回收条件范文（精选3篇）
回收条件 第1篇
加工重质、高含硫原油时必然副产大量H2S气体,如果不能采取有效的工艺技术处理,将会造成严重的环境污染,影响到人类正常的生活。随着对环境保护的日益重视,我国制定了更加严格的环保法规,要求炼油企业不断改进工艺,提高装置效能,减少污染物的排放。《大气污染物综合排放标准》(GB 16297—1996)规定炼油企业排放气体中SO2质量浓度不得超过960 mg/m3。为了实现SO2达标排放,保护环境,国内70%以上的炼油企业已建造了硫磺回收装置来处理含H2S 的酸性气[1]。
玉门油田分公司炼油化工总厂硫磺回收装置建于2005年,设计产能2 500 t/a。采用部分燃烧(直流法)外掺合、两级转化克劳斯硫回收工艺处理酸性气体,最后残余的少量H2S、有机硫和单质硫,通过高温焚烧后排放到大气。
1 工艺原理
采用部分燃烧(直流法)克劳斯硫回收工艺,使酸性气中烃类完全燃烧,1/3的H2S燃烧生成SO2,使剩余的2/3 H2S与SO2在理想配比的情况下进行催化转化,以获得更高的转化率。制硫炉内约有60%～70%转化为单质硫,含硫蒸气的高温过程气经过一级冷凝冷却器冷却后,分离成液硫和过程气。分离出的过程气进入一、二级反应器通过催化反应生成硫磺。
2 运行现状分析
硫磺回收装置自2007年投料开工以来,设计的操作弹性为40%～110%。由于酸性气来量小,实际负荷平均水平为30%～50%,长期处于低负荷运行。
面对严峻的环境保护压力,如果低负荷下不开车,将造成每年约830 t的含H2S的酸性气通过火炬燃烧成SO2排放大气,对周围环境带来严重的危害。因此,为了减少污染,回收硫资源,应通过不断的技术改造,操作优化,实现低负荷下的高效、安全、平稳运行。
2.1
装置物料平衡
2.2 总硫回收率分析
总硫回收率受到多种因素的影响,有时往往由于几个条件互相作用而抑制反应向正反应方向进行,从而引起硫回收率的损失,因此实际的硫回收率要比设计值低。表1为40%负荷下装置物料平衡情况。
通过原料控制、工艺操作条件优化等技术措施,总硫回收率达到了91.1%,实现了低负荷条件下较高的开炼水平。表2列出了系统总硫回收率及各段转化率。
2.3 产品质量分析
硫磺产品质量指标符合设计要求,达到《工业硫磺》(GB/T 2449—2006)一等品要求。产品质量指标及实际化验分析结果见表3。
2.4 装置操作平稳率分析
装置A、B级控制点均在工艺操作卡片规定的指标之内,操作平稳率达100%。
2.5 催化剂性能分析
反应器使用的是活性氧化铝催化剂,使用寿命3年。2010年检修更换为新剂。本周期投料以来,一级反应器温升达70 ℃,二级反应器温升达23 ℃,催化剂床层温升较为明显,活性表现良好。
2.6 装置能耗分析
硫磺回收计算能耗为60.6 kg标油/t产品,略低于设计值63.5 kg标油/t产品(见表4)。
(1)装置低负荷运行,配风小,鼓风机负荷低,电耗为设计用量的30%。
(2)0.3 MPa蒸汽能耗高于设计值。主要原因是由于硫磺装置的特殊性,一旦投入运行必须投用所有的夹套伴热以防硫磺凝固,导致系统堵塞。
(3)燃料气主要用于制硫尾气焚烧炉。为了保证尾气充分燃烧,必须消耗一定量的燃料气来维持焚烧炉的炉膛温度。
3 低负荷运行存在的问题
对于硫磺回收装置来说,忌讳低负荷开炼。装置负荷低,系统各点温度维持比较困难,硫蒸气很容易在系统滞留,造成管线堵塞,系统压力升高,严重时还会被迫停工。此外,设计选择的测量及控制仪表在低负荷时难以操作。
3.1 系统易堵塞
当负荷在30%以下时,装置运行很可能出现各种各样的问题,其工艺指标很难达到设计要求,而且容易出现系统堵塞等问题,仪表及阀门准确性差且调节困难。
近年来发生的较为严重的系统堵塞有:
(1)2008年7月10日,一级反应器床层积硫、积碳堵塞,系统压力高,无法正常生产。
(2)2010年10月15日,装置检修后开工时,酸性气量不足设计负荷的30%,且酸性气中的H2S浓度30%左右(设计≮60%)。投料开工48 h后系统压力有缓慢上升趋势,气风比难以保证。检查发现一级反应器至二级冷却器间积硫致系统不畅。
(3)2011年6月20日,制硫系统压力缓慢上升,操作波动较大。经检查发现二冷液硫线至硫封罐管线堵塞,液硫难以进入硫封罐,致使后路不畅,系统压力升高。
3.2 气风比控制难度大
低负荷运行,为维持系统温度一般采取较大配风操作,反应炉容易超温,系统流速降低,有时后部热量不够,容易造成堵塞。长期大配风操作容易使催化剂硫酸盐化而失活,反应器无反应热,过氧容易使催化剂表面积硫自燃而损坏催化剂。
3.3 反应器床层积碳
当负荷在15%左右时,超低负荷下反应炉温度、系统压力难以维持,必须配烧瓦斯,瓦斯压力波动给准确配风和防止床层积碳带来问题。由于负荷较低,系统温度较低,一些低点容易积硫,导致管线不畅。
3.4 总硫回收率低
克劳斯反应可大致分为热反应阶段(高于800～850 ℃)和催化反应阶段(低于800～850 ℃)两部分。在热反应阶段,提高温度对化学平衡有利;在催化反应阶段,降低温度对化学平衡有利。但为保证有机硫水解,一级催化反应器宜适当提高反应温度,缩短反应达到平衡转化率的时间,从而提高转化率。制硫炉在600～1 000 ℃时易产生CS2 和COS,因此,根据酸性气组成及配风条件,将制硫炉温度控制在1 100～1 200 ℃之间,以尽量减少CS2和COS 的生成,提高炉内酸性气的转化率。
低负荷运行时,由于酸性气量少,气风比难以调节,为了保证配风合理,制硫炉温度偏低,经常在1 000 ℃左右,热反应阶段的回收率低。通过提高配风来提高炉膛温度,一方面将影响催化剂的活性和寿命,另一方面也会加剧设备腐蚀。
3.5 热量平衡问题
低负荷操作系统难以维持热量平衡,反应器出口温度达不到工艺设计指标范围,床层及管线容易积硫。由于进入冷凝冷却器的过程气量较低,废锅发汽量较少,温度低,造成过程气通过冷却器列管时,冷却效果太好,过程气中被冷凝下来的液态硫在管壁上被迅速冷却成固态硫,造成列管堵塞。
3.6 设备腐蚀
硫磺回收主要的腐蚀类型有:高温硫化腐蚀,氢腐蚀,低温露点腐蚀,低温湿H2S腐蚀和应力腐蚀。低负荷运行时极易发生设备腐蚀穿孔现象,影响装置的正常运行。其腐蚀部位包括:制硫燃烧炉陶瓷管接头处、一级硫冷凝器冷却器管芯、中心管隔板及烟囱顶部。
4 低负荷优化运行策略
4.1 源头控制,稳定原料组成
原料酸性气组分主要由硫化氢、二氧化碳、部分烃类以及少量的氨气组成,其组成的相对稳定是装置平稳运行的前提。
酸性水汽提单元酸性水量少且不稳定,酸性水中硫化物及氨盐浓度变化较大。因此,应严格按照工艺卡片指标操作,做好冷热进料比、稳定汽提塔顶压力、稳定侧线氨抽出量。同时,结合化验分析结果,及时调整操作,保证汽提单元酸性气各项指标合格,酸性气流量与组成稳定。
再生单元酸性气的组成受液态烃脱硫装置的影响较大。如果上游装置运行不平稳或出现波动,富液中就会带来大量的烃类、CO2,给硫回收造成很严重的冲击。加强和上游装置的联系,从源头抓起,努力提高上游装置操作的平稳性,避免因操作波动造成酸性气组分的大幅波动,给硫磺回收带来被动的局面。
4.2 提高总硫回收率
4.2.1 合理配风,选择最佳气风比
当气风比较合理时(即接近于理论气风比),其总硫收率明显提高,燃烧炉的温度虽略有下降,但装置仍处于良好的运转状态。气风比在1.0时,燃烧炉的温度能够维持在1 100 ℃左右,反应器温升勉强达到设计弹性范围。
装置开工进料前,首先分析原料酸性气中H2S、CO2、烃类的体积分数,按1/3 H2S完全燃烧,计算出理论配风量。当过程气中H2S/SO2的比值为2时,克劳斯反应的平衡转化率最高。H2S/SO2比例是装置最重要的操作参数,该比例是通过控制气风比来实现的。
原料酸性气中的组成有不同程度的波动,理论配风量也随之变化。经过不断优化和调整,低负荷运行气风比控制在1.4～1.6较为理想,能够有效避免系统热量平衡与硫回收率的矛盾。
4.2.2 提高过程气外掺合温度
反应器设计入口温度分别为232 ℃和224 ℃,出口温度分别为308 ℃和250 ℃。低负荷运行,进入反应器的H2S和SO2量小,在催化剂床层H2S和SO2反应为放热反应,其放出的热量不足以达到设计的出口温度,硫蒸气容易结在管壁,时间长就会堵塞管线。此外,硫酸露点为197 ℃左右,温度低易造成腐蚀。经过实践反复摸索,将入口温度分别提高到250±10 ℃,两段液态硫积聚降低,同时总硫回收率有明显提高。
4.2.3 催化剂保持高活性,提高转化率
催化剂在使用过程中由于床层积碳、重烃附着、催化剂硫酸盐化、液硫沉积、机械损伤等都可能造成催化剂活性降低。催化剂孔隙被堵塞或表面活性中心损失,使硫磺回收率降低,床层温升下降,催化剂活性表现衰退。根据反应器温升情况,及时做好催化剂除硫、除碳及硫酸盐还原等操作,防止催化剂活性衰退,不断提高反应器转化率。
4.3 平衡系统热量,防止积硫、积碳
4.3.1 掺烧瓦斯
酸气量少,负荷低,废锅温度低,硫磺易冷凝在锅炉管束,造成系统堵塞。可以通过配烧一定量的瓦斯,有时也可通氮气增加气相负荷来提高反应炉温度。在配烧一定量的瓦斯时,应准确计算配烧瓦斯所需的配风。配风多了,硫磺回收率下降,系统腐蚀加剧;配风少了,系统会产生积碳,硫磺发黑,系统不畅。
4.3.2 适度调节夹套伴热温度
由于硫磺物性的特殊性,在130～160 ℃条件下流动性最好。从冷凝冷却器出口开始全程夹套伴热,防止液硫凝固堵塞管线,造成后路不畅。夹套伴热温度控制在150～155 ℃,既防止过程气露点腐蚀,又保证液硫在最小的粘度下流动,减少了系统积硫堵塞。
4.3.3 平稳操作锅炉液位
高温过程气从制硫炉出来进入一级冷凝冷却器(锅炉),经冷却后实现液硫与过程气分离,液硫进入液硫回收系统,过程气进入催化反应器进一步反应回收硫。低负荷下,过程气量小,所携带的热量少,若锅炉高液位运行,冷却效果好,液硫容易滞留在管束,堵塞系统。
因此,低负荷下锅炉液位下限控制,有利于平稳操作。当发生锅炉压力偏低时可向锅炉内适当补充煮锅蒸汽,平衡发生蒸汽压力,保证管程过程气温度。
4.3.4 氢气伴烧工艺
低负荷下或超低负荷条件下,通过引总厂废氢的办法来提高制硫反应炉炉膛温度,从而提高炉内H2S转化率和转化器入口温度,冷换设备正常运行,可以增产0.3 MPa蒸汽,降低能耗,增加经济效益。氢气伴烧后酸性气中的烃类能完全燃烧,不会产生黑硫磺,可以保证产品质量[2]。
4.4 设备防腐对策
酸性气在制硫炉燃烧后的过程气中,气流组成为H2S、H2O、SO2及硫蒸气、CS2、COS等,这些介质常以复合形式存在。腐蚀性介质几乎贯穿于整个系统,不可避免给设备带来腐蚀问题。尤其在低负荷条件下,系统各点的温度不能保证,容易造成露点腐蚀,导致管线穿孔,锅炉管束焊口开裂等问题,因此,做好设备防护是保证装置平稳、长周期运行的关键所在。
4.4.1 设备材质的选用
鉴于制硫过程复杂的腐蚀形式,设备的选材尤为重要,选用耐腐蚀材料并做好防腐措施,可以提高装置开炼周期。
对腐蚀严重的过程气管线材质由20号钢升级为0Cr18Ni9。材质升级后设备运行良好。冷凝冷却器(锅炉)管束材质为20号钢。由于冷凝冷却器的腐蚀形态是硫酸露点腐蚀和应力腐蚀开裂,选 ()材时就要考虑用耐硫酸露点腐蚀的ND 钢或既耐硫酸露点腐蚀又耐连多硫酸应力腐蚀开裂的双相不锈钢[3]。
4.4.2 提高局部温度,减少露点腐蚀
在开、停工时,要控制炉子出口氧气含量。另外,尽量提高冷却器出口温度,使炉出口温度控在160 ℃以上,避开露点。搞好气风比,防止酸性气过烧生成SO3,对设备造成强酸腐蚀。
只要提高局部温度即可有效地减轻腐蚀。当H2S的体积分数较小,酸性气量较少时,要适当增加配风系数以提高系统温度。另外,用配烧瓦斯的方法可控制烟道系统的温度。
4.4.3 停工及维修前保护
闲置设备停工时应充氮气保护,系统保持微正压,并且与运行设备隔离好,防止氧气、水及过程气串入,造成腐蚀。设备在打开之前,必须吹扫干净,系统也可用FeS钝化剂进行钝化处理。
5 结 语
低负荷硫磺回收开炼存在问题多、难度大的缺陷。经过几年不断探索,总结提升,形成了一套低负荷条件下硫磺回收平稳运行的技术方案和宝贵经验:
(1)理清影响低负荷生产的关键要素,优化调整操作,可以实现安全、平稳运行。
(2)制定有针对性的防腐措施是硫回收装置长周期运行的保障。
(3)挖掘节能降耗潜力,解决低负荷能耗偏高的技术难题。
通过以上途径实现了尾气SO2达标排放,达到总厂节能减排的目标,树立了良好的企业环保形象。
摘要：从低负荷硫磺回收的运行现状分析入手,指出了低负荷运行存在的问题并深入剖析问题的根源所在,提出了在低负荷条件下切实有效的硫磺回收优化运行策略,解决了制约低负荷生产瓶颈与环境保护之间的矛盾,实现了良好的经济效益和社会效益。
关键词：低负荷,硫磺回收,策略,优化运行
参考文献
[1]诸林.天然气加工[M].北京:石油工业出版社,1996.
[2]郭利昌,吴戒骄.氢气伴烧在硫磺回收装置低负荷开工中的应用[J].石油化工安全环保技术,2011,27(1):25-27.
回收条件 第2篇
32002炮采工作面在回采过程中由于受到采空区水害的影响,造成工作面上段顶板破碎、淋水大(30～40 m3/h),顶帮伴有大量煤泥流出,被迫停产。实际生产过程中,工作面向前50 m施工迁巷将上段30架悬移支架回出,然后恢复生产。通过采用堵水、疏水和有效控制顶板等方法,确保了悬移支架顺利回收。
1 工作面概况
32002炮采工作面基本顶为中细粒砂岩(再生复合顶),厚度2.0～9.5 m,平均厚4.5 m,呈灰色,中粒状,f=6;直接顶主要为泥岩(再生复合顶),厚度0～2.5 m,平均厚2.0 m,灰色,f为4～5;直接底主要为泥岩,厚8.0～12.0 m,平均厚10 m,灰色,f为4～5;基本底为L8灰岩,厚度0.7～3.7 m,平均厚2.0 m,灰色、坚硬致密,f为8。煤层倾角平均16°,两巷采用U型钢支护。
32002炮采工作面北距油房沟断层54～76 m,南邻32003(上炮采工作面)及32003(综采工作面)采空区,东邻32001(综)采空区,面内绝大部分为原32001(炮)采空区。切巷位于原32001(综)工作面终采线东39 m处,终采线位于32强力胶带下山东92 m。该面绝大部分为二次回采,局部为首次回采。回采时对地面上的附属物有一定影响。该面走向长449～458 m,倾斜68～123 m,工作面标高-101～-41.5 m,面积为45 925 m2
2 支架回收方案优选
(1)方案提出。
32002工作面为复采面,回收时必须加强顶板和水控制。支架回收应遵循以下几点:①回收期间加强工作面支护,保证顶板、煤壁和采空区侧稳定。②防止冲垮工作面扩修支护支架,造成工作面冒顶。③保证工作面回收活动空间,使支架顺利回出,采用手拉葫芦将悬移支架拉出工作面。根据要求,提出以下方案。方案1:由上向下扩修回收,先将上切口外5 m采用木对棚支护,工作面扩一排切巷,采用木对棚支护,椽子配合双层双抗网闭帮顶,切巷扩好后由下向上将支架拉入扩切巷进行拆除回收,然后将水归槽管理。方案2:由上向下扩修回收,先将上切口外5 m和悬移支架回收段采用特制工字钢梁(梁齿用0.3 m U型钢焊接),U型钢柱支护,两帮各上2块卡缆固定,棚与棚之间采用5道拉杆连锁(顶梁3道,两帮各1道),支架回出后在不影响出支架的情况下在两帮支设木垛,采用骑着支架的扩修方法,悬移支架扩出1.5架后将工作面闭严闭实,并在悬挂手拉葫芦的棚梁下打戗柱加固,然后回收悬移液压支架,依次进行。方案3:先由上向下扩修回收,顶板淋水增大顶板控制困难时,再由下向上扩修进行回收。扩修方法同方案2。
(2)方案比较。
方案1优点:节省材料,棚梁不易出现错口,易控制顶板,木棚长短可缩性大;缺点:工作面压力大,容易发生断梁折柱,巷道维护困难。方案2优点:工字钢抗压强度大,容易维护;缺点:工字钢梁长短不易改变,可缩性小,顶板破碎,淋水增大时,无法进行向前扩修回收。方案3优点:工字钢抗压强度大,容易维护,由上向下扩修顶板破碎,淋水增大时可以由迁巷口处向上回收;缺点:工字钢梁长短不易改变,可缩性小,由下向上扩修时,工作面有积水时向下冲水,施工人员不易躲避。
(3)方案确定。
方案1容易发生断梁折柱,巷道维护困难;方案2顶板破碎,淋水增大时,无法进行向前扩修回收;方案3除有方案2优点外,还有由上向下扩修顶板破碎、淋水增大时可以由迁巷口处向上回收。结合现场情况最后确定采用方案3。
3 回收步骤
(1)回收准备。①扩修前必须将特制工字钢和3.0 m U型钢腿运送到位。②对所有参与施工的人员组织学习扩修、悬移支架拆除安全技术措施,并签名登记。③工作面准备好2.6 m长方木和0.8 m短方木。④拆除工具准备到位,将支架主管路掐开,回风巷(迁巷)在工作面铺设1趟临时管路,保证泵站压力不小于20 MPa。⑤扩修地点准备铁钎椽30根、木钎椽1 000根、竹笆1 000块、小径木30根、坑木20根、编织袋2 000条等材料。⑥准备2.5 m和2.8 m单体液压支柱各30根,手拉葫芦4台。
(2)支架回收。先从上切口外5 m开始向里采用特制工字钢梁配合U型钢腿进行扩修,扩修至切巷后,骑着悬移支架进行扩修,悬移支架扩出1.5架后进行回收;悬移支架拆除时,手拉葫芦要吊挂在支架稳定牢固的地方,悬移支架四角悬挂在工字钢棚上,然后在待拆支架顶梁下打上单体液压支柱(采空区侧1根、梁头侧1根)加固,然后采用手拉葫芦吊住支架顶梁,去托梁连接套,将支架4根立柱拆除,并及时把拆下的立柱搬运到迁巷(或回风巷)宽敞地点进行码放,最后将两帮手拉葫芦和顶梁下单体柱同时向下放,使支架顶梁下放到底板上,顶梁下放到底板后对支架顶梁进行调向,采用手拉葫芦进行支架调向,支架顶梁调向时,必须对悬挂调向手拉葫芦的工字钢棚打戗柱进行加固。支架顶梁采用手拉葫芦进行拉运,将顶梁拉运到迁巷内宽敞地点进行码放,支架回收时每扩1.5架回1架,严禁一次扩多架和一次回多架,支架回出后要及时在回出支架地点的工字钢棚下打抬棚加固和打柱腿连锁加固,其他支架拆除方法相同。依次进行。
(3)支架由下向上回收,其扩修和回收法和由上向下回收方法相同。
4 注意事项
(1)回收支架附件时轻撤轻放,小件、螺丝入包。
(2)回收过程中,要求操作人员口号统一,精神集中。并指派专人观察顶板、支架情况。
(3)回收相邻支架,严禁提前摘柱,对相邻支架采用方木支木垛加固或用单体柱加固。
(4)支架下方和回收地点以里严禁有人。
(5)工作面扩棚达到1.5架悬移支架宽度后方可拆除需要拆除的悬移支架。
(6)对悬挂手拉葫芦的支承点必须采取措施加固。
(7)扩修架棚后及时将顶梁和两侧柱腿采用工字钢进行连锁加固。
(8)扩修后,必须对工字钢支架进行联锁加固,回出悬移支架后,支设木垛进行加固。
顶梁向外拉动过程中平面朝下以减小拉动阻力,拉动区域严禁有人,并经常检查紧靠待回收支架已回侧抬棚支护情况。
5 结语
回收条件 第3篇
为保证矿井产量、缓和接替紧张局面, 必须缩短搬家时间, 在工作面撤支架前采取铺顶网以管理顶板, 可有效的缩短搬家时间[1]。而对于破碎顶板来说, 综采工作面回收铺网阶段容易发生事故, 因此, 必须采取合理方案来提高工作面铺网阶段的安全系数。
2 任务来源及要求
康城煤矿是一个开采多年的老矿井, 面对着储量萎缩、煤层赋存不稳定等不利因素, 现所开采三水平的9#煤受地质条件影响, 工作面和走向长度比较短, 因此平均每年综采搬家3-5次, 搬家次数比较频繁。
康城煤矿1903工作面顶板为复合顶板, 具有“软、弱、薄”三大特点, 对于复合顶板工作面来说, 工作面现场管理复杂、控顶技术要求高、冒顶易引发人员伤亡事故、安全系数低, 这一直是采煤工作的重点和难点, 而在工作面回收铺网阶段, 复合顶板也是最大的安全隐患, 在应用以往铺网方法施工后, 施工区队连接出现工伤。针对这一情况, 康城煤矿在1903工作面回收铺网的特殊阶段, 提出了做超前支护方案, 取得了良好效果。
3 工作面现状分析
1903工作面顶板为较难管理的复合顶板, 属于采后易冒落的Ⅰ类顶板, 也称不稳定顶板, 直接顶为灰黑色粉砂岩及8#煤, 粉砂岩泥质成分较高, 具水平层理, 裂隙发育, 层厚1.3~2.1m, 平均2.0m。粉砂岩上为8#煤, 灰黑色, 含透镜状夹矸, 岩性为灰黑色粉砂岩, 层厚0.7~1.0m, 平均0.8m。
在1903工作面铺网初期, 正逢工作面仰采、水大, 煤壁时常有片帮现象;同时工作面中部有断层出现, 一定程度上使片帮情况加剧;加之周期来压, 使顶板条件更为恶化, 顶板管理艰难。
9月12日, 1903工作面开始铺网工作, 工作面机头处有掉顶、空顶现象, 工作面中部受断层影响, 片帮严重。在实际施工过程中, 13日、14日10点班, 施工区队连续两次出现工伤。
4 技术关键
针对这一情况, 特制订做超前支护方案, 即在上网前, 对工作面1-12号支架前采取锚杆、锚索支护, 对13-24号支架采取钢梁配合单体进行支护 (详见图1) 。
工作面1-12号支架处顶板较为完整, 采用锚索配合锚网梁支护, 用φ20×2400mm螺纹钢锚杆锚顶, 并使用长2400mm梯子梁辅助支护, 梯子梁方向为垂直于煤壁方向, 顶锚杆间排距800×800mm。顶板打双排锚索, 间排距为1600×1200mm。
工作面13-24号支架采用2.6m工字钢棚梁支护, 工字钢梁一端搭在支架顶梁上, 进入顶梁至少200mm;另一端支在靠近煤壁的单体上, 单体做到迎山有力, 柱根向煤壁倾斜200-300mm。从煤壁侧梁头向采空区方向沿钢梁打三根单体, 柱距500mm。
5 实际应用情况
9月16日起, 1903工作面采用通板做超前支护。超前支护规格为净宽2.5m, 净高2.3m。做超前支护采用分茬作业以加快施工速度, 由两端头向工作面中部进行人工破煤作业。
具体施工过程如下:
(1) 将中、上部顶煤采取人工作业方式破出, 破煤高度为1.2m, 破煤后及时清运浮煤, 创造作业空间, 运用相应支护方式对裸露顶板进行支护, 如此循环, 直至净宽达到2.5m。
(2) 做好相应支护, 净宽达到2.5m后, 进行背帮工作, 采用单体液压支柱配合挡渣帘护帮, 做到背帮严密, 对于失效单体要及时更换。
(3) 开动机组割底煤, 按照正常铺网上绳工序将网铺在所做超前支护下方, 然后进行移架工作。
(4) 进行第1步任务, 如此循环。
6应用效果
采用做超前支护的方法, 使破碎顶板综采工作面可以控制停采位置, 不至于因顶板难以维护而提前进入停采阶段, 提高了煤炭回收率。
在采用铺网前做超前支护方案后, 顶板控制效果有了明显改善, 提高了工作空间的整体稳定性, 对顶板、煤壁有了较好的维护效果, 人员在上网时处于支护的下方, 保证了安全, 避免了工伤事故, 实现了1903工作面的顺利铺网, 为设备回收创造了先决条件。
参考文献
[1]王高.大同煤炭集团公司.综采工作面停产撤支架前铺顶网管理顶板[J].山西煤炭, 第22卷第3期, P34.