呂 凱 ，何富連,2 ，許旭輝 ，王福忠 ，秦賓賓 ，李 亮

（1.中國礦業(yè)大學(北京) 能源與礦業(yè)學院, 北京 100083；2.中國礦業(yè)大學(北京) 共伴生能源精準開采北京市重點實驗室, 北京 100083；3.晉能控股集團有限公司 燕子山煤礦, 山西 大同 037009）

0 引 言

我國近距離煤田儲量豐富，當前近距離煤層仍以下行開采為主[1-2]。上煤層回采結束遺留大量的區(qū)段煤柱和邊界煤柱，其中區(qū)段煤柱內部的高集中應力通過底板向下傳遞，對下位巷道產生不利影響；邊界煤柱則使下伏工作面經受出一側采空煤柱動載礦壓影響，發(fā)生壓架事故。當上、下煤層均為厚煤層時，由于采出空間增大，礦壓顯現(xiàn)將更為劇烈。國內學者針對煤柱下方巷道布置方式和工作面出煤柱壓架災害進行了大量研究。張百勝等[3-4]運用數(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離支承壓力增高區(qū)，還應盡量降低應力非均勻性的影響。許磊等[5]認為下位巷道應采取內錯式布置，其錯距應使巷道處于低主應力差和低主應力差變化率的應力環(huán)境中。鞠金峰等[6-7]以神東淺埋近距離煤層為背景，從關鍵塊破斷運動的角度，解釋了出煤柱期間壓架災害發(fā)生的原因，并提出相應礦壓防治手段。徐敬民等[8]分析典型房采煤柱下動載礦壓案例，認為房采煤柱大范圍失穩(wěn)導致關鍵塊逆向回轉，過大的覆巖載荷向下傳遞，從而造成下位關鍵塊體滑落失穩(wěn)。

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

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

1 工程概況

燕子山煤礦主采山4 號煤層及下伏C3 號煤層，山4 號煤層埋深400 m，已經回采結束的N0482N0481、N0482 工作面開切眼位置不平齊，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砂巖為主的關鍵層。

C3 號煤層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錯式、重疊式和外錯式3 種布置方式[9]。如圖1 所示，當下煤層開切眼位于實體煤下方時，3 種布置方式均造成工作面大范圍甚至全長出一側采空煤柱；當開切眼位于采空區(qū)下方，又存在邊界煤柱過長，煤炭浪費嚴重的問題。

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 回采巷道宜應采取平錯式布置，如圖2 所示，N0381 進風平巷和回風平巷分別位于N0481 和N0482 采空區(qū)下方，并將開切眼布置在實體煤下方，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，平錯式布置成功將工作面全長出一側采空煤柱轉化為2 次小范圍的出煤柱過程，通過設置合理的平錯距離，在保障巷道自身穩(wěn)定的前提下，實現(xiàn)對出煤柱壓架災害的提前防治。

圖2 山4 號煤層與C3 號煤層層間關系對照Fig.2 Relationship of No.4 and No.C3 coal seam

2 下位巷道平錯距離下限值分析

上煤層遺留煤柱內部的高集中應力向下傳遞，使得底板巖層的應力集中程度、變化梯度、側壓系數(shù)等發(fā)生極大變化[10-12]。下位巷道除了要避免高集中應力，還應避免非均勻載荷造成的變形破壞[4]。研究表明，圍巖應力及應變的變化只是巖石變形破壞過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，事實上，煤巖體的塑性變形破壞是以偏應力控制的形狀改變?yōu)橹鱗13]。因此，采用偏應力第二不變量、偏應力第三不變量及偏應力第二不變量水平變化率“三指標”對底板應力狀態(tài)進行解析。

2.1 煤柱下底板偏應力“三指標”解析

山4 號煤層遺留的38 m 煤柱寬度較大，兩側支承壓力不發(fā)生疊加，煤柱應力狀態(tài)沿中央彈性核呈近似對稱分布，取彈性核一側的煤柱及采空區(qū)為研究對象，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)計算；BD段煤柱邊緣支承壓力簡化為線性載荷；DE采空區(qū)矸石段簡化為均布載荷，應力集中系數(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為煤體內摩擦角，(°)；f為層面摩擦因數(shù)；ξ為三軸應力系數(shù)，ξ=(1+sinφ)/(1-sinφ)；λ為側壓系數(shù)。

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

設底板3 個主應力為σ1，σ2，σ3，且σ1＞σ2＞σ3，將z方向的應力看作中間主應力，其大小與σx相等[16]。此時底板任一點處的最大、最小及中間主應力為

巖土彈塑性理論認為材料的塑性變形和破壞是以偏應力控制的形狀改變?yōu)橹鱗17]，其中偏應力第二不變量(J2)表征著剪應力與畸變能的大小；偏應力第三不變量(J3)可以判斷變形的類型及程度，J3＜0 時，屬于“壓縮類變形”，J3=0 時，屬于平面變形類型，J3＞0 時，屬于“拉伸類應變”。J2和J3的表達式[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。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力環(huán)境，進一步加劇應力分布的不均勻程度，從而使巷道破壞的更嚴重。

受煤層地質限制，下位巷道與遺留煤柱的垂向距離是固定的，因此沿水平方向對偏應力第二不變量J2進行一階偏導，定義該偏導運算為偏應力第二不變量水平變化率 ?2：

2.2 煤柱下底板偏應力不變量的區(qū)域特征

燕子山煤礦地質參數(shù)設置如下：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，一旦達到巖體破壞極限，容易發(fā)生變形破壞，下位巷道應該布置在Ⅰ區(qū)或Ⅱ區(qū)；②圖4b中Ⅰ'區(qū)內部分巖體J3＞0，發(fā)生拉伸破壞，由于巖體抗拉強度較低，所以該區(qū)極易發(fā)生塑性破壞；而Ⅲ'區(qū)雖然J3＜0 產生壓應變，但該區(qū)域J3絕對值較大，同樣不利于圍巖穩(wěn)定，因此巷道宜應布置在Ⅰ'區(qū)與Ⅲ'區(qū)之間的過渡帶，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水平變化率絕對值較大，這一現(xiàn)象說明沿水平方向J2衰減速度快，畸變能密度不均勻程度高的區(qū)域小，因此當平錯距離取較小值時，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。

綜合來看，下位巷道的合理位置應?、駞^(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 回采巷道平錯距離下限值確定

山4 號與C3 號煤層的平均間距為25 m，N0381工作面平均厚度5.3 m，N0381 回風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5 條測線，經數(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，在遠離煤柱24 m 的位置趨于穩(wěn)定，為避開高畸變能累積區(qū)，下位巷道與上覆煤柱的水平距離應大于24 m；②巷道圍巖不同層位的J3測線均小于0，位態(tài)特征表現(xiàn)為先由負值迅速上升，遠離煤柱20 m后上升速度減慢，最終緩慢回落，以J3為指導，巷道應布置在距煤柱邊緣20 m 以外的巖層中；③圖6c顯示，煤柱邊緣18 m 范圍內J2水平變化率絕對值較大，為降低不均勻畸變能對圍巖產生的不利影響，下位巷道與煤柱邊緣的水平距離應大于18 m。

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

3 下位巷道合理錯距上限值分析

如圖2 所示，N0381 回采巷道采取平錯式布置，工作面將經歷2 次出一側采空煤柱。其中，第一次出煤柱正值初次來壓，如果工作面出煤柱尺寸設計不合理，初次來壓與煤柱高靜載耦合疊加極易造成沖擊；此外受時間和空間影響，礦壓防治手段也會實施受限。因此本節(jié)重點研究工作面第一次出煤柱期間動載礦壓的發(fā)生機理及其尺度效應，從而確定N0381 回風平巷平錯距離上限值。

3.1 出煤柱動載礦壓發(fā)生機理

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

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

此后隨工作面繼續(xù)推進，關鍵塊體A3 回轉加劇，關鍵層2 下方軟弱煤巖出現(xiàn)下沉響應，繼而關鍵塊體B3 開始回轉，B2 發(fā)生反向回轉[21]，當兩者回轉成一體時，出現(xiàn)短暫的穩(wěn)定狀態(tài)，工作面繼續(xù)推進，受巖塊懸露面積影響B(tài)2 失穩(wěn)垮落，而B3 則與遺留破斷塊體B4 鉸接形成一個拱形的搭接結構，研究表明這種結構是不穩(wěn)定的，不能有效承載上覆巖層載荷[20]，因此這一拱形結構連同上方軟弱巖層作為一個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 搭接結構及上覆軟弱巖層與殘存煤柱形成的頂板-煤柱系統(tǒng)，在關鍵塊體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)產生的動載礦壓與B2 來壓釋放的能量耦合疊加，對下煤層采場造成強烈沖擊，實踐證實出煤柱壓架事故多發(fā)生在工作面來壓期間[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，關鍵層1 需要承擔更多載荷，當支架強度設計合理時，預計不會發(fā)生壓架事故。由上述分析可知，關鍵塊體B2 垮落瞬間，工作面礦壓顯現(xiàn)的主導因素由關鍵層砌體梁式平衡轉變?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)成為預測下煤層工作面壓架事故的關鍵。

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)定關鍵層為止的頂板巖層(Σhi)將形成圖8a 所示的倒梯形結構。通過力學簡化，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進行分析，記彈性系數(shù)為k。

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

根據(jù)彈性基礎上的平板彎曲理論[16]，當頂板未發(fā)生破斷，視為邊界固定的連續(xù)彈性平板時，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為彈性基礎承受載荷，主要包括覆巖載荷和采動載荷，MPa。

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

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角處，其載荷由殘存煤柱和走向煤壁共同承載。設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為殘存煤柱長度(下位巷道平錯距離)，m；b為殘存煤柱極限寬度，m；x0為殘存煤柱兩側塑性區(qū)寬度，可按式(2)計算，m；σ為彈性核壓縮應力，MPa；ε為彈性核壓縮應變；δ為彈性平板外側與煤柱邊緣水平距離，m。

根據(jù)圖8a 所示幾何關系

當工作面回采至B2 來壓位置時，殘存煤柱達到極限寬度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邊界：

其中，n為出煤柱前關鍵層2 發(fā)生周期來壓的次數(shù)：

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

殘存煤柱應力-應變關系修正式[24]：

其中，ε=ω/m2；E1為煤柱初始小變形時的彈性模量，MPa；E3為通過擬合確定的材料參數(shù)，可按E3=-4E13/(27σm2)計算，MPa；σm為煤柱壓縮應力峰值，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)尖點突變理論，可得分叉點集方程：

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，根據(jù)突變理論，穿越分叉點集，煤柱撓度(垂直位移)躍遷突跳，頂板-煤柱系統(tǒng)失穩(wěn)坍塌，動載礦壓與初次來壓或周期來壓耦合疊加，礦壓顯現(xiàn)異常強烈。

3.3 出煤柱尺度效應及平錯距離上限值確定

由式(17)頂板-煤柱系統(tǒng)失穩(wěn)判據(jù)可知，當?shù)刭|參數(shù)(x0、Q、δ、η0、σm)固定時，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和長度a），其中，長度a由下位巷道的平錯距離決定。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)不等號左側值a(b-2x0)/[a(b+2δ)-2η0δ2]越大，頂板-煤柱系統(tǒng)越穩(wěn)定；而長度a越大，失穩(wěn)判據(jù)不等號左側值a(b-2x0)/[a(b+2δ)-2η0δ2]顯然越小，系統(tǒng)越易突變失穩(wěn)，但長度a對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響存在一定限度，超過這個限度，出煤柱長度將不起主要作用，其本質原因是隨長度增大，煤柱邊界影響(S1、S2區(qū)域)占比越小，當a＞＞δ時，邊界影響可以忽略不計。由上述關于出煤柱尺度效應的闡述可知，通過增大出煤柱寬度b或減小長度a，可以提高頂板-煤柱系統(tǒng)的穩(wěn)定性。然而現(xiàn)場實踐發(fā)現(xiàn)，采用深孔爆破放頂對出煤柱寬度b進行調節(jié)存在不確定性，因此通過設置合理的平錯距離，對出煤柱長度a進行調節(jié)，以保障出煤柱期間頂板-煤柱系統(tǒng)的穩(wěn)定。

燕子山礦地質參數(shù)設置如下：殘存煤柱需承載覆巖厚度Σhi=52 m，垮落角α取68°，殘存煤柱兩側采高取3.3 m，走向煤壁對S1、S2區(qū)域承載系數(shù)η0取0.75，煤柱載荷Q為2.21 MPa；煤體抗壓強度σm為19.91 MPa；下煤層開切眼距上覆煤柱邊緣水平距離d為53 m，關鍵層2 初次來壓步距L2為46 m，周期來壓步距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)計算可得，殘存煤柱長度a≥36.5 m 時，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 回風平巷平錯距離的上限值確定為36 m。

4 現(xiàn)場工程驗證

根據(jù)前述分析，N0381 回風平巷合理的平錯距離為24～36 m，結合實際地質，最終設計N0381 回風平巷平錯距離為30 m，進風平巷按照該礦工作面普遍長度180 m 進行布置。為避免出煤柱期間關鍵層1 發(fā)生初次來壓，工作面自開切眼推進5 m 后，進行了深孔爆破放頂，關鍵層1 提前進入周期來壓。

4.1 工作面出煤柱礦壓監(jiān)測

通過觀測出煤柱期間支架液壓值的變化情況，對工作面出煤柱尺寸及支護強度進行評價。1 號測站選取邊界煤柱下方108～112 號支架，為與正?；夭尚纬蓪Ρ龋? 號測站選取工作面頭部8～12 號支架。提取工作面從開切眼至出煤柱30 m 這一時段內液壓支架每個循環(huán)的最大支護強度，對數(shù)據(jù)進行平均處理，得到兩測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 號測站顯示，工作面回采37.5 m 時，關鍵層2發(fā)生初次破斷，支架工作阻力為37 MPa，此后出一側采空煤柱，支架阻力約33.6 MPa。對比1、2 號測站發(fā)現(xiàn)，1 號測站上方關鍵層2 初次來壓強度及出煤柱支架工作阻力均明顯高于2 號測站，而出煤柱進入采空區(qū)以后，1 號測站礦壓強度明顯降低。

工作面采取平錯式布置，在經歷2 次出煤柱以后，進入正?；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，為充分評價平錯式布置的可行性，對煤柱下方及影響范圍內的支架（62～112 號）進行了持續(xù)觀測。結果顯示，工作面來壓期間，煤柱下方支架的液壓值較8～58 號支架平均高了0.7 MPa；非來壓期間，兩者無明顯差別。整個回采期間，工作面支架均未超額定值，滿足生產要求。

可以看出，N0381 工作面在出煤柱期間及正常回采階段均未發(fā)生壓架事故，支架工作阻力未超額定值，整個回采過程滿足安全生產要求。

4.2 巷道圍巖變形監(jiān)測

出煤柱期間，對N0381 回風平巷的圍巖變形進行觀測。監(jiān)測斷面選擇在上覆煤柱邊緣正下方，1 號測點布置在頂板中線，靠近工作面距中線1 m 布置2 號測點，幫部測點分別距底板1.3 m 和1.8 m，對數(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，頂?shù)装遢^兩幫變形嚴重，頂?shù)装遄畲笠平窟_271 mm，而兩幫僅為178 mm。監(jiān)測結果表明巷道圍巖存在一定變形，但總體應用效果良好。

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

整體來看，N0381 回風平巷采取平錯式布置且平錯距離為30 m 時，巷道圍巖自身穩(wěn)定性及工作面出一側采空煤柱的安全性均得到有效保障，滿足安全生產要求，應用效果優(yōu)良。

5 結 論

1) 近距離煤層開采，當上煤層相鄰已采工作面開切眼位置不平齊時，下位巷道采取平錯式布置，可以將其他布置方式下工作面全長出一側采空煤柱轉化為兩次小范圍的出煤柱過程，通過設置合理的平錯距離，在保障巷道自身穩(wěn)定的前提下，還能實現(xiàn)采場壓架災害的提前防治。

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

3) 工作面出煤柱期間，初次來壓或周期來壓與頂板-煤柱系統(tǒng)突變失穩(wěn)產生的動載礦壓耦合疊加形成沖擊是壓架災害發(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，而長度(平錯距離)越大系統(tǒng)越易突變失穩(wěn)，計算得到N0381 回風平巷平錯距離的上限值為36 m。

4) 通過現(xiàn)場工業(yè)性實踐，驗證了近距離煤層下位回采巷道采取平錯式布置且平錯距離為30 m 的可行性與合理性。