8.8 m超大采高工作面支架與圍巖相互作用關(guān)系

徐 剛,張 震,楊俊哲,劉前進,范志忠,李正杰

(1. 中煤科工開采研究院有限公司，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. 煤炭科學研究總院 開采研究分院，北京 100013；4. 國家能源集團神東煤炭集團有限責任公司，陜西 神木 719315)

我國厚煤層煤炭儲量豐富，占煤炭總儲量的40%～50%，大采高綜采技術(shù)因其煤炭采出率高、巷道掘進率低等優(yōu)點，已成為我國厚煤層開采的主要發(fā)展方向。隨著我國大采高綜采技術(shù)與裝備水平的快速發(fā)展，大采高綜采技術(shù)實現(xiàn)了跨越式的發(fā)展，大采高綜采一次割煤高度、工作面推進速度、工作面產(chǎn)能不斷增大，尤其是我國西部榆神及神東礦區(qū)，相繼實現(xiàn)了采高5.0,6.0,7.2,8.0 m的跨越，2018年3月，神東上灣煤礦8.8 m超大采高綜采工作面成功投產(chǎn)，工作面單產(chǎn)能力達到1 600萬t/a，再次刷新了大采高綜采工作面一次采全高的世界紀錄。開采高度和開采強度的大幅度增加必然導致采場頂板破斷狀態(tài)和運動規(guī)律、礦壓顯現(xiàn)規(guī)律發(fā)生改變，增加了超大采高采場圍巖失穩(wěn)的幾率及控制難度，而采場支架與圍巖關(guān)系研究是采場礦山壓力理論的重要內(nèi)容，是指導工作面支架選型和頂板控制的理論依據(jù)。

目前，國內(nèi)外學者對大采高支架與圍巖關(guān)系進行了大量的研究工作。王國法等提出支架與圍巖之間存在剛度耦合、強度耦合、穩(wěn)定性耦合關(guān)系，分析了超大采高液壓支架與圍巖的強度、剛度、穩(wěn)定性耦合關(guān)系及控制方法，采用理論分析與數(shù)值模擬方法研究了超大采高液壓支架合理工作阻力確定的“雙因素”控制法，并建立了脆性堅硬厚煤層煤壁片幫的“拉裂-滑移”力學模型；劉長友等分析了采場支架與圍巖系統(tǒng)的組成及其剛度，認為在支架與圍巖系統(tǒng)中，當直接頂與支架的相對剛度不同時，支架可具有不同的工作狀態(tài)，并提出了支架在不同工作狀態(tài)下適應(yīng)圍巖運動狀況所應(yīng)具有的基本條件；袁永采用系統(tǒng)動力學方法研究采場支架-圍巖相互作用關(guān)系，初步建立了大采高綜采采場“W-R-F-S”系統(tǒng)的SD模型，通過Vensim 軟件的仿真模擬，定量描述了不同控制策略條件下系統(tǒng)的穩(wěn)定性。筆者基于實驗室實測數(shù)據(jù)給出了支架剛度范圍，并采用彈性基礎(chǔ)板力學理論對支架剛度與頂板下沉量之間的關(guān)系進行了分析。

以往針對大采高支架與圍巖關(guān)系研究成果多集中于7.0 m以下，支護高度達到8.8 m的超大采高綜采開采支架圍巖關(guān)系的深入研究仍鮮有報道。超大采高高強度回采后，針對采空區(qū)巨大空間短時高速清空，礦壓顯現(xiàn)及支架圍巖關(guān)系不了解。

支架與圍巖相互作用關(guān)系包括強度耦合、剛度耦合與穩(wěn)定性耦合，為系統(tǒng)分析超大采高支架圍巖相互作用關(guān)系，筆者以神東上灣煤礦12401超大采高工作面為研究對象，在強度耦合、剛度耦合概念的基礎(chǔ)上，結(jié)合超大采高采場礦壓顯現(xiàn)規(guī)律宏觀分析，從支架工作阻力-時間曲線、頂板下沉量-時間曲線、頂板下沉量分布特征、支架剛度分布特征入手，分析了超大采高開采支架圍巖相互作用關(guān)系，為超大采高開采圍巖控制提供了現(xiàn)實依據(jù)。

1 礦井及工作面條件

上灣煤礦12401工作面是1-2煤四盤區(qū)首采工作面，開采1-2煤層，埋藏深度124～244 m，煤層厚度7.56～10.79 m，平均9.26 m，傾角1°～5°，煤層堅固性系數(shù)=2～4，節(jié)理裂隙不發(fā)育，硬度大、韌性高。工作面?zhèn)雾敒?.52～1.75 m的泥巖，普氏系數(shù)1.32；直接頂為厚度2.10～8.07 m的灰白色細粒砂巖，普氏系數(shù)約1.3；基本頂為厚度5.68～20.34 m的灰白色粉砂巖，普氏系數(shù)約2.32；直接底為黑灰色泥巖，普氏系數(shù)約1.86。

工作面采用大采高綜采一次采全高工藝，沿頂布置，工作面傾向長度299.2 m，推進長度5 254.8 m，設(shè)計采煤機割煤平均速度為7 m/min，循環(huán)作業(yè)時間57.7 min。總共布置128臺液壓支架，其中基本支架為ZY26000/40/88D型兩柱掩護式液壓支架，最大支護高度8.8 m，額定工作阻力26 MN，額定初撐力19.782 MN，支架中心距2 400 mm，支架支護強度1.70～1.84 MPa，3級護幫。為實時監(jiān)測支架工作阻力及頂板下沉量，在支架立柱、頂梁及底座上分別安裝了具有自動監(jiān)測功能的濺射薄膜型立柱壓力傳感器和基于磁致伸縮原理的位移傳感器，測量精度分別控制在±1 MPa、±1 mm，如圖1所示，為8.8 m超大采高綜采工作面開采礦壓顯現(xiàn)特征及支架圍巖相互作用關(guān)系的分析提供了全面系統(tǒng)的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

圖1 支架立柱壓力及頂板位移監(jiān)測設(shè)備布置Fig.1 Layout of the monitoring equipment for the columnpressure and roof displacement of the hydraulic support

2 超大采高工作面支架工作阻力分析

2.1 工作面礦壓顯現(xiàn)規(guī)律

..礦壓顯現(xiàn)宏觀特征

分析正?；夭善陂g沿傾向方向支架工作阻力分布及支架增阻特征如圖2，3所示，可知，超大采高工作面開采具有來壓區(qū)域性明顯、來壓急增阻、非來壓恒阻、大小周期來壓的特點。圖2顯示工作面來壓區(qū)域性明顯，來壓區(qū)間主要集中在工作面30～100號支架(工作面距機頭70～240 m)范圍，工作面兩端頭支架壓力平緩，來壓不明顯。圖3顯示工作面來壓期間礦壓顯現(xiàn)強烈，支架增阻形式主要為急增阻，支架循環(huán)增阻率平均達到73.1%，非來壓期間工作面礦壓顯現(xiàn)異常緩和，支架增阻形式主要為緩增阻或微增阻形式，支架循環(huán)增阻率一般在10%以下。工作面大小周期呈現(xiàn)不規(guī)律性，每隔2～4個小周期發(fā)生一次大周期來壓。

圖2 正?；夭善陂g支架壓力平面分布Fig.2 Plane distribution diagram of support pressure duringnormal mining

圖3 支架不同時期增阻特征Fig.3 Resistance increase characteristics of hydraulicsupports in different periods

統(tǒng)計分析了工作面推進方向130～4 600 m內(nèi)215次完整周期來壓情況，主要包括周期來壓步距、來壓持續(xù)距離、動載系數(shù)。

..周期來壓步距分布特征

工作面頂板周期來壓步距分布狀態(tài)如圖4所示?？芍?，超大采高工作面周期來壓步距最大、最小值之間相差明顯，周期來壓步距分布在4.7～26.0 m內(nèi)，平均13.15 m；周期來壓步距以10～15 m為中心，向兩側(cè)呈現(xiàn)正態(tài)分布，其中25～30 m最大區(qū)域及0～5 m最小區(qū)域分布占比0.93%和0.47%，10～15 m內(nèi)占比達到45.58%，15～20 m內(nèi)占比達24.65%，5～10 m內(nèi)占比達23.72%。

圖4 超大采高工作面覆巖破斷來壓特征Fig.4 Pressure characteristics of the overburden failureperiod of the super large mining height working face

..工作面來壓持續(xù)距離分布特征

工作面周期來壓持續(xù)距離分布狀態(tài)如圖5所示?？芍捎凇按笮≈芷趤韷骸爆F(xiàn)象，工作面來壓持續(xù)范圍同來壓步距呈現(xiàn)相同的特征，表現(xiàn)為最大、最小值之間相差明顯，工作面周期來壓持續(xù)距離為1.6～10.9 m，平均4.93 m。來壓持續(xù)距離以4 m為分界點，分成2部分，4 m以下占比達到47.36%，4 m以上部分占比52.64%，其中4 m以上部分區(qū)間所占比例由4～6 m的28.42%逐漸減小至10～12 m的3.16%。

圖5 超大采高工作面來壓持續(xù)距離分布特征Fig.5 Distribution characteristics of the periodical pressurecontinuous distance of the super large mining height working face

..來壓強度分布特征

分析工作面開采期間周期來壓動載系數(shù)分布狀態(tài)，如圖6所示。可知，超大采高工作面來壓期間，工作面來壓動載系數(shù)為1.17～1.66，平均為1.39，分布范圍體現(xiàn)了工作面大、小周期來壓特征。工作面動載系數(shù)主要分布于1.2～1.6，占比高達90.55%。工作面動載系數(shù)1.2以下及1.6以上的所占比例較小，分別為5.51%和3.94%。

圖6 超大采高工作面來壓強度分布特征Fig.6 Periodic compression strength distribution characteristicsof super large mining height working face

2.2 超大采高工作面支架工作阻力均化規(guī)律特征

..超大采高工作面Δ循環(huán)曲線

支架工作阻力變化可以直接反映頂板活動規(guī)律，是研究工作面礦壓顯現(xiàn)最重要的內(nèi)容之一，支架工作阻力變化可以采用支架工作阻力隨時間變化表示，簡稱支架Δ-曲線。工作面的開采過程是由幾千個割煤循環(huán)組成，由于地質(zhì)條件的復(fù)雜性，每個割煤循環(huán)內(nèi)支架的Δ-曲線差異性較大，其所反映的頂板活動規(guī)律也就各不相同，任一循環(huán)內(nèi)的Δ-曲線并不能代表工作面整體的頂板活動規(guī)律，為分析超大采高工作面頂板活動規(guī)律，統(tǒng)計了工作面Δ-曲線特征以及分布情況。

本次研究統(tǒng)計了超大采高工作面有效循環(huán)曲線523次，其中非來壓期間447次循環(huán)，來壓期間76次循環(huán)。分析可知，超大采高工作面Δ-曲線形態(tài)有5種類型，分別為指數(shù)函數(shù)、線性函數(shù)、對數(shù)函數(shù)、近常數(shù)函數(shù)、復(fù)合函數(shù),如圖7所示，圖7中，Δ為循環(huán)內(nèi)支架工作阻力的增量，kN；為循環(huán)內(nèi)作業(yè)時間，min；～，，，均為擬合系數(shù)；為擬合的復(fù)合函數(shù)中對數(shù)函數(shù)段內(nèi)的循環(huán)作業(yè)時間，min；Δ為擬合的復(fù)合函數(shù)中對數(shù)函數(shù)段內(nèi)的支架工作阻力的增量，kN；為擬合的復(fù)合函數(shù)中指數(shù)函數(shù)段內(nèi)的循環(huán)作業(yè)時間，min；Δ為擬合的復(fù)合函數(shù)中指數(shù)函數(shù)段內(nèi)的支架工作阻力的增量，kN。

圖7 5種ΔF-T曲線類型示意Fig.7 Schematic diagram of 5 types of ΔF-T curves

統(tǒng)計非來壓期間支架Δ-曲線分布特征，見表1。由表1可知，非來壓期間指數(shù)函數(shù)、線性函數(shù)、對數(shù)函數(shù)、近常數(shù)函數(shù)、復(fù)合函數(shù)分別占比18.34%,6.71%,9.84%,65.10%,0，其中近常數(shù)所占比例高達65.10%，表明超大采高工作面非來壓期間支架增阻不明顯，表現(xiàn)為支架工作阻力增阻率較低、增阻量較小；來壓期間指數(shù)函數(shù)、線性函數(shù)、對數(shù)函數(shù)、近常數(shù)函數(shù)、復(fù)合函數(shù)分別占比31.17%,27.27%,27.27%,0,14.28%，指數(shù)、線性和對數(shù)3者占比相當，無近常數(shù)，表明超大采高工作面來壓期間礦壓顯現(xiàn)強烈，支架增阻明顯，表現(xiàn)為支架工作阻力的急增阻，增阻率及增阻量較大。

表1 超大采高開采工作面擬合函數(shù)統(tǒng)計Table 1 Statistics of fitting function of super largemining height mining face

..超大采高工作面Δ均化循環(huán)曲線

為尋求超大采高工作面增阻特點，引入均化循環(huán)概念，均化循環(huán)是指將大量循環(huán)擬合均化為一個循環(huán)，使用均化循環(huán)描述整個工作面頂板活動和工作面礦壓顯現(xiàn)大小。具體方法是把工作面大量支架-曲線進行擬合，提取出不同函數(shù)類型對應(yīng)的參數(shù)均值，隨后進行均化曲線計算。

支架工作阻力均化循環(huán)函數(shù)為

(1)

由此，求得超大采高工作面來壓及非來壓期間Δ-均化循環(huán)曲線如圖8所示。

圖8 超大采高工作面來壓和非來壓ΔF-T均化循環(huán)曲線Fig. 8 ΔF-T homogenization cycles curves of incoming pressure andnon-incoming pressure in super large mining height working face

由圖8可知，超大采高工作面開采來壓及非來壓期間支架增阻曲線呈現(xiàn)明顯的差異性，來壓期間支架工作阻力增阻速度遠大于非來壓期間。其中來壓期間支架增阻呈現(xiàn)對數(shù)-大斜率線性復(fù)合增長趨勢，從初撐力起始點支架壓力即急劇增大，呈對數(shù)函數(shù)分布，在持續(xù)約10 min后呈大斜率線性分布，約60 min即增阻11.00 MN，達到額定工作阻力；非來壓期間支架增阻呈現(xiàn)近常數(shù)或小斜率線性增長趨勢，60 min即一個循環(huán)內(nèi)支架增阻僅1.85 MN。

3 超大采高工作面頂板下沉量分析

綜采工作面支架-圍巖系統(tǒng)是由頂板、支架、底板3部分構(gòu)成，因此工作面頂板的總體下沉量包含了頂板的壓縮變形量、支架的下縮量及底板的壓縮變形量3部分，如式(2)所示。

=++

(2)

由胡克定律可知：

(3)

式中，為頂板的總體下沉量；為頂板的壓縮變形量；為支架的下縮量；為底板的壓縮變形量；為系統(tǒng)整體剛度；為頂板剛度；為支架剛度；為底板剛度支架增阻是由頂板下沉引起支架壓縮導致的，其支架壓縮量、支架剛度、支架工作阻力關(guān)系為

=+

(4)

式中，為支架工作阻力；為支架初撐力；為支架支撐面積；為控頂區(qū)中心沉降，即支架平均壓縮量。

實際開采過程中針對頂?shù)装鍓嚎s變形量難以測定，若底板不發(fā)生破壞或較為完整時，經(jīng)驗測試結(jié)果表明頂?shù)装鍎偠葹橹Ъ軇偠鹊?00～4 000倍，因此工作面頂板的總體下沉量主要表現(xiàn)為支架的下縮量，超大采高支架下縮量一定程度上是否可以代表頂板的下沉量。

3.1 ZY26000/40/88支架剛度分布特征

..支架剛度定義

支架工作阻力變化是支架圍巖相互作用的綜合體現(xiàn)，而支架剛度是建立“支架-圍巖”系統(tǒng)力學模型以及分析系統(tǒng)整體穩(wěn)定性的基礎(chǔ)指標。

支架剛度分為線剛度和剛度，支架線剛度表示壓縮支架1 mm(由于壓縮量較小，單位采用mm)工作阻力變化量，支架剛度表示壓縮支架1 m時支架支護強度變化量，其計算表達式為

(5)

(6)

式中，為支架線性剛度，kN/mm；為支架剛度，MPa/m；為支架循環(huán)末阻力，kN；，分別為支架初始加載時和結(jié)束加載前頂梁與底座距離，mm。

..超大采高工作面支架剛度

統(tǒng)計工作面2019-07-15—2019-08-15時間范圍內(nèi)20個周期來壓期間支架剛度，其中來壓期間120個循環(huán)，非來壓期間60個循環(huán)，如圖9所示。

圖9 ZY26000/40/88超大采高支架剛度分布統(tǒng)計Fig. 9 Distribution statistics of the stiffness of the super largemining height hydraulic support of ZY26000/40/88

分析可知，ZY26000/40/88超大采高支架線性剛度范圍5.64～474.40 kN/mm，支架剛度0.35～29.07 MPa/m。來壓期間支架線性剛度51.2～474.4 kN/mm，支架剛度3.14～29.07 MPa/m；其中來壓期間支架剛度主要集中在5～15 MPa/m，占比達到88.13%，其中5～10 MPa/m內(nèi)比例達到66.1%；非來壓期間支架線性剛度5.64～304.00 kN/mm，支架剛度0.35～18.62 MPa/m，主要集中在0～10 MPa/m，占比達到93.10%，其中0～5 MPa/m內(nèi)比例達到58.62%。

實測結(jié)果表明，超大采高液壓支架的剛度相差較大，最小剛度0.35 MPa/m，最大剛度為29.07 MPa/m，對應(yīng)的線性剛度范圍5.64～474.4 MN/m。超大采高工作面煤層頂板彈性模量為3.88 GPa，底板彈性模量為8.87 GPa，頂?shù)装宓膹椥阅Ａ砍艘詸M截面積即頂?shù)装鍎偠龋Ъ苌戏巾數(shù)装鍖?yīng)的橫截面積為16.32 m，其對應(yīng)的頂?shù)装鍎偠葹?3.32～144.76 GN/m，頂?shù)装宓膭偠确謩e是支架所測最大剛度的133倍和305倍，因此，支架的下縮量一定程度上可以代表頂板的下沉量。

支架剛度的大小受采高、乳化液體積壓縮系數(shù)、受力狀態(tài)等因素的影響。實驗室測試過程中，由于以上因素基本為定值，因此對某一特定支架而言所測定的支架剛度亦為定值。而工作面實際開采過程由上千個割煤循環(huán)組成，單個循環(huán)內(nèi)由于采高、乳化液體積壓縮系數(shù)及支架上方合力作用點基本保持不變，因此測定的Δ-Δ關(guān)系曲線應(yīng)為線性關(guān)系，即單個循環(huán)內(nèi)支架所表現(xiàn)出的剛度應(yīng)為定值，如圖10所示。開采過程中每個循環(huán)采高并非定值，且每個循環(huán)內(nèi)乳化液體積壓縮系數(shù)、支架上方合力作用點并不相同，因此，實際開采過程中所測定的支架剛度應(yīng)為變量值。上述分析與實測結(jié)果一致。

圖10 工作面單個循環(huán)內(nèi)的ΔF-ΔS關(guān)系曲線Fig.10 ΔF-ΔS relationship curves ina single cycle of working face

3.2 工作面頂板下沉量

..超大采高開采頂板下沉量分布特征

(1)沿工作面傾向方向頂板下沉量分布特征。

統(tǒng)計2019-07-15—2019-08-15期間，推進長度300 m范圍內(nèi)，總計20次周期來壓期間工作面16號、30號、40號、60號、64號、76號、80號、113號支架頂板的下沉量，分析185個循環(huán)周期期間頂板的下沉量分布，如圖11所示。

圖11 超大采高工作面頂板下沉量Fig.11 Roof subsidence of super large miningheight working face

由圖11可知，超大采高工作面頂板下沉量分布在3～122 mm，沿傾向方向呈現(xiàn)“兩端小-中部大”的分布特征。工作面中部頂板下沉量4～122 mm，平均48.9 mm，工作面機頭頂板下沉量6～65 mm，平均24.8 mm，工作面機尾頂板下沉量3～29 mm，平均17.2 mm。

(2)工作面不同時間階段內(nèi)頂板下沉量分布。

對工作面來壓及非來壓期間不同階段內(nèi)頂板的下沉量及下沉速度進行分類統(tǒng)計，如圖12所示。

圖12 超大采高工作面頂板下沉量分析Fig.12 Analysis of roof subsidence in different stages ofsuper large mining height face

由圖12可知，工作面不同階段頂板下沉量變化差異性顯著，其中來壓期間工作面沿傾向方向呈現(xiàn)的“兩端小-中部大”的分布特征非常明顯，非來壓期間工作面沿傾向方向頂板下沉量基本一致。來壓期間工作面中部頂板下沉量12～122 mm，平均61.3 mm，頂板下沉速度0.72～0.97 mm/min，工作面兩端頭頂板下沉量6～65 mm，平均27.9 mm，頂板下沉速度0.24～0.26 mm/min；非來壓期間工作面沿傾向方向，頂板下沉量差異性較小，工作面中部頂板下沉量4～43 mm，平均18.1 mm，頂板下沉速度0.27～0.39 mm/min，工作面兩端頭頂板下沉量3～38 mm，平均15.9 mm，頂板下沉速度0.15～0.22 mm/min。

對比分析不同階段期間頂板下沉量，見表2?？芍瑏韷浩陂g工作面中部頂板下沉量較非來壓期間增長幅度為199.53%～325.00%，下沉速度增長112.8%～273.1%，兩端頭增長幅度為57.30%～98.53%，下沉速度增長18.18%～132.20%。

表2 超大采高工作面不同階段內(nèi)頂板下沉量Table 2 Roof subsidence in different stages ofsuper large mining height face

..超大采高工作面Δ均化循環(huán)曲線

頂板下沉量是工作面上覆巖層活動規(guī)律的直接體現(xiàn)，頂板下沉量變化可以采用頂板下沉量隨時間變化表示，簡稱支架Δ-曲線。統(tǒng)計超大采高工作面循環(huán)內(nèi)Δ-曲線160個循環(huán)，其中來壓期間105個，非來壓期間55個。分析可知，超大采高工作面Δ-曲線形態(tài)有4種類型(近常數(shù)函數(shù)作為線性函數(shù)處理)，分別為線性函數(shù)、復(fù)合函數(shù)、近指數(shù)函數(shù)、近對數(shù)函數(shù)。

同工作面Δ-均化循環(huán)曲線求取過程相同，求得超大采高工作面來壓及非來壓期間Δ-均化循環(huán)曲線如圖13所示。

圖13 超大采高工作面來壓和非來壓ΔS-T均化循環(huán)曲線Fig.13 ΔS-T homogenization cycles curves of incoming pressure andnon-incoming pressure in super large mining height working face

由圖13可知，超大采高工作面開采來壓及非來壓期間循環(huán)內(nèi)頂板下沉曲線亦呈現(xiàn)明顯的差異性，來壓期間頂板下沉速度遠大于非來壓期間，與支架Δ-曲線具有高度的一致性。來壓期間循環(huán)內(nèi)支架頂板下沉量呈現(xiàn)對數(shù)-大斜率線性增長趨勢，此時支架增阻亦呈現(xiàn)對數(shù)-線性復(fù)合增長趨勢，循環(huán)內(nèi)每增加10 min，頂板下沉量增加約10.3 mm；非來壓期間循環(huán)內(nèi)頂板下沉量呈現(xiàn)小斜率線性增長趨勢，此時支架增阻呈現(xiàn)近常數(shù)或小斜率線性增長趨勢，循環(huán)內(nèi)每增加10 min，頂板下沉量增加約2.8 mm。

4 超大采高支架與圍巖相互作用關(guān)系

4.1 支架工作阻力與頂板下沉量關(guān)系

工作面液壓支架是以控制直接頂與基本頂不產(chǎn)生離層，同時能夠平衡基本頂周期性破斷對支架產(chǎn)生的沖擊，以保障采場安全為主要目標。支架的高工作阻力可以控制頂板的下沉量，但盲目的增加工作阻力實際支護效果并不一定明顯。超大采高開采由于開采空間及強度的增大，需要足夠高的工作阻力支架支護以保障工作面的安全回采。為探尋超大采高開采高工作阻力支架與頂板下沉量的關(guān)系，對來壓期間安全閥開啟前、后及安全閥不同開啟時間下頂板的下沉量進行了分析。

圖14給出了工作面來壓期間循環(huán)Δ-及Δ-關(guān)系曲線及Δ-Δ關(guān)系曲線。由圖14可知，安全閥開啟前，頂板下沉隨支架工作阻力的增加呈線性增長，安全閥開啟后，支架工作阻力維持額定工作阻力并趨于平穩(wěn)，但頂板下沉仍呈持續(xù)增長趨勢。

圖14 安全閥開啟狀態(tài)下支架工作阻力與頂板下沉量關(guān)系Fig.14 Relationship between the working resistance of the supportand the subsidence of the top plate when the safety valve is open

為準確分析安全閥開啟后頂板下沉隨時間增長的持續(xù)變化狀態(tài)，筆者對安全閥短時及長時開啟狀態(tài)下頂板的下沉量進行了分析，將液壓支架安全閥開啟超過一個割煤循環(huán)，即60 min，稱之為安全閥長時開啟，反之，稱之為安全閥短時開啟。圖15給出了來壓期間不同循環(huán)內(nèi)工作面中部區(qū)域支架安全閥長時及短時開啟前、后狀態(tài)下Δ-Δ關(guān)系曲線。表3統(tǒng)計了安全閥開啟前、后頂板運動狀態(tài)。

圖15 安全閥開啟前、后狀態(tài)下ΔS-ΔT關(guān)系曲線Fig.15 ΔS-ΔT relationship curves before andafter the safety valve is opened

表3 液壓支架安全閥開啟前、后頂板運動狀態(tài)Table 3 Movement state of the top plate before andafter the hydraulic support safety valve is opened

可知，安全閥開啟后，頂板下沉速度呈現(xiàn)明顯增大的趨勢，下沉速度由0.40～1.16 mm/min增至1.02～3.33 mm/min，安全閥開啟后頂板的最大下沉速度為開啟前的4.3倍。安全閥短時開啟時，頂板下沉呈現(xiàn)急增狀態(tài)，如圖15(b)中曲線4～8。安全閥長時開啟時，頂板下沉速度由急增逐漸過渡至緩增狀態(tài)，如圖15(a)中曲線2和3所示。

安全閥開啟后，頂板下沉量持續(xù)增加，短時開啟狀態(tài)下，頂板下沉增量為22～65 mm，長時開啟狀態(tài)下，頂板下沉增量為71～104 mm。

4.2 初撐力與頂板下沉關(guān)系分析

額定初撐力是液壓支架重要的力學參數(shù)之一，其發(fā)揮的主要作用是對工作面頂板的主動支護，防止頂板早期離層和下沉，從而達到維護上覆巖層穩(wěn)定結(jié)構(gòu)、減弱頂板沖擊載荷的效果。超大采高開采由于其開采強度大、來壓急增阻的特性，初撐力對頂板的控制作用將更加重要。為研究超大采高開采下初撐力對頂板的控制作用，分別給出了初撐力分布情況(圖16)及初撐力與頂板下沉關(guān)系曲線(圖17)。

圖16 超大采高開采液壓支架初撐力的分布特征Fig.16 Distribution characteristics of the initial supportforce of the hydraulic support in the super large miningheight mining face

圖17 液壓支架初撐力與頂板下沉關(guān)系曲線Fig.17 Relationship curves between the initial support force ofthe hydraulic support and the subsidence of the roof

由圖16可知，上灣煤礦超大采高開采過程中液壓支架的初撐力分布在13～18 MN，其中以15～16 MN為主，所占比例高達65.49%，低于13 MN和高于17 MN的比例僅占3.54%。

由圖17可知，超大采高開采下，初撐力所表現(xiàn)出的頂板控制作用尤為顯著，隨著初撐力的不斷增大，支架下縮量及下沉速度顯著降低并趨于穩(wěn)定。當初撐力在13～14 MN時，來壓期間支架的下沉量高達98 mm，其對應(yīng)的支架下沉速度為2.55 mm/min；當初撐力增至14～15 MN時，支架的下沉量降至46.5 mm，下沉速度降至0.94 mm/min；初撐力繼續(xù)增至15 MN以上時，頂板的下沉量及下沉速度均趨于變化幅度較小的平穩(wěn)狀態(tài)。

4.3 支架剛度與頂板下沉關(guān)系

統(tǒng)計工作面開采期間-Δ關(guān)系178次，如圖18所示。由圖18可知，頂板下沉量與支架剛度呈現(xiàn)類雙曲線關(guān)系，支架剛度較小時，支架剛度的增加對頂板下沉量的抑制作用非常明顯，當支架剛度增加大到某一臨界值后，支架剛度的增加對頂板下沉的抑制作用明顯減弱。

圖18 超大采高開采Kz-ΔS關(guān)系曲線Fig.18 Kz-ΔS relationship curve of the superlarge mining height mining face

統(tǒng)計不同剛度區(qū)間下頂板下沉量均值情況，如圖19所示。由圖19可知，當支架剛度小于14 MPa/m時，頂板下沉量隨支架剛度的增加而降低，支架剛度每增加1 MPa/m，頂板下沉量降低5.75 mm，當支架剛度達到14 MPa/m以上，頂板下沉量維持在22 mm左右不再發(fā)生大的浮動。

圖19 超大采高開采不同剛度區(qū)間Kz-ΔS關(guān)系Fig.19 Kz-ΔS relationship curve of different stiffnessintervals in super large mining height mining face

5 結(jié) 論

(1)超大采高工作面開采具有來壓區(qū)域性明顯、來壓急增阻、非來壓恒阻、大小周期來壓特征，頂板周期來壓步距以10～15 m為中心呈現(xiàn)正態(tài)分布，來壓動載系數(shù)平均為1.39，最大1.66，來壓持續(xù)距離平均4.93 m。

(2)工作面頂板下沉具有明顯的時空差異性，空間上呈現(xiàn)工作面“兩端小-中部大”的特征，時間上呈現(xiàn)來壓期間大、非來壓期間小的特點。

(3)工作面Δ-和Δ-均化循環(huán)曲線具有高度的一致性。來壓及非來壓期間支架增阻及頂板下沉呈現(xiàn)明顯的差異性，來壓期間2者均呈對數(shù)-大斜率線性復(fù)合增長，非來壓期間呈現(xiàn)近常數(shù)或小斜率線性增長趨勢。

(4)超大采高開采頂板下沉量隨支架工作阻力的增加而增大，安全閥開啟后，頂板下沉速度呈現(xiàn)明顯增大的趨勢，最大下沉速度為開啟前的4.3倍，安全閥短時開啟時，頂板下沉呈現(xiàn)急增狀態(tài)，長時開啟時頂板下沉速度由急增逐漸過渡至緩增狀態(tài)。

(5)超大采高開采初撐力及支架剛度所表現(xiàn)出的頂板控制作用尤為明顯。頂板下沉及下沉速度隨初撐力的增加顯著降低并趨于穩(wěn)定，臨界點為15 MN。頂板下沉與支架剛度呈現(xiàn)類雙曲線關(guān)系，支架剛度達到14 MPa/m以上時，頂板下沉趨于平穩(wěn)狀態(tài)。