范各莊礦2.4Mta新井設計【專題大傾角厚煤層綜采放頂煤開采技術研究】【含CAD圖紙+文檔】

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大傾角厚煤層綜采放頂煤開采技術研究 摘要：隨著中國經(jīng)濟的快速發(fā)展，對能源的需求量將迅猛增加。近年來，東西部的礦區(qū)都面臨著大傾角煤層的開采問題，開展對大傾角煤層綜放開采的研究是保持這些礦區(qū)高產(chǎn)高效和可持續(xù)發(fā)展的迫切需要。本文采用數(shù)值仿真方法，系統(tǒng)地對大傾角(大于35o)綜采放頂煤開采技術的開采設備選擇、工作面及巷道的布置、礦壓顯現(xiàn)規(guī)律、回采工藝方法以及安全技術等進行了試驗研究并用于實際生產(chǎn)，結果表明，經(jīng)濟效益得到顯著提高。 關鍵詞：數(shù)值仿真 綜采放頂煤 礦壓顯現(xiàn)規(guī)律 經(jīng)濟效益 1 引言 煤炭在我國能源消費結構中占主體地位。據(jù)權威人士預測，到2020年煤炭的需求量將超過40億t。雖然中國煤炭儲量豐富，有56000億t之多，但分布類型和開采條件有很大差異。我國煤炭資源開采的整體形勢：一是向西部轉移，二是向深部延伸 西部大傾角煤層的儲量占總開采儲量的 以上，東部礦區(qū)在經(jīng)過多年的高強度機械化開采后，地質(zhì)賦存條件好的煤層儲量逐年減少，兗州開灤淮南淮北徐州等礦區(qū)相繼出現(xiàn)了大傾角煤層，如何安全、高效的開采大傾角煤層成為煤炭開采的重大課題。 2大傾角煤層開采的現(xiàn)狀與技術難點 大傾角厚煤層現(xiàn)多采用傾斜分層和水平分階段放頂煤采煤法，具有工作面長度短、單產(chǎn)低、掘進率高、工效低、采出率低、效率低、效益及安全性差等特點。大傾角煤層介于傾斜與急 傾斜煤層之間，在這類煤層實施長壁綜采放頂煤開采，存在“支 架一圍巖”系統(tǒng)的不穩(wěn)定性，特別是采高大所形成的大變形及傾斜方向的動荷載，使采場設備下滑傾倒等，是國內(nèi)外長期未解決的難題。目前，國外關于大傾角煤層機械化開采的研究主要集中在開采設備方面，國內(nèi)結合不同的大傾角煤層條件，相關礦區(qū)對綜放工藝進行了研究，并取得了一定效果。但針對普通綜放設備，通過工藝技術的研究，控制設備穩(wěn)定、優(yōu)化工作面參數(shù)，提高工作面單產(chǎn)的系統(tǒng)研究較少，主要難點有四個方面：一是大傾角煤層采場覆巖活動劇烈，頂板難以管理；二是煤層傾角直接影響支架的穩(wěn)定性，工作面設備易傾倒、下滑；第三則是現(xiàn)有綜采設備難以適應大傾角煤層綜采放頂煤開采的需要；四是大傾角煤層綜采放頂煤工作面回采工藝復雜、管理難度大 。 3大傾角厚煤層綜采放頂煤開采關鍵技術 大傾角厚煤層要實現(xiàn)高效安全開采，要解決的技術難題有三點，一是如何使“支架-圍巖”系統(tǒng)的不穩(wěn)定問題得到有效的控制；二是工作面綜采放頂煤設備的研制與配套；第三則是探索安全高效的采煤工藝和“一通三防”為核心的安全保障技術。 3．1工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律研究 松軟煤層強度低、承壓能力弱，采用放頂煤開采時，頂煤容易放出，塊度小，周期來壓不明顯，端面冒落和煤壁片幫十分嚴重。大傾角煤層多受較劇烈地殼運動影響，煤層頂?shù)装逶馐芷茐某潭缺染弮A斜煤層大，在開采大傾角煤層時，“支架一圍巖”的關 與緩傾斜煤層相比礦山壓力顯現(xiàn)有較大的差異。底板的破壞和滑移加劇了“支架一圍巖”相互作用體的失穩(wěn)，巖層控制的難度比緩傾斜煤層更大。在放頂煤工作面，受頂煤活動的影響，支架承載處于動態(tài)變化過程中，更易于發(fā)生支架的失穩(wěn)和工作面煤壁片幫及端面冒頂。因此，需對綜放工作面的礦壓顯現(xiàn)規(guī)律與支架承載特征進行實測研究。 3.1.1礦壓觀測方案 頂板活動規(guī)律是工作面礦壓顯現(xiàn)的根本原因及工作面頂板管理的基本依據(jù)。將工作面支架分成上、中、下3個測區(qū)，其中上 下測區(qū)為避免三角區(qū)應力疊加影響，故選擇距巷道側20 m處布 置測區(qū)，每個測區(qū)均安裝礦用本安型數(shù)字壓力計。通過現(xiàn)場觀測 液壓支架立柱的支護阻力和工作面礦壓顯現(xiàn)，分析工作面上覆巖層的活動與頂板來壓規(guī)律。 3.1.2綜放工作面頂板活動規(guī)律 1）工作面上部支護阻力變化規(guī)律 由于在現(xiàn)場實測過程中部分班次的數(shù)據(jù)不全，數(shù)據(jù)具有不連續(xù)性，因此在分析工作面頂板活動規(guī)律時只采用現(xiàn)場測得的連續(xù)數(shù)據(jù)進行分析。圖1、圖2分別表示綜放工作面上部支架前 柱的初撐力、循環(huán)末阻力與工作面推進距離關系。分析結果見表1。 圖1 上部架前柱初撐力與推進距離關系 圖2 上部架前柱循環(huán)末撐力與推進距離關系  表1 綜放面上部頂板來壓特征 周期 來壓步距/m 影響范圍/m 來壓期間/kN 非來壓期間/kN 動載系數(shù) P0 Pm P0 Pm K0 Km 1 27.6 3 880.36 1029.17 382.19 527.11 2.30 1.95 2 8.4 1.2 807.00 1137.83 832.61 667.54 0.97 1.70 3 6 1.2 791.77 932.96 619.34 489.42 1.28 1.91 4 12.6 1.8 748.52 964.45 521.00 499.60 1.44 1.93 均值 13.65 1.8 806.91 1016.10 588.78 545.92 1.37 1.86 上部支架前柱平均初撐力為559.27KN，占額定初撐力1308.7KN的42.73％；支架平均循環(huán)末阻力為614.25KN，占額定工作阻力1500KN的40.95％。在分析的實測數(shù)據(jù)中，上部支架共來壓4次，來壓步距最大27.6m，最小6m，平均13.65m；影響范圍最大3m，最小1.2m，平均1.8m；來壓期間初撐力、循環(huán)末阻力分別為806.91KN、1016.10KN，分別占額定初撐力、額定工作阻力的61.66％、67.74％；非來壓期間初撐力循環(huán)末阻力分別為588.78KN、545.92KN，分別占額定初撐力、額定工作阻力的44.99％、36.39％；來壓期間的動載系數(shù)分別為：Ko =1.37 、Km =1.86。 從以上分析可以看出，綜放工作面上部支架來壓強度較大。 3.1.2工作面中部支護阻力變化規(guī)律 圖3、圖4分別表示綜放工作面上部中部支架前柱的初撐力、循環(huán)末阻力與工作面推進距離關系，分析結果見表2。中部支架平均初撐力為488.45 kN，占額定初撐力的37.32％；支架平均循環(huán)末阻力為564.66 kN，占額定工作阻力的37.64％。在分析的實測數(shù)據(jù)中，中部支架共來壓4次，來壓步距最大24 m，最小2.4 m，平均12.9 m；影響范圍最大2.4 m，最小1.2 m，平均1.8 m；來壓期間初撐力、循環(huán)末阻力分別為523.65 kN、628.71 kN，分別占額定初撐力、額定工作阻力的40.01％、41.91％；非來壓期間初撐力、循環(huán)末阻力分別為446.17 kN、543.16 kN，分別占額定初撐力、額定工作阻力的34.09％、 36.21％；來壓期間的動載系數(shù)分別為：Ko=1.20、Km =1.18。 從以上分析可以看出，綜放工作面中部支架來壓強度較平緩。 圖3 上部架前柱初撐力與推進距離關系 圖4 中部架前柱循環(huán)末撐力與推進距離關系 表2 綜放面中部頂板來壓特征 周期 來壓步距/m 影響范圍/m 來壓期間/kN 非來壓期間/kN 動載系數(shù) P0 Pm P0 Pm K0 Km 1 24 1.2 532.92 577.22 494.58 575.48 1.08 1.00 2 2.4 1.2 521.85 597.98 379.97 413.19 1.37 1.45 3 5.4 2.4 575.56 761.60 39312 606.29 1.46 1.26 4 19.8 2.4 464.27 578.05 517.00 577.70 0.90 1.00 均值 12.9 1.8 523.65 628.71 446.17 543.16 1.20 1.18 3.1.3工作面下部支護阻力變化規(guī)律 圖5、圖6分別表示綜放工作面下部支架前柱的初撐力、循環(huán)末阻力與工作面推進距離關系，分析結果見表3。 圖5 下部架前柱初撐力與推進距離關系 圖6 下部架前柱循環(huán)末撐力與推進距離關系 表3 綜放面下部頂板來壓特征 周期 來壓步距/m 影響范圍/m 來壓期間/kN 非來壓期間/kN 動載系數(shù) P0 Pm P0 Pm K0 Km 1 20.75 4.8 659.81 1127.21 381.27 628.68 173 1.79 2 18 3 725.33 675.50 235.32 352.68 3.08 1.92 3 4.8 2.4 673.56 645.32 367.51 319.75 1.83 2.02 4 7.8 1.2 566.14 826.38 326.50 474.96 1.73 1.74 均值 12.84 2.85 656.21 818.60 327.65 444.02 2.09 1.87 下部支架平均初撐力為423.17 kN，占額定初撐力的32.33％；支架平均循環(huán)末阻力為604．21 kN，占額定工作阻力的 40.28％。在分析的實測數(shù)據(jù)中，下部支架共來壓4次，來壓步距最大20.75 m，最小4.8 m，平均l2.84 m；影響范圍最大4.8 m，最小1.2 m ，平均2.85 m；來壓期間初撐力、循環(huán)末阻力分別為656.21 kN、818.60 kN，分別占額定初撐力、額定工作阻力的50.14％、54.57％；非來壓期間初撐力、循環(huán)末阻力分別為327.65 kN、444．02 kN，分別占額定初撐力、額定工作阻力的25.04％、29.60％；來壓期間的動載系數(shù)分別為：Ko=2.09、Km = 1.87。 從以上分析可以看出，綜放工作面下部支架來壓強度較大。 3.1.4頂板來壓的特點 由以上分析可見綜放工作面兩端來壓強度較大，中部來壓較平緩，周期來壓步距最小12．84 m，最大13.65 m，平均13.13 m。工作面平均周期來壓步距由上及下分別為13.65 m、12.9 m、12.84 m，沿工作面面長方向來壓具有不一致性。上下部支架來壓期間動載系數(shù)較大，中部支架來壓期間動載系數(shù)較小，平均1.64。 3.1.5綜放工作面傾向頂板壓力分布 受煤層傾角、開采邊界條件、回采工藝、煤巖賦存條件及支護質(zhì)量等因素的影響，工作面面長方向頂板的壓力可能會有所不同。實測分析得到工作面在來壓期間和非來壓期間面長方向 的壓力分布，如圖7所示。由圖7可見：在來壓期間，沿工作面面長方向，工作面上、下兩端頭初撐力、循環(huán)末阻力值基本相等，在中部呈現(xiàn)低壓力值現(xiàn)象；在非來壓期間，沿工作面面長方向，從工作面下部到上部初撐力基本一致，循環(huán)末阻力呈下降趨勢。在這種工作面條件下，應該加強顯現(xiàn)高壓力值支架附近的頂板控制，提高支護質(zhì)量，增強對頂板的控制效果。 圖7 沿工作面傾斜方向頂板壓力分布 3.1.6支架初撐力與工作阻力的相關分析 一般情況下，支架工作阻力隨其初撐力的提高而增大，提高支架初撐力有利于頂板的控制。但由于煤層賦存條件及開采工藝方式不同，初撐力對工作阻力的影響程度也不相同。在大傾角極松軟煤層開采條件下，支架與圍巖相互作用關系的不同特征，使得支架初撐力控制頂板的作用以及由此引起的工作阻力變化也有其特點。因此，分析兩者之間的相關關系，有利于進一步有效地控制大傾角煤層開采的支架與圍巖體系。圖8表示了綜放工作面上、中、下測區(qū)液壓支架初撐力與循環(huán)末阻力的相關關系。在綜采工作面，支架初撐力是頂板支護設計的主要參數(shù)，支架工作組力是頂板壓出來的。支架實測初撐力平均值為1 726．41k/架，從初撐力與循環(huán)末阻力的相關關系圖中可以看出，當支架初撐力低于2 500 kN／架時，支架循環(huán)末阻力較為集中，初撐力與循環(huán)末阻力的斜率較大，初撐力對循環(huán)末阻力的影響較大。因此，極松軟大傾角煤層綜放工作面支架的最低初撐力應保障大于2 500 k N／架。 3.1.7 結論 1)極松軟大傾角綜放工作面來壓步距的變化范圍12．84 m-13．65 m，平均13．13 m。來壓期間在工作面上中下部的動載系數(shù)分別為1．86、1．18和1．87。與同條件下的普通綜放工作面相比， 極松軟大傾角綜放工作面采場老頂?shù)钠茢嗖骄嘣龃螅敯鍓毫υ龃?，且來壓期間表現(xiàn)更為顯著；頂板活動的劇烈程度加劇。 2)工作面上、下端部頂板活動較中部劇烈。工作面支架的工作特性主要有初撐、微增、急增和降阻4種狀態(tài)，支架前柱壓力整體大于后柱壓力。 3)在工作面上中下部，老頂周期來壓期間支架循環(huán)末阻力平均為1 913．88 kN、1 532．87 kN和2 198．60 kN，分別占額定工作阻力的32．00％、25．55％和36．64％。需選擇合理放頂煤液壓支架支撐綜放工作面頂板。 3.2開采裂隙非穩(wěn)態(tài)演化規(guī)律 由于地下開采造成上覆巖層的裂隙孕育、離層產(chǎn)生、圍巖失穩(wěn)是開采空間的裂隙不斷演化的復雜時空過程。圍巖離層發(fā)生于地表以下的巖體中，加之巖體力學參數(shù)等固有的非線性特征，其整個開采引發(fā)的裂隙演化過程是一個“黑箱”，同時也是一個非線性過程，這給無論是理論研究還是現(xiàn)場應用都帶來了極大的困難。本文以某礦綜采放頂煤工作面開采條件下裂隙動態(tài)演化規(guī)律研究為背景，采用非平衡斷裂統(tǒng)計理論，探索圍巖裂隙產(chǎn)生、時空演化規(guī)律。工作面所采煤層為山西組3上煤層，煤層賦存穩(wěn)定，結構簡單，產(chǎn)狀變化較小。工作面走向長度914m，傾斜長為188m，煤層埋深550～575m，平均埋深560m。煤層傾角平均為35°，煤層采厚為9. 3m。采煤方法為走向長壁綜采放頂煤一次采全高, 割煤厚度為2. 8m，其余為放煤，回采率為80%，工作面推進速度為5m/ d。 3.2.1圍巖離層演化與動態(tài)破斷特征 工作面開采后，靠近采場區(qū)域內(nèi)的上覆巖層開始發(fā)生移動。當工作面推進到80m時，直接頂?shù)谝淮慰迓?，垮落厚度?m，垮落長度為52m，老頂完整，猶如梁支承于采空區(qū)兩側的煤壁上。當工作面繼續(xù)推進到104m時，直接頂?shù)诙慰迓? 垮落厚度仍然是4m，長度為18m，垮落步長明顯縮短，老頂稍有彎曲，并在老頂上方出現(xiàn)破壞裂隙。當工作面推進到112m時，老頂發(fā)生第一次垮落，垮落厚度是6m。隨著工作面的繼續(xù)推進，直接頂、老頂不斷垮落,破裂高度也不斷向上發(fā)展。工作面推進到220m，垮落高度發(fā)展到39m。在此之后，工作面繼續(xù)向前推進時, 垮落帶最大高度不再向上發(fā)展, 僅隨工作面向前移動。如圖1所示的三帶的高度及其下沉曲線。 圖8 巖層典型下沉曲線 從圖8中可以看出，隨著巖層高度的增大，各巖層主要影響范圍和最大下沉值逐漸變小，所有下沉曲線的形態(tài)呈非對稱性( 偏態(tài)性) 。巖層下沉曲線的偏態(tài)性是由頂板巖層破斷特點所致。在試驗中，觀測到，開切眼側巖層斷裂角變化范圍為55°～60°，開采側的斷裂角變化范圍為59°～66°。地表巖層移動穩(wěn)定后, 通過豎向觀測點的最終下沉值可計算出不同高度的巖層下沉系數(shù)( subsidence coefficient，簡稱SC) 以及下沉系數(shù)與巖層高度和采厚比(rockheight/ mining height, 簡稱A) 的關系。根據(jù)非平衡斷裂統(tǒng)計理論分析結果, 從圖9分析可以發(fā)現(xiàn)，不同深度的巖層的下沉系數(shù)與巖層深和采厚比成近似線性關系( 實際上呈非線性關系) ，隨巖層距底板高度的增大，其下沉系數(shù)逐漸減小。 圖9 巖層下沉系數(shù)與巖層高度和煤層采厚比的關系 3.2.2巖層豎向運動規(guī)律 在開采過程中，通過量測巖層各測點在不同時間的位移值，得出圍巖的“位移( 或下沉值—時間( 或推進度) ”關系曲線( 如圖10所示) 。通過分析發(fā)現(xiàn)，上硬下軟的交互巖層在移動過程中常常會出現(xiàn)非穩(wěn)態(tài)移動現(xiàn)象，形成理想的離層空間，對離層注漿與充填等采空區(qū)處理非常有利。 圖10 觀測點不同時刻的下沉曲線 3.2.3巖層橫向運動規(guī)律 從圖11( a) 中可以看出，工作面推進到300m時，上下位巖層在中部的離層已經(jīng)閉合，在開切眼側和開采側還存在較大的離層空間。從圖11( b) 可以看出，工作面推進到450m時，巖層都發(fā)生了彎曲下沉。由于各巖層的圍巖性質(zhì)及空間位置不同，其下沉量也不一樣，彼此之間的離層縫隙也不盡相同，大部分離層都已閉合，僅在兩側靠近煤壁處保存離層空間。 圖11 工作面推進到不同位置的下沉趨勢 3.2.4裂隙的非穩(wěn)態(tài)演化規(guī)律 要研究圍巖非穩(wěn)態(tài)演化趨勢并對其進行有效控制，必須搞清覆巖離層裂隙的動態(tài)演化規(guī)律，為充填( 包括注漿) 或支護關鍵層位與范圍的選擇、圍巖破裂失穩(wěn)的時空演化規(guī)律控制和支護效果的預計提供理論依據(jù)。離層裂隙的演化規(guī)律是指隨著工作面的開采離層出現(xiàn)的位置、離層大小( 寬度和長度) 及離層持續(xù)的時間等特性與地質(zhì)、采礦因素的相互關系。 1）縱向最大離層演化規(guī)律 工作面開采后，采空區(qū)頂板在自重及上覆巖層壓力作用下發(fā)生彎曲下沉，當內(nèi)部應力超過允許強度時形成垮落帶。下部巖層破壞后，上部巖層以同樣的方式發(fā)生下沉、彎曲和破壞，巖層的移動破壞就是以這種方式由下向上逐步演化。下部破碎的巖體在體積上發(fā)生膨脹，同時由于變形范圍的逐步擴展減少了巖層彎曲的曲率，當巖層破壞發(fā)展到一定高度后，巖層內(nèi)部的拉應力小于允許抗拉強度，那么這一巖層就只發(fā)生下沉和彎曲，不產(chǎn)生垂直于層面方向的斷裂破壞，保持巖層本身的整體性，該部位的各巖層雖然自身是連續(xù)的，但在下沉過程中在其層面上會產(chǎn)生離層。隨著工作面的繼續(xù)推進，離層的上位巖層長度不斷增大，撓度也不斷增大，離層開始逐漸閉合，開采空間不斷向前推進，從而在上覆巖層中形成新的離層。 2）最大離層橫向演化規(guī)律 在現(xiàn)場試驗和實驗室內(nèi)的相似模擬中發(fā)現(xiàn)，覆巖移動過程中產(chǎn)生的最大離層往往都出現(xiàn)在所有離層的最頂層。這類離層的特點是離層縫隙寬度大，約占煤層開采厚度的21%～51%，離層的上、下位巖層的巖性差別較大，上位巖層厚而硬，下位巖層較軟。這種既厚又堅硬的巖層，一方面支撐著上覆巖層，另一方面又阻止著開采空間繼續(xù)向上傳播。在最大離層層位由下向上的發(fā)展過程中，最大離層的橫向位置也隨著工作面的推進不斷向前發(fā)展與演化。具體表現(xiàn)為最大離層的前端和末端有規(guī)律地遠離開切眼向前移動, 其統(tǒng)計規(guī)律如圖12所示。 圖12 最大離層橫向位置與推進度和采深比的關系 3）覆巖離層裂隙分布規(guī)律 離層裂隙發(fā)展規(guī)律還體現(xiàn)在工作面開采過程中裂隙率( 縱向單位長度上離層裂隙) 隨時間的變化規(guī)律，如圖13所示的工作面開采過程中采空區(qū)上覆巖層中離層縫隙率隨巖層高度的變化曲線。 圖13 隨工作面推進的裂隙率演化規(guī)律 3.2.5采動覆巖應力分布規(guī)律 上覆圍巖的應力的分布規(guī)律也是分析與評價其穩(wěn)定性及支護( 充填或注漿) 合理位置、最佳時機等問題的關鍵問題之一。圖14是工作面推進到三種不同位置情況下，在同一時刻的應力曲線。隨工作面的推進，采空區(qū)上方( 煤壁后側) 各層位首先出現(xiàn)的最低應力點( 低于原始應力) 或零應力點即為離層的起動點。該此位置和此時工作面位置的連線與開采煤層在采空區(qū)一側的夾角即為離層起動角。 圖14 工作面采到640m時應力變化曲線 3.2.6結論 綜采放頂煤開采裂隙非穩(wěn)態(tài)演化規(guī)律是一個復雜的非線性力學問題，其演化過程是動態(tài)和非穩(wěn)態(tài)的力學運動過程，采用物理模擬、現(xiàn)場工業(yè)化試驗和煤巖體非平衡斷裂統(tǒng)計理論等多種方法與手段是一種非常有效的研究方法，通過系統(tǒng)研究得出以下結論： 1) 煤層開采后，采空區(qū)周圍的巖層發(fā)生了較為復雜的運動和變形，從煤層的直接頂板開始，由下而上依次進行冒落、斷裂、離層、裂隙、彎曲等運動過程，最后形成垮落帶、裂隙帶和整體彎曲帶。在巖層由下而上的運動過程中會產(chǎn)生破斷與離層，離層產(chǎn)生的順序為斷裂離層至彎曲離層。 2) 隨著巖層高度的增大，各巖層主要影響范圍和最大下沉值逐漸變小，所有巖層下沉曲線的形態(tài)呈非對稱性。在現(xiàn)場實驗與模型試驗中觀測到，開切眼側巖層斷裂角變化范圍為51～56°，開采側的斷裂角變化范圍為59～66°。不同深度的巖層下沉系數(shù)與巖層深度和采厚比成近似線性關系，實際上呈非線性關系，隨巖層高度的增大，其下沉系數(shù)逐漸減小。 3) 大傾角煤層綜采放頂煤的試驗與應用控制研究成功，拓寬并推進了綜采技術使用范圍，進一步拓深了大傾角煤層開采的理論基礎和應用基礎的有效研究，為高產(chǎn)高效礦井建設和可持續(xù)發(fā)展奠定了理論和技術基礎，為礦山企業(yè)的穩(wěn)定發(fā)展提供了科學指導依據(jù)。 3．3工作面設備的研究 3．3．1設備下滑的原因 1）輸送機 工作面回采過程中，輸送機主要受自重G1 和底板對輸送機的摩擦力f作用。當下滑力大于摩擦力時，設備下滑。其受力如圖15所示。μ為底板摩擦系數(shù)，一般取0.3，輸送機自重（以前部輸送機為例）為G1 ，a為煤層傾角。 圖 15 滿足f≥μG1 cosa時，設備不下滑。采煤機上行割煤及支架推溜連桿與前部輸送機不垂直產(chǎn)生的作用力都會加劇輸送機的下滑。 2）液壓支架 支架(正常架)自重為G2；頂板對支架的作用力等于支架工作阻力Po受力分析參考圖15。當滿足摩擦力．f≥ F下滑時，支架不下滑。當支架接頂不實、脫離頂板時，其下滑機理與輸送機相同。另外，當輸送機下滑控制不力，推溜連桿帶動支架下滑；或頂板破碎支架接頂不實、初撐力達不到規(guī)程要求，支架受力狀態(tài)不好；架問空隙大等原因也會引起支架下滑，甚至歪架倒架。 3.3.2防滑措施 1）輸送機的防滑措施 (1)前部輸送機機頭與轉載機搭接要合理，防止煤、矸等進入底槽，以減小底鏈運行阻力。 (2)工作面適當偽斜，下端頭超前上端頭推進。下端頭超前于上端頭，將工作面調(diào)成偽仰斜，這時工作面與下順槽間的夾角大于90o。這樣支架垂直于工作面推移運輸機時，就可分解出一個垂直向上的力。若下端頭超前上端頭的距離合理，這個向上的分力就與運輸機的下滑力相互抵消，就制止了運輸機的下滑。具體操作方式是：割煤時一般采用第一刀只割煤至工作面下端頭上方70～90 m處，然后返回進機頭；然后第二刀再割至130 m一150 m處，再進機頭；第三刀割通整個工作面，順直工作面。即每進兩排機頭進一排機尾。調(diào)斜后將工作面輸送機找直。每多調(diào)1排機頭，機頭可上竄約150～200 mm。需要注意的是，為防止在偽斜開采過程中由于彎曲而損壞運輸機中部槽，下端頭最多比上端頭多進3～4刀時必須走一次“長刀”，找直工作面。 (3)合理超前距離的推導。設工作面煤層傾角為a，運輸機重為Gl，它與煤層底板間的摩擦力為f，支架推移力使運輸機沿工作面底板向上的分力為Qo 。 列平衡方程，得： f+Q=F下滑 （1） F下滑=Gl sina （2） 根據(jù)靜摩擦定律還可列出 f=μN=μGlcosa （3） 三式聯(lián)立，可得 Q= Gl （sina-μcosa） （4） 當工作面下端頭超前上端頭S（m）時，工作面與下順槽之間形成夾角β（β<90o）。運輸機受力見圖16支架推溜連桿的推移力為T）。 圖 16 在圖16中得： Q=Tcosβ （5） 聯(lián)立（4）（5）可得 Q=Tcosβ= Gl （sina-μcosa） 所以 cosβ= Gl （sina-μcosa）/T 在煤壁與下順槽組成的三角形中有： Cosβ=S/L 于是， S= Gl （sina-μcosa）L/T 根據(jù)計算和工作面回采的實際經(jīng)驗，可以得出工作面在不同傾角下，下順槽超前上順槽的距離，來有效地防止輸送機的下滑。 (4)調(diào)整割煤工藝?？刹捎脝蜗蚋蠲悍乐馆斔蜋C下滑：采煤機下行割煤，上行走空刀并推輸送機。 (5)推輸送機時，嚴格執(zhí)行從機頭向機尾單向推溜。同時每隔10個支架，在支架底座和輸送機溜槽之間打上一棵防滑單體支柱，并拴好安全繩，在推移輸送機的同時給支柱供液，防止前部下滑。 (6)在輸送機機頭大架與皮順下幫之間打兩棵單體支柱(穿鐵鞋)，以抑制輸送機頭下滑。 (7)調(diào)整輸送機的同時，及時調(diào)整下滑歪斜的液壓支架。調(diào)整時利用支架的側護板逐架向上調(diào)整；對歪斜較嚴重的支架，可在調(diào)架時輔之以單體支柱調(diào)整，但必須防止單體崩倒傷人。 (8)在下端頭5#架左右到機頭范圍割煤時適當留底煤，使下端頭附近工作面煤層，成為防滑平臺，阻止輸送機頭下滑。 (9)為防止后部輸送機下滑，在6#架與56#架之間每隔10架安設一個防滑千斤頂，用錨鏈將后溜與支架連接起來，利用其拉力防止后部輸送機下滑。 2）支架的防滑和防倒 大傾角綜放工作面支架的失穩(wěn)形式主要有下滑傾倒及尾部受扭三種方式，支架穩(wěn)定性控制的關鍵是確保失穩(wěn)臨界角大于工作面傾角 ，其穩(wěn)定控制可從減小煤層傾角與增大失穩(wěn)臨界角兩方面進行。 (1)支架的安裝 支架按自下而上的順序安裝，運輸平巷第一組支架位于開切眼內(nèi)，回風平巷多安一組支架，位于回風平巷內(nèi)，即使支架下滑，也不影響工作面生產(chǎn)。 (2)工作面布置 工作面?zhèn)涡辈贾?，一方面可減小工作面傾角，使其小于支架失穩(wěn)臨界角; 另一方面增加刮板輸送機的穩(wěn)定性，消除其下滑對支架穩(wěn)定性的影響。工作面超前距離 S可由下式計算 ： S=L/(MD)2-1 其中，D為割一刀煤刮板輸送機下滑量，M為采煤機截深，L為工作面長度。 (3)增大支架的失穩(wěn)臨界角 ①提高支架支護阻力理論分析和實踐經(jīng)驗表明，較大的支架支護阻力對保持支架穩(wěn)定是有益的，因此，要保證泵站有足夠的壓力，支架安裝后，迅速施加較大的初撐力，移架時應采用帶壓移架的方式，做到少降快拉。 ②保證較大的支架與頂 底板間的摩擦系數(shù)煤層底板浮煤清理不徹底頂板破碎底板積水，都會降低，因此，應提高采煤機截割質(zhì)量，確保頂?shù)装迤秸?，移架前必須清理干凈架前浮煤，確保支架底座與底板嚴密 接 觸; 頂 板 破 碎 時，應 做 好 超 前 支護，仰斜推進時注意排水。 ③嚴格控 制 采 高，適當提高推進速度 控制采高，可有效保持支架的穩(wěn)定性; 適當提高推進速度，及時支護，既可有效控制冒頂和空頂距的增加，又可減輕支架的壓力。 ④留設防滑平臺在下端頭 范圍割煤時適當留底煤，使下端頭附近工作面坡度變小，成為防滑平臺既阻止輸送機下滑，又能保證輸送機機頭與轉載機的合理搭接高度。 ⑤用好側護板，減小相鄰支架間距使用相鄰支架側護板來限位，及時調(diào)整支架間距和方向，防止架間漏矸和支架歪斜支架充分接頂，使支架受力均勻，避免發(fā)生空頂露頂冒頂現(xiàn)象，以防支架尾部受扭失穩(wěn)。 ⑥支架3～5架一組成組布置。 3）采煤機防滑技術措施 (1)從操作工藝上防止采煤機下滑：當向下割煤時，采煤機不會下滑；當向上割煤時，割煤后應及時推溜、移架，使刮板輸送機彎曲段盡量靠近采煤機，一旦采煤機下滑時，也能滑至彎曲段插入煤壁，從而起到防止煤機下滑的作用。 (2)從維修上防止采煤機下滑：必須保證機組液壓系統(tǒng)完好。機組的電磁閥應當定期清洗，保證電磁閥靈活可靠。定期更換液壓油及過濾芯，保證油質(zhì)的良好，使采煤機的防滑裝置工作可靠。 (3)嚴格控制煤機割煤速度和截煤深度。另外，支架工與煤機司機要配合好，要求煤機割煤后立即擦頂移架。 (4)有效利用采煤機液壓制動閥，采煤機電纜分段捆綁固定。 3.3.3經(jīng)驗結論 1)將工作面調(diào)整為偽仰斜開采可有效防止設備下滑。 2)設備中增加簡易防滑設備，如在輸送機與支架間打防滑單體支柱，可有效防止前部運輸機下滑。 3)通過采煤工藝的調(diào)整，由機頭向機尾單向推移輸送機；由機尾向機頭單向割煤，上行吃空刀等，都可以有效控制設備的下滑。 4大傾角厚煤層綜放開采顆粒元分析 目前, 對綜放開采過程中頂煤及覆巖的運動規(guī)律、散體頂煤及破碎直接頂?shù)穆浞胚^程及落放規(guī)律的研究,主要采用現(xiàn)場實測、室內(nèi)實驗和理論分析三種方法.由于受到客觀條件的限制及各種復雜因素的影響, 現(xiàn)場實測不易獲取系統(tǒng)的內(nèi)在規(guī)律,而且局部的測定結果也很難無爭議地推，廣到大范圍的工程中去。對巖土類材料相似模型的相似率不易得到很好的滿足,一直是相似材料模擬實驗難以得到更好應用的最大障礙?，F(xiàn)有的解析方法由于基本假設太多，往往與工程實際脫節(jié), 或者難于取得可靠有效的計算參數(shù)，使得到的結果與工程實際相差很大。室內(nèi)數(shù)值模擬實驗可人為地控制和改變實驗條件,能考慮單因素或多因素對問題的影響。實驗周期短、成本低、可視化效果好, 實驗可多次重復進行且能保存實驗結果，已成為當前廣泛應用的研究方法本文采用現(xiàn)場實測初參數(shù)、室內(nèi)模擬實驗與現(xiàn)場生產(chǎn)實踐相結合的研究方法,對某礦大傾角厚煤層綜放開采過程中,散體頂煤和破碎頂板的落放過程、落放規(guī)律以及在不同放煤步距連續(xù)推進模式下的煤損特征等進行模擬分析,并對折線型綜放面不同放煤順序的頂煤回收率及支架受力工況等進行優(yōu)化分析,以期研究成果更好地服務于現(xiàn)場工程實踐。 4.1工程背景 甘肅靖遠某礦四煤層為礦井的主采煤層，沉積層位較穩(wěn)定，煤層傾角為29~47o，煤層厚度8.60~ 24.40m，平均厚度16.43m。煤巖結構為單一條帶狀和層狀結構，四煤層的偽頂為黑色、深灰色泥巖和炭質(zhì)泥巖，質(zhì)軟，易冒落，厚度為0.30~1.20m；直接頂為深灰色粉砂巖和細砂巖，厚度為7.87~47.50m；老頂為深灰色、灰色細砂巖和粗砂巖，厚度為6.37~52.63m。四煤層的底板為灰色、灰黑色粉砂巖，堅硬穩(wěn)固性好，厚度為2.70~13.37m。井田內(nèi)四煤層為低硫、低磷、低灰分、發(fā)熱量較高的優(yōu)質(zhì)動力用煤。該礦四煤層綜放面走向長度為600m，傾斜長度112m，采高2.40~2.80m，初選支架類型為四柱、低位支架，寬度1.50m，高度1.70~3.00m，平均放高為13.63m，整個煤層埋深為260~320m。綜采面下部水平布置，上部沿煤層傾向布置。因此，該綜放面兼有水平開采和傾斜開采的特點，綜放采場的煤巖應力、變形與破壞規(guī)律將具有新的特色。試采煤層傾角約為30o，試采成功后將開采該礦傾角為42o的煤層。 4.2計算模型及模擬方案分類 4.2.1綜放順序優(yōu)化模擬方案 采用PFC2D計算程序，對大傾角厚煤層沿煤層傾向不同綜放順序進行優(yōu)化分析，構建如圖1所示的計算模型。圖17中標識的A，B與C分別表示為三個放煤口，放煤口長度均為1.5m，編號1~5分別表示各個位置的放煤支架。 圖17 不同綜放順序計算模型 6種放煤順序模擬方案如下. 方案1( A→B→C)：首先放A，接著放B，最后放C； 方案2( A→C→B)：首先放A，接著放C，最后放B； 方案3( C→A→B)：首先放C，接著放A，最后放B； 方案4( B→A→C)：首先放B，接著放A，最后放C； 方案5( B→C→A)：首先放B，接著放C，最后放A； 方案6( C→B→A)：首先放C，接著放B，最后放A。 4.2.2放煤步距模擬優(yōu)化方案 以某礦的綜放面為工程背景，構建煤厚13.2m( 4煤) ，5m破碎直接頂與3m頂板巖梁的計算模型(如圖18所示) 。頂煤塊體大小為0~300mm，按高斯隨機分布考慮，為減少機時、加快計算收斂速度，舍掉少量的過大或過小的塊體。 圖18 低位支架放頂煤計算模型 模擬分析過程：首先，進行單孔低位放頂煤散體頂煤落放過程、落放形態(tài)及落放規(guī)律的數(shù)值模擬分析，采放比1：4.7(采2.8m，放13.2m) ；然后，對連續(xù)推進放煤支架過程中，0.6，1.2與1.8m三種放煤步距下，散體頂煤動態(tài)跨落放出的煤損形態(tài)與頂煤回收率進行模擬分析，優(yōu)化得出合理的放煤步距。 三種放煤步距的模擬方案如下。 方案1: 采一放一(放煤步距0.6m)； 方案2: 采二放一(放煤步距1.2m)； 方案3: 采三放一(放煤步距1.8m)。 根據(jù)現(xiàn)場取樣和巖石力學實驗結果，并考慮到巖石的尺度效應，模擬計算采用的巖體力學參數(shù)見表4。 表4 巖體力學參數(shù)表 巖石名稱 容重/（kg·m-3） 法向剛度/(N·m-1 ) 切向剛度/(N·m-1) 粘結力/N 摩擦因數(shù) 矸石 2500 4.0×108 4.0×108 0 0.40 煤層 1400 2.0×108 2.0×108 0 0.40 4.3計算結果分析 4.3.1綜放順序優(yōu)化分析 1）頂煤回收率分析 對不同綜放順序計算模型的頂煤回收率進行量化研究，計算結果如圖19所示。由不同綜放順序與頂煤回收率關系曲線可見，6種模擬方案，方案6(C→B→A) 頂煤回收率最高，方案1(A→B→C) 頂煤回收率最低.以頂煤回收率的大小為基準，進行折線型綜采面布置，綜放順序優(yōu)化的結果為 B→A方案。 圖19 不同綜放順序與頂煤回收率關系曲線圖 2）支架受力工況分析 對折線型綜放面布置，不同的綜放順序，支架所受荷載的大小及支架受力分布狀況是不同的。6種綜放順序各部位支架受力狀況的模擬結果如圖20所示。由計算結果知：綜放順序分別為(C→B→A) 和(B→C→A) 時，各支架所受荷載平均值較小，兩端頭支架的受力較小，中間支架受力分布比較均勻；綜放順序為(A→B→C) 時，端頭支架所受荷載較大，且支架受力分布最不均勻。因此，在現(xiàn)場工程實踐中，整體上選用了自上而下C→B→A的綜放順序，而在傾斜綜放面的各個區(qū)段如B和C段內(nèi)，采用了自下而上的放煤順序，取得了較好的經(jīng)濟技術效益。 圖20 不同綜放順序的支架受力曲線圖 4.3.2放煤步距優(yōu)化分析 1）單孔低位放頂煤落放過程分析 由圖21所示，低位支架單口放煤時，放煤口中心線兩側的放落體不對稱，偏向采空區(qū)側，尤其是接近放煤口附近的放落體，出現(xiàn)落放中心線偏轉現(xiàn)象，即放出體形態(tài)向采空區(qū)側偏轉，該現(xiàn)象在速度場流線圖中表現(xiàn)得較為明顯( 如圖6所示)。 圖21 低位支架單口放頂煤后煤矸落放狀態(tài)圖 此外，由圖22可見, 在低位放煤口附近的一定范圍內(nèi)，放落體顆粒的運動受支架尾梁和放出口傾斜的影響較大。在同一水平層位的顆粒點移動軌跡表明，靠近采空區(qū)側顆粒的的影響范圍和移動距離明顯大于實體煤壁側。 圖22 低位支架單口放頂煤后煤矸落放速度矢量場圖 2）頂煤動態(tài)落放過程中的煤損特征分析 在連續(xù)推進支架模式下，放煤步距分別為0.6，1.2和1.8m時，頂煤動態(tài)跨落、放出及煤損形態(tài)與煤矸落放位移矢量場分別如圖23和圖24所示。 圖23 不同放煤步距頂煤與矸石落放、煤損形態(tài)圖 由圖23可見，以放煤口連續(xù)放出見矸即關門的原則，在支架連續(xù)推進、不同放煤步距、動態(tài)放煤過程中，對頂煤和矸石的跨落、放出及煤損的規(guī)律進行研究。結果表明，在支架連續(xù)推進過程，不同的放煤步距在采空區(qū)造成的煤炭損失表現(xiàn)為節(jié)律性變化，煤損形態(tài)呈傾向采空區(qū)側的不規(guī)則條帶狀由圖24可見，在支架連續(xù)推進、不同放煤步距、動態(tài)放煤過程中，頂煤和矸石的跨落，即放出體形態(tài)向采空區(qū)側偏轉。此外，由計算結果知，在見矸關門的時刻，放煤步距為1.2m時，放落體質(zhì)點的運動速度最大，表明該情況下的煤體受阻較小、最易放出。 圖24 不同放煤步距頂煤與矸石落放速度矢量場圖 1）不同放煤步距頂煤回收率分析 對不同放煤步距、支架連續(xù)推進放煤過程中的煤損進行量化研究。本文定義頂煤放出量占推進范圍頂煤總量的百分比為頂煤相對回收率。由頂煤回收率統(tǒng)計表(見表5) 可知，僅從數(shù)值大小來看，采一放一(放煤步距0.6m) 放煤模式的頂煤回收率最高，采三放一(放煤步距1.8m) 放煤模式的頂煤回收率最低。放煤步距為0.6m的頂煤絕對回收率，分別比放煤步距為1.2m與1.8m時相應提高2.2%與9.0%；相對回收率相應提高2.9%與10.9%.綜上所述，對大傾角、厚煤層綜放開采，采用中擋步距放煤模式(放煤步距1.2m) ，能夠減少頻繁移架的次數(shù)、節(jié)約工時，且煤體受阻較小、容易放出，綜合經(jīng)濟技術效果較好。 表5 不同放煤模式頂煤回收率計算結果表 放煤步距/m 頂煤絕對回收率/% 頂煤相對回收率/% 0.6 64.4 85.8 1.2 62.2 82.9 1.8 55.4 74.9 4.4結論 1）以頂煤回收率最優(yōu)和支架受力狀況最佳兩個指標，對大傾角厚煤層沿煤層傾向的綜放順序進行優(yōu)化分析，整體上選用了自上而下C→B→A的綜放順序，而在傾斜綜放面的各個區(qū)段如B和C段內(nèi)采用了自下而上的放煤順序，取得了較好的經(jīng)濟技術效益。 2）低位支架單口放煤時，放煤口中心線兩側的放落體不對稱，偏向采空區(qū)側；在支架連續(xù)推進過程中，放煤步距分別為0.6，1.2和1.8m時，在采空區(qū)造成的煤損形態(tài)呈節(jié)律性變化，本文中放煤步距為1.2m時，放落體質(zhì)點的運動速度最大，煤體受阻較小、最易放出。 3）以頂煤回收率較佳，綜合考慮其他因素，得出在大傾角、厚煤層綜放開采過程中，采用中擋放煤步距放煤模式(放煤步距為1.2m) ，能減少頻繁移架的次數(shù)，節(jié)約工時，經(jīng)濟技術效果較好。 5安全保障技術的研究 通過綜合分析研究認為，大傾角厚煤層具有傾角較大、采空區(qū)垮落煤矸下滑、水平段積煤多、采空區(qū)上段漏風帶寬度和漏風強度較小等特征，研究優(yōu)化出了“一通三防”的綜合防冶技術。簡化了通風系統(tǒng)，降低了工作面兩端風壓差，縮小了采空區(qū)冷卻帶和氧化帶的寬度，減少了上隅角瓦斯的涌出量，同時抑制了粉塵飛揚。工作面中下段采用架間、架頂網(wǎng)管式注漿，起到了降溫、隔離殘留煤和預溫下區(qū)段煤體的作用，也達到了防火、降低放煤粉塵的目的。優(yōu)化注氮方式，確定了合理的注氮量，使采空區(qū)氮化帶迅速轉化為窒息帶，確保了安全高效生產(chǎn)。 6結語 實踐證明，大傾角綜采低位放頂煤開采工藝，在經(jīng)濟上有著巨大的優(yōu)勢， 通過在范各莊煤礦的實際應用，經(jīng)過實踐探索可知：只要條件適宜，在加強技 術和生產(chǎn)管理上消除不安全因素；通過各項措施的實施，生產(chǎn)能夠實現(xiàn)穩(wěn)產(chǎn) 高產(chǎn)。大傾角綜采低位放頂煤開采具有：安全、高產(chǎn) 高效、掘進率低、搬家次數(shù)少、噸煤成本低等優(yōu)點。因此為大傾角、厚煤層綜采低位放頂煤工藝 的生產(chǎn)與管理，在范各莊煤礦特殊地質(zhì)條件下開采厚及特厚煤層，探索出一條新途徑。 參考文獻： [1] 錢鳴高，繆協(xié)興，許家林，等.巖層控制的關鍵層理論[M].徐州：中國礦業(yè)大學出版社，2003 [2] 錢鳴高，劉聽成.礦山壓力及其控制[M].北京：煤炭工業(yè)出 版社，1991 [3] 杜計平.采礦學[M]．徐州：中國礦業(yè)大學出版社，2009 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