藺星宇 ，徐 剛 ，高曉進 ，張 震 ，劉前進

（1.煤炭科學研究總院 開采研究分院, 北京 100013；2.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計事業(yè)部, 北京 100013；3.中煤科工開采研究院有限公司, 北京 100014）

0 引 言

近年來，隨著煤炭開采技術(shù)水平的發(fā)展，我國煤礦綜采工作面開采深度、走向長度和傾向長度都不斷增加[1]。為提高煤炭資源采出率，減少經(jīng)濟損失，我國煤礦逐漸加大工作面采高和工作面長度，目前國內(nèi)綜采工作面長度一般不超過350 m，僅在個別地質(zhì)條件較好的礦區(qū)開展了超長工作面的開采試驗和推廣工作。如榆家梁44206、44208 工作面進行了360 m、400 m 的開采試驗，國內(nèi)首個450 m 綜采工作面哈拉溝12上101 工作面已完成回采。

采場覆巖運移破斷是典型的時空問題，工作面傾向長度的增加，對頂板破斷及應力演化產(chǎn)生的影響效應是復雜的，并非簡單的線性改變。因此，工作面礦壓顯現(xiàn)特征與一般長度工作面條件下存在明顯差異，國內(nèi)外學者對此開展了大量研究。錢鳴高等[2]基于相似模擬及現(xiàn)場實測發(fā)現(xiàn)超長綜放工作面頂板破碎塊度小于短工作面，周期來壓步距短，易出現(xiàn)覆巖關(guān)鍵層來壓現(xiàn)象；王國法等[3]基于支架支護應力特性研究，認為綜采工作面傾向長度的增加使得支護應力由單峰值向多峰值演化，支護應力出現(xiàn)M 型三峰值可作為超長工作面的判據(jù)。王家臣等[4]提出了超長工作面基本頂分區(qū)破斷力學模型，采用上限定理分析研究基本頂局部分區(qū)破斷和遷移現(xiàn)象。王慶雄等[5]對神東哈拉溝煤礦450 m 超長工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律進行了研究，發(fā)現(xiàn)工作面推進過程中存在大小周期來壓現(xiàn)象，且大周期來壓時工作面面長方向壓力分布呈三峰值W 型特征。丁國利等[6]以葫蘆素煤礦為工程研究背景，通過現(xiàn)場礦壓觀測及理論分析，認為該首采工作面支架工作阻力沿傾向呈現(xiàn)出高低不同的應力區(qū)域，符合長工作面所特有的“馬鞍形”應力分布特征。文獻[7-8]通過相似模擬、現(xiàn)場實測及驗證，認為超長工作面頂板存在傾向破斷的分段性。趙雁海等[9]建立了淺埋采場基本頂裂隙梁對稱三鉸拱結(jié)構(gòu)力學模型，分析了水平推力大小及變化規(guī)律對鉸接點巖塊失穩(wěn)的影響。劉長友等[10]構(gòu)建了三維數(shù)值模型，分析了超長孤島工作面支承壓力分布規(guī)律。宋選民等[11]通過工作面實測資料與分析研究，探討了工作面長度增加對礦壓顯現(xiàn)強度的影響。付玉平等[12]運用數(shù)值模擬，給出了采高、面長的單因素及雙因素對垮落帶高度影響的回歸公式。金寶圣等[13]對超長綜放工作面礦壓顯現(xiàn)開展了理論分析及數(shù)值模擬研究。劉偉韜[14]研究了松軟厚煤層超長工作面礦壓顯現(xiàn)特征及圍巖穩(wěn)定性控制技術(shù)。楊永康等[15]系統(tǒng)研究了淺埋厚積巖松軟頂板采場的工作面長度效應。

從已有研究來看，受煤層賦存條件、采煤工藝等的影響，對于超長工作面并沒有統(tǒng)一的定義。千米深井、松軟厚煤層條件下，有學者稱工作面超過350 m時為超長工作面；特厚煤層綜放開采、孤島工作面綜放開采條件下，也有學者稱工作面240～280 m 其為超長工作面。這些工作面雖沒有統(tǒng)一的長度界定，但與同等條件下一般長度工作面對比，均有不同的礦壓顯現(xiàn)特征。綜合國內(nèi)煤炭開采技術(shù)水平來看，可將面長超過400 m 的工作面稱為超長工作面。

不難發(fā)現(xiàn)，對于長及超長工作面的研究局限于基于實測數(shù)據(jù)的工作面礦壓顯現(xiàn)特征研究以及采用數(shù)值模擬的面長效應研究，而對于在工作面面長方向上頂板下沉特征、支架支護特性的分析相對缺乏。筆者基于陜煤集團小保當煤礦450 m 超長工作面，構(gòu)建彈性基礎(chǔ)巖梁力學模型，研究工作面面長方向頂板下沉及支架支護阻力分布趨勢，結(jié)合支架載荷實測數(shù)據(jù)，采用數(shù)理統(tǒng)計及均化循環(huán)分析方法，探究工作面支架工作阻力分區(qū)特征，研究不同區(qū)域支架工作循環(huán)內(nèi)增阻特性，以提升工作面支架支護效果。

1 工程概況

小保當煤礦位于陜西省神木市西南部，所屬榆神礦區(qū)位于陜北侏羅紀煤田中部，是國內(nèi)目前保存完好的整裝礦區(qū)之一，該區(qū)煤層賦存條件好、儲量巨大、煤質(zhì)優(yōu)良。小保當二號礦井132202 綜采工作面是國內(nèi)首個正常布置的智能化超長工作面，為2-2煤13 盤區(qū)第二個工作面，位于132201 綜采工作面以北，132203 掘進面以南，2-2 煤運輸大巷以東，13和15 盤區(qū)邊界線以西位置，工作面巷道布置如圖1所示。工作面煤厚平均2.55 m，傾角平均2°；直接頂為粉砂巖，基本頂為細粒砂巖；直接底為粉砂巖，基本底為細粒砂巖，如圖2 所示。工作面埋深350 m，傾向長度450.5 m，推進長度4 002 m，采用走向長壁綜合機械化采煤方法一次采全厚，全部垮落法管理頂板，工作面中部液壓支架選用ZY16000/18/32D，支架中心距2.05 m。鄰側(cè)采空區(qū)為132201 工作面，傾向長度299.3 m，煤厚平均2.14 m，液壓支架為ZY12000/17/32D，生產(chǎn)期間工作面傾向方向支架循環(huán)末阻力分布趨勢如圖3 所示。

圖1 132202 工作面巷道布置Fig.1 Roadway layout of No.132202 mining face

圖2 巖層柱狀Fig.2 Rock column diagram

圖3 132201 工作面傾向方向支架循環(huán)末阻力分布Fig.3 End resistance distribution of support in inclined direction of No.133201 working face

2 工作面傾向方向頂板下沉量分析

2.1 工作面傾向方向頂板下沉量計算模型

將工作面液壓支架群組視為剛度k的彈性基礎(chǔ)，上覆巖層為支撐于彈性基礎(chǔ)上的梁，在工作面傾向上支架支護群組、兩巷幫以及頂板可共同簡化為等截面彈性基礎(chǔ)梁，如圖4 所示。支架群彈性基礎(chǔ)會給上覆巖梁一個正比于撓度的反力。設(shè)巖梁撓度為v，則彈性基礎(chǔ)給巖梁單位長度上的反力為kv，k為彈性基礎(chǔ)的剛性系數(shù)，其與支架剛度關(guān)系為K=kBL，其中：B為支架中心距，L為支架頂梁長度，單位均為m。

圖4 彈性基礎(chǔ)巖梁模型Fig.4 Rock beam model of elastic foundation

假設(shè)工作面頂板受均布載荷q作用，q-kv即為巖梁所受均布力。建立如圖4 所示坐標系，工作面長度方向中心處設(shè)為坐標原點0，工作面右側(cè)為x軸正向，垂直向下為v軸正向，此時巖梁的彎曲微分方程為

式中：E為頂板彈性模量，GPa；I為頂板慣性矩，m4；q為頂板承受均布載荷，MPa；k為彈性基礎(chǔ)的剛性系數(shù)，kN/m3；v(4)為v的4 階導數(shù)。

將式（1）的齊次方程式改寫為

該方程通解為

雙曲函數(shù)定義式如下：

通解式可變?yōu)?/p>

式 中：A1、A2、A3、A4、C1、C2、C3、C4均 為 積 分常數(shù)。

巖梁的轉(zhuǎn)角θ、彎矩M、剪力N與撓度v存在如下微分關(guān)系：

對式（2）逐次微分并結(jié)合式（3），當x=0 時，常數(shù)項C值分別為

式中：v0、θ0、M0、N0分別為巖梁在x=0 處的撓度、轉(zhuǎn)角、彎矩以及剪力大小。

由圖4 可知，巖梁的跨度中點為坐標原點，此處θ0=0,N0=0，結(jié)合式（2）、式（4），可得均布載荷下巖梁的撓曲線方程為

式（6）為普日列夫斯基函數(shù)[16-17]。將式（5）中同類項合并可得：

假定梁兩端剛性固定，頂板無下沉回轉(zhuǎn)，工作面面長為l，此時梁的邊界條件為

結(jié)合式（3）、式（7）、式（8）求解可得：

2.2 超長綜采工作面傾向頂板下沉量

筆者代入小保當工作面地質(zhì)力學參數(shù)，取直接頂厚度為4.71 m，基本頂厚度17.82 m，采高2.55 m，工作面頂板壓力主要由基本頂決定，由彈性基礎(chǔ)板力學模型[19]可取頂板載荷為1.5 MPa，支架中心距2.05 m，頂梁長度5 m，巖石容重25 kN/m3，頂板彈性模量為50 GPa，慣性矩為471 m4，支架剛度為200 MN/m。當工作面長分別取為250、300、350、400、450、500 m 時，工作面長方向上頂板撓度及支架工作阻力變化趨勢如圖5 所示，鄰側(cè)132201 工作面長300 m，為便于對比，300、450 m 時兩曲線采用實線條。

圖5 不同工作面長度頂板撓度及支架工作阻力Fig.5 Roof deflection and working resistance of support with different working face length

結(jié)果表明：隨著工作面長度的增加，中部頂板下沉量逐漸增大，在增加到300 m 后，中部下沉量減小，峰值區(qū)域逐漸向兩端擴散，增加到350 m 之后，中部兩側(cè)區(qū)域成為頂板最大下沉區(qū)域，中部相對變小，且隨著面長繼續(xù)增加，中部與中部兩側(cè)下沉量差值越大，演變成更加明顯的W 型三峰值形狀。工作面液壓支架群組工作阻力曲線與頂板撓度曲線相對應，支架工作阻力曲線由單峰值曲線演變?yōu)轳R鞍型M 三峰值曲線，支架工作阻力峰值在16 000 kN 左右，在300 m 后，中部峰值開始降低?？梢姡捎诠ぷ髅鏅M向跨度增大，兩巷煤體對于工作面中部頂板的支承作用逐漸變?nèi)酰胁恐Ъ苁芨邏毫ψ饔脜^(qū)域向兩側(cè)移近，進而使工作面支架群組工作阻力分布狀態(tài)由單峰演變?yōu)槎喾濉?/p>

現(xiàn)場實測在傾向方向132201 工作面支架工作阻力為單峰型分布（圖3），132202 工作面支架工作阻力為M 型分布（圖6、圖7），與理論計算結(jié)果趨勢一致。由圖5 可知，300 m 后中部壓力峰值開始下降，因此，擬將300 m 與450 m 時兩工作阻力曲線交點作為支架壓力分區(qū)的邊界點。結(jié)果表明，工作面長450 m 時，支架中部較低阻力分布范圍100 m，涵蓋工作面49臺支架，中部兩端高阻力區(qū)域分布范圍各100 m，與下文現(xiàn)場實際支架工作阻力分布一致，認為該模型可為后續(xù)支架分區(qū)域開展增阻特性研究提供理論判據(jù)。

圖6 支架工作阻力14 000 kN 以上頻率分布Fig.6 Frequency distribution diagram of support working resistance above 14 000 kN

圖7 來壓期間工作面支架循環(huán)末阻力Fig.7 End resistance of support working cycle during weighting

3 超長工作面支架工作阻力分布特性

支架循環(huán)末阻力頻率分布的具體方法是將支架循環(huán)末阻力劃分為N個區(qū)間，分別統(tǒng)計支架循環(huán)末阻力在各區(qū)間所占的百分比，正常支架合理的工作阻力分布應為一個近似的正態(tài)分布。支架在高阻力區(qū)頻率分布大小、趨勢在一定程度上可以表征來壓期間工作面傾向方向頂板活動劇烈程度。

基于小保當132202 工作面支架工作阻力實測數(shù)據(jù)（2021-11-01—12-22）統(tǒng)計分析，涉及工作面220 臺液壓支架。支架循環(huán)末阻力頻率分布區(qū)間可劃分為3 個，分別為低阻區(qū)、正常阻力區(qū)、高阻區(qū)。低阻區(qū)支架支護阻力低于支架額定工作阻力的50%，區(qū)間分布0～8 000 kN；高阻區(qū)支架支護阻力高于支架額定工作阻力的90%，區(qū)間分布14 000 kN 以上；正常阻力支架支護阻力分布為8 000～14 000 kN，工作面部分支架工作阻力頻率分布見表1。當支架工作阻力大于14 000 kN 時，工作面處于來壓狀態(tài)，此時支架工作阻力在工作面傾向方向頻率分布如圖6所示，循環(huán)末阻力分布如圖7 所示。發(fā)現(xiàn)如下特征：

表1 202 工作面支架工作阻力頻率分布（限于篇幅間隔10 架展示）Table 1 Frequency distribution of working resistance of NO.202 working face support (part)

1）支架支護阻力小于8 000 kN 的平均占比為3.10%；支架支護阻力8 000～10 000 kN 的平均占比為24.53%，10 000～12 000 kN 的平均占比為46.22%，12 000～14 000 kN 的平均占比為19.01%，正常阻力區(qū)的平均占比為89.76%；支架支護阻力大于14 000 kN 的平均占比為7.50%，工作面支架大部分時間處于正常阻力區(qū)，支護阻力頻率呈正態(tài)分布。

2）工作面傾向方向支架壓力存在分區(qū)特性，支架工作阻力大于14 000 kN 時頻率分布：10～40 號支架為2.31%，45～90 號支架平均為8.83%，95～145號支架為7.51%，150～205 號支架為9.69%，210～220號支架為2.11%，表現(xiàn)為“低-高-中-高-低”的馬鞍型分布特征，如圖6 所示。

3）工作面45～90 號支架平均末阻力為15 283 kN，中部95～145 號支架平均末阻力為15 035 kN，中下部150～205 號支架平均末阻力為15 153 kN。三部分總體處于高壓力狀態(tài)，但中部相較于兩側(cè)較低，如圖7 所示；工作面機頭10～40 號支架、機尾210～220 號支架的支架工作阻力整體處于低壓力狀態(tài)。

4 超長工作面支架分區(qū)增阻特性

綜采工作面三機協(xié)同運動，每當采煤機經(jīng)過后，支架會做出“降架-移架-升架”動作，可見隨著采煤工序的進行，支架工作阻力存在周期形式變化，因此將支架工作阻力一個周期的變化過程定義為支架的一個工作循環(huán)，也可稱為支架的一個增阻循環(huán)。目前分析支架載荷數(shù)據(jù)聚焦于時間加權(quán)工作阻力、初撐力、循環(huán)末阻力等指標，然而這幾個指標僅能反映支架工作循環(huán)中初始及最終時刻壓力，無法反映循環(huán)期間支架工作阻力變化過程。因此，筆者擬從支架工作循環(huán)內(nèi)增阻趨勢入手開展以下分析研究。

基于該工作面存在的支架工作阻力分區(qū)特征，將工作面中部45～205 號支架范圍劃分成45～90號支架、95～145 號支架、150～205 號支架3 個區(qū)域?？偣步y(tǒng)計擬合了頂板來壓期間支架增阻循環(huán)1 004個，其中指數(shù)函數(shù)型增阻占比2.59% ，線性函數(shù)型增阻占比3.98% ，對數(shù)函數(shù)型增阻占比34.06%，復合函數(shù)型增阻為對數(shù)-指數(shù)型，占比59.36%。增阻曲線的擬合既方便定量分析支架增阻規(guī)律，也可以通過擬合函數(shù)預測支架工作阻力變化，預防頂板災害發(fā)生。

觀察復合函數(shù)增阻曲線發(fā)現(xiàn)，增阻期間對數(shù)增長時間占比高達95%，指數(shù)增長占比不到5%，為3～5 min，表明在支架工作循環(huán)即將結(jié)束時，受采煤機割煤及鄰架移架影響，支架控頂距增加且鄰架壓力轉(zhuǎn)移，支架出現(xiàn)短時間的瞬時增阻。本工作面3 部分區(qū)域內(nèi)支架工作循環(huán)90%以上為對數(shù)型與對數(shù)-指數(shù)復合型增阻，因此對三區(qū)支架的兩種類型增阻函數(shù)分別進行均化循環(huán)分析，探究三區(qū)支架增阻特性。

4.1 均化循環(huán)方法及理論工作循環(huán)時間確定

受頂?shù)装遒x存條件、開采階段、支護質(zhì)量、采煤工藝等的影響，支架增阻曲線形態(tài)尤其復雜[20]，同一支架不同割煤循環(huán)、同一割煤循環(huán)不同支架增阻曲線都各不相同，僅用幾個支架幾個工作循環(huán)的增阻趨勢難以準確描述上方頂板運動特征，在此引入均化循環(huán)分析方法[21-22]。該方法原理是把多個支架不同工作循環(huán)進行各循環(huán)時刻的支架工作阻力均化求解，再將得到的工作阻力均值重新擬合成曲線，稱為支架增阻均化曲線，以此研究支架與圍巖相互作用關(guān)系。均化循環(huán)分析方法可將工作面支架諸多不同增阻類型的增阻曲線概化成一條增阻曲線，在文獻[21]中已有詳細描述，這里不再贅述，計算方法如下：

對數(shù)型增阻函數(shù)均化公式：

復合增阻函數(shù)均化公式：

式中：ΔF為支架增阻量，kN；ai、bi、ci、di為擬合函數(shù)參數(shù)；n為擬合循環(huán)數(shù)量，個；t為支架增阻時間，s，其中t1、t2用于區(qū)分復合型增阻支架兩類函數(shù)的增阻時間，與t物理含義一致。

考慮到工作面不同位置支架工作循環(huán)時間存在差異，且受現(xiàn)場各種因素影響不同割煤循環(huán)同一支架工作循環(huán)時間也不同，為便于后續(xù)分析需確定工作面每臺支架理論工作循環(huán)時間，即按照作業(yè)規(guī)程僅考慮采煤機割煤速度時，每個支架的工作循環(huán)時間。小保當煤礦132202 工作面作業(yè)規(guī)程規(guī)定當生產(chǎn)班取8 h 時，生產(chǎn)班每班勞動定額為8 刀，對應割煤速度為0.125 m/s，支架中心距為2.05 m，采煤機過單個支架的時間為16.4 s。當采煤機割煤由機頭到機尾時，三部分區(qū)域支架工作循環(huán)時間分布為1 443～2 919 s、3 083～4 723 s、4 887～6 035 s，返回第二刀煤 過 程 中，工 作 循 環(huán) 時 間 分 布4 231～5 707 s、2 427～4 067 s、1 115～2 263 s，因此中上區(qū)域支架工作循環(huán)時間分布區(qū)間為1 443～5 707 s，中部區(qū)域為2 427～4 723 s，中下區(qū)域為1 115～6 035 s，此為三區(qū)支架理論工作循環(huán)時間的分布區(qū)間。

4.2 三區(qū)支架對數(shù)型增阻演化特征

三部分區(qū)域支架呈對數(shù)型增阻時，其均化曲線仍為對數(shù)函數(shù)，表現(xiàn)為先急增阻后趨于平緩，中上部區(qū)域增阻量最大，中部次之，中下部最小，三者增長趨勢相差不大，具體均化曲線及函數(shù)式如圖8 所示。此種支架增阻情況下反映了工作面頂板由來壓初期的頂板快速下沉，逐漸變?yōu)榫徛鲁痢?/p>

圖8 三區(qū)支架對數(shù)型增阻均化曲線Fig.8 Homogenization curve of three zone support logarithmic resistance increase

4.3 三區(qū)支架復合型增阻演化特征

當支架呈對數(shù)-指數(shù)型增阻時，三部分區(qū)域均化結(jié)果存在明顯差異，對現(xiàn)場實測支架工作循環(huán)時間進行箱型圖分析，發(fā)現(xiàn)受工作面現(xiàn)場各種因素影響，采煤機沿傾向割煤平均速度小于作業(yè)規(guī)程中計算的速度，實測三部分區(qū)域支架工作循環(huán)時間范圍均大于理論值計算時間范圍，實際統(tǒng)計工作循環(huán)時間分布如圖9 所示。

圖9 三區(qū)支架復合型增阻實際工作循環(huán)時間分布Fig.9 Actual working cycle time distribution of three zone support compound resistance increase

45～90 號支架增阻均化曲線呈對數(shù)型增長，實際工作循環(huán)時間分布區(qū)間為1 020～12 648 s，對應瞬時增阻速率上下限為0.05～0.58，理論上增阻速率區(qū)間為0.10～0.41，該部分支架在來壓期間基本特征為先急增阻后平緩，均化及擬合曲線如圖10a 所示。

圖10 三區(qū)支架復合型增阻函數(shù)擬合Fig.10 Function fitting of three zone support compound resistance increase

95～145 號支架均化曲線大體呈對數(shù)-指數(shù)型增長趨勢，拐點時間為4 656 s，實際工作循環(huán)時間分布區(qū)間為1 860～6 032 s，若循環(huán)結(jié)束時間位于4 656 s前，則支架增阻呈對數(shù)型趨勢，對應瞬時增阻速率區(qū)間為0.18～0.46，理論上增阻速率區(qū)間為0.18～0.35，特征為先急增阻再趨于平緩增阻；若循環(huán)結(jié)束時間位于4 656 s 后，支架增阻為對數(shù)-指數(shù)復合增長趨勢，拐點后指數(shù)增長，對應增阻速率區(qū)間為0.69～0.90，理論上增阻速率區(qū)間為0.685～0.694，支架全工作循環(huán)時間內(nèi)增阻特征為急增阻-平緩-急增阻，均化及擬合曲線如圖10b 所示，150～205 號支架均化曲線呈高度擬合的對數(shù)-指數(shù)型增長趨勢，拐點時間為5 012 s，實際工作循環(huán)時間分布區(qū)間為1 278～9 932 s，與中部區(qū)域支架增阻類似，若循環(huán)結(jié)束時間位于5 012 s 前，支架僅為對數(shù)型增阻，實際增阻速率區(qū)間為0.15～0.57，理論上增阻速率區(qū)間為0.15～0.66；若循環(huán)結(jié)束時間位于5 012 s 后，則支架增阻為對數(shù)-指數(shù)復合增長，指數(shù)階段實際增阻速率區(qū)間為0.94～4.13，理論上增阻速率區(qū)間為0.94～1.28，該區(qū)域支架全工作循環(huán)增阻特征同樣表現(xiàn)為急增阻-平緩-急增阻，均化及擬合曲線如圖10c 所示。

4.4 三區(qū)支架復合型增阻均化結(jié)果對比

由圖8、圖11 可見，三區(qū)支架單一對數(shù)型增阻時，均化曲線在工作循環(huán)時間內(nèi)增阻量、增阻速率大小明顯，增阻趨勢基本一致；復合型增阻時，均化曲線存在3 個交點，2 個拐點，三者之間關(guān)系復雜，因而本部分側(cè)重于對復合型增阻均化曲線進行分析。兩種類型均化循環(huán)結(jié)果見表2。

表2 工作面傾向不同區(qū)域支架增阻均化循環(huán)結(jié)果Table 2 Results of homogenization cycles of support increasing resistance in different areas of working face inclination

圖11 三區(qū)支架復合型增阻均化曲線Fig.11 Homogenization curve of three zone support compound resistance increase

為便于描述，三部分均化曲線分別稱之為曲線A、B、C，對應關(guān)系如圖11 所示，其中，A、B之間存在交點E，A、C之間交點為F，B、C之間交點G。G點位于理論循環(huán)時間區(qū)間前，是必然經(jīng)過的點，在經(jīng)過G時間點前，中部與中下部支架群組在增阻量、瞬時增阻速率方面大小基本一致，過G點后中部支架增阻量、瞬時增阻速率均大于中下部支架。

E、F兩點存在于理論計算的工作循環(huán)結(jié)束時間區(qū)間。若支架工作循環(huán)結(jié)束時間分布在理論計算時間區(qū)間，當結(jié)束時間在E點前，中部、中下部支架增阻量均小于中上部區(qū)域，過E點后，中部支架增阻量開始大于中上部支架，且在之后拐點處瞬時增阻速率發(fā)生突變增大；曲線C過拐點后，支架瞬時增阻速率增大，過F點后支架增阻量、瞬時增阻速率均為三者中最大。僅比較理論循環(huán)結(jié)束時間上限時刻三區(qū)支架增阻量大小關(guān)系如下：中下部＞中部＞中上部。

由于支架增阻量與時間有關(guān)，支架工作循環(huán)時間不同，各支架的增阻量、增阻趨勢就不同。理論時間內(nèi)，中下部支架受鄰側(cè)采空區(qū)影響，易出現(xiàn)較長時間的指數(shù)型急增阻現(xiàn)象，不利于現(xiàn)場頂板管理?，F(xiàn)場受升架移架、設(shè)備檢修等各種不確定因素影響，支架實際的工作循環(huán)時間更長，對中部及中下部支架增阻影響較大。計算實際與理論工作循環(huán)時間上限支架瞬時增阻速率的比值，中部及中下部區(qū)域支架比值分別為：1.3、3.2。可見，若中部及中下部支架處在較長的工作循環(huán)時間，隨采煤機鄰近支架，頂板活動劇烈，支架工作阻力急劇升高，易導致安全閥長時間開啟，影響支架使用壽命，嚴重時甚至發(fā)生工作面壓架事故。因此，優(yōu)化工作面割煤速度，降低支架工作循環(huán)時間，可極大降低支架增阻速率及增阻量，提升工作面支架支護效果。

5 結(jié) 論

1）超長工作面傾向方向頂板下沉及支架工作阻力分布趨勢與一般長度工作面存在差異。隨著工作面長度的增加，兩巷煤體對中部頂板的支承減弱，中部峰值區(qū)域逐漸向兩幫移近，最終演化成M 型三峰值分布曲線。

2）在450 m 超長工作面傾向方向，實測支架工作阻力分布存在區(qū)域性：工作阻力大于14 000 kN 時，95～145 號中部支架在工作阻力分布頻率、平均末阻力上均小于中部兩側(cè)支架。實測數(shù)據(jù)分析與理論模型推導結(jié)果基本一致。

3）工作面中部三區(qū)域支架增阻特性不同。當三區(qū)支架呈對數(shù)型增阻時，其均化曲線仍為對數(shù)函數(shù)，表現(xiàn)為先急增阻后趨于平緩；呈對數(shù)-指數(shù)型增阻時，中上部區(qū)域支架增阻均化曲線為對數(shù)函數(shù)，中部及中下部均化曲線為對數(shù)-指數(shù)型復合函數(shù)，表現(xiàn)出先急增阻然后趨于平緩最后急增阻的特征。

4）支架實際與理論循環(huán)結(jié)束時刻的瞬時增長速率比值可達3.2，工作循環(huán)時間超過一定值，對數(shù)-指數(shù)復合增阻型支架會急速增阻，不利于頂板控制。優(yōu)化工作面割煤速度，降低支架工作循環(huán)時間，可有效降低支架增阻量，避免高阻力狀態(tài)下支架再次瞬時增阻，提升工作面支架支護效果。