DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 基质金属蛋白酶简介 2.1. MMPs的结构 MMPs是一类具有Zn 2+ 依赖性的内源性蛋白水解酶，它们由正常组织细胞(结缔组织细胞、内皮细胞和巨噬细胞等)和肿瘤细胞以前酶形式分泌。目前MMPs家族已命名至MMP-28，它们大小各异，底物不尽相同[ 4 ] 。所有MMPs均由具有同源性的10个外显子和9个内含子组成(MMP-2、MMP-9另外还有3个外显子)，具有以下类似的基本结构[ 5 ] ，即：1) 信号肽域：除MMP-14外均含有，为疏水信号肽序列，它将翻译后的新生肽链引导至胞浆；2) 前肽域：前肽区内含有保守的Pro-Arg-Cys-Gly-Val/Asn-Pro-Asp (PRCGV/NPD)序列，它通过阻断锌离子活性中心与底物结合，维持MMPs酶原的稳定，当激活剂脱去该区域即被活化；3) 催化域：包括Zn 2+ 结合区、Ca 2+ 结合区和高度保守的蛋氨酸结构，在MMPs的催化过程中有重要作用；4) 铰链域：富含脯氨酸，用来连接催化域和COOH末端域；5) 羧基末端域：血红素结合蛋白样或纤维结合素样的COOH末端域，决定底物的特异性；6) 对于模型MMP还有跨膜区，维持酶与细胞膜之间的稳定。 2.2. MMPs的分类 根据MMPs作用底物、分子结构可分为6组[ 6 ] ：1) 胶原酶：MMP-1、MMP-8和MMP-13等，主要底物为：纤维胶原I、II、III、VII等；2) 明胶酶：MMP-2和MMP-9等，主要底物为：明胶、弹性蛋白和胶原V、VI等；3) 间质溶解素：MMP-3、MMP-7和MMP-10等，主要底物为：非纤维胶原、层粘连蛋白和弹性蛋白等；4) 膜型基质金属蛋白酶：MMP-14、MMP-15、MMP-16、MMP-17、MMP-24和MMP-25等，主要底物为：明胶酶A前体；5) 基质溶解酶：基质溶解因子1 (MMP-7)和基质溶解因子2 (MMP-26)等，主要底物：非纤维胶原、层粘连蛋白和蛋白多糖中心蛋白等；6) 其他无法归入上述5组的MMPs。 2.3. MMPs的调节 MMPs的表达和活性受到三个方面的调节[ 7 ] ：1) 合成的调控：MMPs基因转录受很多因素影响，生长因子和细胞因子是其中最主要的调节因素，除此之外，一些粘附分子、致癌剂等也可以调控转录。研究发现，EGF、TNF-a、类花生四烯酸可增强MMPs的转录，而IFN-γ、IL-1β、IL-6、bFGF、TGF-β、胶原酶-1等则可以抑制其转录；2) 活化的调控：MMPs是以酶原形式分泌，其活化需要血清蛋白酶介导的级联反应切断活性前区片段。纤维蛋白溶酶及尿激酶型纤维蛋白溶酶原等丝氨酸蛋白激酶一直被认为是MMP重要的激活剂；3) 抑制剂的调控：MMPs组织特异性抑制剂(TIMP)常以1:1的分子数与MMPs连接成非共价复合物，从而抑制MMPs的活性。生理状态下，MMPs的精细调控机制保证了机体内细胞迁移和细胞外基质的重构，而当细胞发生癌变，调节失控时，则促进了肿瘤细胞的侵袭和转移。
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user: 3. 胃癌侵袭和转移的过程 侵袭是指恶性肿瘤细胞在质和量方面异常地分布于组织间隙的现象；是肿瘤细胞粘连、酶降解、移动、基质内增殖等一系列过程的表现。转移是指恶性肿瘤细胞脱离其原发部位，通过各种渠道转运到不连续的靶组织继续增殖生长，形成同样性质肿瘤的过程，并且侵袭是转移的前提和关键步骤。胃癌发生侵袭和转移侵犯，至少要经过脱落粘附、降解细胞外基质和基底膜、迁移等步骤[ 8 ] 。 胃黏膜上皮发生癌变时，常伴随着细胞表面粘附分子表达的异常，进而使得肿瘤细胞之间的粘附能力降低，而肿瘤细胞与细胞外基质和内皮细胞间的粘附能力增加。在癌细胞与细胞外基质和基底膜紧密接触4~8小时后，癌细胞分泌并诱导宿主细胞(如纤维细胞和巨噬细胞)产生蛋白水解酶，溶解细胞外基质和基底膜，使基底膜产生局部缺损[ 9 ] 。在细胞外基质和基底膜结构改变后，肿瘤细胞在各种细胞因子诱导下，通过阿米巴运动迁移进入基质，进一步溶解结缔组织，在间质中移动，完成整个浸润过程。当肿瘤细胞到达血管或淋巴管壁时，以同样的方式穿过管壁的基底膜进入管腔，同时启动血小板聚集，形成小瘤位，到达靶组织，再穿透毛细血管或淋巴管壁，向周围间质浸润，在基质中不断增生，最终形成新的继发瘤[ 10 ] 。内皮细胞可以通过缺损的基底膜迁移并增殖，在层粘连蛋白的作用下有序排列，形成新的血管。癌细胞在侵袭和转移过程中，需两次浸润周围组织和穿越血管或淋巴管的基底膜[ 11 ] 。
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user: 4. MMPs参与胃癌生物学特性的调控 MMPs通过影响细胞外基质降解平衡而广泛参与生理和病理过程，它不仅与胚胎发育和月经周期等有关，而且还与风湿性关节炎及肝肾纤维化等疾病有关[ 12 ] 。更为重要的是，MMPs活性的增加与多种恶性肿瘤的生物学特性也密切相关，它通过降解细胞外基质和基底膜成分、调节肿瘤细胞的粘附、促进细胞的生长等作用来促进肿瘤细胞的转移。 4.1. 降解细胞外基质 细胞外基质是细胞生存的重要内环境，主要由胶原蛋白、弹性蛋白、糖蛋白和蛋白多糖组成，不同组织器官各种组成成分比例不同，其主要作用是把细胞连接在一起，支撑和维持组织的生理结构和功能。基底膜是一种以IV型胶原为骨架，并有层粘连蛋白、纤维粘连蛋白和接触蛋白等共同组成的网状膜结构[ 13 ] 。胃癌侵袭和转移的关键步骤是降解肿瘤周围的基质，MMPs能通过破坏基质的降解平衡而促进癌细胞突破基底膜和细胞外基质构成的组织学屏障，从而侵袭周围组织和转移至远处组织[ 14 ] 。研究者在研究降解基底膜胶原蛋白酶的实验中，证实了MMP-2能降解天然VI胶原[ 15 ] 。其后众多研究证实了MMP活性上调与肿瘤侵袭转移能力之间的关系。目前MMPs被公认为是降解细胞外基质最重要的一类蛋白酶。 4.2. 促进血管生成 新生血管可以为胃癌细胞的增殖、侵袭和转移提供足够的氧气和营养物质，对于胃癌的进展有重要作用。新生血管形成的过程包括毛细血管内皮层下基底膜降解、内皮细胞迁移和增殖、新生血管形成和新的基底膜形成等一系列过程，MMPs通过对基底膜的降解、促进多种血管生长的调节因子(如：VEGF，bFGF，TGF-β及TGF-α等)的合成和释放，体外实验表明：在血管形成与肿瘤转移的过程中，内源性或人工合成的MMPs都能刺激血管生成[ 16 ] 。有报道指出MMP-2、MMP-7及MMP-9在胃癌组织中的表达与新生血管的密度呈明显的正相关 [ 17 ] 。Nisato等 [ 18 ] 的研究发现，MMP-14可与整合素avβ3作用并促进血管的生成。由此可见，MMPs在胃癌血管形成中扮演着非常重要的角色。 4.3. 调节细胞之间的粘附 肿瘤细胞之间及其与宿主细胞之间的粘附在肿瘤的侵袭与转移中起重要作用。肿瘤细胞要成功地完成转移过程，必须具有适当的粘附、脱粘附的能力，MMPs的活化将加强整合素与其配体的结合，从而改变细胞与细胞之间、细胞与细胞外基质之间的粘附功能，对肿瘤细胞在细胞外基质中的移行产生影响 [ 19 ] 。膜型基质金属蛋白酶1 (MT1-MMP）能促进整合素ανβ的高度表达，并能有效地与MMP-2的C末端结合并活化MMP-2，促使瘤细胞在血管内聚集及穿出血管形成转移灶 [ 20 ] 。 4.4. MMPs促进肿瘤细胞的生长 MMPs破坏正常的基质后可以激活一些生长因子(如EGF、FGF和IGFs等)的表达，进而促进肿瘤生长。增长的肿瘤组织和间质又会释放更多的MMPs激活相应生长因子的表达，形成恶性循环 [ 21 ] 。虽然MMPs通过降解细胞外基质也可以促进凋亡，但由于肿瘤细胞能逃避正常的细胞凋亡调控，使得MMPs选择性地促进肿瘤细胞周围的一些正常的细胞凋亡，正常组织和细胞被破坏，反过来又促进了肿瘤细胞的生长 [ 22 ] 。
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user: 5. MMPs在胃癌中的表达 许多研究表明MMP表达和活性水平与胃癌细胞侵袭和转移表型呈正相关，将MMP-7及MT1-MMP的cDNA导入无或弱转移潜能的细胞后，其恶性表型大大提高 [ 23 ] 。研究者在研究胃癌细胞株MMP-2表达时发现：浸润型细胞株表达MMP-2，而非浸润型细胞株不表达MMP-2；并且发现MMP-2表达阳性细胞株来源病人的预后明显差于阴性者 [ 24 ] 。 胃癌组织研究表明：MMP-2和MMP-9在胃癌组织中的表达和活性水平明显高于周围正常粘膜，且表达与胃癌分期、淋巴转移分级呈正相关，而与其抑制物TIMP-2表平呈负相关 [ 25 ] 。进一步通过三明治酶免疫分析及明胶酶谱学检测发现：MMP-2主要表达于进展期胃癌，并与肿瘤的血管侵犯密切相关，其前体的激活是胃癌细胞扩散的关键环节 [ 26 ] 。同样有研究发现：胃癌中MMP-7的活性明显高于正常组织，并且其表达强度与肿瘤浸润深度、淋巴结转移和脉管侵犯以及5年生存率密切相关， MMP-7高表达的胃癌患者预后较差 [ 27 ] 。
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user: 6. MMPs在胃癌中的临床应用 MMPs的活性与胃癌的侵袭、转移之间存在明显的正相关，因此通过合成MMPs的拮抗剂抑制胃癌的转移，已成为胃癌治疗研究的重要内容。人工合成的MMPs抑制剂按其作用机理分为三大类：1) 鳌和MMPs催化中心Zn 2+ 抑制其活性。这一类包括早期广谱MMPs抑制剂，如batimastat和Marimastat，研究发现marimastat能降低胃癌小鼠MGLVAI (mice bearing the human gastric tumor) 48%的肿瘤生长率 [ 28 ] ，Batimastat可明显增强多西紫杉醇的抗肿瘤转移作用。但由于其口服生物利用率低，主要用于胸腹腔的直接注射控制浆膜腔积液 [ 29 ] 。随后出现了口服生物利用度好、便于长期服用的MMP抑制剂，如BB2516；目前开发了针对MMP-2及MMP-9的选择性抑制剂，如AG3340、CGS27023A等，都已进入临床试验阶段。2) 阻断MMP酶原活化，。染料木黄酮和OPB-3206可以通过抑制MMPs酶原的活化来抑制MMPs的活性。3) 在基因水平阻断MMPs合成。PD098059可抑制ERK1/ERK2活性，从而抑制MMP-9、基质溶解素-2和I型胶原酶等水解酶的基因转录。 最近，有学者试图从中草药中提取MMPs抑制剂，他们发现中药黄芪和莪术配伍可以抑制胃癌MKN-45细胞中MMP-2和VFGF的表达，从而抑制肿瘤细胞的生长和转移 [ 30 ] 。胡晓慧等 [ 31 ] 制备出能与MMP-2结合并具有活性功能的单克隆抗体，命名为SZ-117，该抗体有望成为一种新的抗肿瘤物质。但需指出，胃癌一旦发现多已进入晚期，已发生侵袭和转移，因此MMPs抑制剂在实际控制肿瘤发展中的疗效还需要将来在临床进一步验证。
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user: 7. 前景与展望 综上所述，MMPs是一类与胃癌的侵袭和转移密切相关的蛋白水解酶，它们通过降解肿瘤细胞外基质和基底膜、促进血管的生成、调节细胞间的粘附等作用促进癌细胞的转移，但其中具体的分子机制以及MMPs家族成员中的相互调控关系仍未完全阐明。通过对MMPs作用机制的深入剖析，将有助于研究者对胃癌侵袭转移机制的进一步认识，从而为胃癌治疗提供方向性的目标。目前的研究结果也提示我们可通过阻断的MMPs作用来抑制胃癌的侵袭与转移。这一研究领域的深入，有望为临床治疗胃癌提供新的策略与方法。
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user: 摘 要 随着浅部煤炭资源的日益枯竭，开采活动逐渐转入深部，鉴于安全高效生产和资源回收的原则，区段煤柱留设的合理宽度变得尤为重要。本文以门克庆矿31201工作面区段煤柱留设为工程背景，利用载荷估算法和塑性理论进行了煤柱宽度的初步计算，分别得出煤柱宽度为36.03 m和18.59 m。并利用数值模拟计算的方法分别对15 m、25 m、35 m、40 m煤柱宽度条件下，回采巷道在一次采动影响下的塑性区和支承压力分布情况进行了研究，结果显示，煤柱宽度为35 m、40 m时，巷道的塑性区破坏最小，综合分析认为，区段煤柱的合理尺寸应为35~40 m。 关键词 :区段煤柱，数值模拟，塑性区
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user: 1. 引言 关于区段煤柱尺寸留设理论，国内外学者开展了大量的研究工作，但对合理煤柱宽度的设计至今没有统一认识 [ 1 ] 。回采巷道的护巷煤柱用于隔离采空区和维护巷道，其形状一般为矩形或正方形。由于煤柱是起支撑作用的，所以煤柱的破坏对顶板岩层的控制有很大影响。研究表明，煤柱尺寸的大小影响回采巷道受动压的破坏程度，是影响回采巷道稳定性的主要因素之一 [ 2 ] [ 3 ] 。 谢和平等人 [ 4 ] [ 5 ] 认为煤柱的破坏失稳是一个非线性的过程；侯朝炯等人 [ 6 ] [ 7 ] 发展并完善了K.A.阿尔拉麦夫和E.C.科诺年科提出的极限平衡理论，并提出用沿空掘巷围岩大、小结构的稳定性原理指导综放沿空掘巷的实践及用弹塑性力学、数值模拟方法研究煤柱的尺寸留设。本文以门克庆矿31201工作面开采为工程背景，采用理论计算和数值模拟分析的方法对工作面区段煤柱留设的合理尺寸进行了研究，本研究成果对保证安全生产和提高资源回收率具有重要意义。
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user: 2. 工程背景 门克庆井田属高原沙漠地貌特征，地表全部被第四系风积沙所覆盖，多为新月形或波状沙丘，没有基岩出露。井田内植被稀疏，为半荒漠地区。井田内没有常年地表径流，雨水多通过风积沙渗入地下。门克庆井田隶属于鄂尔多斯煤田，其构造形态总体为一向西倾斜的单斜构造，倾向270˚左右，地层倾角1˚~3˚。井田含煤地层为侏罗系中统延安组(J 2 y)，其沉积基底为三叠系上统延长组(T 3 y)。井田内含煤9~24层，一般含煤16层。层位相对稳定、可对比的可采煤层有9层，即2-1、2-2中、3-1、4-1、4-2中、5-1、5-2、6-2上、6-2中煤层。从各可采煤层底板等高线上看，等高线形态在浅部(井田的东部)有一定的变化，但变化不大，沿煤层走向方向大致呈“S”形，但起伏角很小。在井田东部发育的次一级的波状起伏，其波峰、波谷宽缓。井田内未发现断层和陷落柱构造，亦无岩浆岩侵入，井田构造属于简单类型。其中3-1煤层为首采煤层，煤层埋深720 m，工作面长度260 m，推进长度5000 m。3#煤层结构简单，一般不含夹矸，局部含1~2层夹矸。层位稳定，厚度在井田内变化不大。3-1煤二盘区煤层可采厚度为4.4~5.5 m，平均4.57 m。煤层倾角0˚~3˚；顶板岩性以中粒砂岩为主，其次为砂质泥岩、粉砂岩；底板岩性多为中砂岩及粉砂岩。工作面采用双巷布置，如图1所示。
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user: 3. 煤柱宽度的理论计算 3.1. 煤柱宽度的载荷估算法 目前国内外研究都认为，护巷煤柱的载荷，是由煤柱上覆岩层重量及煤柱一侧或两侧采空区悬露岩层转移到煤柱上的部分重量所引起的。 如图2所示，一单位长度煤柱上的总载荷P为： (2-1) 式中：B——煤柱宽度，m；D——采空区宽度，270.8 m；H——巷道埋深，720 m；δ——采空区上覆岩层跨落角，45˚；γ——上覆岩层平均体积力，20 KN/m 3 。 确定了煤柱上覆载荷，则煤柱单位面积的平均载荷即平均应力： (2-2) 煤柱的宽度必须保证煤柱的极限载荷σ不超过它的极限强度R，极限强度R计算公式为： (2-3) 式中：R——煤柱极限强度，MPa；R c ——煤的单轴抗压强度，25 MPa；h——为煤柱高度，4.5 m。 当煤柱两侧工作面都采完后，煤柱的宽度B必须满足： (2-4) 将各参数代入计算得， 。 当煤柱两侧只采一个工作面时，煤柱的宽度B必须满足： (2-5) 将各参数代入计算得， 。 3.2. 煤柱宽度的塑性理论计算 护巷煤柱一侧为回采空间，一侧为采准巷道。回采空间和采准巷道在护巷煤柱两侧形成各自的塑性变形区，塑性区的宽度分别为x 0 、x 1 ，如图3所示。 护巷煤柱保持稳定的基本条件是：煤柱两侧产生塑性变形后，在煤柱中央存在一定宽度的弹性核，弹性核的宽度应不小于煤柱高度的2倍。因此，即使在煤柱内开掘一条非常窄的巷道，也会引起煤柱应力重新分布，造成有效支承面积减少，煤柱承载能力急剧下降。 目前，在护巷煤柱问题的研究中，煤柱保持稳定状态的宽度一般表示为： (2-6) 式中：B——煤柱宽度，m；x 0 ——为采空区在护巷煤柱一侧形成的塑性区宽度，m；m——为采高，m；x 1 ——为巷道在护巷煤柱另一侧形成的塑性区宽度，m。 图1. 31201工作面布置示意图 图2. 计算煤层载荷示意图 图3. 煤柱的弹塑性变形区及应力分布 根据岩体极限平衡理论，采空区形成的塑性区宽度，即支承压力峰值与煤体(煤柱)边缘之间的距离x 0 的公式为： (2-7) 式中：K为应力集中系数，取值4.0；P 1 为支架对煤帮的阻力，取值0.1 MPa；m为采高，取值4.5 m；C为煤体的粘聚力，取值3.4 MPa；φ为煤体的内摩擦角34˚；f为煤层与顶底板接触面的摩擦系数， ；ξ为三轴应力系数， 。 将各参数代入计算得 。 同样地，运用极限平衡理论，巷道形成的塑性区宽度x 1 为： (2-8) 式中，a、k为广义Mises准则系数，其中 ， 。 将各参数代入计算得 。 将计算的x 0 、x 1 和采高m代入式 ，计算得： 综上所述，载荷估算法计算得煤柱尺寸为36.03 m，塑性区计算得煤柱尺寸为18.59 m。
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user: 4. 煤柱宽度的数值模拟计算 4.1. 模型的建立 数值模拟研究选择在3-1煤31202回风顺槽。模型长330.8 m，宽10 m，高74.5 m。本数值模拟共设计4种方案，煤柱尺寸为15 m、25 m、35 m和40 m分别模拟一次采动条件下的巷道围岩塑性区范围和支承压力变化规律。煤层顶底板岩性及厚度如图4，各岩层力学参数见表1。 4.2. 塑性破坏范围变化规律 1) 15 m煤柱时巷道围岩塑性破坏 图5为31201工作面回采后(即31202回风顺槽受一次采动影响)巷道围岩塑性区分布图，31202回风顺槽煤柱帮塑性区范围为3.5 m，煤壁帮塑性区范围为3 m，顶板塑性区范围为3.5 m，靠近煤壁帮处顶板塑性破坏范围较大。 2) 25 m煤柱时巷道围岩塑性破坏 图6为31201工作面回采后(即31202回风顺槽受一次采动影响)巷道围岩塑性区分布图，31202回风顺槽煤柱帮塑性区范围为2.5 m，煤壁帮塑性区范围为3 m，顶板塑性区范围为3 m，靠近煤壁帮处顶板塑性破坏范围较大。 3) 35 m煤柱时巷道围岩塑性破坏 图7为31201工作面回采后(即31202回风顺槽受一次采动影响)巷道围岩塑性区分布图，31202回风顺槽煤柱帮塑性区范围为2 m，煤壁帮塑性区范围为2 m，顶板塑性区范围为2.5 m，靠近煤壁帮处顶板塑性破坏范围较大。 4) 40 m煤柱时巷道围岩塑性破坏 图8为31201工作面回采后(即31202回风顺槽受一次采动影响)巷道围岩塑性区分布图，31202回风顺槽煤柱帮塑性区范围为1.5 m，煤壁帮塑性区范围为2 m，顶板塑性区范围为2.5 m，靠近煤壁帮处顶板塑性破坏范围较大。 综上所述，不同煤柱宽度条件下，塑性破坏范围各不相同，分析表明，受一次采动后，随着煤柱宽 Table 1 The mechanics parameter of rock formatio 岩性 密度Kg/m 3 单向抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 剪切模量/GPa 内聚力/MPa 内摩擦角/˚ 3-1煤 1317 0.56 2.85 2.13 4.1 37 中粒砂岩 2510 3.74 9.67 6.65 7.5 42 粉砂岩 2500 6.79 15.2 10.1 9.5 38 表1. 岩层力学参数 图4. 煤层顶底板岩性示意图 图5. 15 m煤柱一次采动后巷道围岩塑性破坏图 图6. 25 m煤柱一次采动后巷道围岩塑性破坏图 图7. 35 m煤柱一次采动后巷道围岩塑性破坏图 图8. 40 m煤柱一次采动后巷道围岩塑性破坏图 度的减小，31202回风顺槽顶板和两帮的塑性破坏范围而增加。通过对比，可以看出15 m、25 m煤柱围岩塑性破坏范围大，35 m煤柱与40 m煤柱围岩塑性破坏范围小，并且相差不大。 4.3. 围岩应力变化规律 1) 15 m煤柱应力变化规律 图9为31201工作面回采后(即31202回风顺槽受一次采动影响)巷道围岩垂直应力分布图，31202回风顺槽煤柱帮0~1 m范围为破裂区，1~4 m范围为塑性区，最大应力为60 Mpa；煤壁帮0~0.5 m范围为破裂区，0.5~4 m范围为塑性区，最大应力为50 Mpa。 2) 25 m煤柱应力变化规律 图10为31201工作面回采后(即31202回风顺槽受一次采动影响)巷道围岩垂直应力分布图，31202回风顺槽煤柱帮0~0.5 m范围为破裂区，0.5~3.5 m范围为塑性区，最大应力为50 Mpa；煤壁帮0~1 m范围为破裂区，1~3.5 m范围为塑性区，最大应力为50 Mpa。 3) 35 m煤柱应力变化规律 图11为31201工作面回采后(即31202回风顺槽受一次采动影响)巷道围岩垂直应力分布图，31202回风顺槽煤柱帮无破裂区，0~3 m范围为塑性区，最大应力为30 Mpa；煤壁帮0~0.5 m范围为破裂区，0.5~3.5 m范围为塑性区，最大应力为30 Mpa。 4) 40 m煤柱应力变化规律 图12为31201工作面回采后(即31202回风顺槽受一次采动影响)巷道围岩垂直应力分布图，31202回风顺槽煤柱帮无破裂区，0~3 m范围为塑性区，最大应力为25 Mpa；煤壁帮0~0.5 m范围为破裂区，0.5~3 m范围为塑性区，最大应力为25 Mpa。 综上所述，不同煤柱宽度条件下，通过围岩垂直应力可知围岩塑性破坏范围，垂直应力随着煤柱尺寸的增大而减小，通过对比确定35~40 m为合理煤柱尺寸。
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user: 5. 结论 论文通过载荷估算法和塑性理论计算得出煤柱宽度分别为36.03 m和18.59 m。利用数值模拟计算得出31202回风平巷围岩塑性破坏范围及垂直应力随着煤柱尺寸的增大而减小，煤柱宽度为35~40 m时， 图9. 15 m煤柱一次采动后巷道垂直应力分布图 图10. 25 m煤柱一次采动后巷道垂直应力分布图 图11. 35 m煤柱一次采动后巷道垂直应力分布图 图12. 40 m煤柱一次采动后巷道垂直应力分布图 塑性区范围最小。综合理论计算和数值模拟结果，门克庆矿工作面区段煤柱的合理尺寸应为35~40 m。
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user: 摘 要 随着越来越多变电所建于居民区和商业区内，变压器噪声问题变得十分突出。变压器噪声水平的高低，已经成为了衡量变压器生产厂家设计和制造水平的重要指标。在负载电流工况下，变压器的振动和噪声主要是由绕组电磁力产生的。本文从噪声传播路径考虑，研究了振动和噪声的来源和传播途径，以及相应的消减措施，利用ANSYS Workbench和Virtual.Lab Acoustics软件联合仿真，建立了变压器实体模型，通过数值分析方式模拟变压器电磁作用产生的振动和噪声，初步验证了消减措施效果。变压器振动和噪声试验进一步验证了消减措施的有效性，同时证实了数值分析方法的可靠性。 关键词 :变压器，振动，噪声，消减措施，数值分析，试验
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user: 1. 引言 提高城市供电的可靠性和改善供电质量，减少电力传输的损耗，城网用大型变电站要建在市区。为了保证居民不受噪声干扰，供电部门对变压器的噪声性能提出较高的要求[ 1 ] [ 2 ] 。 电力变压器振动的根源在于以下三个方面：硅钢片磁致伸缩引起的铁心振动；硅钢片接缝处和叠片之间存在着漏磁而产生的电磁吸引力，从而引起铁心振动；当绕组中有负载电流通过时，负载电流产生的漏磁引起绕组振动。研究表明[ 3 ] [ 4 ] ，在负载电流工况下，变压器的振动和噪声主要是由绕组电磁力产生的。 目前国内外针对变压器振动和噪声已经做了大量研究，文献[ 5 ] [ 6 ] 阐述了几乎所有可以降低变压器振动和噪声的方案，但大多方案没有在实践中验证。同时诸多文献对变压器内部器身振动和噪声做了研究[ 7 ] [ 8 ] ，但都没有涉及到变压器整机，不能得到箱壁外的辐射噪声，也不能深入到外部结构减振降噪层面上。本文以220 kV、180，000 kVA三相电力变压器作为研究对象，利用数值分析方法模拟变压器电磁作用产生的振动和噪声，并采用在器身与下油箱连接处安装减振垫的振动和噪声消减措施。仿真和变压器振动噪声试验验证了其效果。
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user: 2. 变压器的振动噪声 2.1. 变压器振动分析 当变压器绕组中流过负载电流时，绕组周围就会产生漏磁场，由于电流和漏磁场的作用，在绕组内产生洛伦兹力，洛伦兹力大小正比于电流平方。 (1) 为洛伦兹力(N)， 为漏磁通密度(T)。 (2) 为 方向的短路电流密度， ， ， 为圆柱坐标系下单位向量。 ， 分别为轴向和幅向电磁力。 运行中的变压器，绕组可以看成受外界激励的机械振动，变压器油箱表面振动可以看成一种近似正弦的稳态响应[ 9 ] [ 10 ] 。因此我们可以利用ANSYS Workbench的谐响应分析模块模拟电磁作用产生的振动。 根据经验和计算[ 11 ] [ 12 ] ，绕组中的轴向电磁力 (3) 其中 (4) 式中 ——绕组平均半径， ——单根导线电流(A)， ——绕组电流， ——绕组匝数， ——并联导线根数， ——绕组内等效平均磁感应强度(幅向) (T)， ——第i根导线中心磁感应强度(幅向) (T)。 本文中忽略轴向电磁力和辐向电磁力的差别，因此根据式(3)、(4)可知，SSZ11-180000/220变压器最大辐向和轴向绕组电磁力约为2.0 × 10 5 N。对每一项绕组均施加2.0 × 10 5 N的轴向载荷和径向载荷，如图1所示。 忽略了散热片、套管、油枕等外部连接设备，网格划分含有169，786个单元，铁心和绕组均细化，其它自由划分。对变压器各部件赋以相对应的材料属性，如表1所示。 经过谐响应分析求解后，得到100 Hz下变压器振动情况，如图2、图3所示。 由图2、图3可知，器身振动最大处在绕组上，上铁轭到下铁轭振动传递，逐渐减小。箱壁外振动分布较均匀。 2.2. 声场分析 对于油浸式电力变压器，众所周知铁心的振动也是噪声来源之一，为分析更接近实际工作情况，声场分析中包含铁心和绕组两部分。所以，由磁致伸缩引起的铁心振动和电磁力作用引起的绕组振动作为噪声的总能量来源，能量传递到油箱表面，转化为声波传入人耳。油箱表面每个与空气介质接触的面都独立地辐射噪声，表面每个单元位移以时间空间分布的 ， ， 表示，辐射声源总能量等于单元振动速度 ， ， 的机械振动能量总和。油箱表面振动辐射的声能源为 (5) 式中， ——总辐射噪声声功率； 结合变压器实际情况和声学计算方法的特点，本文采用声学软件Virtual.Lab Acoustics间接边界元法对变压器辐射声场进行仿真分析，声学间接边界元法计算流程如图4所示。 将有限元振动结果导入到声学软件中，经过定义声学网格、映射转移计算以及定义位移边界条件等步骤，就可以进行声场分布计算。按照变压器国家标准，计算箱壁外1 m处的辐射噪声，变压器主频100 Hz下的声场分布如图5所示。 提取变压器4个侧面1/3高度上四个典型测点，如图6所示。 四个测点平均声压级值如表2所示。 由表2可知，正面和背面噪声要明显大于两个侧面。 Table 2 Sound pressure level value of measuring poin 测点 1 2 3 4 声压级值(dB) 75.4 67.2 76.4 66.8 表2. 测点声压级值 图4. 间接边界元法计算流程 图5. 变压器声场分布 图6. 四个典型测点
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user: 3. 消减措施仿真 变压器本体噪声取决于铁心和绕组的振动。铁心和绕组振动是通过两条路径 [ 14 ] -[ 16 ] 传递给油箱的：一条是固体传递途径，铁心和绕组的振动通过其垫脚传至油箱；另一条是液体传递途径，铁心和绕组的振动通过绝缘油传至油箱。由仿真图2中振动的传递可看出，固体传递途径尤为明显，因此我们提出器身隔振措施，即在器身与下油箱刚性连接处放置减振垫，最大程度上抑制固体传递路径。 在变压器箱底的定位销处布置12个减振垫，每个减振垫半径为180 mm，厚度为35 mm。减振垫的布置形式如图7所示。 减振垫材料选用粘弹性阻尼材料，其材料特性参数如表3所示。 谐响应分析求解，得到100 Hz下变压器振动情况，如图8、图9所示。 与无减振措施变压器比较，旁轭处的振动有所加强，箱壁的振动减弱了。 变压器主频100 Hz下的声场分布如图10所示。 四个测点平均声压级值如表4所示。 由图11可知，器身隔振对于振动的衰减和噪声的降低具有比较好的效果，降噪幅度在6 dB左右。 Table 3 Material parameter of damping pa 材料 密度 剪切模量 泊松比 阻尼比 阻尼材料 789.5 Kg/m 3 2.0 Mpa 0.3 1.1 表3. 减振垫材料参数 Table 4 Sound pressure level value of measuring point-vibration isolation of core and winding assembl 测点 1 2 3 4 声压级值(dB) 69.4 61.2 67.2 60.5 表4. 测点声压级值–器身隔振 图7. 减振垫布置 图8. 变压器器身变形云图–器身隔振 图9. 变压器整机变形云图–器身隔振 图10. 变压器声场分布–器身隔振 图11. 仿真结果比较
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user: 4. 隔振设计 变压器、电抗器隔振设计时，可将变压器、电抗器简化等效为单质点模型(图12)，基础或楼板加速度与油箱底部加速度之比叫隔振衰减系数 ： (6) 式中 为变压器、电抗器油箱底部的振动加速度； 为变压器、电抗器基础或楼板的振动加速度； 为油箱振动频率 与隔振系统固有频率 之比； 为隔振系统有效阻尼比。
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user: 5. 试验验证 所有试验都在同一台变压器上完成，进行变压器100%负载电流噪声测试，测量变压器箱壁外1 m，变压器1/3高度的辐射噪声。 测试仪器选用INV3060S，24位信号采集分析仪；INV9206声压传感器；INV9212声强传感器。测试仪器以及测试现场分别如图13、图14所示。 测试背景噪声为38 dB。按照试验要求，布置声压和声强测点(和仿真相同的四个典型测点)。经过数据分析得到平均声压级值如表5所示。 测点声强级值图表6所示。 由于声强值受外界环境干扰较小，无任何减振措施和器身隔振比较，器身隔振措施明显降低了变压器辐射噪声。从表6中可以看出，器身隔振下各点的噪声值降噪幅度在4~9 dB。根据厂家测试，220 kV变压器噪声在65~75 dB之间，从噪声幅值以及消减措施降低噪声幅度规律来看，仿真与试验结果比较接近，验证了数值分析的可靠性。 图12. 隔振系统分析模型 图13. 测试仪器 图14. 测试现场 Table 5 Average value of sound pressure leve 减振措施 评价声压级值(dBA) 无减振措施 65.65 器身隔振 61.87 表5. 平均声压级值 Table 6 Sound intensity level valu 减振措施 声强级值(dBA) 无减振措施 1 2 3 4 66.5 57.8 65.2 57.5 器身隔振 1 2 3 4 58.0 51.9 57.9 53.7 表6. 声强级值
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user: 6. 结论 考虑到变压器内部结构的复杂性，本文对电力变压器电磁作用产生的振动和噪声进行了数值模拟计算，分析了变压器的振动和辐射噪声，并提出消减措施，进行了相关试验研究，得出以下结论： 1) 采用器身隔振消减措施，仿真下验证了消减措施的效果。初步证明器身隔振措施的有效性。 2) 基于数值分析的基础上，对220 kV变压器进行了无减振措施和器身隔振措施的100%负载电流噪声测试。测试进一步验证了器身隔振措施具有很好的降噪效果。 3) 仿真结果与试验测量结果在降噪幅度上比较吻合，证实了数值分析方法的可靠性。该方法为验证降低电磁噪声的方案提供理论分析方法和依据。
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user: 摘 要 针对智能变电站各二次设备故障机理复杂、具有不确定性、难以有效评估的问题，提出了基于改进层次分析法和模糊评判理论的智能变电站二次系统综合评估方法。以运行检修规程、测试技术规范为基础，综合考虑运行经验、工作环境和检修记录，建立二次设备状态定量和定性评估指标体系，并根据各指标的相对重要性赋予相应权重；通过半梯形分布函数构建状态指标评分模型，并引入相对劣化度来表征二次设备状态转化程度的隶属函数，进而建立层次模糊评判矩阵；由此，建立基于改进层次模糊评判的智能变电站二次系统状态评估模型。实例分析表明该方法有效可行，为智能变电站二次系统健康状态评估提供了新的思路。 关键词 :智能变电站，二次系统，状态评估，改进层次分析法，模糊评判
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user: 1. 引言 智能变电站作为智能电网的支撑，其二次设备的安全可靠运行是保障整个电力系统稳定性的重要条件。随着电网结构日益复杂，智能变电站某些重要电气设备经常在极限值附近运行[ 1 ] ，致使二次设备故障概率大大增加，从而严重影响电网的安全性和稳定性。因此，加强智能变电站二次设备状态监测和评估，提高其运行可靠性成为电力部门关注的重要问题。 目前在二次系统实际运行维护中，采用二次设备定期检修制度，对保证系统安全起到积极作用，但也存在诸如二次设备健康状态不明确、故障位置或原因不清晰等弊端 [ 2 ] ，同时造成了不必要的人力物力资源浪费。而状态检修[ 3 ] [ 4 ] 可以降低检修成本，减少停电时间，成为当今世界电气设备检修研究的发展方向。状态评估是状态检修的基础，如何对智能变电站二次设备运行状态进行有效的评估，是一热门的研究方向。但是，目前对智能变电站二次系统状态评价研究还处于起步阶段，主要集中于继电保护的状态监测和评估方面 [ 5 ] - [ 7 ] ，专家学者研究较多的是通过专家系统、模糊理论对单一设备进行评估 [ 8 ] - [ 11 ] 。鲜有从二次系统的宏观角度全面建立其状态评估指标体系，缺乏针对智能变电站二次设备故障类型的状态评估方法。 为此，本文建立了能全面反映智能变电站各二次设备运行状态的指标体系，引入最优传递矩阵使层次分析法计算指标权重科学有效，有机结合客观隶属度函数与专家主观评分，从而建立基于改进层次模糊评判的智能变电站二次系统状态评估模型，为运行检修人员开展二次系统状态评价及制定维修策略提供科学的理论依据。
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user: 2. 智能变电站二次系统状态指标及评分方案 2.1. 二次系统状态指标的确定 如图1所示，智能设备及网络通信回路共同构成了智能变电站“三层二网”式的二次系统。 其中，站控层设备作为监测控制其他二次设备的装置，本身不影响二次系统的运行状态，在此不将其纳入二次设备状态评估范畴。同理，录波、计量及同步测量装置也不直接参与监测和控制一次系统运行状态，也不将其作为状态评估对象。此外，为简化模型且不失严谨性，将完成相同功能联系紧密的某些二次设备作为整体考虑，在此将电子式互感器和合并单元作为测量回路整体评估，将交换机和以太网作为通信网络整体评估。 由于智能变电站二次设备的不同状态量相关性较强，若把各个状态量都纳入到指标体系中，则整个评估系统将非常复杂且不具可行性。为了尽量使评估指标全面客观的反映智能变电站二次设备工作状态，选择影响各二次设备运行的主要因素作为其状态指标，且以指标信息易于获取或计算为原则。根据已有研究文献 [ 12 ] - [ 14 ] 和相关规程规范 [ 15 ] - [ 18 ] 及测试技术[ 19 ] [ 20 ] 建立智能变电站二次设备状态评估指标体系，如图2所示。 2.2. 状态指标评分方案的建立 为使状态指标更好的反映二次设备运行状态的优劣程度，且减小状态等级划分的模糊度，将评估对象状态划分为4个等级，即“差”、“注意”、“一般”、“良好”，对应的维修策略及分值见表1。
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user: 3. 改进层次模糊评判模型的建立 3.1. 建立模糊评判矩阵 引入相对劣化度[ 8 ] 的概念来表征智能变电站二次设备当前实际的状态，根据劣化度分值的大小反映指标对应设备状态的优劣，它是一个取值范围为0~1的定量分值。 对越大越优型指标，采用升半梯形模型，其评分表达式： (1) 对越小越优型指标，采用降半梯形模型，其评分表达式为： (2) 式中： 、 、 分别为状态指标的实测值、极限最小值以及极限最大值， 和 可以通过设备说明书、规程规范、测试技术及运行经验获得。 如果分值非常靠近两个状态等级的边界时，上述方法很难准确描述设备真实状态，如测量回路绝对 图1. 智能变电站二次系统 图2. 状态评估指标体系 Table 1 Graded table of condition indicator 分值范围 0~0.30 0.31~0.60 0.61~0.80 0.81~1 状态描述 差(v 1 ) 注意(v 2 ) 一般(v 3 ) 良好(v 4 ) 维修策略 立即维修 尽快检修 计划维修 延期维修 表1. 状态指标评分表 延时指标u 4 评分为0.86，则难以断定该指标所反映状态是“良好”还是“一般”。为此，采样隶属度函数来柔化各状态等级间边界，选取较为简便的三角形和半梯形分布函数作为隶属度函数。 通过式(1)或式(2)对原始数据进行劣化度评分，然后根据规程或专家经验确定隶属度分布函数对于4中状态等级的模糊分界区间。例如可建立测量回路绝对延时指标的隶属度函数，如表2所示。 对于环境因素、检修记录和设备缺陷等定性描述的状态指标数据采用模糊统计评分。通过专家调查的形式，根据评价依据对给定的状态指标进行评分，由此确定各指标的隶属度，其表达式为： (3) 设状态指标 与其对应二次设备某状态等级 的隶属度为 ，则可得该状态指标的隶属度集： (4) 若智能变电站二次系统有 个状态指标，根据式(3)可建立二次系统模糊评判矩阵如下： (5) 3.2. 改进层次分析法 各状态指标对智能变电站二次系统状态评估结果影响程度各不相同，因此需根据状态指标的相对重要性赋予相应权重。传统层次分析法中一致性检验不可缺少，然而实际判断时一般凭大致估计来调整判断矩阵，带有随意性且需经多次调整才能满足一致性要求。为此，采用改进层次分析法，利用最优传递矩阵对传统层次分析法进行改进，使之自然满足一致性要求，直接求出状态指标权重。其步骤如下： 1) 建立比较矩阵A 为降低判断难度，是判断结果更准确，采用三标度表示状态指标间的重要性比较结果，如式(6)所示。 (6) 由此，可得权重比较矩阵 。 2) 构造判断矩阵B (7) 式中： ， ； ； ； 。 Table 2 Membership function tabl 状态描述 隶属度函数表达式 差 注意 一般 良好 表2. 隶属度函数表 3) 求最优传递矩阵L (8) 4) 求矩阵B的拟优一致矩阵B * (9) 5) 求状态指标权重 求矩阵 最大特征值对应的特征向量 ，经归一化处理后，即可得到表征各状态指标相对重要性的权重向量W。 3.3. 模糊综合评判运算结果 基于3.1节和3.2节所得的模糊评判矩阵与状态权重向量，利用加权平均模型进行模糊综合计算，便可得状态评估结果。综合模糊评估表达式为： (10) 式中： 为广义模糊算子， 为模糊综合评价集， 代表评估结果所对应4种状态等级的隶属度。 由式(10)，实际中可取与最大评估值 相对应的评判结果 作为最终评估结果；也可直接把 看做最终评估结果，以便运行维修人员全面认识二次设备或系统的工作状态。
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user: 4. 实例分析 表3为某智能变电站智能终端运行状态记录数据，根据第2节建立其改进层次模糊评估模型，计算其模糊评判矩阵和各状态指标权重。 表3中状态指标 、 和 为越小越优型定量状态指标，根据式(2)可得其相对优劣度 、 、 。进而根据表1的隶属度分布函数可分别求得状态指标 、 和 的隶属度为： 、 和 。 输出正确率指标 是根据历史运行数据而得到的统计值，属于模糊定性描述指标，聘请15位业内专家对其状态进行评价，评价结果如表4所示。 根据表4的状态指标 的专家评价结果，由式(3)可定性计算得智能终端输出正确率指标的隶属度为 。 由此，可得智能终端的模糊评判矩阵： (11) 另外，按照3.2节改进层次分析法可求得智能终端各状态指标权重所占比列，进行归一化处理之后，其结果为： (12) 由式(10)~(12)可得基于改进层次模糊评判的智能终端状态评估结果： (13) 由式(13)结果可知，智能终端运行状态“一般”的隶属度最大，其次“良好”和“注意”，“差”的隶属度最小。由此，根据3.3节可判定智能终端整体运行状态大致处于“一般”，应依照规程规范按计划进行检修。 同理，可对智能变电站其他二次设备进行状态评价，并将各二次设备作为智能变电站整个二次系统的状态指标，根据相同的原理完成系统的状态评估，进而制定相应的检修计划作为运行人员管理维修的理论依据。 Table 3 Smart terminal operation dat 状态指标(y) 实测值 规定范围 动作时间(y 1 ) 2.0 ms 7 ms之内 报文发送时间(y 2 ) 6.0 ms 15 ms之内 SOE分辨率(y 3 ) 0.2 ms 小于2 ms 输出正确率(y 4 ) 98.6% 100% 表3. 智能终端运行状态数据 Table 4 Evaluation of expert group on output accuracy inde 状态等级 v 1 v 2 v 3 v 4 评价结果 2 3 7 3 表4. 专家组对输出正确率指标的评价
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user: 5. 结语 本文将模糊理论和改进层次分析法引入到智能变电站二次系统的状态等级评判中，为二次系统的状态评估提供了一种新的途经。将完成特定相同功能的几种二次设备合成为一个项目作为评估对象，依照相应规程规范建立了比较全面、合理的评估指标体系。实例分析表明，建立的层次模糊评判模型可对智能变电站二次系统作出有效的评估，并具有较强的操作性。
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user: 摘 要 本文以昌汉沟矿3-1煤上201浅埋深薄基岩工作面为工程背景，通过KBJ-60III型综采支架压力监测系统，监测综采工作支架工作阻力的变化规律，确定了浅埋深薄基岩煤层条件下老顶的周期来压步距，为昌汉沟矿工作面支架选型与安全开采提供了依据。 关键词 :浅埋，薄基岩，矿压显现，支架，地表下沉
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user: 1. 引言 中国西部地区拥有丰富的煤炭资源，据全国范围内煤田第二次勘察显示，新疆、内蒙、陕西和山西四个省份煤炭资源占全国总量的81.3%，随着国家西部大开发、能源战略西移发展战略的实施，会逐步加大加快对西部地区煤炭的开发利用 [ 1 ] - [ 3 ] 。这部分煤田中有一部分是浅埋深薄基岩煤层，随着在浅埋深薄基岩煤层布置综采工作面的开采强度加大，工作面压死、压坏支架的事故频繁发生，工作面对应的地表会出现地堑和裂隙，严重威胁到了自然的生态环境、煤矿的安全生产和经济效益，因此分析研究浅埋深薄基岩条件下的工作面矿压显现规律，可为工作面支架选型与安全开采提供重要依据[ 4 ] -[ 8 ] 。
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user: 2. 工程概况 昌汉沟矿3-1煤上201工作面位于开拓井田的中部偏东，昌汉沟矿地面工业广场偏西，可采煤层的面积257994.45 m 2 ，厚度1.7~2.4 m，平均厚度1.75 m，倾角1˚~3˚。3-1煤直接顶为粉砂岩，平均厚度5.10 m；老顶为灰色中粒砂岩，近水平层理，泥质、钙质胶结，中等致密，力学强度较弱，结构松散，非常容易风化破碎。3-1煤直接底为灰色、灰白色的细粒砂岩，成分主要以石英长石为主，部分含白云母，分选性为中等，泥质胶结，层理为波状。 在201工作面回采范围内的地表地形沟谷纵横、基岩裸露，第四系薄层风积沙、冲洪积层等呈呈星状分布在山梁、山坡及沟谷地带，显示地貌特征为侵蚀性丘陵。 201工作面上覆基岩厚度25~50 m，切眼附近最薄，上覆基岩厚度大约25 m。推进长度1068.4 m，工作面长度241.6 m，采煤方法采用综合机械化采煤法，顶板管理采用全部垮落法，工作面内采用ZY8000/12/24型液压支架142架(见表1)，SL300型双滚筒采煤机，原设计标准为日推进12个循环，循环进尺0.865 m，上下顺槽均超前支护30 m。
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user: 3. 监测布置与实施方案 运用KBJ-60III型综采支架压力监测系统对201工作面实施动态矿压观测，该监测系统总共有20个压力传感装置，如图1，分别安装在20个支架上(10#、16#、23#、30#、37#、42#、51#、56#、62#、66#、72#、78#、84#、90#、96#、102#、110#、118#、126#、132#)，用于监测综采支架左右支柱的压力，该压力传感装置每隔4分钟便会自动记录支架左右支柱的压力，能够确保监测数据的及时性和有效性。 Table 1 The power support ZY8000/12/24 technical characte 型式 掩护式液压支架 单位 备注 高度 1200~2400 mm 中心距 1750 mm 初撑力 6142 kN P = 31.5 MPa 工作阻力 8000 kN P = 39.3 MPa 移架步距 865 mm 表1. ZY8000/12/24型液压支架主要技术特征 图1. 综采支架工作阻力连续记录仪 运用煤体应力监测系统监测数据并分析采动过程中煤体超前、两侧支承压力强度和规律，以及201工作面开采后，留巷煤柱应力强度、分布规律和稳定时间。详细布置位置如图2所示。
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user: 4. 工作面矿压显现规律 观测记录时间段内201工作面向前推进214 m。对记录的数据进行科学合理的分析整理，分别详细统计工作面直接顶初次垮落步距及强度，老顶初次来压和周期来压步距及强度和支架工作阻力特征。 1) 回采巷道老顶的初次来压。根据支架阻力曲线特性分析，在观测的第三天支架阻力显现出急据上升的现象，但上升强度较小，持续时间不长，由此可以判定为直接顶的初次垮落。工作面没有在同一时间垮落，而是先在机头方向垮落，然后在靠近机尾方向垮落。 在观测的第四天，从支架阻力曲线分析出：工作面直接顶垮落后，综采液压支架一直承受着破碎直接顶的载荷，导致支架阻力一直显现缓慢上升的趋势。在观测的第五天，支架阻力再次出现急剧上升现象，这次上升明显速度快并且强度较大，其中6#、23#、30#、42#、72#、78#、84#、90#、96#、102#，这10个支架显现出安全阀开启的现象，以上各种迹象表明老顶的初次来压开始，第六天的支架阻力观测数据小于第五天的支架阻力观测数据，推算得出201工作面老顶初次来压步距17.31 m~20.78 m，平均步距19.0 m，来压时强度最大达到了42.7 MPa。 图2. 测点布置图 观测的第六天，201工作面上方地表出现了急剧下沉现象，导致了地表形成张开性裂隙和落差较大的地堑，再结合观测的支架工作阻力数据可以确定第五天夜班出现的支架阻力上升现象是由于老顶的初次来压，来压持续时间较短，因为老顶开始断裂但并没有完全垮落，待工作面推进4个循环后老顶达到滑落失稳条件后完全垮落，从而造成第六天早班支架阻力达到最大值。 综合对支架阻力曲线分析结果和工作面上方地表破坏特征得出在浅埋深薄基岩条件下工作面初次来压只显现滑落失稳，老顶断裂影响直达地表形成了上覆岩层全厚度切落；来压强度大，持续时间短，顶板对支架造成一定程度的冲击载荷，导致多数支架安全阀开启。 2) 回采巷道老顶的周期来压。以支架的平均循环末阻力和支架的均方差之和作为判断顶板周期来压的主要指标，用这个指标分析回采巷道的周期来压。数据计算的公式： 式中， ——循环末阻力平均值的均方差； ——实测循环数。 ——各循环的实测循环末阻力。 ——循环末阻力的平均值， 。 顶板来压依据： 。 监测支架来压判据计算结果如表2所示。 支架循环末阻力的平均值为6164 kN，约为支架额定工作阻力的77.05%，说明来压时支架的工作阻力与其额定工作阻力相比还有一些剩余空间。 在周期来压下，工作面会形成周期的来压步距，分别选取统计了工作面上中下三段有代表性的支架循环末阻力曲线用来分析工作面的周期来压步距，如表3所示。 选取有代表性16#、66#、102#支架，进行支架周期来压判别，以下是监测到的支架循环末阻力结果的直观显示，如图3，16#支架分别在工作面距离开切眼157.6 m，164.8 m，176.5 m，188 m，198.5 m，205.5 m，213 m位置出现明显来压显现，前后差值分别为7.2 m，11.7 m，11.5 m，9.5 m，7 m，7.5 m，平均值9.07 m。66#支架分别在工作面距离切眼149.5 m，157.8 m，168.75 m，175.8 m，190.3 m，203.4 m Table 2 The criterion of periodic weightin 支架号 平均循环末阻力 均方差 判据 支架号 平均循环末阻力 均方差 判据 10# 5823 1184 7002 78# 6202 1123 7325 16# 6195 1038 7233 90# 6287 1167 7454 23# 6075 1085 7160 96# 6236 1012 7248 30# 6247 1175 7422 102# 6044 1239 7283 37# 6175 1227 7402 110# 6334 1065 7399 42# 6317 1252 7569 118# 6227 1154 7381 66# 6042 1067 7118 126# 6212 1098 7310 72# 6386 1034 7420 132# 5822 1154 6976 表2. 支架周期来压判据(单位：kN) Table 3 The interval of periodic weightin 来压次数 支架号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 10# 11.25 11.25 9.52 6.92 9.52 7.78 9.52 10.38 9.52 7.78 10.38 10.38 11.25 16# 6.92 11.25 12.11 10.38 7.78 7.78 9.52 6.92 10.38 11.25 7.78 8.65 8.65 23# 8.65 9.52 6.92 6.92 6.92 7.78 11.25 9.52 9.52 10.38 11.25 10.38 10.38 30# 8.65 8.65 7.78 7.78 6.92 8.65 5.19 10.38 7.78 7.78 13.84 12.11 13.84 37# 8.65 6.92 7.78 7.78 9.52 8.65 9.52 10.38 7.78 8.65 9.52 10.38 10.38 42# 8.65 9.52 7.78 7.78 8.65 8.65 9.52 9.52 8.65 7.78 10.38 10.38 9.52 66# 8.65 6.92 7.78 8.65 9.52 9.52 9.52 9.52 9.52 8.65 8.65 8.65 9.52 72# 7.78 7.78 6.92 9.52 9.52 9.52 6.92 10.38 6.92 7.78 11.25 9.52 11.25 78# 9.52 7.78 6.92 7.78 9.52 9.52 11.25 9.52 7.78 8.65 6.92 9.52 12.11 90# 9.52 8.65 6.92 8.65 7.78 7.78 10.38 7.78 9.52 9.52 13.84 11.25 10.38 96# 9.52 8.65 6.92 7.78 7.78 6.92 9.52 9.52 8.65 7.78 7.78 10.38 10.38 102# 9.52 8.65 7.78 8.65 11.52 8.65 9.52 9.52 11.25 9.52 8.65 8.65 10.38 110# 10.38 8.65 7.78 6.05 7.78 6.05 10.38 7.78 8.65 9.52 13.84 10.38 9.52 118# 10.38 7.78 6.92 5.19 7.78 7.78 10.38 9.52 9.52 8.65 8.65 10.38 9.52 126# 10.38 8.65 6.92 8.65 7.78 6.92 9.52 9.52 8.65 11.25 9.52 11.25 10.38 132# 9.52 9.52 10.38 8.65 9.52 9.52 9.52 7.78 9.52 9.52 10.38 11.25 12.11 平均/m 9.25 8.76 7.95 7.95 8.61 8.22 9.46 9.25 8.98 9.03 10.16 10.22 10.60 总平均/m 9.75 表3. 各支架周期来压步距(单位m) 表4. 基本顶历次来压期间动载系数统计表
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user: 6. 结语 在浅埋深薄基岩条件下工作面初次来压只出现滑落失稳，老顶断裂直达地表出现上覆岩层全厚度切落；来压强度大，持续时间短，会对支架造成一定程度的冲击载荷。周期来压滞后、时间短，裂隙破断波及至地表导致地表出现张开性裂缝和地堑等现象，老顶结构不能够取得自身的平衡，应用高强度高工作阻力的支架之后，在保证初撑力足够时，来压显现并不明显，然而在支架初撑力不够时，工作面也没出现压架的故障，说明顶板结构还有一定的自承能力。
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user: 摘 要 柴油机这一当前应用最广泛的重要动力装置，往往由于过量空气系数降低而影响动力性能甚至直接熄火。本文根据柴油机过量空气系数与其平均有效压力、排气平均温度等主要参数的关系，基于缸内燃料燃烧过程的热力学计算，对柴油机过量空气系数的防熄火要求进行分析，给出了柴油机防熄火的临界过量空气系数理论值求解方法，从而在理论上进一步阐述了随着过量空气系数的降低，柴油机的动力性降低、热负荷增加、燃烧质量下降的现象；特别是当过量空气系数低于临界值时，柴油机会熄火，无法维持正常工作。所得结论对柴油机理论与应用的深入研究，提高其在各种不同条件下工作的可靠性具有实际意义。 关键词 :柴油机，过量空气系数，防熄火
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user: 1. 引言 自柴油机于1892年被发明后，由于其热效率高、经济性好、功率范围广、机动性好，在交通运输和大型生产上普遍采用柴油机作为动力装置 [ 1 ] 。柴油机的正常工作依赖于吸入适量的空气，但是吸入空气量往往受到环境因素或突发事故的影响。比如在高原环境下，高海拔空气稀薄使柴油机进气能力下降；柴油机的进排气管受损或其他特殊条件也会导致进气量减少。此时为尽量减少功率降低程度，需要提高循环供油量，导致柴油机在低过量空气系数下运转，其性能严重下降，难以保证其正常运行甚至熄火。目前，大多是在高海拔背景下研究过量空气系数与柴油机性能的关系，内容也主要是柴油机性能的变化情况以及如何采取措施缓解性能下降的趋势，而对过量空气系数降低导致柴油机熄火的研究较少。 过量空气系数会影响柴油机的燃烧过程，而燃烧过程的好坏会直接影响柴油机的性能指标。由于柴油机喷雾、压缩和燃烧过程都是在狭小的空间和极短的时间内完成的，特别是缸内的燃烧过程具有复杂的物理和化学反应，因而对柴油机缸内燃烧过程的研究有很大的难度。本文主要从理论上分析过量空气系数降低对柴油机性能的影响，并建立燃烧过程模型来计算柴油机防熄火的临界过量空气系数。