田 博，苗 茺，盧進(jìn)南

（遼寧工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，遼寧 阜新 123000）

0 引言

短壁機(jī)械化采煤工藝現(xiàn)主要采用雙翼采煤法[1]，其開采設(shè)備調(diào)動量少，生產(chǎn)效率高，約占短壁機(jī)械化回收煤柱的65%~70%。在短壁綜合機(jī)械化開采中，對頂板巖層進(jìn)行有效的支護(hù)是實現(xiàn)煤礦安全高效開采的關(guān)鍵，而履帶行走式液壓支架在頂板支護(hù)、煤炭運輸以及實現(xiàn)工作面機(jī)械化作業(yè)方面作用突出[2，3]，在確保工作面安全的前提下極大提高了煤田邊緣地帶與小型地質(zhì)構(gòu)造附近煤炭的回采效率。

當(dāng)前國內(nèi)履帶行走式液壓支架的研發(fā)主要集中于靜態(tài)結(jié)構(gòu)設(shè)計及力學(xué)計算，其是建立在采高不變、支架結(jié)構(gòu)對稱、受力均勻、沒有沖擊的基礎(chǔ)上的[4]，沒有考慮工作面圍巖的動態(tài)特性。在正常工作條件和受力環(huán)境下，誤差能控制在合理區(qū)間，且計算簡單、設(shè)計速度快，適當(dāng)提高安全系數(shù)后能應(yīng)用于工作面推進(jìn)的全過程。可伴隨工作面長度增加，采高增大，圍巖的礦壓顯現(xiàn)規(guī)律愈加復(fù)雜，支架承受源于圍巖和相鄰支架的作用力越來越不均衡，且在整個工作面走向長度上，隨著煤層采高的變化范圍在增大，要求支架在不同工作高度都應(yīng)具備良好的支護(hù)性能。而基于靜態(tài)力學(xué)分析設(shè)計制造的履帶行走式液壓支架在復(fù)雜圍巖條件下的適應(yīng)性較差，壓架與結(jié)構(gòu)件損壞事故頻繁發(fā)生[5，6]，對煤礦工人造成嚴(yán)峻的人身安全威脅，阻礙了煤炭開采進(jìn)程。

在此背景下，本文履帶行走式液壓支架作為研究對象，對其展開動力學(xué)特性研究，分析結(jié)果能為今后該型號履帶行走式液壓支架的優(yōu)化及支護(hù)方式的改進(jìn)提供具有工程價值的理論依據(jù)。

1 履帶行走式液壓支架的工作原理

連續(xù)采煤機(jī)對支巷煤柱進(jìn)行雙翼回采時，通常采用左右交替的后退式回采兩側(cè)煤柱，進(jìn)刀寬度取決于連續(xù)采煤機(jī)滾筒的截割寬度，截割角度一般約為45°~60°，具體依據(jù)井下煤柱的特點而定，截割深度以最大化回收煤柱為準(zhǔn)則。短壁回采工作面一般共需要四臺ZZL10000/30/50型履帶行走式液壓支架，見圖1，其中兩臺液壓支架在巷道內(nèi)跟隨連續(xù)采煤機(jī)移動，當(dāng)連續(xù)采煤機(jī)從左側(cè)采硐退出后，臨近的左側(cè)液壓支架及時向前移動，有效快速地支護(hù)懸空頂板。當(dāng)右側(cè)進(jìn)行回采后，右側(cè)的履帶行走式液壓支架同樣及時的支護(hù)懸空頂板，以此類推，兩臺履帶行走式液壓支架左右交替前進(jìn)。而另兩臺履帶行走式液壓支架安放于短壁工作面的聯(lián)巷內(nèi)，當(dāng)連續(xù)采煤機(jī)進(jìn)行回收聯(lián)巷的側(cè)煤柱時，這兩臺履帶行走式液壓支架動作順序同之前的兩臺液壓支架一樣，交替前進(jìn)及時有效地支護(hù)頂板。

履帶行走式液壓支架的使用能有效的控制頂板跨落線位置，可實現(xiàn)隨采隨冒、完全垮落的頂板管理。當(dāng)頂板較堅硬時，為避免形成大面積懸頂，應(yīng)采用邊界頂板爆破卸壓技術(shù)配合使用履帶行走式液壓支架，使采空區(qū)頂板及時的垮落[7]。

圖1 ZZL10000/30/50型履帶行走式液壓支架Fig.1 ZZL10000/30/50 type crawlerwalking type hydraulic support

圖2 井下支護(hù)的履帶行走式液壓支架Fig.2 Crawlerwalking type hydraulic support for downhole support

2 支護(hù)狀態(tài)下液壓支架動力學(xué)模型建立

為方便問題的研究，現(xiàn)提出以下三點假設(shè)[8]：①頂梁材質(zhì)為高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼，分析時將其視為剛性體；②支護(hù)狀態(tài)下，由于掩護(hù)梁與前后連桿對頂梁的作用力僅為自身重力，相對較小，因此分析時將其忽略；③支護(hù)狀態(tài)下，由于行走裝置靜止不動，受力狀態(tài)下其自身變形量很小，分析時將其視為剛性體。

通過對履帶行走式液壓支架結(jié)構(gòu)與工況分析，建立支護(hù)狀態(tài)下的簡化動力學(xué)模型如圖3所示。圖中各參數(shù)含義分別是：x1為立柱油缸1集中質(zhì)量下垂直位移；x2為立柱油缸2集中質(zhì)量下垂直位移；x3為立柱油缸3集中質(zhì)量下垂直位移；x4為立柱油缸4集中質(zhì)量下垂直位移；x5為頂梁質(zhì)心的垂直位移；θ為頂梁側(cè)傾角；ψ為頂梁俯仰角；c1、c2、c3、c4為系統(tǒng)的阻尼系數(shù)；k1、k2、k3、k4為系統(tǒng)的剛度系數(shù)；m1為立柱油缸1和立柱油缸2的集中質(zhì)量；m2為立柱油缸3和立柱油缸4的集中質(zhì)量；m3為頂梁質(zhì)心的集中質(zhì)量；I1為頂梁俯仰角繞轉(zhuǎn)動軸的轉(zhuǎn)動慣量；I2為頂梁側(cè)傾角繞轉(zhuǎn)動軸的轉(zhuǎn)動慣量；a為頂梁的寬度；b為頂梁質(zhì)心到立柱液壓缸1和立柱液壓缸2的垂直距離；c為頂梁質(zhì)心到立柱液壓缸3和立柱液壓缸4的垂直距離；F1（t）、F2（t）、F3（t）、F4（t）、F5（t）為圍巖頂板施加于履帶行走式液壓支架頂板的激勵。

圖3 支護(hù)狀態(tài)下履帶行走式液壓支架動力學(xué)模型Fig.3 Dynamic model of crawler walking type hydraulic support under support condition

依據(jù)構(gòu)建的履帶行走式液壓支架的動力學(xué)模型，各頂梁柱窩處的垂直位移 x11、x22、x33、x44在廣義坐標(biāo)系下可表示為：

對各頂梁柱窩處垂直位移進(jìn)行求導(dǎo)，得到各柱窩處的振動速度，用廣義坐標(biāo)系可表示為：

根據(jù)振動學(xué)理論[9]，支護(hù)狀態(tài)下履帶行走式液壓支架機(jī)械系統(tǒng)的動能函數(shù)為T，勢能函數(shù)為U，散逸函數(shù)為D，則得出系統(tǒng)的能量表達(dá)式為：

對上式進(jìn)行整理可得拉格朗日方程表達(dá)式為：

聯(lián)立式（3）~（6），即可得到支護(hù)狀態(tài)下履帶行走式液壓支架機(jī)械系統(tǒng)中各部分的力學(xué)微分方程。

立柱油缸1、2、3、4集中質(zhì)量下垂直運動微分方程分別為：

頂梁垂直運動微分方程為：

頂梁俯仰角運動微分方程為：

頂梁側(cè)傾角運動微分方程為：

通過對履帶行走式液壓支架的動力學(xué)模型的分析研究，推導(dǎo)出動力學(xué)方程，確定其受力狀況，為后文的動力學(xué)仿真提供理論依據(jù)。

3 履帶行走式液壓支架動力學(xué)仿真分析

本文選取履帶行走式液壓支架的頂梁和立柱油缸為研究對象，為了方便研究，在保證重要數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性的前提下將ZZL10000/30/50型履帶行走式液壓支架的結(jié)構(gòu)參數(shù)合理簡化，并利用Soildworks軟件建立其三維模型并另存為“.x_t”格式的文件，將其導(dǎo)入ADAMS軟件中定義運動副與運動約束、施加載荷及設(shè)置仿真輸出后進(jìn)行動力學(xué)仿真分析。

圖4 履帶行走式液壓支架動力學(xué)仿真模型Fig.4 Dynamic simulation model of crawler walking type hydraulic support

3.1 簡諧載荷作用下頂梁的動力學(xué)仿真分析

根據(jù)對回采過程中圍巖應(yīng)力變化規(guī)律的研究發(fā)現(xiàn)，履帶行走式液壓支架在工作過程中受到來自頂板圍巖的作用力近似于簡諧載荷作用，基于履帶行走式液壓支架與圍巖相互作用的力學(xué)模型分析出履帶行走式液壓支架的工作阻力的計算公式為基礎(chǔ)，為了更加接近于實際工況，本次仿真設(shè)定當(dāng)圍巖頂板產(chǎn)生的激振力表達(dá)式為：

在ADAMS軟件中模擬兩種簡諧激振力共同作用作為施加于履帶行走式液壓支架頂梁的動載荷，分析頂梁在垂直方向的振動響應(yīng)情況，如圖5所示。

圖5 作用于頂梁的激振力Fig.5 Excitation force acting on the top beam

頂梁四個支撐點受力響應(yīng)如圖6所示?？梢钥闯觯诤喼C載荷作用下，履帶行走式液壓支架的四個立柱的支撐點的合力方向向上，說明在簡諧載荷作用下，四根立柱油缸均承受載荷，同時在振動的情況下，履帶行走式液壓支架依然能夠保持穩(wěn)定，不會脫離頂板，表明支護(hù)系統(tǒng)有較高的可靠性。但短壁回采工作面煤層賦存復(fù)雜多變，具有不可預(yù)測性。仿真結(jié)果表明，對于突然來壓的情形，四根立柱油缸短時間受力變化較大，還有可能存在受力不均等問題。因此，應(yīng)盡可能的增大履帶行走式液壓支架的支護(hù)強(qiáng)度。

3.2 沖擊載荷作用下油缸的動力學(xué)仿真分析

受沖擊載荷作用時，基本頂斷裂后在采空區(qū)觸矸時的沖擊載荷最大，故分析此沖擊載荷下立柱油缸的位移響應(yīng)特性?；陧敯鍋韷簳r履帶行走式液壓支架所承受沖擊載荷的規(guī)律，同時考慮工作面的安全，液壓支架的工作阻力必須大于基本頂巖層由于斷裂和運移所產(chǎn)生的最大沖擊載荷。因此，在初撐力的支撐前提下，令、。、為零激勵，運用ADAMS中的STEP函數(shù)模擬作為沖擊載荷，加載力輸入13000kN，對頂梁進(jìn)行面的加載；支架支撐高度取4.5m；仿真時間設(shè)定為1s，仿真得到的在沖擊載荷作用下四根立柱油缸的位移響應(yīng)曲線如圖7～10所示。

圖6 頂梁四個支撐點受力Fig.6 Force on the four support points of the top beam

圖7 立柱油缸1、2在沖擊載荷作用下一級缸的位移響應(yīng)Fig.7 Displacement response of the first stage cylinder under impact load of pillar oil cylinder 1 and 2

圖8 立柱油缸1、2在沖擊載荷作用下二級缸的位移響應(yīng)Fig.8 Displacement response of the secondary stage cylinder under impact load of pillar oil cylinder 1 and 2

通過分析可知，在沖擊載荷作用下立柱油缸的一級缸的位移要比二級缸的位移大，并且由于液壓油的壓縮性，履帶行走式液壓支架與圍巖頂板之間的離層間隙越大，履帶行走式液壓支架受載荷沖擊后變形量越小（液壓支架剛度高、支撐高度低），則相應(yīng)的動載系數(shù)就會越大。因此在井下實際工作中，應(yīng)盡量減少履帶行走式液壓支架與圍巖頂板之間離層間隙高度，能有效的提高履帶行走式液壓支架對圍巖頂板的支護(hù)質(zhì)量；在設(shè)計和使用中，應(yīng)注意改善履帶行走式液壓支架的立柱油缸的可縮性，使履帶行走式液壓支架的穩(wěn)定性和抗沖擊能力進(jìn)一步提高。同時，應(yīng)增大履帶行走式液壓支架安全閥的溢流能力，以適應(yīng)頂板突然失穩(wěn)所引起的沖擊載荷。

4 結(jié)論

圖9 立柱油缸3、4在沖擊載荷作用下一級缸的位移響應(yīng)Fig.9 Displacement response of the first stage cylinder under impact load of pillar oil cylinder 3 and 4

圖10 立柱油缸3、4在沖擊載荷作用下二級缸的位移響應(yīng)Fig.10 Displacement response of the secondary stage cylinder under impact load of pillar oil cylinder 3 and 4

本文通過分析現(xiàn)有履帶行走式液壓支架的在復(fù)雜工作條件下的性能缺陷，選取具有代表性的ZZL10000/30/50型履帶行走式液壓支架進(jìn)行動態(tài)特性研究。建立履帶行走式液壓支架支護(hù)狀態(tài)下簡化動力學(xué)模型，推導(dǎo)出立柱油缸、頂梁、頂梁俯仰角及頂梁側(cè)傾角的動力學(xué)微分方程。借助Soildworks三維軟件建立該液壓支架的實體模型并導(dǎo)入ADAMS軟件中展開動力學(xué)仿真，分析了在簡諧載荷作用下頂梁的受力響應(yīng)、在沖擊載荷作用下立柱油缸的位移響應(yīng)，依據(jù)模擬結(jié)果，提出了對增強(qiáng)履帶行走式液壓支架的惡劣環(huán)境適應(yīng)性與性能穩(wěn)定性的相關(guān)建議。本文的研究方法與仿真數(shù)據(jù)為今后其他工況下該型液壓支架動態(tài)特性研究提供了思路和理論基礎(chǔ)。