王家臣，魏煒杰，張錦旺，謝 非

(1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 資源與安全工程學(xué)院，北京 100083; 2.放頂煤開采煤炭行業(yè)工程研究中心，北京 100083)

急傾斜厚煤層走向長(zhǎng)壁綜放開采支架穩(wěn)定性分析

王家臣1,2，魏煒杰1,2，張錦旺1,2，謝 非1,2

(1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 資源與安全工程學(xué)院，北京 100083; 2.放頂煤開采煤炭行業(yè)工程研究中心，北京 100083)

針對(duì)急傾斜厚煤層走向長(zhǎng)壁綜放開采中支架參數(shù)設(shè)計(jì)問題，根據(jù)工作面支架與圍巖關(guān)系特點(diǎn)，分析了支架側(cè)護(hù)板抗擠壓能力的重要性;結(jié)合“下行動(dòng)態(tài)分段、段內(nèi)上行放煤”的采放工藝，通過支架受力分析建立了平衡方程，分別計(jì)算出了段內(nèi)支架側(cè)護(hù)板抗傾倒和抗下滑受力大小;以大遠(yuǎn)煤業(yè)1201急傾斜工作面為背景建立PFC2D計(jì)算模型，得出了保持支架穩(wěn)定的側(cè)護(hù)板抗擠壓能力為763 kN，驗(yàn)證了現(xiàn)場(chǎng)所用ZFY4800/17/28型綜放支架的可靠性;對(duì)影響支架穩(wěn)定性的各因素進(jìn)行了分析，提出了在急傾斜走向長(zhǎng)壁綜放開采工作面應(yīng)采用大寬高比、低重心、低重量綜放支架，應(yīng)合理控制采高、工作面傾角以及增大支架與頂?shù)装彘g摩擦等措施，以減小支架發(fā)生傾倒下滑的可能性，確保支架側(cè)護(hù)板可以發(fā)揮良好的導(dǎo)向、調(diào)架功能。

急傾斜厚煤層;走向長(zhǎng)壁綜放開采;側(cè)護(hù)板抗擠壓能力;支架穩(wěn)定性

我國(guó)傾角大于45°的急傾斜煤層具有一定儲(chǔ)量，尤其在西部礦區(qū)，儲(chǔ)量較大，地質(zhì)條件復(fù)雜，開采難度大。隨著開采條件好的煤炭?jī)?chǔ)量逐漸減少，急傾斜煤層的開采難題急需解決。目前水平分段(層)放頂煤開采技術(shù)在開采急傾斜厚煤層中取得了良好效果，但對(duì)于厚度20 m以下的急傾斜厚煤層，此方法工作面太短，單產(chǎn)水平低且優(yōu)勢(shì)無法充分發(fā)揮。采用走向長(zhǎng)壁綜放開采，支架常出現(xiàn)傾倒、下滑等問題，支架穩(wěn)定性成為走向長(zhǎng)壁開采的關(guān)鍵難題。

目前，許多學(xué)者針對(duì)急傾斜傾角較大特厚綜放開采中支架穩(wěn)定性，工作面頂板壓力估算，頂?shù)装迤茐臋C(jī)理、頂煤放出規(guī)律等方面進(jìn)行了一定研究。謝俊文[1]等系統(tǒng)研究了大傾角煤層綜放開采中設(shè)備研制、巷道及工作面布置、礦壓顯現(xiàn)規(guī)律、回采工藝以及安全保障技術(shù)等方面問題;章之燕[2]分析了大傾角條件下綜放開采液壓支架的受力狀態(tài)與圍巖的關(guān)系，以及影響支架穩(wěn)定性的主要因素，提出了防止液壓支架傾倒的技術(shù)措施;石建軍等[3]采用FLAC3D和ANSYS軟件建模，分析了大傾角工作面回采時(shí)煤壁內(nèi)應(yīng)力分布，頂板下沉及底板鼓起情況，對(duì)支架與圍巖的力學(xué)關(guān)系進(jìn)行了深入分析;王金安等[4]在理論上推導(dǎo)出工作面支架穩(wěn)定性臨界狀態(tài)方程，通過支架受力狀態(tài)分析，闡述了圓弧段抑制工作面支架滑移和傾倒失穩(wěn)的力學(xué)作用，建立了滿足支架穩(wěn)定性要求的圓弧段臨界長(zhǎng)度準(zhǔn)則;伍永平等[5-9]通過對(duì)支架在不同災(zāi)變狀態(tài)下動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性的分析，得到大傾角煤層走向長(zhǎng)壁工作面開采過程中保持“R-S-F”系統(tǒng)動(dòng)態(tài)穩(wěn)定的支架基本工作阻力，并通過相似材料模擬實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證;張勇等[10]結(jié)合彈塑性力學(xué)相關(guān)理論分析了急傾斜煤層底板破壞的力學(xué)臨界條件，并采用數(shù)值模擬得出了工作面推進(jìn)過程中底板瞬時(shí)卸壓是底板破壞的主要原因;喬建永[11]通過Leau-Faton花瓣定理的逆定理研究地下工程開挖后圍巖中形成的塑性區(qū)附近的主應(yīng)力分布情況。筆者等[12-16]建立了綜放開采頂煤放出規(guī)律BBR研究體系，分析了水平、傾斜以及急傾斜條件下頂煤放出運(yùn)移規(guī)律，提出了提高頂煤采出率的放煤工藝。文獻(xiàn)[17]系統(tǒng)研究了急傾斜厚煤層走向長(zhǎng)壁綜放開采的基本問題，指出支架的合理設(shè)計(jì)是該類煤層成功開采的首要條件，支架設(shè)計(jì)要充分考慮急傾斜厚煤層綜放開采的頂板活動(dòng)規(guī)律，以及工作面上部頂板的沖擊載荷確定支架的工作阻力。通過總結(jié)以上研究成果，發(fā)現(xiàn)急傾斜工作面支架是否穩(wěn)定除了考慮支架頂梁承壓受力外，更應(yīng)該考慮到支架側(cè)護(hù)板承受架間擠壓力問題，由于支架側(cè)護(hù)板抗擠壓能力不足，會(huì)引起側(cè)護(hù)板回縮支架傾倒，并會(huì)在工作面產(chǎn)生累積效應(yīng)。因此，本文結(jié)合“下行動(dòng)態(tài)分段、段內(nèi)上行放煤”的采煤工藝[17]對(duì)支架側(cè)向抗擠壓能力進(jìn)行了系統(tǒng)分析，理論計(jì)算了支架側(cè)護(hù)板抗傾倒抗下滑能力，并通過PFC2D數(shù)值模擬了急傾斜綜放開采工作面支架頂梁和側(cè)護(hù)板受力情況，為急傾斜工作面綜放支架參數(shù)設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

1 理論計(jì)算模型

急傾斜厚煤層走向長(zhǎng)壁綜放開采其圍巖運(yùn)動(dòng)具有獨(dú)特的不同于水平及緩傾斜煤層開采的規(guī)律。首先，工作面頂板除了受到上覆巖層的載荷外，還受到其自身重力切向分量影響，使得頂板不是沿重力方向運(yùn)動(dòng)，而是沿一條漸進(jìn)于重力方向的曲線運(yùn)動(dòng)，其對(duì)支架產(chǎn)生一個(gè)側(cè)向推動(dòng)力，增加了支架在工作面方向的受力，使得支架更加容易發(fā)生傾倒。

其次，放煤時(shí)本支架及工作面上端頭方向相鄰幾個(gè)支架上方破碎頂煤會(huì)沿著支架頂梁、掩護(hù)梁、煤層底板等向放煤口流動(dòng)，帶動(dòng)支架下滑或傾倒，不利于放頂煤開采。除此之外，由于工作面傾角較大，采空區(qū)破碎矸石會(huì)沿著煤層底板向工作面下端頭方向滑動(dòng)，使得工作面下端頭采空區(qū)填充密實(shí)，中部不均勻填充，上部無填充，造成工作面支架受力不均勻，支架與圍巖關(guān)系更加復(fù)雜。

綜放支架在急傾斜煤層開采中不論發(fā)生傾倒或者下滑時(shí)，都會(huì)使支架間產(chǎn)生較大的擠壓力，如果支架兩側(cè)護(hù)板間液壓千斤頂提供不了足夠的抗擠壓能力，則會(huì)使支架側(cè)護(hù)板發(fā)生回縮變形卡死等現(xiàn)象，進(jìn)而使支架歪斜移架困難，不利于安全生產(chǎn)。因此，支架側(cè)護(hù)板的抗擠壓能力顯得尤為重要。

根據(jù)工作面下行分段開采過程，建立如圖1所示模型，將N+1到N+M號(hào)支架作為一個(gè)放煤段，段內(nèi)實(shí)行上行放煤方式。當(dāng)N+1號(hào)支架放煤口打開后，頂煤放出體逐漸向上發(fā)展，使得N+1到N+M號(hào)支架上方頂煤部分被放出，最終形成如圖1所示的煤巖分界面形態(tài)。

圖1 分段放煤示意[17]Fig.1 Diagram of top-coal drawing segment by segment[17]

由于工作面傾角大，放煤過程對(duì)N號(hào)及以下支架穩(wěn)定性影響較小，而N+1號(hào)支架要承受來自上側(cè)放煤影響區(qū)域支架的擠壓。因此，對(duì)N+1號(hào)支架進(jìn)行受力分析，如圖2所示，可簡(jiǎn)化為受頂板壓力Q(N+1)，其中QS(N+1)，QN(N+1)分別為Q(N+1)的切向和法向分量;重力W，其中WS,WN分別是W的切向和法向分量;支架底座反力R(N+1);支架上下兩側(cè)側(cè)護(hù)板受力TU(N+1),TL(N+1);支架與頂?shù)装彘g摩擦力FR(N+1),FB(N+1)。

圖2 N+1號(hào)支架受力分析Fig.2 Force on the support of No.N+1

2 支架抗傾倒能力計(jì)算

急傾斜或大傾角工作面支架失穩(wěn)主要是兩種形式，一種是支架傾倒失穩(wěn)，另一種是支架滑動(dòng)失穩(wěn)。一般情況下支架傾倒失穩(wěn)更容易發(fā)生，即俗稱倒架，尤其在綜放工作面放煤過程中，支架頂部作用力減小，此時(shí)支架側(cè)護(hù)板在防止支架傾倒具有及其重要作用。由支架在垂直工作面底板方向受力平衡，得

又支架傾倒是以圖2中O點(diǎn)為旋轉(zhuǎn)點(diǎn)，對(duì)O點(diǎn)列矩平衡方程，得

(TL(N+1)+FR(N+1)-TU(N+1)-QS(N+1))HS+

式中，HS為支架高度，m;B為支架寬度，m;HW為重心高度，m;BR(N+1)為底座反力R(N+1)對(duì)O點(diǎn)力臂,m;α為工作面傾角，(°)。

將式(2)化簡(jiǎn)得:

取工作面上端頭方向?yàn)檎较?，則N+1號(hào)支架正常工作時(shí)FR(N+1)為正，其最大值為最大靜摩擦力f1QN(N+1)，即

式中，f1為支架頂梁與頂煤間的摩擦因數(shù)。

將式(1),(4)代入式(3)整理化簡(jiǎn)得:

假設(shè)基本頂傳遞下來的載荷是均布載荷，當(dāng)?shù)贜+1號(hào)支架放煤后由于煤層傾斜角度超過了煤的自然安息角，使得N+1到N+M號(hào)支架上方的破碎頂煤不同程度地流向N+1號(hào)支架，同時(shí)N+2到N+M號(hào)支架后方采空區(qū)處的矸石也會(huì)向N+1號(hào)支架后方采空區(qū)流動(dòng)使其被充分填充，N+2到N+M號(hào)支架后方采空區(qū)依次逐漸變疏。而支護(hù)系統(tǒng)從工作面推進(jìn)方向來看是“煤壁-支架-采空區(qū)矸石”的綜合作用，因此，這種結(jié)果導(dǎo)致工作面支架受力不均勻，N+1到N+M號(hào)支架上方頂板壓力Q逐漸增大，設(shè)頂板壓力Q與支架重力W的比值為K，則K(N+1)<…

將K(N+1)代入不等式(5)得

W(A(N+1)sinα+C1(N+1)cosα)≤ΔT(N+1)

式中，

同理，可以分別求出ΔT(N+i)的值域，

W(A(N+i)sinα+C1(N+i)cosα)≤ΔT(N+i)

式中，1≤i≤M。設(shè)y1=A(N+i)sinα+C1(N+i)cosα，y2=A(N+i)sinα+C2(N+i)cosα，則y是一個(gè)關(guān)于K的函數(shù)，分別對(duì)y1,y2求導(dǎo)得:

式中，BR(N+i)為N+i號(hào)支架底座等效集中應(yīng)力R(N+i)對(duì)O點(diǎn)的力臂，底座反力R(N+i)的分布情況如圖3所示，分為3種分布方式，則由計(jì)算得B/3≤BR(N+i)≤B/2，代入式(9)得

圖3 底座反力R(N+i)的分布情況Fig.3 Distribution of the force R(N+i) on the base of support

由y1，y2的取值范圍，就可得到ΔTL(N+i)的最大取值范圍:

設(shè)N+i號(hào)支架側(cè)護(hù)板左右兩側(cè)所受力分別為TL(N+i)和TU(N+i)，則第N+i號(hào)支架左側(cè)護(hù)板受力TL(N+i)為

N+i號(hào)支架臨界傾倒時(shí)左側(cè)護(hù)板受力TL(N+i)d的最大取值范圍為

式中，TL(N+i)dmin為N+i號(hào)支架臨界傾倒時(shí)左側(cè)護(hù)板受力最小值，此時(shí)FR(N+i)取最大值，BR取B/3;TL(N+i)dmax為N+i號(hào)支架臨界傾倒時(shí)左側(cè)護(hù)板受力最大值，此時(shí)FR(N+i)取0，BR取B/2。

由上述求得的結(jié)果，以支架編號(hào)為橫坐標(biāo)，支架臨界傾倒時(shí)左側(cè)護(hù)板受力TL(j)d(j=N+i)為縱坐標(biāo)建立直角坐標(biāo)系，用平滑曲線將M個(gè)TL(j)d連接起來，則TL(j)d與支架編號(hào)j的關(guān)系曲線如圖4所示。

圖4 支架臨界傾倒左側(cè)護(hù)板受力TL(j)d與支架編號(hào)j關(guān)系Fig.4 Relation between TL(j)dand j

由圖4可以看出，隨著支架編號(hào)逐漸變小，支架臨界傾倒時(shí)左側(cè)護(hù)板受力是先快后慢逐漸增大的，N+1號(hào)支架左側(cè)護(hù)板受力最大，它是N+1到N+M號(hào)支架擠壓力累積的結(jié)果，為保證液壓支架不傾倒，側(cè)護(hù)板不回縮，側(cè)護(hù)板的抗傾倒能力TLrd需不小于TL(N+1)d的最小值，即

3 支架抗下滑能力計(jì)算

根據(jù)圖2中N+1號(hào)支架在工作面布置方向受力平衡得式(19)，且支架抗下滑能力需不小于下滑力才能保證支架穩(wěn)定。

TL(N+1)+FR(N+1)+FB(N+1)=QS(N+1)+TU(N+1)+WS

化簡(jiǎn)得，

同理，由FB為支架底座與頂板的靜摩擦力得0≤FB(N+1)≤f2R(N+1)，則

W(1+K(N+1))sinα-W[(f1+f2)K(N+1)+f2]cosα≤

式中，f2為支架底座與底板間摩擦因數(shù)。

同理，可也可得到ΔT(N+i)的范圍:

W(1+K(N+i))sinα-W[(f1+f2)K(N+i)+f2]cosα

進(jìn)而得到N+i號(hào)支架臨界下滑時(shí)左側(cè)護(hù)板受力TL(j)g的取值范圍為

式中，TL(j)gmin為N+i號(hào)支架臨界下滑時(shí)左側(cè)護(hù)板受力最小值，此時(shí)FB(N+i)和FR(N+i)均取最大值;TL(j)gmax為N+i號(hào)支架臨界下滑時(shí)左側(cè)護(hù)板受力最大值，此時(shí)FR(N+i)和FR(N+i)均取0。

設(shè)y3=(1+K(N+i))sinα-[(f1+f2)K(N+i)+f2]cosα，y4=(1+K(N+i))sinα，則y為K的函數(shù)，對(duì)K求導(dǎo)得

圖5 支架臨界下滑左側(cè)護(hù)板受力TL(j)g與支架編號(hào)j關(guān)系Fig.5 Relation between TL(j)gand j

支架臨界下滑時(shí)左側(cè)護(hù)板受力情況如圖5所示，與圖5(a)，(b)相比，圖5(c)中曲線說明，支架臨界下滑時(shí)左側(cè)護(hù)板受力最小值更加小，即在相同綜放支架條件下，更能保證側(cè)護(hù)板可以安全使用，因此，選擇或設(shè)計(jì)支架時(shí)，應(yīng)使(f1+f2)>tanα。

同樣的由圖5可以看出，N+1支架左側(cè)護(hù)板受力最大，為保證段內(nèi)支架不下滑，則需要求支架側(cè)護(hù)板的抗下滑能力TLrg至少不小于TL(N+1)g的最小值，因此:

由式(18)和(24)比較，最終確定支架側(cè)護(hù)板的抗擠壓能力TLae為

即能保證工作面正常生產(chǎn)時(shí)液壓支架設(shè)計(jì)需達(dá)到的最小抗擠壓能力值。

4 數(shù)值模擬計(jì)算

4.1 模型參數(shù)與邊界條件

峰峰集團(tuán)山西大遠(yuǎn)煤業(yè)1201急傾斜工作面埋藏深度242.6～195.6 m，煤層厚度6～8 m，平均6.8 m，直接頂厚度8 m，工作面平均傾角45°。以其為工程背景，利用顆粒流軟件(PFC2D)建立沿工作面布置方向的綜放開采數(shù)值計(jì)算模型，監(jiān)控支架頂梁及側(cè)護(hù)板的受力情況。

模型初始狀態(tài)如圖6所示，圖6(a)為建立的1201工作面整體模型，模型上部灰白色顆粒表示基本頂及上覆巖層，中部藍(lán)色顆粒表示直接頂，下部黑褐色顆粒表示煤，最下邊為45臺(tái)模擬綜放支架，煤巖顆粒具體物理力學(xué)參數(shù)見表1。為減小運(yùn)算強(qiáng)度且較為準(zhǔn)確地還原支架在上覆巖層載荷作用下的受力狀態(tài)，在模擬中采用將基本頂及上覆巖層的厚度縮小為原厚度的0.44，同時(shí)將基本頂顆粒密度增加為原密度的2.28倍的方法，加快了模型運(yùn)算速率，如圖6(b)所示。

圖6 PFC模型初始狀態(tài)Fig.6 Initial state of PFC model

如圖7所示，單個(gè)綜放支架是由29顆ball組成的clump單元及3個(gè)wall單元組合而成，該綜放支架既可以開關(guān)門實(shí)現(xiàn)放煤過程，又可以通過wall單元測(cè)試相應(yīng)的受力大小。其中，上邊10顆ball模擬支架頂梁，中間14顆ball模擬支架支柱，下邊5顆ball模擬支架底座，wall1和wall2分別模擬支架左右側(cè)護(hù)板。實(shí)驗(yàn)時(shí)通過wall1監(jiān)測(cè)支架左側(cè)護(hù)板受力TL，wall2監(jiān)測(cè)支架右側(cè)護(hù)板受力TU，wall3監(jiān)測(cè)支架頂梁受力Q，通過fish語言來控制支架放煤口的打開或關(guān)閉，計(jì)算中采用“見矸關(guān)門”的原則來進(jìn)行放煤。為減小邊界效應(yīng)影響，模型中共設(shè)置了45個(gè)支架，由下端頭到上端頭依次編號(hào)為:1,2,…,45，上下端頭各保留6架不放煤。

圖7 單個(gè)模擬綜放支架Fig.7 Single simulated support

模型邊界條件:顆粒周圍墻體作為模型外邊界，其速度和加速度固定為0;初始條件:顆粒初始速度為0，只受重力作用，g=-9.81 m/s2，墻體的速度和加速度為0。

4.2 支架側(cè)護(hù)板受力分析

初始模型建成且受力平衡后，分別對(duì)45個(gè)支架進(jìn)行受力監(jiān)測(cè)，記錄放煤前各個(gè)支架頂梁及側(cè)護(hù)板受力平均值，如圖8，9中黑色方點(diǎn)所示。為確定理論分析中M值的大小，選取工作面中間區(qū)域25號(hào)支架作為放煤支架進(jìn)行研究。打開25號(hào)支架放煤口進(jìn)行放煤，放煤后形成的煤巖分界面形態(tài)如圖10所示，該煤巖分界面具有明顯的不對(duì)稱性，右翼煤巖分界面向工作面上端頭方向延伸較長(zhǎng)，斜率變化比較平緩，左翼煤巖分界面延伸較短，斜率變化大。

圖8 放煤前后支架頂梁受力情況Fig.8 Force of support shield before and after caving

圖9 放煤前后支架側(cè)護(hù)板受力情況Fig.9 Force of support side plate before and after caving

圖10 放煤結(jié)束后煤巖分界面形態(tài)Fig.10 Boundary of top-coal after caving

wall1，wall2和wall3實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)整個(gè)放煤過程中支架受力情況，當(dāng)放煤結(jié)束模型再次平衡后，各支架頂梁和側(cè)護(hù)板受力大小平均值如圖8,9中紅色圓點(diǎn)所示。

如圖8所示，根據(jù)支架頂梁及側(cè)護(hù)板受載狀況不同，將工作面分為上、中、下3部分。放煤前設(shè)7～17號(hào)支架為工作面下部支架，其平均受力大小為1 787 kN，最大為2 767 kN;18～28號(hào)支架為工作面中部支架，平均受力為1 953 kN，最大為2 913 kN;29～39號(hào)支架為上部支架，平均受力為2 153 kN，最大為3 626 kN。因此，支架頂梁受力大小表現(xiàn)為:上部>中部>下部，這與前文中分析的支架與圍巖關(guān)系相符合。25號(hào)支架放煤后，從圖8可以看出，25～30號(hào)支架放煤前后頂梁受力變動(dòng)較大，平均減小49.49%，即此支架范圍為放煤影響區(qū)域，該區(qū)域內(nèi)30～25號(hào)支架頂梁受力逐漸減小，25號(hào)支架頂梁受力最小，而其他支架頂梁受力幾乎不變。

由圖9可知，25號(hào)支架放煤后，7～24號(hào)支架側(cè)護(hù)板受力幾乎不變;25～30號(hào)支架側(cè)護(hù)板受力大幅度增大，平均增長(zhǎng)65.01%;31～39號(hào)支架側(cè)護(hù)板受力增加幅度較小，平均增長(zhǎng)9.14%;同時(shí)，可以發(fā)現(xiàn)支架側(cè)護(hù)板的受力呈“鋸齒”狀分段分布，根據(jù)理論分析可知，每個(gè)“鋸齒”的波峰受力是由相鄰幾個(gè)支架側(cè)護(hù)板受力累積所得，因此支架側(cè)護(hù)板抗擠壓能力要大于該最大波峰值，才能保證整個(gè)工作面支架穩(wěn)定。25號(hào)支架放煤后，該支架左側(cè)護(hù)板受力達(dá)到最大值，放煤影響區(qū)域隨支架編號(hào)增大其側(cè)護(hù)板受力逐漸減小，因此，認(rèn)為1201工作面采用6個(gè)支架為一組進(jìn)行分段上行放煤較為合適。

根據(jù)1201工作面相關(guān)參數(shù)，HW=0.75 m，HS=2.3 m，B=1.5 m，W=195 kN，f1=f2=0.5，將其代入式(18)和(24)中，分別求出支架抗傾倒和抗下滑力大小，其和PFC2D模擬結(jié)果對(duì)比如圖11所示。

圖11 支架側(cè)護(hù)板抗擠壓能力理論計(jì)算與PFC模擬結(jié)果對(duì)比Fig.11 Comparison between the theory of anti-extrusion capacity of the side support plate and PFC simulation

由圖11可知，支架側(cè)護(hù)板抗下滑所需力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于抗傾倒所需力，因此支架側(cè)護(hù)板抗擠壓能力應(yīng)和支架抗傾倒能力相一致，同時(shí)也說明在支架側(cè)護(hù)板抗擠壓能力有限時(shí)，支架傾倒相較于下滑更容易發(fā)生。對(duì)比理論計(jì)算結(jié)果和模擬結(jié)果，發(fā)現(xiàn)29號(hào)支架在模擬結(jié)果中突然變大，可能原因是由于模擬顆粒力鏈間隨機(jī)性作用結(jié)果導(dǎo)致，但兩條曲線趨勢(shì)基本吻合，驗(yàn)證了理論方程的正確性。同時(shí)，由圖可知支架側(cè)護(hù)板理論抗擠壓能力為763 kN，模擬抗擠壓能力為809 kN，而實(shí)際工作面選用的ZFY4800/17/28 綜放支架的抗擠壓能力為700 kN，較計(jì)算與模擬值偏小，但基本滿足了生產(chǎn)需要。

5 提高支架穩(wěn)定性措施

式(18)和(24)涉及到的因素有W,K,N+i,HW/HS,α,B/HS,f1,f2，不同因素對(duì)支架穩(wěn)定性影響不同，為提高1201工作面支架穩(wěn)定性，具體措施如下。

5.1 合理支架參數(shù)選擇及設(shè)計(jì)

(1)為使支架側(cè)護(hù)板受力TL(N+i)較小，B/HS要盡可能大。要求在采高一定時(shí)，應(yīng)選用寬度大的支架或設(shè)計(jì)成寬支架;或者在支架寬度一定時(shí)，采高要適當(dāng)降低。

(2)HW/HS要盡可能小，即支架重心位置盡可能低，這可以通過加大支架底座質(zhì)量配比來實(shí)現(xiàn)。

(3)不受外力情況下，一般認(rèn)為如果液壓支架重心垂線沒有超過底座下邊界，則支架可以自穩(wěn)不發(fā)生傾倒現(xiàn)象。

如圖12所示，為支架重心位置示意圖，則支架能自穩(wěn)不傾倒需要滿足:

圖12 支架重心位置示意Fig.12 Center of gravity of support

化簡(jiǎn)得:HW≤B/(2tanα)，因此在設(shè)計(jì)支架時(shí)，需要注意重心位置是否符合該條件。

(4)當(dāng)支架重力W減小時(shí)，側(cè)護(hù)板受力TL(N+i)會(huì)隨著減小。因此，支架在保證足夠支護(hù)強(qiáng)度的條件下，盡可能選擇輕型支架。

5.2 合理生產(chǎn)工藝

(1)為滿足(f1+f2)>tanα，則f1,f2應(yīng)盡可能增大。① 當(dāng)頂板破碎時(shí)，做好超前支護(hù)，底板有浮煤及積水時(shí)要注意清理干凈，確保支架底座與底板可以嚴(yán)密接觸;② 合理控制采高，提高采煤機(jī)截割質(zhì)量，使得滾筒可以沿底割煤，增大支架底座與底板的摩擦系數(shù)。

(2)頂板對(duì)支架的壓力Q盡可能減小，即K要減小，要求最大限度發(fā)揮圍巖的支護(hù)性能。① 加強(qiáng)煤壁片幫預(yù)防，保持煤壁的完整;② 控制直接頂與煤層厚度相適應(yīng)，保證破碎直接頂盡可能充滿采空區(qū)，發(fā)揮采空區(qū)矸石的支撐作用。

(3)段內(nèi)支架個(gè)數(shù)M要盡量少。① 傾角一定時(shí)，要適當(dāng)縮小采高;② 可以將工作面?zhèn)涡辈贾?，減小工作面的真傾角。

6 結(jié) 論

(1)通過分析急傾斜厚煤層走向綜放開采中的支架與圍巖關(guān)系特點(diǎn)，結(jié)合“下行動(dòng)態(tài)分段、段內(nèi)上行放煤”的采放工藝對(duì)液壓支架進(jìn)行受力分析，首次從理論上求出了支架臨界傾倒和臨界下滑時(shí)左側(cè)護(hù)板受力大小，進(jìn)而給出了支架側(cè)護(hù)板抗擠壓能力計(jì)算公式。

(2)以大遠(yuǎn)煤業(yè)1201急傾斜工作面為背景，經(jīng)過PFC2D數(shù)值計(jì)算，最終確定了保持支架穩(wěn)定的側(cè)護(hù)板抗擠壓力能力為763 kN，為支架參數(shù)設(shè)計(jì)提供了依據(jù)，同時(shí)也驗(yàn)證了1201工作面綜放支架抗擠壓能力的合理性，具有現(xiàn)場(chǎng)指導(dǎo)意義。

(3)支架側(cè)護(hù)板抗擠壓能力計(jì)算公式中不同因素對(duì)支架穩(wěn)定性影響不同，分別從支架設(shè)計(jì)、生產(chǎn)工藝等方面提出了增強(qiáng)支架穩(wěn)定性的措施，減少了對(duì)支架穩(wěn)定的不利因素，有利于急傾斜煤層的安全生產(chǎn)。

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Stabilityanalysisofsupportaroundthelongwalltop-coalcavingmininginsteeplythickcoalseam

WANG Jiachen1,2，WEI Weijie1,2，ZHANG Jinwang1,2，XIE Fei1,2

(1.SchoolofResourceandSafetyEngineering，ChinaUniversityofMiningandTechnology(Beijing)，Beijing100083,China; 2.CoalIndustryEngineeringResearchCenterofTop-coalCavingMining,Beijing100083,China)

Aimed at the problems of support parameter around the longwall top-coal caving mining in steeply thick coal seam,it determines the importance of the side plate’s anti-extrusion capacity based on analyzing the relationship of support and surrounding rock in the working face.The force of resisting dumping and glide on the side plate of supports is calculated by combining the method of drawing downward segment by segment while drawing upward in each segment with supports’ mechanical equilibrium equation.The side plate’s anti-extrusion capacity eventually presents 763 kN which is obtained from distinct element numerical calculations established in PFC2Dbased on the extremely inclined panel No.1201 in Dayuan Coal Mine,then the function of support is proved credible in fully mechanized caving face equipped with ZFY4800/17/28.Analyzing influences of support stability,the measures,such as equipping support with large aspect ratio,low center of gravity and low weight,matching general mining height,adjusting face inclination and increasing frictions among support,roof and floor,are put forward to decrease the unfavorable factors for supports and ensure fine guide and adjust function.

steeply thick coal seam;longwall top-coal caving mining;the side plate’s anti-extrusion capacity;support stability

王家臣，魏煒杰，張錦旺,等.急傾斜厚煤層走向長(zhǎng)壁綜放開采支架穩(wěn)定性分析[J].煤炭學(xué)報(bào),2017,42(11):2783-2791.

10.13225/j.cnki.jccs.2017.0914

WANG Jiachen，WEI Weijie，ZHANG Jinwang,et al.Stability analysis of support around the longwall top-coal caving mining in steeply thick coal seam[J].Journal of China Coal Society,2017,42(11):2783-2791.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2017.0914

TD823

A

0253-9993(2017)11-2783-09

2017-07-04

2017-10-09責(zé)任編輯常 琛

國(guó)家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(51674264);國(guó)家自然科學(xué)基金煤炭聯(lián)合基金資助項(xiàng)目(U1361209)

王家臣(1963—)，男，黑龍江方正人，教授，博士生導(dǎo)師。Tel:010-62339061，E-mail:wangjiachen@vip.sina.com