合系統(tǒng)沖擊啟動時的剛度條件進行研究[9-10]，得到煤巖組合系統(tǒng)在不同剛度條件下發(fā)生沖擊啟動時的應(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的標準純煤樣試件的屈服強度點σb為6.2 MPa，殘余強度點σa為1.6 MPa，連接兩點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，當煤樣與頂?shù)装鍘r樣構(gòu)成煤巖組合系統(tǒng)時，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（無頂?shù)装鍑鷰r系統(tǒng)）時的累積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，這說明煤巖組合系統(tǒng)剛度值小于0時更易累積AE能量，且k1+k2的絕對值越大，其所累積AE能量也越高。另外，無頂?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時的煤巖組合系統(tǒng)要小。

根據(jù)上述數(shù)值仿真實驗結(jié)果，結(jié)合相關(guān)文獻，以應(yīng)力-應(yīng)變曲線為判別標準，將煤巖組合系統(tǒng)劃分為靜態(tài)破壞型、動態(tài)破壞I型和動態(tài)破壞II型[11-12]3種誘沖機理類型。當煤層開采期間受高集中靜載和近場動載擾動疊加作用時，容易誘發(fā)靜態(tài)破壞型或動態(tài)破壞I型的沖擊地壓，沖擊顯現(xiàn)程度較弱或一般，對于開采空間內(nèi)設(shè)備及人員不會造成顯著的危害性；當煤層開采期間進一步受到遠場劇烈動載擾動疊加作用時，易誘發(fā)動態(tài)破壞II型的沖擊地壓，此時沖擊顯現(xiàn)程度十分劇烈，對于開采空間內(nèi)設(shè)備及人員將會造成嚴重的危害性，有必要加強監(jiān)測預警和采取針對性的卸壓解危措施。

3 不同傾角煤層開采誘沖機理分析

3.1 煤層傾角對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化后的二維平面應(yīng)變力學模型，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時的平面應(yīng)變力學模型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其施加的豎向均布載荷q，當基本頂懸頂段塊體A未發(fā)生破斷時，將會對下方煤體產(chǎn)生沿著y軸方向的較大垂向應(yīng)力，當煤體壓縮變形達到一定量時煤體所產(chǎn)生的反向支承應(yīng)力將會致使基本頂處于穩(wěn)定平衡狀態(tài)，此時反向支承應(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限長梁體結(jié)構(gòu)，其上覆軟弱巖層對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度為L，塊體B對塊體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階導數(shù)；w0為沿空側(cè)護巷煤柱體的寬度，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，其相對應(yīng)的增幅依次為22.1%、11.9%和3.4%，增幅逐步下降；實體煤側(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)力集中程度將會逐漸增高，由于寬度僅為12 m的護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)范圍逐步擴大，進而在煤層傾角較大時煤柱側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)易誘發(fā)靜態(tài)破壞型或動態(tài)破壞I型的沖擊地壓；沿空巷道實體煤側(cè)內(nèi)原有集中靜載荷應(yīng)力集中程度逐漸降低，同時煤柱側(cè)失穩(wěn)破壞后將會導致煤柱側(cè)內(nèi)的集中靜載荷轉(zhuǎn)移至實體煤側(cè)，進而導致實體煤側(cè)內(nèi)的集中靜載荷產(chǎn)生激增效應(yīng)，在煤層傾角較大時實體煤側(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，工作面前方的超前支承應(yīng)力將會導致實體煤側(cè)內(nèi)的集中靜載荷產(chǎn)生進一步的激增效應(yīng)，從而致使實體煤側(cè)內(nèi)煤巖組合系統(tǒng)誘發(fā)沖擊地壓的可能性進一步增加。

3.2 煤層傾角對遠場動載的影響分析

以傾角為α的綜放工作面沿傾向剖面建立簡化后的二維平面應(yīng)變力學模型，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度Ft-max時才會發(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°的過程中，其相應(yīng)的厚硬關(guān)鍵層發(fā)生破斷時的最小懸頂段長度變化情況，如圖6所示。

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

通過圖6可知，當煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，其相應(yīng)的高位厚硬關(guān)鍵層發(fā)生破斷時的最小懸頂段長度由初始的1倍ηk增大至1.19倍ηk。煤層傾角較小時高位厚硬關(guān)鍵層更容易發(fā)生破斷而形成遠場動載荷，而在煤層傾角較大時高位厚硬關(guān)鍵層發(fā)生破斷則需要更長的懸頂段。

3.3 煤層傾角對近場動載的影響分析

以傾角為α的綜放工作面沿傾向剖面建立簡化后的二維平面應(yīng)變力學模型，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)果可計算得到煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，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，由開始的10.1 m遞增至11.2 m，考慮到護巷煤柱體寬度為12 m，可見基本頂巖層破斷位置位于護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動載荷對于開采空間周圍煤巖組合系統(tǒng)造成動載擾動時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，當煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，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將不會發(fā)生滑落失穩(wěn)的情況；由圖9（b）可知，當煤層傾角由0°逐步增大至45°的過程中，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大。綜上分析可知，當煤層傾角越小、塊體B埋深越大時，塊體B越易發(fā)生顯著的回轉(zhuǎn)失穩(wěn)而形成近場動載荷。

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，其物理力學參數(shù)賦值情況見表1。

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

針對所構(gòu)建的三維模型，分3個步驟計算，依次為初始平衡應(yīng)力計算、上區(qū)段工作面開采并進行應(yīng)力平衡計算、本區(qū)段工作面開采并進行應(yīng)力平衡計算。

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，模擬運算得到沿空巷道的實體煤側(cè)內(nèi)工作面和煤柱側(cè)內(nèi)護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)律與理論計算變化規(guī)律一致，也進一步論證了三維數(shù)值模擬結(jié)果的準確性。

綜上分析可知，當煤層傾角趨近于0°時，沿空巷道實體煤側(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，此時覆巖中更容易形成遠場動載荷和近場動載荷，在動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)動態(tài)破壞II型的沖擊地壓；當煤層傾角趨近于45°時，沿空巷道煤柱側(cè)內(nèi)靜載荷集中程度較高，此時覆巖中不易形成遠場動載荷和近場動載荷，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)破壞型或動態(tài)破壞I型的沖擊地壓。

5 工業(yè)性試驗

705綜放工作面開采期間，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)破壞型或動態(tài)破壞I型的沖擊地壓。針對這2種類型的沖擊地壓，對沿空巷道煤柱側(cè)實施大直徑鉆孔卸壓來實現(xiàn)高集中靜載荷的轉(zhuǎn)移和釋放，并對煤柱側(cè)實施煤柱側(cè)補強支護來實現(xiàn)煤柱側(cè)的強化加固，進而在煤柱側(cè)形成“強弱強”的防沖結(jié)構(gòu)體?，F(xiàn)場工業(yè)性試驗方案如圖12所示。

圖12 現(xiàn)場工業(yè)性試驗方案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值呈正比[20-21]，所以采用KBD-5型電磁輻射儀器對沿空巷道煤柱側(cè)實施防沖措施前后進行監(jiān)測，監(jiān)測結(jié)果如圖13所示。

圖13 煤柱側(cè)電磁輻射監(jiān)測結(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)測區(qū)間，在實施防沖措施前，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。實施防沖措施后的電磁輻射值降幅高達67.3%，這說明實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)仿真試驗結(jié)果表明：k1+k2＞0時所累積的AE能量值較k1+k2＜0時所累積的AE能量值小，表明k1+k2＜0時煤巖組合系統(tǒng)能夠累積更多的彈性應(yīng)變能；當k1+k2＜0時，|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，進而難以形成遠場動載荷；隨著煤層傾角的遞增，低位基本頂巖層破斷所形成的近場動載荷位置基本一致，其中塊體B不會發(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)和實體煤側(cè)內(nèi)集中靜載荷峰值變化規(guī)律與理論分析計算結(jié)果相吻合，即當煤層傾角趨近于0°時，沿空巷道實體煤側(cè)內(nèi)靜載荷集中程度較高，當煤層傾角趨近于45°時，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)破壞型或動態(tài)破壞I型的沖擊地壓，在705回風平巷內(nèi)進行了現(xiàn)場工業(yè)性試驗，實施防沖措施后的電磁輻射值降幅高達67.3%，這說明實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。