王书文，鞠文君，潘俊锋

(1.中国矿业大学(北京) 资源与安全工程学院，北京 100083; 2.煤炭科学研究总院 开采研究分院，北京 100013; 3.天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013)

临空留巷底板冲击地压启动区判定与分步防治技术

王书文1,2,3，鞠文君2,3，潘俊锋2,3

(1.中国矿业大学(北京) 资源与安全工程学院，北京 100083; 2.煤炭科学研究总院 开采研究分院，北京 100013; 3.天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013)

以山西余吾煤业N2105工作面回采过程中临空留巷底板冲击地压为工程背景，理论分析底板冲击地压可能的冲击启动区及主导应力源，采用数值模拟追踪煤层开挖后侧向煤柱及留巷围岩各向应力、位移的演化过程，建立采空区影响下留巷底板水平应力演化模型并进行验证。基于临空留巷底板冲击地压主导力源判定及能量传递过程分析，提出该类底板冲击地压分步防治关键技术，并进行现场应用。结果表明:煤层开挖后中，临空留巷底板在破坏深度范围内存在“卸压通道”机制，临空煤柱垂直应力不断增长的同时，留巷底板水平应力通过“卸压通道”释放，释放程度与该通道宽度呈正相关。临空煤柱帮内弹性核区为留巷底板冲击地压的冲击启动区，其不断增长的垂直应力为主导载荷源，而非留巷底板水平应力。为阻止该类底板冲击地压发生启动，关键在于削弱采空区侧向顶板压力传递作用及煤柱弹性能积聚水平，弱化留巷底板只能缓和冲击显现强度，非对称支护对留巷围岩变形破坏特征的适应性更强。

底板冲击地压;水平应力;冲击启动区;留巷;煤柱

冲击地压指煤矿井巷或工作面周围煤岩体，由于弹性变形能的瞬时释放而产生突然剧烈破坏的动力现象，常伴有煤岩体抛出、巨响及气浪等，具有很强的破坏性，是煤矿重大灾害之一[1]。目前，我国冲击地压矿井数量已从1985年的32座发展到近200座，分布于20多个省市(自治区)。2003年至今，冲击地压事故已累计造成数百人死亡，上千人受伤，严重威胁矿井安全生产[2]。2016年，新颁布的《煤矿安全规程》首次将冲击地压防治单独列为一章进行论述，以应对日益严峻的冲击地压灾害形势。同时，冲击地压发生机理、监测预警及防治研究已发展成为采矿及岩石力学界的热点之一，并在诸多领域取得显著进展[2-6]。

冲击地压的分类方法有多种[1-2,4]，按照冲击发生后围岩破坏方位的不同，可分为底板冲击地压、帮部冲击地压和顶板冲击地压，其中底板冲击地压现场表现为底板瞬间鼓起、开裂，煤块弹射，设备倾倒等，也可能伴随一定程度的帮部及顶板破坏。针对底板冲击地压发生机理及防治方法，徐学锋等[7]认为巷道底板水平应力是导致底板冲击地压发生的主要因素，建立了底板冲击地压发生条件与影响因素的力学模型，并提出采用底板爆破卸压进行防治。曹安业[8]等基于底板冲击危险主要受水平应力影响的认识，提出通过改变巷道底板的抗弯强度以降低巷道底板冲击诱发条件，主要防治方法包括底板切槽、底板大直径钻孔和底板爆破等。陈学华[9]研究了构造应力影响下侧压系数对底板冲击地压的作用。徐方军等[10]研究了华丰煤矿砂岩底板冲击，并认为底板存在高应力作用下的高强度岩层是底板冲击的必要条件，采用了煤层爆破卸压、煤层注水弱化及底板爆破卸压等方法进行防治。于正兴等[11]基于欧拉小挠度理论建立了顶底板压杆稳定模型，认为煤层卸压将增加顶底板发生冲击地压的可能性，提出了冲击地压防治的应力三向化理论。谢龙等[12]研究了不同侧压对动载诱发巷道底板冲击的影响。综合分析可知，以上研究主要围绕底板自身水平应力、破坏特性及其改善途径展开，所建模型多为单一的巷道或简化的压杆模型，较少考虑周围开采条件的变化，并认为底板高度集中的水平应力是底板冲击的主要力源，采用的防治措施也多针对底板本身。

实际上，回采巷道都将先后经受掘进和回采两个阶段的影响，而底板冲击地压在两个阶段都可能发生。由于掘进和回采对煤岩层应力和结构的影响方式和程度差异显著，因此不同阶段内底板冲击地压机理及适用的防治方法可能不完全一致。具体而言，掘进可导致巷道底板水平应力发生集中，并成为掘进巷道底板冲击地压的重要力源。因此，在该阶段内针对巷道底板煤岩层开展解危工作是必要的。但与掘进阶段不同的是，煤层开挖后暴露的采空区底板并不是必须防治的重点，回采阶段冲击地压通常发生在采空区周边的巷道内，如超前巷道、侧向巷道等，其围岩应力分布和破坏形式将进一步剧烈调整，并表现出与掘进阶段不同的特征。回采阶段底板冲击地压的主导力源是否依然为掘进期间形成的底板集中水平应力，或者已转变为其它方位、其它形式的应力，以及采用何种防治方法加以应对，以上问题都值得去探讨。

本文综合采用理论分析、数值模拟、现场监测等手段，以山西余吾煤业发生在工作面回采过程中采空区侧向留巷内的底板冲击地压为背景，深入分析煤层回采对侧向煤柱及留巷围岩各向应力及位移演化的影响，明确该类底板冲击地压主导力源，判定冲击启动区，针对性提出分步防治方法，并进行现场应用。

1 工程概况

山西余吾煤业N2105工作面为北二采区首采工作面，四周均无采空区，埋深507～597 m，工作面走向长度2 170 m，倾向长度285 m，煤层平均厚度6.31 m，平均单轴抗压强度6.67 MPa，采用走向长壁后退式低位放顶煤一次采全高全部垮落式综合机械化采煤法，割煤高度3.2 m，工作面日推进度4.0～4.5 m。工作面由西向东整体近似为一单斜构造，平均坡度+5°。如图1所示，煤层上方30 m以内发育两层厚度大于5 m的砂岩，其余均为厚度更小的砂、泥岩互层，直接底为砂质泥岩，基本底为砂岩。图2为工作面巷道布置情况，工作面两侧均采用双巷布置，巷间煤柱宽35 m，内圈巷道沿底掘进(顶煤厚约3 m)，外圈巷道沿顶掘进(底煤厚约3 m)，外圈巷道一直使用至工作面回采结束。所有巷道均采用锚网索支护顶板及两帮。

图1 3号煤顶底板柱状Fig.1 Histogram of roof and floor rock layers of coal seam 3

2013-11-17，N2105工作面进风巷留巷段发生强烈冲击地压，破坏区滞后工作面127～327 m，破坏现场情况见表1。本次冲击破坏以底板为主，煤柱帮次之，实体煤帮和顶板变形不明显。进风巷采用了对称的锚网索支护，但现场破坏形式表现出明显非对称性。该巷道在掘进期间未见任何动力现象。

图2 N2105工作面巷道布置示意Fig.2 Diagram of roadway layout in N2105 working face

2 可能的冲击启动区及主导力源

冲击地压的发生是瞬时的，但在时间序列上总存在一个过程，只是在尺度上小于人类分辨的最小尺度。依照时间序列，冲击地压发生依次经历冲击启动、冲击能量传递、冲击地压显现3个阶段[4]。冲击启动区是冲击地压发生的空间起始位置，冲击启动的根本动力来源于采掘扰动下冲击启动区高度积聚的弹性应变能。相对周围区域，冲击启动区的煤岩体是最接近极限平衡状态的，也是在外界扰动下最容易发生动力失稳的。当满足一定的应力及能量条件时，冲击启动区首先出现破裂，静态条件下积聚的弹性应变能部分转换为震动能并向四周传播，依次引起冲击能量传递区和冲击地压显现区的次生破坏，冲击启动区是裂纹扩展与能量释放及辐射的起始点。

表1进风巷冲击地压发生后非对称破坏情况
Table1Asymmetricalfailureoccurredafterrockburstintheintakeairflowroadway

方位底板煤柱帮实体煤帮顶板现场情况描述底板被震裂,大块煤弹起,最大底臌增量约1.5m整体外移0.5m,表面新生裂隙密布,未出现片帮或破网变形不明显变形不明显

若想避免冲击地压发生，就必须阻止冲击启动，前提在于明确冲击启动区位置，掌握其演化及形成条件。N2105工作面进风巷底板冲击地压的冲击启动区有2种可能的情形:

(1)底板水平应力集中导致底板冲击启动。

该情形下，冲击启动区为底板水平应力峰值区，主导的冲击启动载荷源为高度集中的底板水平应力σx，如图3(a)所示。该冲击地压启动机制经常出现在冲击地压矿井褶曲构造区的掘进巷道，受构造应力及巷道掘进在顶底板引起的次生水平应力叠加作用影响，冲击显现以底板或顶底板同时破坏为主，帮部破坏程度往往很小。

图3 底板冲击地压可能的冲击启动模型Fig.3 Possible start-up model of floor rockburst

(2)煤柱垂直应力集中导致煤柱冲击启动。

巷道围岩是由巷帮、顶板、底板构成的有机整体，各方位煤岩体的应力调整及稳定性演变相互影响。图3(b)显示了另外一种可能的情形:工作面回采后，临空煤柱垂直应力σz集中程度不断升高直至帮部发生冲击启动，冲击能量向四周传播，对围岩形成强烈的瞬间动态加载，巷道各方位破坏程度主要取决于各自抗冲击能力。由于进风巷帮部支护强度较高，而裸露的底煤承载能力差，导致底板成为破坏的主体。

下文将围绕采空区形成过程中侧向煤柱及留巷围岩各向应力及位移的演化规律进行深入分析，以判定留巷底板冲击地压的冲击启动区及主导应力源。

3 采空区形成过程中留巷围岩应力演化规律

为研究N2105工作面回采对进风巷围岩的影响，利用FLAC3D建立巷道侧向大范围开挖数值计算模型，如图4所示，留巷及内圈巷道的高×宽尺寸均为5 m×4 m，右侧开挖后最终形成15 m×4 m的开挖空间，用于模拟侧向煤层回采。上部边界施加等效垂向载荷14.25 MPa，模型范围施加渐变水平应力，其中模型底部施加水平应力为10 MPa。模拟过程为:原始应力平衡→开挖2条巷道(留巷及内圈巷道)并计算平衡→右侧大范围开挖并计算1 000时步→计算2 000时步。

图4 留巷侧向煤层开挖数值计算模型Fig.4 Numerical model for excavation of lateral coal seam

图5～7为不同模拟阶段煤柱及留巷围岩应力变化曲线。可见，右侧煤层开挖前，煤柱的垂直应力曲线呈“对称双峰”分布，开挖后则逐渐过渡至“左高右低”的“偏单峰”分布。而此时，尽管煤柱的垂直应力峰值逐渐增加，但留巷底板水平应力则不断降低，且右侧开挖空间底板应力降幅更大。

图5 不同模拟阶段帮部垂直应力分布曲线(沿图4中L1提取，底板以上2 m)Fig.5 Vertical stress distribution curve of different simulation phase(along the L1 in Fig.4,2 m above the floor)

图6 不同模拟阶段底板水平应力分布曲线(沿图4中L2提取，底板以下4 m)Fig.6 Horizontal stress distribution curve of different simulation phase in floor(along the L2 in Fig.4,4 m below the floor)

图7 M，N点应力随计算时步的变化曲线Fig.7 Change curves of M,N point stress with time of calculation

4 临空留巷底板“卸压通道”的机制及验证

图8～10为模型右侧煤层开挖后围岩运动规律及矢量图。可见，右侧大范围开挖后，临空煤柱及其顶底板总体向右移动。向左移动区域仅存在于留巷右帮及其右底角。分析认为，留巷掘进后，留巷底板形成了水平应力集中区，而右侧煤层开挖后，开挖空间底板形成了更大范围的塑性破坏区(右侧底板破坏深度8 m，留巷底板破坏深度3 m)，从而为留巷及煤柱底板8 m以浅的煤岩体提供了“卸压通道”。留巷底板原水平集中应力通过该“卸压通道”向右侧底板破坏区域释放。类似的，由于煤柱右侧底角破坏深度显著大于左侧，煤柱下沉引起的底板水平应变主要往右释放。

图8 侧向开挖后煤柱及其顶、底板水平位移分布曲线Fig.8 Horizontal displacement distribution curves of coal pillars and roof and floor after lateral excavation

图9 侧向开挖后垂直应力分布云图及速度矢量图Fig.9 Distribution cloud of vertical stress and velocity vector after lateral excavation

图10 侧向开挖后塑性区分布图及速度矢量图Fig.10 Plastic zone and velocity vector after lateral excavation

为验证以上推断，在模型基础上设置强化区，如图11所示。强化区的强度参数(体积模量、剪切模量、内摩擦角、抗拉强度等)提高至原来的3倍，将强化区上部边缘与底板的距离d称为“卸压通道”宽度，目的在于考察“卸压通道”对留巷底板水平应力调整规律的影响。模型中d分别取1，3，5，10 m。提取巷道底板的水平应力峰值(M点)加以分析。

图11 “卸压通道”机制验证模型Fig.11 Validation model of “relief channel” mechanism

图12 不同d值对应的塑性区和速度矢量分布(红框内为强化区)Fig.12 Plastic zone and velocity vector map corresponding to different d values(red box on behalf of the enhanced area)

图13 不同d值对应的底板水平应力峰值变化曲线Fig.13 Curves of the peak value of the horizontal stress corresponding to the different d values

分析图12，13模拟结果可知，“卸压通道”宽度d较小时，右侧的应力释放通道被部分“封锁”，煤柱整体下沉过程中，其底板主要向左侧位移，对留巷底板形成水平挤压，水平应力更加集中。反之，“卸压通道”宽度d较大时，右侧的应力释放通道“通畅”，煤柱下沉主要引起底板发生向右的位移，对留巷底板水平应力起到释放作用。

简言之，留巷侧向发生更大范围开挖后，其底板水平应力受到两种机制的共同影响:煤柱下沉引起的底板增压机制和侧向底板大范围破坏引起的疏压机制。两种机制综合作用结果决定了留巷底板水平应力的变化趋势和幅度。当增压机制强于疏压机制时，留巷底板水平应力更为集中;当增压机制小于疏压机制时，留巷底板水平应力部分释放。

5 临空留巷底板冲击地压发生机制

5.1 临空留巷围岩应力源演化模型

采空区形成后留巷围岩应力源演化模型如图14所示。进风巷掘进及N2105工作面开挖后，底板下方依次形成各自的破坏区、水平应力集中区，而采空区底板破坏深度dc远大于巷道底板破坏深度d0。在垂直方向上，留巷底板水平应力集中区与处于同一高度的右侧采空区底板相比，后者的强度更低，完整性更差，水平应力更低。采空区底板破坏区的形成相当于降低了留巷底板水平应力集中区右侧的约束，最终导致巷道留巷水平应力的下降。该过程中，煤柱和留巷帮部垂直应力整体增大。

图14 采空区形成后留巷围岩应力源演化模型Fig.14 Stress source evolution model of retained entry floor after goaf formation

5.2 冲击启动区判定与冲击显现特征解释

综合分析认为，虽然N2105工作面底板破坏最为剧烈，但底板并不是冲击启动区。因为倘若底板水平集中应力主导冲击地压的发生，那么发生时间应该在煤层开挖之前或掘进期间，那时的底板水平应力集中程度是最高的。

文献[13]现场实测得出，N2105工作面回采后，采空区侧向煤层垂直应力呈现出5个区间性特征，其中35 m宽煤柱内共包含呈现3个区间特征，如表2及图15所示。

表2采空区侧向煤柱受力特征[13]
Table2Characteristicsoflateralcoalpillaringoaf[13]

区间A-煤柱内侧塑性区B-煤柱弹性区C-煤柱外侧塑性区侧向宽度/m19115应力集中系数最大值1.6>3.02.4

图15 临空留巷底板冲击地压能量传递模型Fig.15 Energy transfer model of floor rockburst at retained entry

采空区形成后，侧向煤层垂直应力整体增加，但煤柱弹性区(B区)增幅最大，应力集中系数可达3.0以上，成为最接近临界失稳状态的区域，在采空区动载荷的扰动作用下优先发展为冲击启动区，其不断增长的垂直应力为主导应力源。如图15所示，冲击启动后，冲击启动区瞬间释放大量弹性能并向周围传播过程中，对留巷帮部冲击作用最为强烈，但由于巷帮支护强度较高，整体性较好，因此只发生了整体变形。巷道顶板为相对坚硬的岩层，且有锚网索支护，抗冲击能量更强，无明显变形。而巷道底板为早已发生塑性破坏的底煤，抗冲击能力差，成为震动能向裂纹表面能、动能集中转化的主体，最终导致底板破坏最为剧烈。

6 基于冲击启动区判定的分步防治

冲击地压防治首要目标为阻止冲击地压启动，而一旦无法阻止冲击启动，应设法降低冲击显现强度。针对本类型底板冲击地压发生条件，可通过4个步骤来实现以上目标，见表3。

表3N2105工作面冲击地压分步防治方法
Table3Stepbystepmethodsofrockburstpreventionandcontrol

目标步骤基本原理阻止冲击启动超前预裂采空区坚硬顶板削弱采空区边缘悬露顶板压力的传递作用冲击启动区大直径钻孔耗散积聚在冲击启动区的弹性能量缓和冲击显现煤柱底角设置缓存钻孔缓冲向底板传递的冲击震动波,降低底板破坏强度煤柱帮部非对称支护与留巷帮部非对称破坏特征相适应,提高煤柱帮抗冲击能力

(1)步骤1:超前预裂采空区边缘坚硬顶板。

采空区悬露顶板引起的压力传递是煤柱内冲击启动区应力源持续增长根本原因。可通过超前预裂采空区边缘顶板促进采空区顶板垮落，削弱向煤柱传递压力作用。根据余吾煤业上覆岩层“两带”发育高度探测结果，综放开采垮落带高度为27～32 m[14]，该范围顶板的悬露对侧向煤柱应力影响最为显著。图16显示，煤层上方20.3 m处发育单层厚度9.2 m的坚硬砂岩，作为本步骤重点预裂层位。为便于施工并保证顶板安全，在胶带巷超前支护区外端施工，爆破完成后预裂段能够及时进入超前支护区，以免导致顶板过度变形而影响生产。

图16 爆破钻孔在倾向垂直剖面上的投影Fig.16 Projection of blasting drills on a vertical profile

(2)步骤2:冲击启动区钻孔耗能。

超前预裂顶板可削弱但很难根本上消除采空区引起的叠加应力。可针对煤柱潜在冲击启动区施工大直径钻孔，破坏其煤层结构，耗散弹性核区积聚的弹性应变能。如图17所示，采空区形成后，侧向煤层B区的垂直应力集中水平最高，最有可能发生冲击启动。B区至留巷最远16 m，考虑安全系数，将帮部钻孔长度设计为20 m，以充分穿透潜在冲击启动区。钻孔直径113 mm，间距1 m。

图17 煤柱大直径钻孔及非对称锚索布置示意Fig.17 Schematic diagram of large diameter boreholes and asymmetric anchor cables

图18为施工帮部钻孔前后，利用钻孔应力计监测的相对垂直应力变化情况。自2014-05-14，受工作面超前支承压力影响，测点应力持续跳跃式增加。6月11日，应力增幅急剧增大。6月15日，钻孔施工后应力骤降，但之后应力再次出现反弹。这表明煤层钻孔之后应力能够恢复，应持续跟踪监测，以判断是否需要再次钻孔。

图18 煤柱大直径钻孔施工前后应力变化曲线Fig.18 Curve of stress change before and after construction of large diameter boreholes

(3)步骤3:煤柱底角设置缓存钻孔。

若前两步的人工干预不足以充分破坏潜在冲击启动区形成条件，冲击启动仍将发生，启动区释放的弹性能将向周围传播，对附近煤岩体形成强烈冲击载荷。前文分析可知，底板抵抗冲击载荷的能力最小，可通过在其传播路径上设置缓冲结构，以减小对底板岩层的冲击作用，如图17所示。为便于底板钻孔排粉，俯角设置为45°。

(4)步骤4:煤柱帮非对称支护。

采空区形成后，顶板下沉对留巷围岩形成偏载作用，两帮垂直应力差异较大。留巷掘进期间采用的是两帮对称支护方式，帮部锚杆长度均为2.4 m，无锚索。图19为N2105工作面回采前后留巷内同一断面各方位锚杆受力变化曲线。可见，工作面回采前，留巷两帮锚杆受力同步变化，表明两侧煤帮受力、变形规律基本一致。回采后，两帮锚杆受力差异逐渐扩大。外帮锚杆受力持续快速增长，测站滞后工作面150 m时，增长至190 kN，之后增幅下降，滞后工作面300 m时，受力维持在200 kN左右。回采后，煤柱帮锚杆受力增幅不断减小，测站滞后工作面150 m时，增长至140 kN，之后受力开始下降，滞后工作面300 m时，受力仅维持在75 kN左右。分析认为，侧向煤层回采导致留巷煤柱帮破坏程度较外帮更为严重(图17，煤柱帮塑性区可扩展至5 m)，导致锚杆锚固段围岩部分破坏，支护强度下降，煤柱帮抗冲击能力降低。然而，由于冲击启动区位于煤柱内，对煤柱帮的冲击作用更为强烈。

图19 锚杆受力变化曲线Fig.19 Change curve of bolt force

可见，留巷采取的对称支护方式并不适应于围岩的非对称应力演化及破坏特征。针对此问题，在原有对称支护方式基础上，于煤柱帮添加锚索支护，锚索长度5.0 m，每排2根，排距900 mm，间距1 300 mm，如图16所示。为保证锚索使用效果，应在回采工作面扰动前完成非对称锚索补打工作。

通过应用以上分步技术措施，N2105工作面安全推进剩余1 315 m，回采原煤434万t，成功杜绝了冲击地压再次发生。

系统分析上述4个步骤可知，对于煤层回采引起采空区周边巷道底板冲击地压的情形，由于冲击启动区位于巷帮，且压力传递源于采空区顶板，因此只有针对性处理顶板和巷帮才可能阻止冲击启动，而对底板弱化处理仅起到缓和冲击显现强度的辅助作用，这与一般条件下掘进巷道底板冲击地压的防治原则有所不同。

7 结 论

(1)煤层开挖后，采空区侧向临空留巷底板在破坏深度范围内存在“卸压通道”机制，临空煤柱垂直应力不断增长的同时，巷道底板水平应力通过“卸压通道”释放，其释放程度与该通道宽度呈正相关。

(2)临空煤柱帮内弹性核区为留巷底板冲击地压的冲击启动区，其不断增长的垂直应力为主导应力源，而非底板水平应力。由于底板强度较低，成为主要的冲击显现区。

(3)为阻止临空留巷底板冲击地压发生启动，关键在于削弱采空区侧向顶板压力传递作用及煤柱弹性能积聚水平，弱化留巷底板只能缓和冲击显现强度，非对称支护对留巷围岩非对称变形破坏特征的适应性更强。

(4)采空区侧向煤柱宽度是煤柱冲击启动区形成的关键。为避免类似灾害发生，应在开采设计阶段超前防范，采用无煤柱、窄煤柱或更宽煤柱护巷的方式避免煤柱内形成过度应力集中，如此可大幅降低回采过程中的防治难度和工程量。

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Determinationonstart-upareaforfloorrockburstatretainedentryanditsstepwisecontroltechnology

WANG Shuwen1,2,3,JU Wenjun2,3,PAN Junfeng2,3

(1.SchoolofResourceandSafetyEngineering，ChinaUniversityofMiningandTechnology(Beijing),Beijing100083，China; 2.CoalMiningBranch，ChinaCoalResearchInstitute，Beijing100013,China; 3.Mining&DesigningDepartment，TiandiScience&TechnologyCo.,Ltd.，Beijing100013,China)

Entry floor usually suffers the greatest damage after floor rockburst.But the start-up area is not neces-sarily located within the floor.Based on the floor rockburst occurred at retained entry behind working face in a coal mine in Shanxi Province,the time and space sequences of rock burst associated with their corresponding relationship were analyzed,and then the possible start-up area was pointed out.Numerical simulation code FLAC was utilized to analyze the load evolution law for the retained entry,and the “relief channel” model within the floor was established.Based on field data,the key parameters for stepwise control technology for rockburst were determined,and on-site applications was carried out.The results showed that:“relief channel” mechanism occurred within retained entry floor among the range of failure depth after the lateral coal was mined-out.The vertical stress in pillar increased,while the horizontal stress in the retained entry floor released through “relief channel”.And the decline extent was positively correlated with the channel width.The elastic core area within pillar was start-up area for floor rockburst,and its increasing vertical stress was the leading load source.Due to the low strength of the floor,it became the main area where vibration energy transformed to the crack surface energy and kinetic energy.In order to prevent start-up and mitigate the extent of damage of rockburst,the stepwise control technology was utilized,including the advanced pre-split within the hard roof,drilling within start-up area,setting drilling within cache corner to buffer shock,and non-asymmetric support at retained entry.After the application of technology above,the rock burst was successfully contained.

floor rockburst;horizontal stress;start-up area;entry retained;coal pillar

王书文，鞠文君，潘俊锋.临空留巷底板冲击地压启动区判定与分步防治技术[J].煤炭学报,2017,42(11):2799-2807.

10.13225/j.cnki.jccs.2017.0474

WANG Shuwen,JU Wenjun,PAN Junfeng.Determination on start-up area for floor rockburst at retained entry and its stepwise control technology[J].Journal of China Coal Society,2017,42(11):2799-2807.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2017.0474

TD324

A

0253-9993(2017)11-2799-09

2017-04-11

2017-09-05责任编辑毕永华

国家重点研发计划资助项目(2017YFC0804204,2016YFC0801401);国家自然科学基金资助项目(51704155)

王书文(1983—)，男，山东鱼台人，助理研究员，博士研究生。Tel:010-84263880,E-mail:wangshuwen@tdkcsj.com