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第 31 卷 第 11 期 岩石力学与工程学报 Vol.31 No.11 2012 年 11 月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering Nov.，2012 收稿日期收稿日期2012–05–17；修回日期修回日期2012–07–03 基金项目基金项目国家重点基础研究发展计划973项目2010CB226803；国家自然科学基金资助项目51274022，51174016 作者简介作者简介刘金海1982–，男，2004 年毕业于湖南科技大学采矿工程专业，现为博士研究生，主要从事矿山压力方面的研究工作。E-mail jh_liu1982 深井综放面沿空顺槽超前液压支架选型研究深井综放面沿空顺槽超前液压支架选型研究 刘金海 1，姜福兴1，孙广京2，卢诗祥2，张德飞2 1. 北京科技大学 土木与环境工程学院，北京 100083；2. 山东新巨龙能源有限责任公司，山东 菏泽 274918 摘要摘要支架选型是应用顺槽超前液压支架支护技术的关键。以新巨龙矿井 1302 工作面沿空顺槽超前液压支架选 型为工程背景，分析沿空面侧向岩层结构与首采面的差异及综放面沿空顺槽支架–围岩关系。基于力矩平衡关系， 建立确定沿空顺槽超前支护强度的力学模型，提出以岩层回转角为控制对象的观点；采用基本顶位态方程对沿空 顺槽围岩变形进行预计，运用弹性力学理论计算煤柱及沿空顺槽实体帮的承载力，并以不发生“挤架”为原则， 推导出基本顶的临界回转角为 2.7 ，沿空顺槽超前支护的临界强度为 0.50 MPa，从而选择型号为 ZTC30000/25/50 的液压支架。最后，应用沿空顺槽表面位移观测结果，验证所选支架的合理性。研究结果对沿空顺槽超前支护强 度的确定及支架选型具有参考意义。 关键词关键词采矿工程；综放面；沿空顺槽；超前液压支架；选型；变形预计 中图分类号中图分类号TD 32 文献标识码文献标识码A 文章编号文章编号1000–6915201211–2232–08 SELECTION OF ADVANCED HYDRAULIC SUPPORT IN GOB-SIDE ENTRY OF FULLY MECHANIZED CAVING FACE OF DEEP MINE LIU Jinhai1，JIANG Fuxing1，SUN Guangjing2，LU Shixiang2，ZHANG Defei2 1. School of Civil and Environmental Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China； 2. Shandong Xinjulong Energy Limited Liability Company，Heze，Shandong 274918，China AbstractSupport selection is the key to application of advanced support technology with hydraulic support in gateways of coal face. Taking the selection of advanced hydraulic support in gob-side entry of working face 1302 in Xinjulong Mine as engineering background，the difference between the side strata structure of gob-side face and that of primary face is discussed；and the relationship between support and surrounding rock in gob-side entry of fully mechanized caving face is studied. Based on the moment equilibrium relations，mechanical model for determination of advance support strength in gob-side entry is established；and the viewpoint that strata rotary angle is the control object is proposed. Prediction of surrounding rock deation of the gob-side entry is constructed by using displacement state equation of basic roof. Bearing capacities of coal pillar and solid side of the gob-side entry are calculated using the elastic mechanical theory. With the principle of squeeze nonoccurrence，the conclusions that the critical rotary angle of basic roof is 2.7and the critical strength of advance support in the gob-side entry is 0.50 MPa are obtained. The advanced hydraulic support of ZTC30000/25/50 type is selected according to the results. Finally，the reasonableness of the support is verified by using observation result of surface displacement of the gob-side entry. The results can provide a reference for determination of reasonable strength of advanced support and support selection. Key wordsmining engineering；fully mechanized caving face；gob-side entry；advanced hydraulic support； selection；deation prediction 第 31 卷 第 11 期 刘金海等深井综放面沿空顺槽超前液压支架选型研究 2233 1 引引 言言 长期以来，我国采煤面顺槽超前支护主要采用 单体液压支柱配铰接顶梁[1-3]。这种支护方式具有支 护强度低、支护效率低、劳动强度大、成本高、安 全性差等缺点，严重制约了综放面的机械化水平及 高产、高效生产模式。近年来，我国部分矿区及科 研院所开始研究顺槽超前液压支架支护技术，先后 研制出多款超前液压支架[3-6]，并在兖矿集团、新矿 集团、神华集团等进行了试验应用，获得了良好的 效果。徐亚民[3]认为，采用超前液压支架支护技术， 能够显著减少顺槽围岩变形；张崇宏[4]认为，采用 超前液压支架支护技术，能够实现综放面端头及两 巷超前支护的机械化；朱泽阳等[5]认为，超前液压 支架具有很好的动态让压特性，能够适应顺槽压力 显现；吕 兵[6]认为，采用超前液压支架支护技术， 能够显著提高超前支护强度；曾明胜[7]研制出了长 距离两列两节式强力超前支护系统，克服了超前液 压支架稳定性差的缺点；王国法等[8]指出，冲击危 险工作面采用端头支架、顺槽超前支架和“O”型 液压支架，能够起到防冲作用。 合理支护强度的确定，是超前液压支架选型及 成功应用顺槽超前液压支架支护技术的关键。长期 以来，我国针对工作面液压支架支护强度的研究较 多[9-10]，而关于顺槽超前液压支架合理支护强度的 研究鲜见报道。对于顺槽超前支护而言，若所选支 架支护强度过大，易造成较大的资源浪费，并增加 运输成本；若所选支架支护强度偏小，则易发生压 架或挤架。由于我国应用顺槽超前液压支架支护技 术的时间较短，超前液压支架选型主要采用工程类 比法，缺少力学依据和理论基础。对于深井综放面 沿空顺槽而言，超前液压支架是承载主体之一，能 够协助区段煤柱控制顺槽围岩变形。由于岩层运动 范围大，沿空顺槽潜在变形量大，超前液压支架需 控的岩层范围相对较大，一旦支护强度偏低，极易 发生压架或挤架事故，如山东某矿因选用的超前液 压支架支护强度偏小，支架推移不动，最后不得不 将其升井。本文以新巨龙矿井 1302 工作面沿空顺槽 超前液压支架选型为背景，在分析综放面侧向岩层 结构及沿空顺槽支架–围岩关系的基础上，建立确 定沿空顺槽超前支架合理支护强度的力学模型，并 成功应用于实践，以期为顺槽超前液压支架支护理 论的完善提供基础。 2 综放面侧向岩层结构分析综放面侧向岩层结构分析 2.1 综放采场覆岩空间结构特征综放采场覆岩空间结构特征 对于首采面，自切眼向前推进一个初次来压步 距时，基本顶产生“O”型断裂。如图 1a所示， 首先在基本顶中央及长边形成平行断裂线 1，2，然 后在短边形成断裂线 3，并与断裂线 2 贯通，最后 基本顶岩层沿断裂线 2，3 回转形成断裂线 4，出现 4 个结构块 I，I，II，II。此后，基本顶形成悬臂顶 板，工作面再推进一个周期来压步距时，基本顶将 再次发生破断，长边形成断裂线 2，短边形成断裂 线 5，出现新的结构块 III。而后，随着工作面继续 推进，基本顶将发生周期破断，依次出现断裂线 2， 5，基本顶绕周边断裂线回转形成周期性垮落，如 图 1b所示。 a 基本顶初次破断 b 基本顶周期破断 c 高位厚硬顶板初次破断 d 高位厚硬顶板周期破断 图 1 综放采场覆岩空间结构特征 Fig.1 Spatial structure characteristics of overlying strata in fully mechanized stope 对于综放采场，断裂岩层范围还包括高位厚硬 顶板。高位厚硬顶板的破断过程与基本顶相似，如 图 1c和 1d所示，但其断裂线围成的“O”型圈比 基本顶断裂线围成的区域大，即高位厚硬顶板的结 构块回转、垮落带来的动压明显比基本顶大，这就 是高位厚硬顶板破断易造成矿震、冲击地压等动力 灾害的原因。因此，判断顶板岩层的动压影响程度 时，一是判断其断裂线的形状特征，二是判断断裂 线围成的区域及内部结构块形成的结构。将采场上 22 3 3 44 4 4 II1 II II II I II II II III III III III III III 5 5 3 3 22 5 5 44 III 44 IIII II III III III III I I II II 2234 岩石力学与工程学报 2012 年 方岩层断裂后形成的结构特征及断裂线形状特征作 为一体系，称为采场覆岩空间结构[11]。 2.2 首采面侧向岩层结构特征首采面侧向岩层结构特征 首采面侧向岩层结构特征是确定沿空面沿空顺 槽超前支架合理支护强度的基础。新巨龙矿井首采 面割煤高度 3.5 m，放煤高度 5.5 m，顺槽宽 4.5 m， 高 3.5 m，端头 3 个支架不放煤，宽度约 5.5 m，即 首采面端部不放煤宽度约 10 m， 该范围冒落岩层厚 度约为割煤厚度的 3 倍，即 10.5 m，减去顶煤厚度 5.5 m，则冒落岩层厚度约为 5 m；端头架以外冒落 岩层厚度约为采放厚度的 3 倍，即 27 m，其垮落后 基本充填满采空区，首采面侧向岩层结构如图 2 所 示。 图 2 首采面侧向岩层结构 Fig.2 Side strata structure of primary face 2.3 沿空面侧向岩层结构特征 沿空面侧向岩层结构特征 受沿空顺槽掘进影响及沿空面回采超前影响， 工作面侧向岩层结构发生变化，主要表现在1 岩 层运动范围扩大，侧向岩层断裂线向煤体深部偏 移；2 煤柱受顶板断裂结构块回转影响，产生大 变形，处于给定位移状态；3 沿空顺槽实体帮一 定宽度处于屈服状态，沿垂直方向处于给定位移状 态。此时，工作面侧向岩层结构如图 3 所示。 图 3 沿空面侧向岩层结构 Fig.3 Side strata structure of gob-side face 3 综放面沿空顺槽支架–围岩关系综放面沿空顺槽支架–围岩关系 沿空顺槽超前液压支架的作用是协助煤柱一起 控制顺槽围岩变形。支架、煤柱及顺槽实体帮一起 作为承载体与直接顶及基本顶岩层组成的荷载体相 互作用。顺槽两帮的变形量与基本顶岩层的回转角 有关。而基本顶岩层的回转角与超前液压支架的支 护强度有关。支架强度越大，基本顶岩层的下沉量 越小，其回转角越小，煤柱及顺槽实体帮的变形量 越小。可见，在“承载体–荷载体”相互作用关系 中，支架作为承载主体控制着围岩的变形。因此， 可将沿空顺槽支架–围岩关系概述为承载体–荷载 体相互作用关系。 承载体–荷载体相互作用关系是沿空顺槽超前 液压支架选型的依据。沿空顺槽超前液压支架选型 步骤为 1 基于力矩平衡关系，建立力学模型； 2 基于围岩变形控制要求，利用位态方程反 推岩层回转角； 3 建立煤柱受力模型，计算煤柱支撑力； 4 建立顺槽实体帮受力模型，计算其支撑力； 5 计算超前液压支架支护强度，进行选型。 4 综放面沿空顺槽超前液压支架合 理支护强度的确定 综放面沿空顺槽超前液压支架合 理支护强度的确定 4.1 工程概况工程概况 新巨龙矿井 1302 工作面是一沿空工作面，走向 长 2 570 m，倾斜宽 258 m，平均采深 750 m，回采 煤层厚 9.0 m，倾角 0 ～6 ，平均 3 ，采用综合机 械化放顶煤开采工艺。1302 工作面下顺槽沿空掘 进，下侧为 1301 采空区，其间以区段煤柱隔离，煤 柱宽 6 m，上侧为实体煤。沿空顺槽沿煤层底板掘 进，断面为矩形，净宽 4.5 m，净高 3.5 m，采用锚 网带索支护方式，并配锚杆、锚索补强。根据 1301 工作面回采期间的矿压观测结果，初次来压步距为 33 m，周期来压步距约为 17.5 m。岩层柱状如图 4 所示。 4.2 力学模型力学模型 基于力矩平衡关系，且不考虑岩块之间的铰接 关系，建立超前液压支架支护强度计算力学模型， 如图 5 所示。图 5 中，AB 为顶板岩层触矸线，点 O 为顶板岩层力矩作用点；为顶板岩层回转角；H， 基本顶 直接顶 煤层 沿空巷道 基本顶 直接顶 煤层 第 31 卷 第 11 期 刘金海等深井综放面沿空顺槽超前液压支架选型研究 2235 图 4 岩层综合柱状图 Fig.4 Histogram of coal and strata seams 图 5 力学模型 Fig.5 Mechanical model T，M，B 分别为割煤厚度、顶煤厚度、直接顶岩层 厚度和基本顶岩层厚度；a，z，s 分别为巷道宽度、 煤柱宽度和实体侧煤柱宽度；R1，R2，R3分别为区 段煤柱、实体侧煤柱和超前支架提供的支撑力。 根据力矩平衡关系，有 MT MZ MB MR1 MR2 MR3 1 式中MT，MZ，MB分别为顶煤、直接顶和基本顶 产生的力矩；MR1，MR2，MR3分别为区段煤柱、实体 帮和超前支架产生的力矩。根据图 5 中几何关系有 MR1 R1saz/2，MR2 R2s/2，MR3 R3sa/2 2 2 12 8 TT TT llT g   3 2 12 8 BB BB llT Mg   4 2 Z1 1 8 n i iii i g MllM      5 其中， lT1 D/cosθ lT2 lT1T tan90 -a-θ li1 li Mitan90 -a-θ lB1 lT1T Mtan90 -a-θ lB2 lB1 Btan90 -a-θ D saz 式中T，B分别为顶煤、基本顶的密度；n为直 接顶岩层的层数；Mi，i分别为直接顶岩层中第i 层岩层的厚度、密度；g为重力加速度。 4.3 合理支护强度的确定合理支护强度的确定 1 岩层回转角θ的确定 岩层回转角θ与沿空顺槽允许变形量有关。设 高位岩层在采空区触矸点处的下沉量为E，高位岩 层在沿空顺槽实体帮以里断裂距离为s，顺槽高度 为b，高位顶板悬跨长度为2C，C为周期来压步 距。隐去直接顶后，可建立围岩变形预计模型如图6 所示。 图 6 沿空顺槽围岩变形预计模型 Fig.6 Prediction model of surrounding rock deation in gob-side entry 根据图6中几何关系[12]，有 d1 stanθ，d2 satanθ，d3 saztanθ 6 假定沿空顺槽围岩变形来自煤层厚度变化及扩 容，如图7所示，则 SD kSA，SE kSB，SE kSB，SFSG kSC 7 式中SA，SB，SC，SD，SE，SF，SG分别为图7中A， B，C，D，E，F，G区的面积；k为煤体扩容系数。 a 实体帮 b 顶板 c 沿空帮 图 7 围岩变形量计算模型 Fig.7 Calculation models for surrounding rock deation in gob-side entry 名称 柱状 层厚/m 岩性特征 基本顶 7.63 岩性 直接顶 煤层 直接底 基本底 粗砂岩 粉、细 砂岩 13.40～ 30.61 煤 粉砂岩 细砂岩 8.50～10.03， 平均 9.0 0.80～3.40 2.10～3.35 灰白色，由石英、长 石组成， 粒径 1.5～2.0 mm 煤层稳定，结构复杂 灰黑色，夹细砂岩 深色， 裂隙发育， 具有 水平层理，内有植物茎 叶化石 灰白色，硅质胶结 AB C DE F G b l lL b 2C E d1d2d3 s az  H T M B  a s z R1 R2 R3 O A B C θ 2236 岩石力学与工程学报 2012 年 根据图6，7中几何关系，有 SA d1s/2 SB d1d2a/2 SC d2d3z/2 SD Lb SE ba SF SG lb 由式6～8可得 2 tan 2 ks L b    9 22 tan 4 ksaz z l b    10 2tan 2 ksa b    11 顺槽使用液压支架进行超前支护时，应避免因 两帮移近量过大造成挤架。因此，两帮移近量a应 满足 aah≤ 12 式中h 为支架宽度，a Ll。 由式12可得 2 4 arctan [222] b ah saz zs k    ≤ 13 根据宋振骐[12]的研究有 D C，因此，s C－ a－z。 2 煤柱支撑力计算 由于基本顶的刚度大于煤体和直接顶的刚度， 因此认为，煤柱上边界为施加给定变形的边界，下 边界可视为固定边界；煤柱两侧采用锚网带支护， 认为作用于煤柱的支护阻力分别为 P1，P2。建立煤 柱力学模型如图8所示。 图 8 煤柱力学模型 Fig.8 Mechanical model of coal pillar 煤柱沿走向的尺寸远大于沿 x，y 方向上的尺 寸，因此认为该问题为平面应变问题。在平面应变 问题中，用位移分量表示的形变势能 U 表达式[13] 为 2 2 2112 Euvu U xyx             22 1 d d 2 vvu x y yxy        14 式中E， 分别为煤体的弹性模量和泊松比。 若弹性体位移分量 u，v 发生了位移边界条件 所允许的微小变化u，v，则得到拉格朗日位移变 分方程 d ddUX uY vx yX uY vs    15 式中X ，Y 均为体力分量；X，Y均为面力分量。 取位移分量 u，v 分别为 0 0 mm m mm m uuA u vvB v        16 式中Am，Bm均为待定系数；u0，v0均为设定的能 够满足边界条件的位移函数；um，vm均为在边界上 等于0的函数。 将式16代入式15，可得 d dd d dd mm m mm m U Xux yXus A U Yvx yYvs B               17 根据煤柱力学模型，确定边界条件为 ① 体力分量不计体力X 0，Y 0。 ② 面力边界条件x 0时， 1 XP；x z 时， 2 XP。 ③ 位移边界条件y 0时，u v 0；x z/2 时，u 0；y b 时，v －xtanθ。 采用位移变分法求解，设位移分量表达式 1 1 2 tan1 yz uAx b yyy vxB bbb               18 式中A1，B1均为待定系数。 由式17及边界条件，得 12 1 1 44 0 zbPzbPU A U B              19 b x y o P2  P1 z          8 第 31 卷 第 11 期 刘金海等深井综放面沿空顺槽超前液压支架选型研究 2237 将式18代入式14，并分别对A1，B1求导， 得 2 1 1 1 3 1 1 111 1 2tan 21 12332 2 312 22 21 12333 zBUEzbz A A z Azb A b zBzAzBUE Bbb                            20 联立式19～20，可得A1，B1的表达式，代 入式18，可得位移分量的表达式。 根据弹性力学，煤柱上任一点的垂直应力为 112 y Euvv xyy          21 将位移分量的表达式代入式21，可得煤柱上 任一点的垂直应力计算公式。取煤柱上的平均垂直 应力为 p|0| /2 y xy by x zy b    ，， 22 则煤柱的支撑力R1为 1p|0| /2 y xy by x zy b Rzz   ，， 23 3 实体帮支撑力计算 同理，认为实体帮上边界为施加给定变形的边 界，下边界及左边界可视为固定边界；实体帮采用 锚网带支护，作用于实体帮的支护阻力为p。建立 实体帮力学模型如图9所示。 图 9 实体帮力学模型 Fig.9 Mechanical model of solid side 视该问题为平面应变问题，根据实体帮力学模 型，确定边界条件为 ① 体力分量不计体力X 0，Y 0。 ② 面力边界条件x s时，Xp，0Y 。 ③ 位移边界条件x 0时，u v 0；y 0 时，u v 0；y b时，v －xtanθ。 采用位移变分法求解，设位移分量表达式 2 2 b tan1 x y uA s yx yy vxB bs bb             24 式中A2，B2均为待定系数。 由式17及该问题的边界条件，得 2 2 2 0 Ubp A U B              25 将式24代入式14，并分别对A2，B2求导， 得 22 2 222 222 2 22 2tan 21 12326 2tan 33412 22 21 12969 tan 301212 bABUEs As bAsABs sb sBAsBUE Bbb bBAb s                                    26 联立式25，26，可得A2，B2的表达式，代 入式15，可得位移分量的表达式。 将位移分量的表达式代入式21，可得实体帮 上任一点的垂直应力计算公式。取煤柱上的平均垂 直应力为 s|0| /2 y xy by x sy b    ，， 27 则实体侧的支撑力R2为 2s|0| /2 y xy by x sy b Rss   ，， 28 4 合理支护强度的计算 由于首采面端头3个支架不放顶煤，其宽度约 5.5 m，同时考虑顺槽宽度4.5 m，则首采面端头不 放顶煤宽度约10 m。因此，首采面端头实际采高为 3.5 m，同时考虑不可预见的因素，取采高为4 m， 岩层冒落高度取3倍采高，减去顶煤厚度5 m，则 直接顶厚度为7 m， 基本顶厚度取3倍采高， 即12 m。 根据1302工作面岩层赋存条件及开采条件，取T s b x y o p  2238 岩石力学与工程学报 2012 年 5 m，M 7 m，B 12 m， 72 ，b 3.5 m，s 7 m，a 4.5 m，z 6 m，P1 P2 P 0.2 MPa，μ 0.3，k 1.6，E 18 MPa，需说明，由于沿空顺槽 周围煤体已经屈服，应为塑性力学问题，本文通过 降低煤体的弹性模量，将其转化为弹性力学问题， 进行近似求解。T 1 400 kg/m3，B 2 600 kg/m3。 取支架宽度h 3.0 m，则由式13可得岩层回转角 θ≤2.7 ，这里取 2.7 。 将上述数据分别代入式3～5，18～23， 24～28可得，MT 11.5106 Nm，MZ 35.8106 Nm，MB 78.4106 Nm，R1 5.8103 kN，R2 7.0103 kN。将计算结果代入式1，2可得R3 1.5103 kN。根据支架宽度为3.0 m，得合理支护强 度为0.50 MPa。 4.4 支架选型支架选型 基于上述计算结果，1302工作面沿空顺槽超前 支护选用型号为ZTC30000/25/50的液压支架。具 体技术参数为支撑高度为2 500～5 000 mm，支 撑面积为18 370 mm3 000 mm，工作阻力为30 000 kN，初撑力为23 200 kN，支护强度为0.54 MPa。 5 工程验证工程验证 1302工作面回采期间，沿空顺槽超前支护采 用型号为ZTC30000/25/50的液压支架，超前支护 距离为50 m。沿空顺槽掘进期间及工作面回采期 间，采用十字布点法对沿空顺槽表面位移进行观测， 观测结果如图10，11所示。 图 10 掘进期间沿空顺槽围岩变形曲线 Fig.10 Deation curves of surrounding rock in gob-side entry during driving 从图10中可以看出，掘进期间沿空顺槽围岩 变形持续64 d，主要为沿空帮位移及顶板下沉，两 帮移近量为244 mm，顶底板移近量为205 mm。从 图11中可以看出，工作面采动影响距离为171 m， 两帮移近量为1 231 mm，顶底板移近量为597 mm。 可见，两帮移近量1 475 mm小于顺槽宽度与支架 图 11 回采期间沿空顺槽围岩变形曲线 Fig.11 Deation curves of surrounding rock in gob-side entry during mining 宽度之差1 620 mm，顶底板移近量802 mm小于 顺槽高度与支架最低支撑高度之差1 000 mm。另 外，工作面正常回采期间，未发生沿空顺槽超前液 压支架被“压死”或“挤死”的现象。因此，采用 本文方法选择的沿空顺槽超前液压支架能够满足工 程要求。 6 问题与讨论问题与讨论 1302工作面回采后期，由于冲击地压防治需 要，对沿空顺槽实体帮实施密集长钻孔直径125 mm，长度25 m，间距1 m，强排煤粉，发生超前 液压支架被“挤死”和“压死”现象。沿空顺槽超 前液压支架被“挤死”或“压死”的机制为1 强 排煤粉后，实体帮有效高度降低，岩层回转角增 大，顶板以“给定变形”方式给超前支架和顺槽两 帮加载，导致支架实际承受的载荷增大，发生“压 死”现象；2 强排煤粉造成实体帮的弹性模量降 低，在较大载荷作用下产生大变形，导致支架被 “挤死” 。为推移支架，对沿空顺槽进行开帮和卧 底，开帮宽度为1.2 m，卧底厚度为1.0 m。 为避免再次发生沿空顺槽超前液压被“挤死” 和“压死” ，制定整改方案为1 改变超前液压支 架推移方式。将当前采用的“升降顺序迈步前移” 方式改变为“拖钢梁迈步前移”或“循环拆支前移” 方式，降低超前支架反复升降对沿空顺槽顶板支护 系统的破坏。2 实体帮实施密集长钻孔后，对顶 板及实体帮实施补强支护。一方面通过对顶板补打 锚索，抑制顶煤冒落；另一方面通过对实体帮补打 锚杆， 提高实体帮的刚度和弹性模量， 抑制大变形。 该实践揭示一个新的有关深井厚煤层开采的理 论问题，即防冲卸压与大变形平衡控制。从冲击地 压防治的角度考虑，卸压强度越大越有利于防冲， 1801621441261089072 54 36 18 到工作面的距离/m 0 150 300 450 600 750 900 变形量/mm 左帮位移右帮位移 顶板下沉底臌 0 0 50 100 150 200 250 0 8 16 24 32 40 48 56 64 72 80 88 96 104112 120 观测天数/d 变形量/mm 左帮位移 右帮位移 顶板下沉 底臌 第 31 卷 第 11 期 刘金海等深井综放面沿空顺槽超前液压支架选型研究 2239 但带来了顺槽大变形问题；从顺槽围岩控制的角度 考虑，支护强度越大越有利于变形控制，但给冲击 地压防治带来困难。深井厚煤层开采都将面临该问 题，急需进一步深入研究。 7 结结 论论 以新巨龙矿井1302工作面沿空顺槽超前液压 支架选型为背景，在分析深井综放面侧向岩层结 构、沿空顺槽支架–围岩关系及沿空顺槽围岩变形 预计的基础上，对超前液压支架合理支护强度进行 研究，得到以下主要结论 1 支架、煤柱及顺槽实体帮一起作为承载体 与直接顶及基本顶岩层组成的荷载体相互作用。基 本顶回转角越大，沿空顺槽围岩变形越大，超前支 架承受的载荷越大。承载体–荷载体相互作用关系 是沿空顺槽超前液压支架选型的基础。 2 沿空顺槽超前液压合理支护强度的计算包 括沿空顺槽围岩变形预计、承载体与荷载体之间的 力矩平衡计算、煤柱及实体帮支撑力计算等几个环 节。基本顶回转角是支架控制的间接对象，根据预 计变形、支架宽度、顺槽宽度，获得基本顶的临界回 转角，据此可获得超前液压支架的临界支护强度。 3 结合工程实例的具体条件和参数，采用本 文方法得到沿空顺槽超前液压支架的临界支架强度 为0.50 MPa，因此选择型号为ZTC30000/25/50的 液压支架。该支架能够满足顺槽超前支护和围岩变 形控制要求。 4 防冲卸压与大变形平衡控制是深井厚煤层 开采面临的一个新的理论问题。 参考文献参考文献References [1] 倪兴华，苗素军，杨永杰，等. 综放工作面端头及顺槽超前液压支 架支护技术[M]. 北京 煤炭工业出版社， 2008 2–4.NI Xinghua， MIAO Sujun，YANG Yongjie，et al. 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