Safe passing critical criterion for drawn top-coal on rear conveyor and accurate control approach for drawing opening dimension
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摘要:
综采放顶煤技术已成为我国特厚煤层高产高效开采的主流方式，放煤机构的精准控制是实现放顶煤开采自动化与智能化的重要基础，掌握放煤机构的空间运动规律是实现对其精准控制的前提。液压支架放煤机构的即时形态受支架支撑高度、支架姿态、插板伸出长度、后部刮板机相对位置共同控制，对放煤机构安全过煤高度和放煤口开口度有重要影响。以ZF15000/27.5/42型支架为研究对象，采用有限元分析软件ABAQUS建立了三维四柱式放顶煤液压支架多体动力学仿真模型，分别采用Hinge,Translator连接器模拟支架各铰接点的旋转行为及支架立柱、插板的伸缩行为。以支架支撑高度H、尾梁摆动角度α、插板伸出长度l为控制变量，开展了三因素多状态数值模拟试验，研究了掩护梁–尾梁铰接点、插板末端的空间运动规律，运用Levenberg-Marquardt拟合迭代法得出了放煤机构安全过煤临界准则，建立了插板末端坐标、放煤口开口度与H、α、l的标定关系数据库。推荐了用于感知与控制放煤机构姿态的传感器类型及安装位置，推导了基于行程传感器的尾梁角度计算方法，提出了放煤口开口度精准控制方法。通过现场验证对比放煤机构开口度计算值与现场放煤口实测值，得出两者相对误差符合现场精度要求。该控制方法为智能决策与控制系统(软件)研发提供了理论支持，在现场得到成功应用。
Abstract:Fully mechanized top coal caving technology has become the mainstream way of high yield and high efficiency mining in extra thick coal seams in China. The accurate control of the top-coal drawing mechanical parts is of significance to realize the automation and intellectualization of top-coal caving mining. Mastering the spatial motion law of the coal caving mechanism is the premise of accurate control. The immediate shape of the hydraulic support coal caving mechanism is jointly controlled by the support height, support attitude, extension length of the plug plate, and the relative position of the rear scraper, which has an important impact on the coal caving opening and the coal-passing height of the support. This study establishes a 3–D numerical model of four- legs top-coal caving hydraulic support (No. ZF15000/27.5/42) by using the finite element software ABAQUS. Hinge and translator connectors are used to simulate the rotation behavior and expansion-contraction behavior for hinge point and plug plate, respectively. Taking the support height (H), tail beam swing angle (α), and the plug plate extension length (l) as control variables, the spatial motion law of the hinge point between shield beam and tail beam and the end of the plug plate are modeled. The critical security equation for evaluating collision between top-coal drawing mechanical parts and rear scraper is obtained by using Levenberg-Marquardt fitting iteration method. A database for describe the calibration relationship, which contains the end coordination of plug plate, the dimension of the top-coal drawing opening, and H, α, and l, is established. The sensor type and installation position for sensing and controlling the attitude of the top-coal drawing mechanism are recommended, the approach for calculating the tail beam angle based on travel sensor is derived. Through field verification of top-coal drawing opening width, it is concluded that the relative error between measured value and calculated value meets the requirements for accurate control of top-coal drawing mechanism. The approach for controlling the top-coal drawing opening dimension is proposed, which has been successfully applied in the field.
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0. 引 言
随着浅部煤炭资源日益枯竭，深部开采的煤体越来越多表现出松软碎等复杂地质条件特征[1-3]，对煤巷围岩控制提出了严峻的挑战。沿空掘巷是基于上区段工作面采空区边缘保留窄煤柱掘进且为本工作面服务的回采巷道[4]，其围岩稳定性主要与窄煤柱留设宽度、围岩结构体强度、开挖卸荷引起的围岩应力分布、支护体与围岩的互馈关系等有关[5]。深部沿空掘巷煤柱留设宽度及煤岩体强度、支护体与围岩的互馈关系确定条件下，研究开挖卸荷引起的掘巷围岩应力分布规律及塑化破坏状态，对揭示深部掘巷围岩破坏机制及制定围岩稳定性控制技术具有重要指导作用。
国内外学者针对沿空掘巷技术主要开展以下几方面的研究：①掘巷窄煤柱宽度[6-13]方面：主要运用数值模拟方法分析沿空掘巷围岩应力及位移分布、采用极限平衡区理论、现场监测、工程类比等方法综合确定合理的窄煤柱留设宽度；②掘巷围岩大变形破坏机制方面：主要研究了孤岛面窄煤柱掘巷理论力学计算模型[14]、倾斜煤层关键块体结构力学模型[15]、掘巷小煤柱中性面的变形效应[16]、数值反演了掘巷期间上位基本顶断裂位置的变化过程[17-18]、综放面掘巷顶板破坏机制[19]等，揭示了窄煤柱沿空掘巷围岩破坏机制；③掘巷围岩稳定性控制方面：提出了高强高预应力锚杆索非对称控制原则[20-21]、沿空掘巷“外伸梁”结构稳定性的基本判别准则[22]、深井高应力沿空掘巷围岩控制原理与技术[23]、支护系统设计及其围岩应力调控对冲击倾向性沿空掘巷的防控机制[24-25]、抑制顶板离层和优化帮部煤体承载力对控制复合顶板沿空掘巷围岩的机理[26]、窄煤柱留设宽度确定及沿空掘巷时机选择是围岩稳定性控制的关键[27-28]。
上述研究成果丰富了窄煤柱沿空掘巷围岩控制理论与技术体系，对推广沿空掘巷在各大矿区的应用奠定了优良的基础，但针对松软碎煤体赋存下孤岛工作面窄煤柱沿空掘巷围岩破坏机制研究甚少。试验巷道周围煤体表现出典型深部松软碎等特征[29-30]，笔者针对深部典型试验段松软碎煤体条件下孤岛工作面留小煤柱掘巷围岩大变形破坏的控制难题，以垂直应力、水平应力、最大剪应力以及塑性破坏场为指标模拟并揭示了掘巷围岩大变形破坏机制，基于掘巷围岩应力、塑性区的发育、形成及延伸拓展规律提出了留小煤柱掘巷围岩控制的关键区域，鉴于此提出槽钢锚索支护+注浆改性强化等分区域联合支护原则，工程试验证实煤体松软碎、强度低且易发生大变形破坏的试验段掘巷围岩取得了良好的控制效果，对深部煤体巷道围岩控制及推动工作面智能化工作奠定了良好的先决性地质基础。
1. 工程概况
1.1 地质概况
试验矿井深部2号煤层沉积稳定，结构复杂，含有一层夹矸，煤层及夹矸厚度有一定变化。上层煤厚度为2.0～3.4 m，平均厚度为2.7 m；下层煤厚度1.1～1.5 m，平均厚度1.23 m；夹矸厚度为0.7～2.6 m，平均厚度为1.4 m；煤层总厚4.6～6.5 m，平均5.4 m。试验段工作面运输巷所在煤层倾角为3°～7°，平均倾角5°。2号煤层直接顶为厚2.32 m的粉砂岩，基本顶为细砂岩，厚度为11.23 m，直接底为厚1.06 m细砂岩。
2号煤层21215工作面西北与东南两侧均为采空区，其西北与21213工作面采空区相邻，东南与21217工作面采空区相邻，西南至−480北翼运输巷，如图1所示。21215大采高工作面走向长度平均1 127 m，平均倾斜长度226 m，工作面底板标高−460 ~ −570 m，地面标高为+93 ~ +102 m。21215工作面运输巷（宽5.5 m×高4.0 m矩形大断面沿空掘巷）与21213工作面采空区间留设宽度为7.0 m煤柱，沿2号煤层顶板掘进。
1.2 煤巷围岩矿压显现特征
试验矿井2号煤层21215工作面附近煤体取样极为困难，煤体内节理及裂隙发育明显，硐室周围煤体黏聚力低、强度低、承载能力差，煤巷围岩松软破碎程度高，表现出极为显著的深部煤体松、软、碎等特征，给大断面煤体巷道围岩稳定性控制带来了极大的困难。再者，21215邻近工作面煤巷围岩支护方案设计主要以现场实践经验为主，缺乏理论依据支撑，2号煤层21215邻近工作面回采过程中附近软碎煤体如图2a所示，煤巷围岩破坏较为严重，主要表现为巷道顶板破碎出现网兜或漏顶现象，且巷道两帮煤体向外臌出明显，巷道围岩出现大变形破坏特征，如图2b所示。
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图 2 21215工作面附近软碎煤巷破坏Figure 2. Deformation of soft-broken coal roadway near No.21215 Working Face由于2号煤层节理裂隙发育且呈明显深部软碎煤体特征，为了维持工作面煤巷的正常使用，不得不专门安排施工队伍对其进行不间断的扩刷整修，整修后不久煤巷即出现顶帮围岩大范围被挤出及底臌等现象，支护成本居高不下。现场工程实践证实：与21215工作面相邻的21213工作面轨道巷在距开切眼约220 m位置处（工作面见方时）围岩受工作面剧烈回采扰动影响下极易发生大变形破坏，因此选取21215工作面距开切眼220～450 m位置留小煤柱掘巷为典型试验段巷道。
2. 掘巷围岩变形破坏特征
为探究孤岛工作面典型试验段留小煤柱掘巷围岩塑化运移及持续变形破坏特征，建立深部软碎煤体掘巷围岩三维数值计算模型，解算开挖扰动作用下掘巷围岩变形破坏与垂直应力、水平应力、最大剪应力以及塑性破坏场的演化关联，阐明深部软碎煤体大断面掘巷围岩持续大变形破坏机制。
2.1 数值计算模型
根据2号煤层21215工作面典型试验段掘巷围岩地质条件，运用FLAC3D软件构建与典型试验段掘巷现场工程实际相一致的深部软碎煤体留小煤柱掘巷三维数值模型，如图3所示。模型的本构关系采用Mohr-Coulomb基本准则。
1）模型简介。模型长200 m×宽180 m×高100 m，模型四周铰支、底部固支，上部为模型自由边界。模型X轴方向为21215工作面走向，Y轴方向为21215工作面倾向，Z轴为铅直方向。由于现场开挖扰动后的煤岩体中存在大量不规则节理和裂隙，实验室测得的力学参数往往高于采场煤岩体本身，因此，室内测试结果不能直接用于数值模拟。数值模拟中煤岩体力学参数的确定是通过Hoek-Brown基本准则[31]对实验室测得的力学参数计算处理得出的，结果见表1。
表 1 岩石物理力学参数Table 1. Rock physical and mechanical parameters岩层 体积模
量/GPa密度/
(kg·m−3)黏聚力/
MPa内摩擦
角/(°)抗拉强度/
MPa上部岩层 7.08 2 720 3.16 32 2.38 黏土岩 6.55 2 150 2.84 29 2.09 细砂岩 6.98 2 590 3.45 36 2.56 粉砂岩 7.11 2 602 3.06 35 2.13 2号煤 2.60 1 400 0.86 18 0.45 炭质泥岩 7.51 2 200 2.98 29 2.22 下部岩层 7.69 2 792 3.62 35 2.54 2）开挖过程。开挖顺序如下：邻近的21213工作面轨道巷→21213回采工作面→21215工作面运输巷。
3）数据监测及提取。沿21215工作面运输巷煤柱侧及实体煤侧每隔0.5 m分别预设围岩各类应力监测点，模拟21215大采高工作面运输巷掘进全过程中围岩应力分布规律，揭示煤巷围岩畸变破坏特征。
2.2 掘巷围岩应力及塑性区分布特征
煤矿井下巷道开挖前围岩处于初始平衡的三向应力状态，巷道开挖后打破了原有的应力平衡，导致巷道围岩应力发生重新分布。其中远离巷道表面的深处围岩受开挖扰动影响较小，通常处于三向受力稳定状态，距离巷道越近时受影响越大，围岩将处于双向应力状态，巷道周围应力分布 [32]如图4所示。
为研究21215工作面典型试验段掘巷围岩畸变破坏特征，以掘巷围岩垂直应力、水平应力、最大剪应力以及塑性破坏场为指标模拟分析试验段掘巷围岩大变形破坏规律，为掘巷围岩支护设计提供理论依据。图5为21215工作面典型试验段掘巷围岩稳定后应力及塑性区分布。
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图 5 巷道围岩应力及塑性区分布Figure 5. Distribution of stress and plastic zone in roadway surrounding rock1）垂直应力。由图5a巷道围岩垂直应力分布云图可知：巷道顶底板及两帮浅部煤体大范围处于应力低值区，煤巷浅部围岩发生一定程度塑化破坏。实体煤帮应力集中程度明显高于煤柱，掘巷顶板围岩主要由实体煤帮承载，实体煤侧垂直应力峰值高达45.65 MPa，处于应力高度集中的实体煤帮应力集中系数达3.04。
2）水平应力。由图5b巷道围岩水平应力分布云图可知：巷道两帮浅部大范围煤体处于水平应力低值区，水平应力主要集中分布于巷道实体煤帮顶肩角深处约5.26 m位置处（应力峰值约24.79 MPa），且顶板水平应力峰值带呈非对称状分布，主要表现为实体煤帮顶肩角位置峰值区域范围明显大于煤柱帮。同时，煤柱中部出现一定程度水平应力集中，但应力集中不明显。
3）最大剪应力。由图5c可以看出巷道顶板靠近煤柱帮肩角深处5.80 m出现近似“椭圆状”分布的最大剪应力低值区。掘巷顶底板、两帮浅部区域围岩形成受剪弱化区域，最大剪应力值较低；向煤巷四周延伸，最大剪应力值逐渐升高，掘巷围岩最大剪应力峰值位于实体煤帮深处约2.55 m。巷道顶板最大剪应力呈现向实体煤帮顶肩角拓展延伸的趋势，即实体煤帮顶板肩角位置塑化范围明显大于煤柱帮侧。
4）塑性区。由图5d巷道围岩塑性区分布可知：以21213工作面采空区右侧3 m煤柱边界为分界线形成大范围向采场顶板方向延伸拓展的塑性破坏区，留设7 m煤柱沿空掘巷稳定后其煤柱中心形成宽度近似为1 m的弹性核区（煤体未完全塑性破坏）；巷道顶底板、煤柱帮与实体煤帮浅部一定范围内煤岩体均处于破裂区，向深部延伸至一定范围煤岩体处于塑性状态，且围岩塑化以剪破坏、拉破坏为主。受邻近21213大采高工作面的剧烈扰动影响，巷道围岩塑性区分布呈明显的非对称状畸形分布特征，显著表现为实体煤帮顶板肩角塑性区范围大于煤柱帮顶肩角、煤柱侧塑性区范围略大于实体煤侧，且实体煤侧顶板肩角位置大范围处于塑化破坏状态。留小煤柱掘巷稳定后顶板、实体煤帮、煤柱帮及底板塑性区范围分别为5.88、2.50、3.00、2.20 m，掘巷顶板及帮部不同区域围岩破坏程度存在显著差异性特征，因此掘巷围岩需采取分区域针对性控制措施。
5）应力分布曲线。图6所示为留小煤柱掘巷稳定后煤柱帮与实体煤帮围岩垂直应力、水平应力及最大剪应力分布曲线。由图6可知：①煤柱内垂直应力及最大剪应力分布曲线均呈典型“马鞍”状分布，呈现出双峰型分布的垂直应力峰值位于运输巷靠近煤柱侧约2.0 m位置处，应力峰值为35.99 MPa；水平应力峰值近似位于煤柱中心处，其值12.42 MPa；最大剪应力峰值18.59 MPa；②实体煤帮垂直应力峰值及最大剪应力峰值均位于煤帮深处约2.5 m，其中，最大剪应力极值19.98 MPa，垂直应力峰值45.65 MPa；实体煤帮水平应力曲线总体呈快速增长→缓慢增长至极值后渐趋稳定的变化趋势。
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图 6 巷道两帮围岩应力分布曲线Figure 6. Stress distribution curves of two sides of roadway surrounding rock综上所述，留小煤柱沿空掘巷后煤柱帮与实体煤帮均出现应力集中现象，实体煤帮应力集中程度明显高于煤柱帮，巷道实体煤帮顶板肩角、煤柱及实体煤帮浅部塑化围岩是关键控制区域。
3. 掘巷围岩支护参数及现场试验
3.1 掘巷围岩控制思想
煤矿井下巷道围岩均处于非等压应力场中，致使其各个方位及深度塑性区范围存在较大差异。明晰巷道围岩塑性区范围、发展及演变特征，对于井下巷道各部位围岩的合理化、差异化支护设计具有重要指导意义，且需保证锚索等支护构件的锚固基础位于围岩深部弹性区内。
21215工作面运输巷留小煤柱掘巷稳定后其围岩垂直应力、水平应力、最大剪应力峰值区边界线及塑性区分布如图7所示，巷道顶板、煤柱帮及实体煤帮应力峰值大小、位置及煤岩体塑性区范围统计结果见表2。由此可知，掘巷稳定后其顶板、实体煤及煤柱帮塑化范围最大分别为5.88、2.50、3.00 m，显著表现出围岩分区域非对称破坏特征，支护时需保证锚索锚固基础穿过围岩应力峰值区、顶板最大剪应力低值区位置。鉴于此，掘巷顶板锚索长度应不小于5.88 m；实体煤帮锚索长度应不小于2.50 m；煤柱帮锚索长度应不小于3.00 m。另外，数值模拟结果表明掘巷围岩变形破坏呈向实体煤帮顶肩角深处拓展延伸的趋势，因此采用钻孔窥视的方法对该位置处顶板围岩进行窥视分析，窥视结果表明实体煤帮顶板肩角深处2.8 m内围岩存在一定程度破碎、离层与各类不规则裂隙，顶板深4.6 m时岩体层理与裂隙减少，延伸至顶板深8.1 m时岩体完整性良好，顶锚索锚固在此位置将发挥优良的锚固效果。因此，支护设计时需对掘巷实体煤帮顶板肩角、煤柱及实体煤帮等重点控制区域制定针对性控制措施。
表 2 巷道围岩应力及塑性区分布规律Table 2. Statistical of stress and plastic zone distribution of roadway surrounding rock项目 应力峰值/MPa 应力峰值与煤壁距离/m 煤柱帮 实体煤帮 煤柱帮 实体煤帮 垂直应力 35.99 45.65 2.00 2.50 水平应力 12.42 — 3.50 — 最大剪应力 18.59 19.98 3.50 2.50 塑性区 — — 3.00 2.50 注：顶板水平应力峰值为24.79 MPa，应力峰值距煤壁5.26 m，顶板塑性区为5.88 m。“—”表示此项为空。 综合以上分析，同时考虑到试验巷道将经历本大采高工作面的剧烈动压扰动影响，因此将21215工作面留小煤柱掘巷围岩锚索确定为顶板布置ø17.8 mm×8 500 mm钢绞线长锚索（顶板两侧锚索倾斜布置可发挥良好的锚固效果），两帮垂直巷壁布置ø15.24 mm×4 500 mm的钢绞线锚索（由于掘巷实体煤帮顶肩角为重点控制区，因此实体煤帮锚索偏向上侧布置），且针对巷道破碎煤岩块处采取浅部喷浆封闭+注浆锚索对围岩主动改性加固。掘巷围岩长锚索的布置可保证锚索锚固点穿过围岩浅部塑性区，同时封闭注浆改性可实现巷道不同位置围岩不断与地应力相适应且安全的应力状态，以获取掘巷围岩应力分布趋于均匀、塑性区范围相似的理想状态[33-34]，将浅部塑化围岩（注浆改性后）锚固至深部较完整岩体中，进而积极发挥锚索的锚固效果。
3.2 掘巷围岩支护及加固参数
21215运输巷断面为巷宽×中高=5.5 m×4.0 m，综合上述分析确定典型试验段留小煤柱掘巷围岩采用锚梁网+槽钢锚索支护+注浆改性等分区域联合支护技术，如图8所示。
1）顶板支护。顶锚杆：巷道顶板每排布置8根ø22 mm×2 400 mm等强全螺纹钢锚杆，配S2360、Z2360树脂药卷各一卷；顶板中间排锚杆间排距为800 mm×800 mm（垂直顶板），两侧间排距为700 mm×800 mm（垂直顶板），最外两根距帮约150 mm（向外侧倾斜15°）；巷道顶、帮均铺16号菱形金属网，同时配套钢带梁进行支护。
顶锚索：顶锚索采用ø17.8 mm×8500 mm钢绞线锚索，两侧锚索与顶板垂向偏两帮呈15°布置，每孔配树脂药卷S2360一卷、Z2360三卷锚固，顶板采用3道12号槽钢锚索顺巷迈步交叉连锁，距巷中1.5 m各布置1道，间排距1.5 m×2.4 m。
单体支柱：21215工作面前方33 m范围内运输巷矿压显现剧烈区域围岩布设两排单体支柱进行加强支护，排距为0.8 m。
2）两帮支护。帮锚杆：巷道两帮每排布置12根ø20 mm×2 400 mm 全螺纹钢锚杆，每孔采用2支Z2360锚固剂；帮锚杆间排距均为800 mm×800 mm，其中最上排锚杆距顶板400 mm，底部帮锚杆托盘边缘距巷底不大于100 mm且向底板下扎30°布置。
帮锚索：两帮各垂直布置1道ø15.24 mm×4 500 mm顺巷槽钢钢绞线锚索，每孔配树脂药卷S2360一卷、Z2360两卷锚固；帮部槽钢采用3 m长12号槽钢顺巷布置，排距为2.4 m。
3）注浆改性措施。由于距21215工作面开切眼220～450 m位置煤岩体破碎且易发生大变形破坏，因此试验段掘巷顶板及两帮锚索采用注浆锚索及时对围岩进行改性加固。鉴于现场煤巷周围煤岩体松软碎等特征，注浆前需对运输巷喷射混凝土进而封闭表层破碎煤岩体，注浆孔间排距与锚索孔间排距相一致。煤岩体注浆加固材料选用高分子反应材料马丽散（A/B组分组成），注浆压力约3 MPa，浆液扩散半径1.5～2.0 m，其反应时间短、可快速达到科学的机械强度，与煤岩体粘合后抗压、抗剪性能明显提升。
3.3 现场试验及控制效果分析
21215工作面运输巷试验段留小煤柱掘巷围岩控制效果如图9所示。通过工程实践证实采取锚梁网+槽钢锚索支护+注浆改性等分区域联合支护技术使原煤岩体破碎且易发生大变形破坏的试验段掘巷围岩变形控制在安全、合理范围之内，且掘巷顶板及两帮煤岩体平整完好，巷道围岩控制效果良好。
为便于定量化分析槽钢锚索加固及注浆改性对掘巷围岩控制效果，在典型试验段巷道设置测站分别采用顶板离层指示仪监测顶板离层值、采用塔尺定期测量固定站点围岩变形量，结果如图10所示。围岩移近量及顶板离层值均表现出超前工作面50 m以外较为稳定、工作面前方25～50 m内缓慢增长、工作面前方25 m内急速增长的显著性特征。围岩移近量：由于工作面开挖卸荷作用，距离回采面越近围岩移近量达到最大值，掘巷顶底板相对最大移近量约438 mm，两帮相对最大移近量约401 mm；顶板离层：距离回采面越近时顶板离层越显著，工作面前方顶板离层量最大值不超过32 mm。
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图 10 掘巷围岩矿压监测曲线Figure 10. Pressure monitoring curves of surrounding rock for gob-side entry driving综上可知，通过对试验段留小煤柱掘巷围岩采用锚梁网+槽钢锚索支护+注浆改性等分区域联合支护技术后，使原煤岩体破碎且易发生大变形破坏的煤巷围岩变形控制在安全合理范围内，因此孤岛工作面典型试验段掘巷围岩控制效果良好。
4. 结 论
1）试验矿井深部孤岛工作面典型试验段留小煤柱掘巷周围煤体松软碎、强度低且易发生大变形破坏，以围岩应力分布形态及特征、塑性区延伸及拓展规律揭示了掘巷围岩分区非对称破坏机制。
2）留小煤柱掘巷后应力主要集中于实体煤帮，实体煤侧垂直应力峰值高达45.65 MPa，应力集中系数3.04；水平应力主要集中分布于巷道实体煤帮顶板肩角深处约5.26 m处，掘巷实体煤帮顶板肩角水平应力峰值约24.79 MPa；掘巷顶板煤柱侧深处约5.80 m出现近似“椭圆状”分布的最大剪应力低值区。
3）非等压应力场中巷道各部位塑性破坏区深度存在差异，留小煤柱掘巷顶板、实体煤帮、煤柱及底板塑性区范围分别为5.88、2.50、3.00、2.20 m，且主要发生剪切及拉伸破坏，揭示了掘巷实体煤帮顶板肩角、煤柱及实体煤帮浅部塑化围岩是关键控制区域。
4）基于掘巷围岩应力及塑性区的发育及延伸拓展规律，提出采用锚梁网+槽钢锚索支护+注浆改性等分区域联合支护技术有效解决了原煤岩体破碎且易发生大变形破坏的试验段留小煤柱掘巷围岩控制难题，为此类深部软碎煤体巷道围岩大变形的有效控制提供可靠途径。
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图 5 支架支撑高度H与铰接点1高度h关系
Figure 5. Relationship between support height H of support and height h of hinge point 1
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图 6 尾梁摆动角度及插板伸出长度示意
Figure 6. Schematic of ail beam angles and extension length of plug plate
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图 7 安全过煤临界条件下的h、θ、l三维曲面图
Figure 7. 3D surface of h, θ, and l under safe coal-passing critical condition
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图 12 千斤顶伸缩行程与尾梁摆动角度关系
Figure 12. Relationship between telescopic stroke of jack and swing angle of tail beam
表 1 安全过煤临界条件下的H、θ、l值
Table 1 H, θ, l values under safe coal-passing critical condition
铰接点1高度h/m 尾梁摆动角度θ/(°) 插板伸出长度l/m 2.052 −40.7 0.505 −35 0.57 −30 0.635 −25 0.725 −20 0.845 −12 1.05 2.015 −40.7 0.47 −35 0.53 −30 0.59 −25 0.68 −20 0.8 −13 1.02 1.97 −40.7 0.43 −35 0.48 −30 0.545 −25 0.63 −20 0.745 −13.7 0.94 1.921 −40.7 0.38 −35 0.425 −30 0.49 −25 0.58 −20 0.69 −14.2 0.86 1.873 −40.7 0.33 −35 0.38 −30 0.44 −25 0.525 −20 0.63 −14.4 0.79 1.825 −40.7 0.285 −35 0.33 −30 0.39 −25 0.47 −20 0.57 −14.3 0.72 1.781 −40.7 0.24 −35 0.28 −30 0.34 −25 0.42 −20 0.52 −14.2 0.67 1.744 −40.7 0.2 −35 0.24 −30 0.3 −25 0.38 −20 0.48 −14.1 0.63 
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表 2 部分放煤口开口度标定数据库
Table 2 Dimension calibration database of partial coal caving opening
H(支架支
撑高度)/ml(插板伸
出长度)/mx0(插板末端
初始坐标)y0(插板末端
初始坐标)U1(插板末
端x方向位移)U2(插板末端
y方向位移)xe(插板末端位移
变化后x坐标)ye(插板末端位移
变化后y坐标)4.2 0.6 6.355 79 −0.174 94 0 0 6.355 79 −0.174 94 0.6 6.355 79 −0.174 94 −0.000 362 93 −0.001 122 32 6.355 427 07 −0.176 062 32 0.6 6.355 79 −0.174 94 −0.000420 681 −0.000674 095 6.355369 319 −0.175614 095 0.6 6.355 79 −0.174 94 −0.000124 502 0.000 234 69 6.355665 498 −0.174 705 31 0.6 6.355 79 −0.174 94 0.000426 093 0.001 882 59 6.356216 093 −0.173 057 41 0.6 6.355 79 −0.174 94 0.000426 093 0.001 882 59 6.356216 093 −0.173 057 41 0.6 6.355 79 −0.174 94 −0.427679 0.139972 5.928111 −0.034968 0.6 6.355 79 −0.174 94 −0.427625 0.140 14 5.928165 −0.034 8
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表 3 部分放煤口开口度测试结果
Table 3 Test Results of partial top-coal opening dimensions
序号 尾梁角度/(°) 放煤口开口度
计算值/m放煤口开口度
实测值/m误差/% 1 −5° 0.514 0.519 0.963 2 −10° 0.605 0.611 0.982 3 −15° 0.726 0.719 −0.974 4 −20° 0.817 0.820 0.366 5 −25° 0.968 0.961 −0.728 6 −30° 1.089 1.097 0.729
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