超大采高綜放工作面板裂化片幫特征及合理護(hù)幫控制

許永祥,王國法,李明忠,徐亞軍,韓會軍,張金虎

(1.中煤科工開采研究院有限公司,北京 100013; 2.煤炭科學(xué)研究總院 開采研究院,北京 100013; 3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100013)

隨著近十幾年來一系列開采工藝、開采裝備以及支架-圍巖耦合支護(hù)理論[1]的提升，長壁超大采高(機(jī)采割煤高度6 m以上)綜采技術(shù)日臻成熟。長壁超大采高工作面具有生產(chǎn)集約化程度高、開采效率高和資源采出率高等優(yōu)勢，成為榆神礦區(qū)埋深較淺的6～8 m厚煤層的主要采煤方法之一。將超大采高開采工藝與綜放開采工藝相結(jié)合的超大采高綜放開采也已進(jìn)行了工業(yè)性生產(chǎn)試驗(yàn)，成功實(shí)現(xiàn)了榆神礦區(qū)8～14 m特厚堅(jiān)硬煤層一次性安全高效、高采出率開采[2-3]。

對于榆神礦區(qū)8～14 m特厚堅(jiān)硬煤層綜放開采而言，可通過增大采高實(shí)現(xiàn)“多采少放”，增強(qiáng)頂煤冒放性、促進(jìn)采放協(xié)調(diào)、提高工作面開采效率和頂煤采出率。然而，超大采高綜放工作面一次采出空間大、開采強(qiáng)度高、工作面覆巖動載和開采作業(yè)工序擾動均較強(qiáng)，導(dǎo)致煤壁和端面頂板穩(wěn)定性降低，制約工作面采高進(jìn)一步加大和開采效率進(jìn)一步提升。

液壓支架作為長壁工作面惟一的主體支護(hù)設(shè)備，其結(jié)構(gòu)特征、工作特性和控制系統(tǒng)的合理性是支架-圍巖耦合支護(hù)系統(tǒng)高可靠性和高適應(yīng)性的基礎(chǔ)保障。王國法等[4]采用數(shù)值模擬方法分析了液壓支架鉸接前梁和整體頂梁2種頂梁結(jié)構(gòu)對煤壁片幫的影響，得出整體頂梁更有利于抑制煤壁片幫;龐義輝等[5]認(rèn)為護(hù)幫板對煤壁的作用力難以阻止煤壁發(fā)生拉裂破壞，但可以抑制拉裂后的破壞體發(fā)生滑移失穩(wěn);徐亞軍[6]基于壓桿模型研究不同約束條件下煤壁失穩(wěn)形式，得出軟弱煤層易發(fā)生剪切破壞和滑移失穩(wěn)、硬和中硬煤層多發(fā)生潰曲破壞和彎曲失穩(wěn);劉俊峰等[7]對大采高智能化開采煤壁全過程精準(zhǔn)控制技術(shù)進(jìn)行研究，有效解決了智能化開采煤壁控制難題;張銀亮等[8]對液壓支架常用護(hù)幫機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行分析，認(rèn)為分體結(jié)構(gòu)護(hù)幫板能有效延緩煤壁產(chǎn)生破壞的時間，是大采高液壓支架理想結(jié)構(gòu)形式;尹希文等[9]認(rèn)識到大采高工作面煤壁片幫存在結(jié)構(gòu)失穩(wěn)現(xiàn)象，并利用壓桿穩(wěn)定性原理分析煤壁片幫形式和深度;王家臣等[10]根據(jù)煤體彈性模量、泊松比及邊界條件的不同提出壓剪、拉剪及拉裂3種煤壁破壞形式，并指出硬煤多發(fā)生后2種破壞形式;常聚才等[11]采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則推導(dǎo)出煤壁水平位移量、破裂區(qū)和塑性區(qū)半徑的解析表達(dá)式，認(rèn)為工作面支承壓力集中系數(shù)、機(jī)采高度及支架護(hù)幫阻力是煤壁片幫的可控關(guān)鍵因素;劉闖等[12]采用數(shù)值模擬方法對大采高液壓支架初撐力與額定工作阻力合理比值進(jìn)行研究，得出此比值為0.65～0.70時液壓支架具有最佳的運(yùn)行工況;宋高峰等[13]采用能量原理中基于位移變分原理的利茲法(Ritz method)分析煤壁破壞機(jī)理，并利用煤壁穩(wěn)定性三維相似模擬實(shí)驗(yàn)平臺研究“頂板-支架-煤壁”系統(tǒng)的協(xié)調(diào)變形規(guī)律。

以往的研究闡釋了不同煤層地質(zhì)賦存特征和不同開采工藝條件下煤壁片幫特征和機(jī)理，分析了支架初撐力、工作阻力以及頂梁和護(hù)幫板結(jié)構(gòu)形式等因素對煤壁穩(wěn)定性的影響，但未涉及超大采高綜放工作面煤壁板裂化片幫和護(hù)幫板結(jié)構(gòu)形式對板裂化片幫控制方面的研究。筆者基于金雞灘煤礦超大采高綜采(一盤區(qū)西翼)和綜放(一盤區(qū)東翼)工作面生產(chǎn)實(shí)踐，對超大采高綜放工作面煤壁板裂化片幫特征及護(hù)幫板結(jié)構(gòu)形式對煤壁穩(wěn)定性影響進(jìn)行研究。

圖1 超大采高工作面煤壁板裂化片幫Fig.1 Slabbed buckling spalling at the coal face with super large cutting height

1 工作面煤壁板裂化特征及危害

1.1 板裂化片幫特征及機(jī)理概述

圖1為超大采高一次采全厚工作面(圖1(a))和超大采高綜放工作面(圖1(b))生產(chǎn)實(shí)踐中觀測到的煤壁板裂化破壞?，F(xiàn)場觀測發(fā)現(xiàn)煤壁板裂化破壞特征分為板狀板裂化、“洋蔥皮狀”板裂化、彈射型板裂化(俗稱“炸幫”)和護(hù)幫板動載擾動下板裂化片幫形式。支架-圍巖耦合支護(hù)狀態(tài)較良好情況下，煤壁板裂化片幫深度通常小于500 mm，最大一般不超過800 mm。

對現(xiàn)有巖體板裂化破壞研究成果歸納總結(jié)，發(fā)現(xiàn)巖體板裂化破壞通常具有下列部分特征[14-22]:① 板裂化破壞多發(fā)生在深井脆性硬巖開挖過程，屬高地應(yīng)力卸荷破壞，變形特征屬脆性破壞類型，板裂破壞面平行于開挖自由面;② 板裂化片幫屬結(jié)構(gòu)失穩(wěn)類型，板裂化破壞強(qiáng)度低于巖體單軸抗壓強(qiáng)度，通常為40%～60%的單軸抗壓強(qiáng)度;③ 板裂化破壞面多平行于最大主應(yīng)力方向，即板裂化破壞裂隙擴(kuò)展方向?yàn)樽畲笾鲬?yīng)力方向;④ 板裂化破壞面受巖體結(jié)構(gòu)面影響，結(jié)構(gòu)面通常為層理、割理和劈理等弱面;⑤ 板裂化破壞可發(fā)生在巖爆過程中，屬于應(yīng)變能瞬間釋放的脆性應(yīng)變型破裂，彈射出的巖塊呈板裂狀。

長壁超大采高工作面煤壁板裂化片幫機(jī)理分析已另行撰文討論，本文僅做簡要概述。圖2為煤壁板裂化片幫破壞力學(xué)機(jī)理，即煤壁內(nèi)縱向不連續(xù)內(nèi)生裂隙(割理)在采動應(yīng)力下?lián)p傷逐漸累積，并擴(kuò)展貫通為板，板結(jié)構(gòu)在不同應(yīng)力環(huán)境下發(fā)生相應(yīng)的板裂屈曲破壞。煤壁板裂化破壞是在結(jié)構(gòu)誘導(dǎo)(內(nèi)因)和應(yīng)力驅(qū)動(外因)共同作用下發(fā)生的。

圖2 煤壁板裂化片幫力學(xué)機(jī)理Fig.2 Mechanical mechanism of coal face spalling failure

1.2 煤壁板裂化片幫危害及防治

局部小范圍板裂化片幫對工作面正常生產(chǎn)影響較小，小范圍局部可控板裂化片幫依靠礦山壓力和自重片落，在一定程度上減小了采煤機(jī)割煤時的能耗，有利于提高采煤機(jī)割煤速度。另一方面，考慮到煤壁穩(wěn)定性與堅(jiān)硬頂煤冒放性相矛盾的問題，應(yīng)允許工作面發(fā)生小范圍可控片幫，以保證頂煤冒放性。

現(xiàn)場監(jiān)測表明煤壁板裂化片幫多發(fā)生在頂板來壓時的工作面中部，片幫深度一般介于30～500 mm，通常并不影響工作面正常生產(chǎn)，但片幫嚴(yán)重時可造成以下危害:① 由于工作面較長(300 m)，短時間內(nèi)多處大面積片幫將導(dǎo)致工作面刮板輸送機(jī)煤流量增大而過載(圖3(a))，影響刮板輸送機(jī)正常運(yùn)行，降低工作面開機(jī)率和生產(chǎn)效率;② 片落的扁平狹長板狀大塊煤壁(圖3(b))難以順利進(jìn)入轉(zhuǎn)載機(jī)，難以被破碎機(jī)破碎，易卡塞刮板輸送機(jī)和轉(zhuǎn)載機(jī)，造成煤流堆積而過載;③ 工作面高處大塊煤壁傾倒式板裂化片幫(圖3(c))和彈射型板裂化片幫(“炸幫”)會對采煤機(jī)、液壓支架立柱、刮板輸送機(jī)和電纜槽等設(shè)備以及人員造成危害;④ 片幫后煤壁不平整或大量片幫導(dǎo)致梁端距增大，使護(hù)幫板與煤壁結(jié)構(gòu)耦合狀態(tài)差，不利于護(hù)幫板對煤壁穩(wěn)定性維護(hù)。

圖3 具有一定危害的煤壁板裂化片幫Fig.3 Hazardous slabbed spalling of coal face

針對煤壁板裂化片幫可能造成的危害，需采取相應(yīng)措施對煤壁板裂化片幫進(jìn)行防治，具體措施如下:① 合理機(jī)采高度的控制。機(jī)采割煤高度是煤壁穩(wěn)定性維護(hù)的關(guān)鍵可控因素之一，對于綜放工作面而言，合理的機(jī)采高度既要有利于煤壁的穩(wěn)定性，又要有利于頂煤的冒放性。② 減少煤壁無支護(hù)時間。超前采煤機(jī)2～3臺支架收回護(hù)幫板，加快護(hù)幫板動作速度，采煤機(jī)割煤后及時護(hù)幫、護(hù)頂和拉架。③ 加快工作面推進(jìn)速度，減少煤壁內(nèi)裂隙損傷的長時間累積，及時移架以減小端面頂板空頂時間和空頂面積。④ 增加支架初撐力和工作阻力，提升支架-圍巖支護(hù)系統(tǒng)整體強(qiáng)度和剛度，緩解煤壁壓力。⑤ 液壓支架設(shè)置防護(hù)網(wǎng)/簾，防止煤壁彈射型板裂化片幫(“炸幫”)對生產(chǎn)人員和設(shè)備造成危害。⑥ 加強(qiáng)一線職工設(shè)備操作技能培訓(xùn)和責(zé)任意識，保障工作面支架支頂有力和護(hù)幫到位。

除上述措施外，護(hù)幫板結(jié)構(gòu)與煤壁結(jié)構(gòu)耦合關(guān)系對煤壁穩(wěn)定性維護(hù)也起重要作用，合理的護(hù)幫板結(jié)構(gòu)形式可提高支架對圍巖的適應(yīng)性，有利于維護(hù)不同工況下煤壁穩(wěn)定性。

2 液壓支架護(hù)幫板結(jié)構(gòu)分析

煤壁板裂化片幫通常是一個由表及里層層漸進(jìn)的破壞過程，護(hù)幫板可對煤壁自由面施加一定的主動支護(hù)約束力，使煤壁處于三向應(yīng)力狀態(tài)，一方面能阻止已發(fā)生板裂化破壞的煤壁片落或彈射(“炸幫”)傷人，另一方面護(hù)幫板的護(hù)表作用可以防止煤壁發(fā)生由表及里層層剝落的漸進(jìn)式板裂化破壞。因而，護(hù)幫板對煤壁板裂化片幫能起到一定的減緩作用，但護(hù)幫板收回時，板裂破壞的煤壁處于無支護(hù)狀態(tài)，此時煤壁是否片落取決于板裂破壞后煤壁的受力狀態(tài)和自身穩(wěn)定性。

超大采高工作面液壓支架護(hù)幫板結(jié)構(gòu)形式多樣，根據(jù)伸縮梁(前探梁)與護(hù)幫板結(jié)構(gòu)結(jié)合形式不同可分為整體式和分體式護(hù)幫板，根據(jù)護(hù)幫板的板結(jié)構(gòu)數(shù)量可分為二級和三級護(hù)幫板。圖4為超大采高工作面分體式三級護(hù)幫板(圖4(a))和整體式二級護(hù)幫板(圖4(b))與圍巖耦合作用示意。機(jī)械結(jié)構(gòu)的形式和相關(guān)參數(shù)決定結(jié)構(gòu)特性，不同結(jié)構(gòu)形式護(hù)幫板雖然作用相似，但其力學(xué)和運(yùn)動學(xué)特性存在一定差異，具體分析如下。

2.1 護(hù)幫板結(jié)構(gòu)力學(xué)特性分析

從護(hù)幫板結(jié)構(gòu)受力角度分析，煤壁結(jié)構(gòu)的變形破壞程度和平整程度差異導(dǎo)致煤壁與支架護(hù)幫板接觸狀態(tài)不盡相同，煤壁和護(hù)幫板實(shí)際耦合狀態(tài)復(fù)雜多變，難以精確建模量化求解。許多學(xué)者將煤壁對護(hù)幫板作用力假設(shè)為均布載荷或梯形分布載荷，并進(jìn)一步化簡為點(diǎn)載荷和相應(yīng)的力矩進(jìn)行力學(xué)簡化計(jì)算。本文將煤壁對護(hù)幫板的反作用力簡化為點(diǎn)載荷進(jìn)行受力分析，通過力和力矩平衡方程求解護(hù)幫板承載能力曲線(類似支架頂梁承載能力曲線)，并將護(hù)幫板承載能力曲線作為護(hù)幫板承載性能評價(jià)指標(biāo)。

圖4 超大采高工作面護(hù)幫板結(jié)構(gòu)Fig.4 Structure of face sprags at longwall face with super large cutting height

2.1.1整體式護(hù)幫板受力分析

整體式護(hù)幫板受力分析如圖5所示，以O(shè)點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)建立直角坐標(biāo)系:桿1(OD)、桿2(OB)、桿3(BC)、桿4(DC)構(gòu)成四連桿機(jī)構(gòu);P為煤壁對護(hù)幫板的反作用力合力，kN;F為一級護(hù)幫板液壓缸對鉸接點(diǎn)B的作用力，kN;θ為一級護(hù)幫板液壓缸與水平方向夾角，(°);Rij為桿件i對桿件j的作用力(i,j取值為1,2,3,4);Rji為桿件j對桿件i的反作用力，且Rij=-Rji。根據(jù)幾何拓?fù)潢P(guān)系采用解析法求解四連桿機(jī)構(gòu)受力較繁瑣，而采用矩陣法并利用MATLAB軟件相關(guān)函數(shù)可實(shí)現(xiàn)自動求解[23]。因而，只需對整體式護(hù)幫板結(jié)構(gòu)進(jìn)行受力分析，列出相應(yīng)力和力矩平衡方程，并以矩陣形式表達(dá)

(1)

式中，xO，yO，xB，yB，xC，yC，xD，yD分別為圖5(b)中O，B，C，D點(diǎn)坐標(biāo)，xP,yP為煤壁對護(hù)幫板反作用力合力P作用點(diǎn)坐標(biāo);Rijx，Rijy(R12x，R23x，R34x，R41x，R12y，R23y，R34y，R41y)分別為圖5(b)中桿件i對桿件j的作用力(i,j取值為1,2,3,4)在x和y方向的分量;Px為煤壁對護(hù)幫板反作用力合力P的x方向分量;Fcosθ，F(xiàn)sinθ為一級護(hù)幫板液壓缸對鉸接點(diǎn)B的作用力F的x，y方向分量。

圖5 整體式護(hù)幫板受力分析Fig.5 Force analysis of integral-type face sprag

以金雞灘煤礦一盤區(qū)東翼7.0 m超大采高綜放工作面ZY21000/35.5/70D型液壓支架整體式二級護(hù)幫板具體參數(shù)為例，式(1)中各點(diǎn)坐標(biāo)值為xO=0,yO=0,xB=-51.8 mm,yB=-271.7 mm,xC=-222.9 mm,yC=-263.7 mm,xD=-98.2 mm,yD=-58.0 mm,xP=-371.7 mm,-2 340.0 mm

圖6 整體式護(hù)幫板承載能力曲線Fig.6 Bearing capacity curve of split-type face sprag mechanism

圖7 液壓支架伸縮梁“屈服”受力分析Fig.7 Yielding force analysis of sliding canopy of a hydraulic support

如圖7所示，液壓支架伸縮梁的“屈服”阻力包含伸縮梁千斤頂受壓承載能力和伸縮梁“抽屜式”結(jié)構(gòu)與頂梁的摩擦力，相應(yīng)力學(xué)表達(dá)式為

(2)

其中，T為伸縮梁千斤頂受壓承載能力，kN;f1和f2為伸縮梁與頂梁上、下接觸部分間的摩擦力，kN;f3為伸縮梁與頂板間摩擦力，kN;N1和N2為“抽屜式”伸縮梁與頂梁上、下接觸部分的正壓力，kN;Q為頂板對伸縮梁的壓力，kN;s1,s2,s3和s4分別為P,f1/f3,Q和N1的作用力臂，m;μ1和μ2為伸縮梁與頂梁上、下接觸部分間的摩擦因數(shù);μ3為伸縮梁與頂板間摩擦因數(shù)。頂板對伸縮梁的壓力Q為變化量，與頂板變形壓力相關(guān);另一方面，s3和s4也隨著伸縮梁伸出長度的不同而改變。因而，此處采用估算法計(jì)算“抽屜式”伸縮梁與頂梁上、下接觸部分的摩擦力(取0.5倍的伸縮梁千斤頂受壓承載能力)，故伸縮梁“屈服”壓力為1.5T。伸縮梁千斤頂采用2個普通雙作用千斤頂，受壓時最大承載能力為584 kN，故伸縮梁“屈服”壓力為876 kN。

2.1.2分體式護(hù)幫板受力分析

分體式護(hù)幫板結(jié)構(gòu)受力如圖8所示，分體式護(hù)幫板結(jié)構(gòu)為簡單鉸接，受力分析較簡單，通過簡單的力矩方程即可求解。需要注意，分體式護(hù)幫機(jī)構(gòu)受力分析時，一級護(hù)幫千斤頂和二級護(hù)幫千斤頂都要計(jì)算力矩方程，分析在外力P作用下哪一級護(hù)幫板先“屈服”收回。圖8(b)中，F(xiàn)1，F(xiàn)2分別為一級護(hù)幫千斤頂和二級護(hù)幫千斤頂所受載荷;L1，M1分別為F1相對B點(diǎn)力臂和力矩;L2，M2為F2相對M點(diǎn)力臂和力矩;LP1，LP2分別為垂直護(hù)幫板方向煤壁合外力P相對于B點(diǎn)和M點(diǎn)力臂。

圖8 分體式護(hù)幫機(jī)構(gòu)受力分析Fig.8 Force analysis of split-type face sprag mechanism

以金雞灘煤礦一盤區(qū)西翼8.2 m超大采高綜采工作面ZY21000/38/82D型液壓支架分體式三級護(hù)幫板具體參數(shù)為例，其一級護(hù)幫板采用兩個缸徑160 mm的雙伸縮液壓缸，最大工作阻力為2×804=1 608 kN，力臂L1=188 mm，力距M1=F1L1=315.84 N·m;二級護(hù)幫板采用2個缸徑140 mm的雙伸縮液壓缸，最大工作阻力為2×615=1 230 kN，力臂L2=272 mm，力距M2=F2L2=334.56 N·m。由于M2>M1，且煤壁合外力P對一級護(hù)幫的力矩大于對二級護(hù)幫板的力矩(即PLP1>PLP2)。當(dāng)合外力P超過護(hù)幫板承載能力時，一級護(hù)幫板液壓缸“屈服”收回。因此，分體式護(hù)幫板承載能力曲線由一級護(hù)幫板液壓缸最大力矩進(jìn)行計(jì)算，即P=M1/LP1，即P與LP1成反函數(shù)關(guān)系(圖9)，LP1取值范圍為470～2 900 mm。

圖9 分體式護(hù)幫板承載能力曲線Fig.9 Bearing capacity curve of split-type face sprag

2.1.32種結(jié)構(gòu)形式護(hù)幫板承載能力對比分析

由整體式和分體式護(hù)幫板承載能力對比圖(圖10)可知:整體式護(hù)幫板在距鉸接點(diǎn)1.25 m以內(nèi)的承載能力和承載范圍優(yōu)于分體式護(hù)幫板，而在距鉸接點(diǎn)1.25 m以外區(qū)間略低于分體式護(hù)幫板，但兩者相差不大，整體介于100～200 kN，并逐漸緩慢遞減，表明2種結(jié)構(gòu)形式護(hù)幫板末端承載能力均較弱。

圖10 2種結(jié)構(gòu)形式護(hù)幫板承載能力分析Fig.10 Comparison of bearing capacity between two types of face sprags

2.2 護(hù)幫板結(jié)構(gòu)運(yùn)動學(xué)特性分析

對于2種結(jié)構(gòu)形式的護(hù)幫板，忽略結(jié)構(gòu)件間鉸接間隙及重力影響，在護(hù)幫千斤頂伸出速度恒定(80 mm/s)條件下，通過整體式和分體式護(hù)幫板的擺動角速度對比分析其運(yùn)動學(xué)特性，對比結(jié)果(圖11)表明:① 2種結(jié)構(gòu)形式的護(hù)幫板均為動作起始處角速度大且變化較大，接近垂直護(hù)幫狀態(tài)(護(hù)幫板角度為90°)時速度較低且變化不大，可減緩護(hù)幫動作對煤壁的沖擊;② 整體式護(hù)幫板運(yùn)動速度相對較快，通過小四連桿結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)大幅度擺動，動作用時短、行程小、靈敏度高。

圖11 2種結(jié)構(gòu)形式護(hù)幫板運(yùn)動特性對比Fig.11 Comparison of kinetic characteristics between two types of face sprags

分體式護(hù)幫板伸縮梁和護(hù)幫板為分體式，單獨(dú)動作，互不干涉，動作時間長，靈活性差。簡單鉸接的結(jié)構(gòu)形式導(dǎo)致分體式護(hù)幫板行程角度范圍小于180°，使用上受限。相對分體式護(hù)幫板而言，整體式護(hù)幫板結(jié)構(gòu)簡單、靈活，易實(shí)現(xiàn)聯(lián)動控制。四連桿鉸接的結(jié)構(gòu)形式使整體式護(hù)幫板挑起力矩大，并能保證挑起和收回角度，對工作面圍巖適應(yīng)性強(qiáng)。

綜上對比，整體式護(hù)幫板力學(xué)(承載性能)和運(yùn)動學(xué)特性均優(yōu)于分體式護(hù)幫板。

2.3 二級護(hù)幫板和三級護(hù)幫板對比分析

《煤礦安全規(guī)程》規(guī)定:“當(dāng)綜采工作面采高超過3 m或片幫嚴(yán)重時，液壓支架必須有護(hù)幫板，防止片幫傷人”。對于護(hù)幫板結(jié)構(gòu)高度設(shè)計(jì)而言，目前尚無明確要求，通常不小于最大采高的1/3(一般經(jīng)驗(yàn)值)。護(hù)幫高度隨著工作面最大采高的增加而增加，護(hù)幫板的板結(jié)構(gòu)數(shù)量也相應(yīng)增加，現(xiàn)有護(hù)幫板級數(shù)有一級、二級和三級。超大采高工作面(機(jī)采高度大于6 m)一般采用二級或三級護(hù)幫板以滿足護(hù)幫高度需要。

三級護(hù)幫板是在二級護(hù)幫上再鉸接一級護(hù)幫板，進(jìn)一步增加護(hù)幫高度，減小無支護(hù)煤壁的面積。然而，三級護(hù)幫一般要加阻尼裝置，以免三級護(hù)幫收回太快而對三級護(hù)幫千斤頂造成損害，且二、三級護(hù)幫之間有隨動效果，控制裝置比較復(fù)雜。因此，考慮到結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性和操作的方便性，對于煤壁穩(wěn)定性強(qiáng)的堅(jiān)硬煤層，在滿足護(hù)幫高度的條件下，可優(yōu)先選擇二級護(hù)幫板。

3 護(hù)幫板與煤壁結(jié)構(gòu)耦合關(guān)系

護(hù)幫板結(jié)構(gòu)與煤壁和端面頂板結(jié)構(gòu)耦合關(guān)系和作用效果直接影響煤壁穩(wěn)定性，液壓支架護(hù)幫板一方面對煤壁進(jìn)行主動維護(hù)，防止煤壁片幫和片落后的煤壁對設(shè)備及人員造成危害;另一方面，可利用護(hù)幫板和伸縮梁對煤壁及頂板進(jìn)行維護(hù)，預(yù)防頂板發(fā)生漸進(jìn)式破壞，在支護(hù)滯后情況下，利用護(hù)板幫和伸縮梁及時護(hù)頂，阻止片幫和冒頂范圍進(jìn)一步擴(kuò)大。

生產(chǎn)中常觀測到煤壁發(fā)生明顯破壞卻未失穩(wěn)片落的現(xiàn)象，且多發(fā)生在頂板來壓不強(qiáng)烈的情況下，該現(xiàn)象解釋如下:如圖12所示，覆巖大結(jié)構(gòu)可形成組合懸臂梁或砌體梁結(jié)構(gòu)，組合懸臂梁或砌體梁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定時能承受部分覆巖隨動層載荷，使作用與支架和工作面圍巖組成的“小結(jié)構(gòu)”上的覆巖載荷較小，當(dāng)組合懸臂梁或砌體梁結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時則會對工作面圍巖和支架組成的“小結(jié)構(gòu)”形成動載沖擊，導(dǎo)致“小結(jié)構(gòu)”穩(wěn)定性降低，支架和煤壁承載增加(壓力過載時安全閥開啟讓壓)，煤壁易發(fā)生片幫。

圖12 煤壁附近圍巖結(jié)構(gòu)和應(yīng)力環(huán)境示意Fig.12 Schematic diagram of surrounding rock structure and stress environment around the coal face

一方面，由于超前支承壓力作用，煤壁內(nèi)一定范圍的煤體已進(jìn)入塑性屈服區(qū)，致使超前支承壓力向煤壁深部轉(zhuǎn)移，煤壁內(nèi)應(yīng)力集中區(qū)和液壓支架主要承載區(qū)(立柱附近)[24]之間的頂板中形成了“小結(jié)構(gòu)”承載壓力拱，板裂后的煤壁處于壓力拱保護(hù)下的應(yīng)力降低區(qū)(屈服區(qū))，所承受頂板壓力較小或無壓力。另一方面，有些發(fā)生板裂化破壞后的煤壁可能形成具有一定直立穩(wěn)定性的結(jié)構(gòu)。因而，板裂化破壞后的煤壁未發(fā)生失穩(wěn)片落的現(xiàn)象是由于屈服煤壁的低應(yīng)力場環(huán)境和自身結(jié)構(gòu)具有一定直立穩(wěn)定性。發(fā)生板裂化破壞后的煤壁穩(wěn)定性大幅度降低，較小的外界擾動就可能發(fā)生失穩(wěn)片落，而此時護(hù)幫板維護(hù)的是處于應(yīng)力降低區(qū)的屈服煤壁，護(hù)幫板對煤壁的作用既有靜態(tài)維護(hù)，也有動態(tài)擾動。

3.1 護(hù)幫板對煤壁的靜態(tài)維護(hù)

如圖13所示，護(hù)幫板對煤壁有主動支護(hù)和被動承載作用，相當(dāng)于對煤體施加了圍壓，使煤壁由兩向受力狀態(tài)向三向受力狀態(tài)轉(zhuǎn)變，改變煤體應(yīng)力環(huán)境，提高煤壁自身承載能力。護(hù)幫板側(cè)向水平約束力能抵消煤壁內(nèi)形成的水平張拉應(yīng)力，阻礙煤體內(nèi)裂隙擴(kuò)展、張開和滑動，阻止煤壁發(fā)生板裂化屈曲破壞。由于護(hù)幫板對煤壁的作用力有限，當(dāng)頂板強(qiáng)動載來壓時，護(hù)幫板“無力抵抗”煤壁變形和破壞而發(fā)生“屈服”。

圖13 護(hù)幫板作用下煤壁縱向裂隙受力簡化示意Fig.13 Schematic diagram of vertical fracture in the coal face under the action of face sprag

對于護(hù)幫板下方無支護(hù)狀態(tài)煤壁，其裂隙可能擴(kuò)展到護(hù)幫板下邊緣處而停止，因而護(hù)幫板作用將降低板裂后板結(jié)構(gòu)高度，即降低板結(jié)構(gòu)高寬比，增強(qiáng)板結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。當(dāng)板結(jié)構(gòu)受力達(dá)到失穩(wěn)載荷后，護(hù)幫板水平作用力可阻止煤壁上部發(fā)生屈曲變形和破壞，致使煤壁沿護(hù)幫板下邊緣發(fā)生折斷(圖14)。

圖14 煤壁沿護(hù)幫板下邊緣板裂折斷Fig.14 Slabbing failure of the coal face along the lower edge of face sprags

3.2 護(hù)幫板對煤壁的動態(tài)擾動

護(hù)幫板對煤壁板裂化片幫除具有靜態(tài)維護(hù)作用外，也存在一定的動態(tài)擾動作用。護(hù)幫板動態(tài)擾動分為打開護(hù)幫板和收回護(hù)幫板2個階段。當(dāng)液壓支架護(hù)幫板收回時，煤壁由于缺少了側(cè)向支護(hù)作用而發(fā)生板裂化片幫。這種片幫多數(shù)是煤壁已發(fā)生了縱向板裂破壞，但在護(hù)幫板的夾持壓力作用下，通過護(hù)幫板和煤壁的縱向摩擦力保持與自身重力的平衡。當(dāng)護(hù)幫板收回時，破壞的煤壁失去支護(hù)力，在重力作用下發(fā)生滑移或旋轉(zhuǎn)失穩(wěn)而片落(圖15)。

圖15 護(hù)幫板收回后煤壁片落Fig.15 Coal face spalling after the withdraw of face sprags

現(xiàn)場跟班觀測還發(fā)現(xiàn)，如圖16所示，液壓支架護(hù)幫板打開過程中，以較高的速度撞擊煤壁時，板裂化的煤壁會被切斷而片落。護(hù)幫板撞擊煤壁前，煤壁已在采動應(yīng)力下發(fā)生張拉破壞并產(chǎn)生縱向貫通長裂隙，形成板狀結(jié)構(gòu)，外表上有局部貫通橫向裂隙或沒有明顯橫向裂隙，護(hù)幫板的撞擊作用可能使煤壁產(chǎn)生橫向貫通裂隙，并隨之切斷，發(fā)生板裂化片幫。因此，護(hù)幫板在打開過程中，應(yīng)先打開護(hù)幫板至垂直狀態(tài)，再通過伸縮梁伸出作用逐漸靠近煤壁，避免對煤壁形成較強(qiáng)烈撞擊作用。

圖16 護(hù)幫板撞擊導(dǎo)致煤壁片幫Fig.16 Coal face spalling caused by the hitting of face sprags

3.3 分體式護(hù)幫板與煤壁耦合效果分析

如圖17所示，分體式護(hù)幫板的一級護(hù)幫板僅起結(jié)構(gòu)上的傳遞作用，并不與煤壁直接作用，主要依靠二級和三級(可能沒有)護(hù)幫板維護(hù)煤壁。分體式護(hù)幫板伸縮梁的作用主要是保證液壓支架在移架前能及時護(hù)頂，防止頂板冒落并發(fā)生漸進(jìn)式破壞而誘發(fā)圍巖大范圍失穩(wěn)。

圖17 伸縮梁與煤壁耦合效果差Fig.17 Poor coupling between coal face and face sprags

有學(xué)者認(rèn)為分體式護(hù)幫板伸縮梁能與煤壁接觸，且具有較大的工作阻力(含伸縮梁千斤頂承載能力和伸縮梁與頂梁的摩擦力)，有利于煤壁穩(wěn)定性的維護(hù)，但實(shí)際生產(chǎn)中，伸縮梁動作一般在采煤機(jī)割煤前后，由于此時煤塵較大、光照條件差、伸縮梁離操作人員較遠(yuǎn)等原因，導(dǎo)致伸縮梁難以實(shí)現(xiàn)對煤壁有效的支護(hù)作用。另一方面，如圖17所示，工作面煤壁與頂板間呈弧形或片幫后的工作面梁端距超過伸縮梁行程，將導(dǎo)致接觸狀態(tài)差或不接觸，伸縮梁僅起護(hù)頂作用。此外，伸縮梁過大的擠壓力可能把已板裂化破壞并接近臨界狀態(tài)的煤壁切斷。因此，伸縮梁對煤壁的直接維護(hù)作用較弱。

3.4 整體式護(hù)幫板與煤壁耦合效果分析

整體式結(jié)構(gòu)中護(hù)幫板鉸接于伸縮梁上，與伸縮梁為一體式結(jié)構(gòu)，可隨伸縮梁的伸縮而移動，靈活性高，對不同煤壁結(jié)構(gòu)適應(yīng)性強(qiáng)。如圖18所示，護(hù)幫板可根據(jù)片幫后煤壁不同的結(jié)構(gòu)形式，通過伸縮梁和護(hù)幫板配合使護(hù)幫板結(jié)構(gòu)姿態(tài)與煤壁結(jié)構(gòu)相匹配，使護(hù)幫板更貼合煤壁，從而達(dá)到更好的結(jié)構(gòu)耦合狀態(tài)，充分發(fā)揮護(hù)幫板對煤壁的維護(hù)作用。尤其是煤壁片幫深度較大時，整體式護(hù)幫板可實(shí)現(xiàn)伸平護(hù)頂狀態(tài)(圖18(c),(d))，而分體式護(hù)幫板無法實(shí)現(xiàn)伸平護(hù)頂，只能依靠伸縮梁護(hù)頂，護(hù)頂范圍較小。

圖18 不同片幫形式下護(hù)幫板與煤壁結(jié)構(gòu)耦合Fig.18 Structure coupling of face sprag and different coal face structures

4 工程應(yīng)用分析

金雞灘煤礦8.2 m超大采高綜采工作面和7.0 m超大采高綜放工作面在同一礦井同一盤區(qū)，地質(zhì)條件幾乎相同(主要差異為煤層厚度)，雖然兩者在采高(實(shí)際相差1.0～1.5 m)、開采工藝和礦壓顯現(xiàn)規(guī)律上存在一定的差異，但覆巖結(jié)構(gòu)、煤體結(jié)構(gòu)和物理特性等參數(shù)均相同或相近，因而煤壁破壞和片幫特征相似，且二者均為超大采高工作面(綜采放頂煤工作面是一種特殊的綜采工作面)。因此，8.2 m超大采高綜采工作面護(hù)幫板與煤壁耦合效果分析對7.0 m超大采高綜放工作面護(hù)幫板設(shè)計(jì)具有直接借鑒意義。

4.1 分體式三級護(hù)幫板應(yīng)用分析

金雞灘煤礦一盤區(qū)西翼8.2 m超大采高工作面液壓支架采用分體式三級護(hù)幫板，生產(chǎn)實(shí)踐表明采高大于7.5 m后，頂板來壓強(qiáng)烈且煤壁自身穩(wěn)定性差，頂板周期來壓期間煤壁片幫嚴(yán)重，護(hù)幫板與煤壁結(jié)構(gòu)耦合性差，難以發(fā)揮良好的護(hù)幫作用;采高低于7.5 m時，煤壁自身穩(wěn)定性較好，護(hù)幫板能與煤壁實(shí)現(xiàn)良好的耦合狀態(tài)，在不打開第三級護(hù)幫板或第三級護(hù)幫板與煤壁接觸不好的情況下，煤壁依然能保持較好的穩(wěn)定性。這表明護(hù)幫板作用力對于來壓較小時的煤壁板裂化破壞有較好的維護(hù)作用，但對于頂板強(qiáng)礦壓情況下的板裂化破壞維護(hù)作用有限。另一方面，分體式三級護(hù)幫板操作復(fù)雜、耗時長，煤壁平整度差時第三級護(hù)幫板與煤壁接觸效果差，且第三級護(hù)幫板作用力臂較大而作用力較小。

4.2 整體式二級護(hù)幫板應(yīng)用分析

鑒于理論分析及分體式三級護(hù)幫板在8.2 m超大采高工作面使用效果及存在的不足，如果7.0 m超大采高綜放工作面仍采用分體式三級護(hù)幫板，這些問題將依然存在。對于7.0 m超大采高綜放工作面，二級護(hù)幫高度足夠，沒有必要采用三級護(hù)幫，且分體式護(hù)幫板結(jié)構(gòu)耦合性和靈活性差。因此，7.0 m超大采高綜放液壓支架采用了耦合性和適應(yīng)性更優(yōu)的整體式二級護(hù)幫板設(shè)計(jì)。一方面是由于整體式護(hù)幫板承載能力和靈活性均優(yōu)于分體式護(hù)幫板，結(jié)構(gòu)和控制系統(tǒng)較簡單，不需要額外控制伸縮梁和三級護(hù)幫板;另一方面，7.0 m超大采高綜放工作面采高相對8.2 m超大采高綜采工作面較小，且降低采高后的上部頂煤可通過放煤機(jī)構(gòu)放出，采高控制更加靈活，故選用整體式二級護(hù)幫板(護(hù)幫高度2.5 m)可滿足護(hù)幫高度需要。

生產(chǎn)實(shí)踐表明:超大采高綜放工作面采高在6.3～6.5 m情況下，頂板非來壓期間煤壁穩(wěn)定性較好，頂板周期來壓期間，工作面中部局部煤壁出現(xiàn)一定程度的可控片幫，片幫范圍約占工作面中部范圍的10%～50%(因煤壁自身穩(wěn)定性、頂板來壓強(qiáng)烈程度和護(hù)幫板作用效果不同而存在差異);片幫高度多為整煤壁片幫(全采高片幫)，片幫深度通常不大于500 mm;護(hù)幫板護(hù)幫效果好時，多為下煤壁片幫，下煤壁片幫量通常較小(約100 mm);采高超過6.5 m后，工作面煤壁穩(wěn)定性維護(hù)困難，片幫深度和面積范圍加大，工作面中部局部支架安全閥開啟、設(shè)備檢修維護(hù)率增加、工作面開機(jī)率和工作面推進(jìn)速度降低，對工作面安全高效推進(jìn)造成一定影響;采高6.3～6.5 m情況下，工作面中部頂板來壓強(qiáng)烈、頂煤破碎較充分、冒放性好。因此，工作面實(shí)際開采高度一般控制在6.3～6.5 m，此工況下工作面推進(jìn)速度約為10 m/d。

5 結(jié) 論

(1)金雞灘煤礦超大采高綜放工作面煤壁主要發(fā)生板裂化片幫具有多種特征:板狀板裂化、“洋蔥皮狀”板裂化、彈射型板裂化(俗稱“炸幫”)和護(hù)幫板動載擾動下板裂化片幫。

(2)承載能力曲線對比表明整體式護(hù)幫板承載能力優(yōu)于分體式護(hù)幫板。

(3)整體式二級護(hù)幫板運(yùn)動速度快、靈活度高、聯(lián)動控制效果優(yōu)，對煤壁結(jié)構(gòu)形態(tài)適應(yīng)性和耦合性強(qiáng)。

(4)金雞灘煤礦超大采高綜放工作面整體式二級護(hù)幫板使用情況良好，可滿足煤壁穩(wěn)定性控制需要。