韓宇峰 ，王兆會(huì) ，唐岳松

（1.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 遼寧 阜新 123000；2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院, 北京 100083）

0 引 言

我國厚煤層資源儲(chǔ)量豐富，大采高開采技術(shù)作為厚煤層開采的技術(shù)首選，在我國各大礦區(qū)得到廣泛應(yīng)用，極大提高了工作面生產(chǎn)能力。同時(shí)，由于一次開采高度成倍增加，采動(dòng)影響強(qiáng)度升高，煤壁揭露后，穩(wěn)定性急劇降低，造成煤壁破壞現(xiàn)象在大采高工作面頻繁發(fā)生，重則造成工作人員傷亡，輕則影響工作面高效生產(chǎn)，嚴(yán)重制約大采高工作面生產(chǎn)潛能的進(jìn)一步釋放。

為改善高強(qiáng)度開采工作面煤壁穩(wěn)定性，完全釋放大采高工作面的生產(chǎn)潛能，我國學(xué)者針對(duì)煤壁片幫的原因、影響因素及加固方法進(jìn)行了大量研究。文獻(xiàn)[1-2]提出煤壁剪切破壞和拉裂破壞2 種形式，認(rèn)為通過緩解煤壁壓力（綜放開采、提高支架阻力）、改變煤體性質(zhì)（煤層注水）、加快工作面推進(jìn)速度和降低割煤高度可有效控制上述2 種煤壁破壞形式；文獻(xiàn)[3]將煤壁失穩(wěn)簡化為壓桿穩(wěn)定問題，較好解釋了煤壁中上部容易破壞的原因，指出大采高采場存在半煤壁和全煤壁片幫2 種形式，護(hù)幫板可有效防止片幫現(xiàn)象的發(fā)生；文獻(xiàn)[4]對(duì)軟煤綜放面煤壁破壞范圍、深度、高度和發(fā)生時(shí)間等特征進(jìn)行了實(shí)測，認(rèn)為頂板來壓是造成煤壁失穩(wěn)的主要原因，得到煤壁保持自身穩(wěn)定的臨界高度并提出木錨桿煤壁支護(hù)方法；文獻(xiàn)[5]通過實(shí)測確定“三軟”工作面煤壁失穩(wěn)以上半部“楔形體”滑落形式為主，建立煤塊“楔形”滑動(dòng)力學(xué)模型，得到煤壁穩(wěn)定性影響因素，通過對(duì)各影響因素的敏感性分析確定了煤壁穩(wěn)定性控制原則；文獻(xiàn)[6]利用滑移線理論探討了大采高采場煤壁失穩(wěn)的力學(xué)過程，得到受節(jié)理切割的中、硬煤層及軟煤受采動(dòng)影響后，破壞滑移面同推進(jìn)方位之間的關(guān)系；文獻(xiàn)[7-8]利用極限分析定理對(duì)文獻(xiàn)[1]提出的2 種煤壁破壞形式的發(fā)生條件進(jìn)行了解析，得到煤壁極限承載能力、破壞深度及破壞起裂角的確定方法；文獻(xiàn)[9-10]提出通過支架同時(shí)控制頂板和煤壁的思想，在保證頂板和煤壁穩(wěn)定的前提下得到支架阻力的確定方法；文獻(xiàn)[11-15]通過實(shí)測發(fā)現(xiàn)煤壁首先經(jīng)過一個(gè)橫向大變形過程，然后破壞并脫落。根據(jù)煤壁大變形破壞特征，提出采用棕繩注漿柔性支護(hù)技術(shù)加固煤壁的思想，在多個(gè)礦區(qū)得到成功應(yīng)用并取得可觀的經(jīng)濟(jì)效益。

以往研究成果為大采高工作面煤壁穩(wěn)定性控制提供了良好指導(dǎo)，大采高工作面煤壁穩(wěn)定性控制效果顯著。但是，當(dāng)前常用的煤壁加固方法普遍增加工作面生產(chǎn)工序，降低生產(chǎn)效率。筆者延續(xù)文獻(xiàn)[9-10]的學(xué)術(shù)思想，重點(diǎn)分析支架剛度對(duì)煤壁穩(wěn)定性的影響，以期通過支架選型，實(shí)現(xiàn)對(duì)大采高工作面煤壁破壞現(xiàn)象的有效控制。

1 大采高工作面煤壁破壞特征

大采高開采技術(shù)在我國應(yīng)用范圍極廣，不同礦區(qū)的大采高工作面賦存條件差異巨大，但回采過程中，該類工作面通常會(huì)遭遇不同程度的煤壁破壞現(xiàn)象，如圖1 所示。

圖1 煤壁破壞現(xiàn)象Fig.1 Failure modes of the longwall face

圖1a 為神東上灣煤礦12401 大采高工作面煤壁破壞形態(tài)，該工作面埋深200～300 m，割煤高度8.8 m。淺埋條件下，采動(dòng)引起的支承壓力峰值小，工作面前方煤體破壞程度低，煤壁揭露后仍具有較高的強(qiáng)度。頂板來壓造成的動(dòng)載沖擊作用下，煤壁發(fā)生動(dòng)力破壞，破壞煤體發(fā)生拋射現(xiàn)象，且伴有清脆聲響，煤壁中縱向裂隙發(fā)育，煤壁破壞以劈裂拉伸形式為主。圖1b 為河南九里山煤礦14141 大采高工作面煤壁破壞形態(tài)，該工作面埋深400～500 m，割煤高度4.2 m。埋深增加后，采動(dòng)應(yīng)力集中程度升高，工作面前方煤體破壞程度同樣升高。煤壁揭露后，其承載能力較低，在頂板壓力作用下，煤壁發(fā)生剪切破壞，破壞煤體沿剪切錯(cuò)動(dòng)面滑落至底板，破壞面與煤壁之間的夾角接近45°+φ/2，其中φ為煤體內(nèi)摩擦角，煤壁該類剪切破壞現(xiàn)象在大采高工作面最為常見。圖1c 為中煤新集口孜東煤礦121304 大采高工作面煤壁破壞形態(tài)，該工作面埋深達(dá)到1 000 m，割煤高度5.4 m。高地應(yīng)力條件下，工作面前方煤體發(fā)生大范圍塑性流動(dòng)，煤體破壞程度高，煤壁揭露后，基本喪失承載能力，無側(cè)向約束條件下，煤壁發(fā)生大范圍垮塌現(xiàn)象，煤體破壞塊度小，流動(dòng)性好，容易埋沒工作面設(shè)備。

根據(jù)上述不同開采條件下的煤壁破壞特征可以推斷，由于工作面揭露煤體強(qiáng)度的不同，煤壁破壞形式可分為以下3 類：硬煤拉伸劈裂式、中硬煤剪切破壞式、軟煤塑性流動(dòng)式。

2 高幫煤壁破壞條件

煤層采出后，工作面頂板載荷由煤壁和支架共同承擔(dān)，當(dāng)頂板作用于煤壁上的壓力達(dá)到煤壁極限承載能力時(shí)，煤壁發(fā)生破壞，因此，分析煤壁穩(wěn)定性，首先需要確定煤壁極限承載能力。根據(jù)極限平衡條件可得煤壁極限承載能力由式（1）確定[7]：

式中：p為煤壁極限承載能力，MPa；C為煤體黏聚力，MPa；γ為煤體容重，kN/m3；β為破壞面同豎直方向的夾角，（°）；f為頂板同煤層接觸面的摩擦因數(shù)；h為片落煤塊高度，m；N為護(hù)幫板作用力，MN。

大采高工作面圍巖系統(tǒng)如圖2 所示，由于采高增大，受擾動(dòng)巖層范圍增加，作用于煤壁和支架上的頂板壓力增大，煤壁穩(wěn)定性降低。將煤壁穩(wěn)定性性系數(shù)定義為煤壁極限承載能力與作用在煤壁上的頂板載荷之差同頂板載荷之比：

圖2 大采高采場圍巖系統(tǒng)Fig.2 Surrounding rock of longwall face with large height

式中：k為煤壁穩(wěn)定性系數(shù)；q為頂板實(shí)際作用于煤層之上的載荷，MPa。

煤壁穩(wěn)定性隨著穩(wěn)定性系數(shù)k的減小而降低，當(dāng)k值減小至0 時(shí)，煤壁發(fā)生破壞。煤體彈性模量取30 MPa，泊松比為0.35，黏聚力1 MPa，內(nèi)摩擦角36°的條件下，作者在文獻(xiàn)[15]中得到煤壁穩(wěn)定性系數(shù)分布特征與頂板壓力之間的關(guān)系如圖3 所示（原點(diǎn)為煤壁位置）：煤壁穩(wěn)定性系數(shù)等于0 的等值線表示煤壁處于極限平衡狀態(tài)，該等值線左側(cè)k值大于0，煤壁處于彈性穩(wěn)定狀態(tài)，該等值線右側(cè)k值小于0，表明作用于煤壁上的頂板壓力超出煤壁的極限承載能力，煤壁進(jìn)入破壞狀態(tài)。

圖3a 工作面前方煤體進(jìn)入破壞狀態(tài)的范圍小，穩(wěn)定性系數(shù)等于0 的等值線同煤壁相交，該條件下煤壁表現(xiàn)為中上部片幫，是大采高工作面最常見煤壁破壞形式；圖3b 進(jìn)入破壞狀態(tài)的煤體范圍增加，穩(wěn)定性系數(shù)等于0 的等值線同煤壁相切，該條件下煤壁表現(xiàn)為上、下部同時(shí)片幫；圖3c 進(jìn)入破壞狀態(tài)的煤體范圍最大，若破壞煤體發(fā)生傾倒、脫落，則煤壁表現(xiàn)為整體片幫，該片幫形式影響范圍大，嚴(yán)重威脅工作面生產(chǎn)安全。

3 支架剛度對(duì)煤壁穩(wěn)定性的影響

3.1 頂板載荷確定

煤層賦存條件和開采參數(shù)確定后，由式（1）可知煤壁極限承載能力保持不變，因此，煤壁穩(wěn)定性取決于作用于其上的頂板載荷。工作面來壓期間頂板載荷增加，因此，頂板來壓階段也是是煤壁破壞和片幫事故的高發(fā)期。大采高工作面，直接頂冒落矸石在采空區(qū)的堆積高度小于割煤高度，基本頂破斷后難以形成“砌體梁”平衡結(jié)構(gòu)，通常以懸臂梁形式懸露在支架后方[16]。懸臂梁破斷時(shí)，存儲(chǔ)于基本頂中的應(yīng)變能一部分轉(zhuǎn)變成形成斷裂面的表面能，一部分則轉(zhuǎn)變?yōu)槠茢鄮r塊的初始動(dòng)能[17]，引起頂板動(dòng)載沖擊現(xiàn)象，進(jìn)一步加劇煤壁破壞程度?；卷斊茢嗲按鎯?chǔ)于其中的彈性能可由式（3）求出[18]：

式中：We為破斷前存儲(chǔ)于基本頂中的應(yīng)變能，J；Em為基本頂彈性模量，MPa；vm為基本頂?shù)牟此杀?；qm為作用于基本頂之上的隨動(dòng)載荷，MPa；σmt為基本頂?shù)目估瓘?qiáng)度，MPa；Hm為基本頂厚度，m；β為基本頂脆性跌落系數(shù)；Lini和Lmax分別為基本頂初始屈服和完全斷裂失穩(wěn)時(shí)的跨距，m。

基本頂破斷巖塊的初始動(dòng)能可由下式[18]確定：

式中：Ek為基本頂破斷巖塊的初始動(dòng)能，J；m為基本頂破斷巖塊的質(zhì)量，kg；V為基本頂破斷巖塊動(dòng)力破斷后的啟動(dòng)速度，m/s；α為轉(zhuǎn)變?yōu)槠茢鄮r塊初始動(dòng)能所占總應(yīng)變能的比例。

若支架剛度小，立柱下縮較大值時(shí)才能保證支架、煤壁和頂板形成的系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)，該條件下直接頂同基本頂之間容易產(chǎn)生離層Δ?；卷斊茢嗪?，破斷巖塊經(jīng)一段自由落體運(yùn)動(dòng)后沖擊下位直接頂和煤層，進(jìn)一步加劇大采高工作面來壓時(shí)的頂板動(dòng)載沖擊現(xiàn)象。

基本頂破斷后，為得到破斷巖塊作用于煤壁之上的最大沖擊載荷，建立圖4 所示沖擊力學(xué)模型。為便于分析，將工作面前方煤壁及其上方的完整直接頂視為一個(gè)整體，稱為煤巖組合體，支架上方的直接頂視為破碎巖體。基本頂破斷巖塊沖擊后，工作面前方煤巖組合體壓縮量等于支架立柱下縮量與破碎直接頂壓縮量之和：

圖4 基本頂沖擊力學(xué)模型Fig.4 Impact model of the main roof

式中：si為工作面前方煤巖組合體變形量，m；sb為支架上方破碎直接頂變形量，m；ss為液壓支架活柱下縮量，m。

煤巖組合體和破碎直接頂?shù)膽?yīng)變量分別為

式中：εi、εb為煤巖組合體和破碎直接頂?shù)膲嚎s應(yīng)變；Hc、Ht分別為煤層厚度和直接頂厚度，m。

破碎直接頂中分布的垂直應(yīng)力同作用于支架頂梁上的載荷相等，則有：

式中：Eb為破碎直接頂?shù)膹椥阅Ａ?，GPa；lk為控頂距，m；K為支架剛度，MN/m；B為支架寬度，m。

基本頂破斷巖塊沖擊過程中，控頂區(qū)破碎直接頂破碎程度升高，基本頂破斷巖塊機(jī)械能一部分轉(zhuǎn)變?yōu)橹苯禹斊茐乃璧牧严侗砻婺芗傲严侗砻驽e(cuò)動(dòng)摩擦產(chǎn)生的熱能，一部分則以應(yīng)變能的形式存儲(chǔ)于煤巖組合體、破碎直接頂和液壓支架中，根據(jù)能量守恒原理，基本頂巖塊沖擊過程中有：

式中：η為轉(zhuǎn)變?yōu)楸砻婺?、熱能的能量占所有機(jī)械能的比例；W為破斷巖塊動(dòng)能及重力勢能減少量之和，J，W=Eki+(Q+G)(Δ+si)，G和Q分別為基本頂巖塊和隨動(dòng)巖層的重力，kN。

基本頂破斷巖塊的初始動(dòng)能Eki由式（3）和式（4）求出，結(jié)合式式（5）-式（8）可得到工作面前方煤巖組合體壓縮量、破碎直接頂壓縮量及支架立柱下縮量分別為

式 中：A=LaEi/(2Ht+2Hc)，B=lkEb/(2Ht)，C=K/(2B)，D=(1-η)(G+Q)，R=(1-η)[Ek+(G+Q)Δ]。

基本頂巖塊沖擊過程中煤壁前方煤體中的垂直應(yīng)力實(shí)質(zhì)為作用于煤壁上的載荷，結(jié)合式（6）、式（8）和彈性本構(gòu)關(guān)系可得基本頂破斷巖塊沖擊過程中煤壁承受頂板載荷的最大值為

3.2 支架剛度對(duì)煤壁穩(wěn)定性的影響

為分析支架剛度對(duì)煤壁所承受頂板載荷的影響，取工作面前方煤巖組合體彈模60 MPa；破壞直接頂彈模12 MPa；支架剛度12 MN/m；基本頂超前破斷距5 m；煤壁后方基本頂懸頂15 m；控頂距5 m；割煤高度3 m；頂煤厚度6 m；支架寬度2.5 m；基本頂與直接頂離層量0.1 m；基本頂巖塊重力4.32 MN，隨動(dòng)巖塊重力2.7 MN，基本頂破斷巖塊初始動(dòng)能0.6 MJ，直接頂吸能系數(shù)0.3。將上述參數(shù)代入式（10）可得作用于煤壁上的頂板載荷隨支架剛度的變化趨勢如圖5 所示：作用于煤壁的頂板載荷同支架剛度成非線性反比關(guān)系，即支架剛度越大，作用于煤壁上的頂板載荷越小。隨著支架剛度的增大，煤壁承受的頂板載荷對(duì)支架剛度的敏感度降低。

圖5 支架剛度對(duì)頂板載荷的影響Fig.5 Influence of support stiffness on roof load

為分析支架剛度K對(duì)煤壁穩(wěn)定性系數(shù)k的影響，式（1）中的未知參數(shù)取表1 中的數(shù)值，可以得到煤壁極限承載能力為2.52 MPa。將煤壁極限承載能力及圖5 中作用于煤壁之上的頂板載荷代入煤壁穩(wěn)定性系數(shù)表達(dá)式（2），可得煤壁穩(wěn)定性系數(shù)與支架剛度之間的關(guān)系如圖6 所示，隨著支架剛度的增加，煤壁穩(wěn)定性增強(qiáng)。當(dāng)支架剛度減小至22 MN/m 時(shí)，煤壁穩(wěn)定性系數(shù)減小至0，大采高工作面高幫煤壁發(fā)生破壞現(xiàn)象。

圖6 支架剛度對(duì)煤壁穩(wěn)定性的影響Fig.6 Influence of support stiffness on face stability

表1 煤體極限承載力模型參數(shù)Table 1 Parameter in model for limit capacity

4 支架剛度效應(yīng)的物理模擬試驗(yàn)

4.1 工程背景

為驗(yàn)證理論分析結(jié)果的正確性，以烏蘭木倫煤礦31402 大采高工作面開采條件為背景，開展相似模擬試驗(yàn)，模擬支架剛度對(duì)煤壁穩(wěn)定性的影響。31402 工作面主采煤層埋藏深度200～240 m，平均厚度約為4.7 m，傾角小于5°，為近水平煤層。該工作面采用大采高開采工藝，回采過程中基本頂斷裂伴隨較大聲響和明顯的動(dòng)載沖擊現(xiàn)象，來壓強(qiáng)度劇烈，支架動(dòng)載系數(shù)達(dá)到1.5。頂板動(dòng)載沖擊作用下，煤壁片幫現(xiàn)象頻繁發(fā)生，嚴(yán)重制約工作面生產(chǎn)的連續(xù)性和安全性。

4.2 模型參數(shù)與設(shè)備

物理相似模型如圖7 所示，模型尺寸為0.8 m×0.8 m×0.8 m，根據(jù)相似理論，本次模擬選取幾何相似比1∶6，容重相似比5∶8，相似材料選擇河沙、石灰和石膏，3 種相似材料質(zhì)量比為8∶5∶5。采用液壓千斤頂逐級(jí)加載模擬頂板載荷，采用彈簧模擬液壓支架立柱，采用混凝土厚板模擬直接頂，采用位移傳感器連續(xù)測量煤壁橫向變形。

圖7 煤壁穩(wěn)定物理模型Fig.7 Physical model of rib stabilty

試驗(yàn)過程中手動(dòng)分級(jí)增大液壓千斤頂載荷，模擬頂板破斷引起的煤壁載荷增加現(xiàn)象。本次試驗(yàn)鋪設(shè)3 臺(tái)物理模型，改變彈簧剛度，分別開展試驗(yàn)，研究液壓支架剛度對(duì)煤壁穩(wěn)定性的影響。試驗(yàn)采用的3 種彈簧的力-位移曲線如圖8 所示：根據(jù)曲線斜率計(jì)算得到3 次模擬試驗(yàn)中液壓支架剛度分別為1.0、1.5、2.0 MN/m。

圖8 支架力-位移曲線Fig.8 Force-displacement curve of the support

4.3 煤壁橫向變形

頂板壓力作用下，煤壁中逐漸出現(xiàn)裂隙發(fā)育現(xiàn)象，裂隙貫通前，煤壁表面沒有可以直接觀察到的宏觀破壞裂隙。該階段，煤壁通常表現(xiàn)為沿工作面推進(jìn)方向的橫向變形現(xiàn)象，可以用橫向變形量表征煤壁穩(wěn)定性。煤壁橫向變形量越大，煤壁中發(fā)育的微小裂隙越多，穩(wěn)定性越差。

3 種液壓支架剛度條件下，煤壁橫向變形量隨頂板壓力的變化特征如圖9 所示：隨著頂板壓力的升高，煤壁橫向變形量增加，表明煤壁中的微裂隙發(fā)育程度升高，煤壁穩(wěn)定性降低。支架剛度為1.0 MN/m時(shí)，煤壁破壞時(shí)的橫向變形量最大，其值達(dá)到40 mm，支架剛度增加至1.5 MN/m 時(shí)，煤壁破壞時(shí)的橫向變形量減小至30 mm。支架剛度為2.0 MN/m 時(shí)，煤壁橫向變形量最小，約為25 mm，表明煤壁中的裂隙發(fā)育程度最低，煤壁穩(wěn)定性最高。隨著支架剛度的升高，煤壁橫向變形量對(duì)支架剛度的敏感性降低，同理論分析結(jié)果一致。此外，由圖9 還可以看出，支架剛度1.0、1.5 和2.0 MN/m 的條件下，煤壁破壞時(shí)的頂板壓力分別為17、19 和20 kN。隨著支架剛度的升高，煤壁破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的最大頂板壓力呈升高趨勢，這是由于頂板載荷由煤壁和支架共同承擔(dān)，支架剛度升高，頂板載荷向支架上方轉(zhuǎn)移，作用于煤壁上的頂板載荷減小。

圖9 煤壁橫向變形特征Fig.9 Evolution of face horizontal displacement

4.4 煤壁破壞形態(tài)

不同支架剛度條件下，煤壁破壞形態(tài)如圖10 所示；不同支架剛度條件下，頂板壓力分別加載至17、19 和20 kN 時(shí)，煤壁發(fā)生剪切破壞。試驗(yàn)采用的支架剛度為1.0 MN/m 時(shí)，煤壁呈現(xiàn)整體片幫形式，最大破壞深度達(dá)到10 cm，位于煤壁中部，煤壁破壞面積達(dá)到0.41 m2，達(dá)到模型尺寸的64%（圖10a）。支架剛度為1.5 MN/m 時(shí)，煤壁呈現(xiàn)中上部片幫，破壞高度達(dá)到0.6 m，最大破壞深度位于煤壁上部，其值達(dá)到8 cm。煤壁破壞范圍約為0.32 m2，達(dá)到模型尺寸的50%（圖10b）。支架剛度為1.5 MN/m 時(shí)，煤壁呈現(xiàn)上部片幫，破壞高度和深度均明顯減小，分別為0.36 m 和7 cm，煤壁破壞面積約為0.21 m2，達(dá)到模型尺寸的33%（圖10b）。

圖10 支架剛度對(duì)煤壁破壞形態(tài)的影響Fig.10 Influence of support stiffness on face failure

5 工程應(yīng)用

5.1 圍巖控制問題

烏蘭木倫煤礦31402 工作面初次來壓時(shí)，22～110 號(hào)支架范圍內(nèi)礦壓顯現(xiàn)最為強(qiáng)烈，支架立柱壓力在36.0～42.8 MPa，其中80%的支架立柱安全閥動(dòng)作卸載，90%的支架壓力值超過40 MPa，最大值為42.8 MPa。40～90 號(hào)支架頂梁下沉嚴(yán)重，最大下沉量0.9 m，平均下沉量為0.6 m。基本頂動(dòng)載沖擊載荷對(duì)支架造成嚴(yán)重?fù)p壞，其中67 號(hào)支架掩護(hù)梁斷裂形成120 mm 的裂縫，工作面中部65、66、67、68、69、71、72、78、79 號(hào)支架的平衡油缸損壞，工作面初次來壓期間，液壓支架損壞情況見表2。支架損壞后，對(duì)頂板的支撐能力降低，頂板載荷向煤壁轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致煤壁剪切破壞嚴(yán)重，平整度差（圖11a），多個(gè)支架頂梁前端頂板出現(xiàn)嚴(yán)重的拉槽和頂板漏冒現(xiàn)象（圖11b）。

圖11 初次來壓期間圍壓失穩(wěn)現(xiàn)象Fig.11 Surrounding rock instability during first weighting

表2 工作面立柱損壞和更換情況Table 2 Support pillar failure and replacement

5.2 控制措施

為保證工作面煤壁和頂板的穩(wěn)定性，31402 工作面對(duì)支架進(jìn)行維修，對(duì)損壞立柱進(jìn)行更換（表2），為了提高煤壁穩(wěn)定性，更換后的液壓支架立柱直徑由30 cm 增加至35 cm，支架剛度明顯提高，如圖12 所示（圖中白色立柱為更換后的立柱）。

圖12 增設(shè)立柱Fig.12 Support pillar addition

采用上述措施后，31402 工作面液壓支架對(duì)煤壁和頂板的控制能力顯著增強(qiáng)，煤壁破壞深度和范圍減小，煤壁平整度明顯提高（圖13），對(duì)工作面正常生產(chǎn)造成的影響降低，周期來壓期間液壓支架被壓死或壓壞的現(xiàn)象不再發(fā)生。

圖13 煤壁穩(wěn)定性提高Fig.13 Improvement in face stability

6 結(jié) 論

1）發(fā)現(xiàn)了3 種常見煤壁破壞形式：硬煤劈裂拉伸式、中硬煤剪切破壞式和軟煤塑性流動(dòng)式；定義煤壁穩(wěn)定性系數(shù)為煤壁極限承載能力與實(shí)際作用于煤壁之上的頂板載荷之差同頂板載荷的比值，得到頂板壓力對(duì)煤壁穩(wěn)定性系數(shù)分布特征的影響。

2）建立大采高工作面頂板沖擊力學(xué)模型，得到煤壁承受的頂板壓力確定方法，隨著支架剛度的增加，煤壁承受的頂板壓力降低，煤壁穩(wěn)定性系數(shù)升高，但煤壁壓力和穩(wěn)定性系數(shù)對(duì)支架剛度的敏感性降低。

3）開展了不同支架剛度條件下煤壁穩(wěn)定性的物理模擬試驗(yàn)，支架剛度為1.0、1.5、2.0 MN/m 的條件下，煤壁極限承載能力分別為17、19、20 kN，煤壁的最大橫向變形量分別為40、30、25 mm，煤壁破壞面積分別為0.41、0.32 和0.21 m2，驗(yàn)證了理論分析結(jié)果的正確性。