安 棟，陳 征，宋義敏，宋嘉祺，許海亮

（1.北方工業(yè)大學 土木工程學院，北京 100144；2.中國礦業(yè)大學（北京） 力學與建筑工程學院，北京 100083）

0 引 言

隨著開采深度及強度的不斷推進，掘進過程中對圍巖初始應力的影響增大，大幅提高了圍巖的沖擊傾向性。隨著工作面支護體系的重視，綜采液壓支架被廣泛應用，巷道支護在整個支護體系中成為相對薄弱環(huán)節(jié)，沖擊地壓帶來的災害更多發(fā)生在巷道中。2015年12月耿村煤礦發(fā)生沖擊地壓，造成工作面前方160 m巷道破壞[1]；2016年8月梁寶寺煤礦發(fā)生沖擊地壓，致使支護設施變形損壞嚴重[2]；2017年11月紅陽三礦運輸巷發(fā)生沖擊地壓，巷道破壞長度達200米以上；2018年龍鄆煤業(yè)10·20沖擊地壓造成工作面100 m范圍內(nèi)巷道出現(xiàn)不同程度破壞[3]；2020年2月龍堌礦井發(fā)生沖擊地壓造成部分支護失效[4]。因此，巷道支護受到國內(nèi)外大量專家的重視，巷道支護體系的防沖擊及抗沖擊能力亟待增強。

為提高巷道支護體系的抗沖擊及防沖擊能力，潘一山等[5]通過理論分析圍巖與支護結(jié)構(gòu)的動力學模型，提出提高支護剛度以及快速吸能讓位2種新的支護理念；高明仕等[6]采用理論分析及數(shù)值模擬2種方法論證內(nèi)強主動支護與弱結(jié)構(gòu)卸壓防沖協(xié)調(diào)機制并模擬該支護系統(tǒng)的抗沖擊效果；徐連滿等[7-8]通過巷道動力響應分析研究對O型棚的相關(guān)參數(shù)進行研究并提出優(yōu)化；文獻[9-11]研究沖擊地壓的破壞機制論證了高沖擊韌性錨桿對沖擊能量的緩沖效果；文獻[12-13]從靜力學和動力學2個角度論證并結(jié)合相關(guān)實例論證錨桿+U型棚+液壓支架三級吸能支護系統(tǒng)的聯(lián)合抗沖擊能力。沖擊地壓支護體系方面主要研究內(nèi)容集中在錨桿支護（一級支護）、型鋼支護（2級支護）、液壓支架（3級支護）3個方面以及3者聯(lián)合作用體系的防沖效果及機理研究。

基于提高支護剛度及快速吸能讓位的支護理念，結(jié)合預折紋自引導吸能裝置[14-16]的變形讓位及性能特性，對常規(guī)液壓支架與常規(guī)液壓支架+薄壁吸能裝置構(gòu)成的吸能液壓支架施加沖擊荷載，計算分析2種支護結(jié)構(gòu)的沖擊響應，從而對比得出防沖液壓支架在沖擊荷載作用下的抗沖擊效果。

1 防沖支護理論分析

1.1 巷道沖擊破壞

沖擊地壓發(fā)生時，彈性變形能瞬時釋放對井巷或工作面造成劇烈破壞[17-18]。由于沖擊地壓發(fā)生過程中歷時極短，震源不確定性較強，對沖擊地壓的整體認識十分局限，因此，國內(nèi)外研究內(nèi)容主要圍繞沖擊地壓帶來結(jié)果的監(jiān)測以及防治手段展開。

沖擊地壓傳播與支護體系的動力響應模型簡化如圖1所示。從能量守恒的角度上來分析，沖擊地壓釋放的總能量主要由沖擊能量E和圍巖彈性變形能E0組成[19]，由圍巖自身以及支護體系共同承擔沖擊地壓釋能。當沖擊地壓釋放的總能量大于圍巖以及支護體系在支護吸能過程中消耗的能量時會引發(fā)沖擊地壓破壞[20]。

圖1 圍巖-支護體系模型簡化Fig.1 Simplified of surrounding rock-support system model

根據(jù)以上分析，防止沖擊地壓發(fā)生的2個基本方向為減小沖擊地壓帶來的沖擊能量以及增大整個支護體系的能量吸收能力。由于目前沖擊地壓帶來的初始能量的不可控，減小沖擊地壓帶來的沖擊能量只能從減小圍巖彈性變形能方面來加以控制。增大支護體系的能量吸收，從而減小作用于圍巖上的沖擊能量，這一研究方向受到國內(nèi)外眾多學者研究。

1.2 巷道支護系統(tǒng)優(yōu)化原則

文獻[21-22]提出的吸能耦合支護模型以犧牲小局保全大局的思想對傳統(tǒng)支護體系加以改善。根據(jù)支護系統(tǒng)的作用及相關(guān)特性，支護優(yōu)化過程中需考慮以下原則：合理的承載峰值、穩(wěn)定的反作用力、足夠的吸能變形過程、不可逆的能量轉(zhuǎn)換、穩(wěn)定的變形模式、支護系統(tǒng)的簡便性。

結(jié)合以上優(yōu)化原則，對傳統(tǒng)液壓支架與吸能液壓支架的沖擊響應加以對比分析，研究吸能液壓支護的防沖性能。

2 液壓支架及吸能裝置

2.1 吸能液壓支架

傳統(tǒng)液壓支架的現(xiàn)場應用如圖2a所示，該支架有8個基本組成部分：左頂梁、右頂梁、左柱、右柱、中柱、左底梁、右底梁及中底梁。為加強結(jié)構(gòu)的整體性，各頂梁及底梁之間由限位鉸連接。采用SOLIDWORKS 建模軟件建立液壓支架的數(shù)值模型。

支架的3個立柱為雙伸縮液壓支柱，為整個液壓支架的主要受力系統(tǒng)。為提升液壓支架的防沖特性，在3個支柱底部施設吸能防沖裝置，使得吸能裝置在受壓變形的過程中實現(xiàn)整個支護結(jié)構(gòu)的讓位，延長沖擊時間。巷道液壓支架3維模型與吸能裝置位置示意如圖2b所示。

圖2 巷道液壓支架三維模型Fig.2 Three-dimensional model of roadway hydraulic prop

2.2 吸能裝置

預折紋自引導吸能裝置（下稱吸能裝置）吸能效果良好，且受到大量學者的研究。對吸能裝置進行準靜態(tài)壓縮試驗，從而分析吸能裝置的實際承載效果與吸能能力。

試驗過程中采用液壓伺服控制試驗機，以位移控制方式，加載速率為1 cm/s，試驗全過程拍攝。結(jié)合試驗過程，采用ABAQUS數(shù)值模擬軟件進行模擬分析。

吸能裝置的尺寸如圖3所示，其材料為鋼材，密度7 980 kg/m3，彈性模量250 GPa，泊松比0.3，屈服強度為890 MPa，極限強度為1 050 MPa。

圖3 吸能裝置尺寸模型Fig.3 Model size diagram of energy absorbing device

2.3 吸能裝置壓縮試驗與模擬

如圖4、圖5所示為吸能裝置準靜態(tài)壓縮作用下試驗與數(shù)值模擬結(jié)果的荷載-位移曲線及其壓潰過程，從圖中可以看出數(shù)值模擬與試驗得出的荷載—位移曲線的演化趨勢基本一致[23]。試驗變形過程與數(shù)值模擬變形過程相同，可以認為數(shù)值模擬可行性良好。

圖4 數(shù)值模擬及試驗荷載-壓縮位移曲線對比Fig.4 Comparison of numerical simulation and test load-compression displacement curves

根據(jù)荷載-位移曲線的波動趨勢，將整個變形讓位過程分為5個階段：壓縮位移在25 mm范圍內(nèi)為第一上升段，該階段內(nèi)荷載峰值上升至5 401 kN；壓縮位移在25～70 mm為第一下降段，荷載值下降至3 116 kN；壓縮位移在70～85 mm為第2上升段，在這一階段第2個荷載峰值增加到4 029 kN；壓縮位移在85～116 mm為第2下降段，在此階段，荷載值減小到3 069 kN；壓縮位移大于116 mm后為第3上升段，此時吸能裝置已完全壓縮，不再吸收能量，即吸能裝置失效。

圖5 數(shù)值模擬及試驗條件下吸能裝置壓潰過程Fig.5 Collapse process of energy absorption device under numerical simulation and test conditions

3 工況計算

3.1 支架模型

將支架模型導入ABAQUS數(shù)值模擬軟件中進行計算分析，計算過程中對模型進行合理簡化，各部件之間切向采用罰函數(shù)的方式接觸，法向硬接觸。為充分證明施設防沖裝置的吸能液壓支架與普通液壓支架在沖擊作用下的相關(guān)響應差異，在計算分析過程中模型一致，普通液壓支架的預留吸能裝置位置處采用剛性連接。采用S4R通用殼單元對模型進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為30 mm，對模型可能發(fā)生應力集中區(qū)域處進行網(wǎng)格細化，整個模型共劃分28 556個單元。

液壓支架采用Q550鋼材，其彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為550 MPa。模擬過程采用理想彈塑性本構(gòu)模型且不考慮鋼材的硬化性能。

3.2 加載方式

研究過程中選取2種加載工況進行抗沖擊效果分析：頂部沖擊、側(cè)向沖擊。作用在支架上的沖擊荷載由液壓支架頂部（或兩側(cè)）的剛性板提供，加載方式如圖6所示。加載時通過設置剛性板質(zhì)量及沖擊速度來提供沖擊荷載，沖擊能量按下式計算。

E=mv2/2

（1）

式中：E為沖擊能量；m為剛性板的質(zhì)量；v為剛性板的沖擊速度。

從支架變形、塑性能以及反作用力方面，研究對比吸能液壓支架與常規(guī)液壓支架的抗沖擊性能。為降低不同沖擊能量對計算結(jié)果帶來的離散性影響，沖擊速度取10 m/s，沖擊能量分別取800、1 000、1 200、1 400、1 600 kJ，從而分析常規(guī)液壓支架與吸能液壓支架的沖擊響應。

圖6 各工況加載示意Fig.6 Diagram of each working condition loading

4 液壓支架防沖性能

4.1 塑性能

圖7 各工況下支架塑性能最大值曲線Fig.7 Curves of the maximum plastic properties of support under top impact and side impact

常規(guī)液壓支架、吸能液壓支架及在不同沖擊能量下整體塑性能最大值曲線如圖7所示。從圖7可以看出，隨著沖擊能量的增大，常規(guī)液壓支架和吸能液壓支架的整體塑性能最大值均增大，基本保持線性。吸能支架部分的塑性能占吸能液壓支架整體的67%，且相當于常規(guī)液壓支架的65%，其余沖擊能量由吸能裝置承擔。表明吸能裝置能夠很好地保護液壓支架體系，減少其塑性應變的產(chǎn)生。

4.2 整體變形

常規(guī)液壓支架與吸能液壓支架在1 600 kJ沖擊荷載作用下的等效塑性應變云圖如圖8所示。從圖8可以看出，不同工況下液壓支架的等效塑性應變最大值均出現(xiàn)在中柱的2節(jié)過渡連接處以及左、右頂梁連接處，表明該位置是液壓支架的主要受力部位，即最易發(fā)生破壞的位置。如圖9中條形圖為各工況下2種支架等效塑性應變最大值，其中，吸能液壓支架的等效塑性應變最大值為常規(guī)液壓支架的62%。

圖8 各工況下支架等效塑性應變云圖Fig.8 Equivalent plastic deformation cloud diagram of support undertop impact and side impact

圖9 各工況下支架等效塑性應變最大值、塑性區(qū)面積Fig.9 Curve of maximum equivalent plastic strain of support undertop impact and side impact

圖10為沖擊能量1 600 kJ作用下液壓支架的塑性區(qū)分布（圖中白色區(qū)域為液壓支架發(fā)生等效塑性變形的區(qū)域）。從圖10可以看出，頂部沖擊作用下常規(guī)液壓支架與吸能液壓支架左、右頂梁連接處及立柱兩節(jié)連接處都發(fā)生了等效塑性應變，表明沖擊荷載作用下吸能液壓支架與常規(guī)液壓支架的左、右頂梁連接處及立柱2節(jié)連接處受力較大；常規(guī)液壓支架中柱2節(jié)連接處上、下部分都發(fā)生了屈服且屈服面積較大，而吸能液壓支架該部位并未完全發(fā)生屈服。側(cè)向沖擊作用下常規(guī)液壓支架上半部分及左、右底梁2側(cè)發(fā)生了屈服，表明這些位置是液壓支架的主要承載部位；相較于常規(guī)液壓支架，吸能液壓支架的支架部分發(fā)生屈服的位置僅為左、右頂梁部位及立柱連接處。

圖10 兩種支架塑性區(qū)分布Fig.10 Distribution of plastic zone of two supports under top impact and side impact

圖9中折線圖為各工況下2種液壓支架塑性區(qū)面積曲線，從圖中可以看出，隨著沖擊能量的不斷增大，2種支架上發(fā)生屈服的面積都不斷增大，且吸能液壓支架的支架部分發(fā)生屈服的面積均為常規(guī)液壓支架的85%。綜合液壓支架等效塑性應變最大值以及塑性區(qū)面積分布的討論可知，施設吸能裝置后能夠有效保護液壓支架，減少液壓支架發(fā)生塑性破壞的面積。

4.3 反力分析

4.3.1 反力大小分析

圖11為沖擊能量1 600 kJ作用下各工況支架的位移-反力曲線。沖擊荷載作用前期即沖擊變形10 mm左右，液壓支架有一定的支護能力，從而保證液壓支架在沖擊地壓發(fā)生前具有良好的承載能力；在沖擊位移120 mm范圍以內(nèi)，2種沖擊荷載作用下常規(guī)液壓支架與吸能液壓支架的反力總體波動趨勢一致，尤其將吸能支架按2者平均反力之差向上平移后更為明顯。頂部沖擊作用下常規(guī)支架的反力均值為9 629.8 kN，吸能支架為3 818.9 kN，僅為常規(guī)支架的40%；側(cè)向沖擊作用下常規(guī)支架的反力均值為1 167.5 kN，吸能支架為6 186.7 kN，僅為常規(guī)支架的53%。

圖11 各工況支架頂板位移-反力曲線Fig.11 Support top plate displacement-reaction force curve under top impact and side impact

經(jīng)分析可知，沖擊位移在120 mm范圍內(nèi)吸能裝置可以有效降低沖擊作用下對底板產(chǎn)生的反作用力，即降低了沖擊作用下對巷道圍巖造成擾動。當沖擊位移達到120 mm后吸能裝置的作用將逐步失效，吸能裝置此時變形狀態(tài)為第3上升段，沖擊作用下液壓支架的反作用力逐步提升，直到當沖擊位移達到140 mm時吸能裝置完全失效，不再具備吸能功能，此時吸能支架反力與常規(guī)液壓支架的反力一致，整個吸能裝置的吸能讓位過程約持續(xù)0.014 s。

4.3.2 反力波動性分析

圖12 各工況支架反力頻譜曲線Fig.12 Spectrogram curve of support reaction force undertop impact and side impact

吸能裝置的施設除可減小沖擊荷載對液壓支架造成的支護反力之外，對支護反力的波動性也有一定影響。將各工況下2種液壓支架的反力波動時程曲線進行傅里葉變換后轉(zhuǎn)換成沖擊荷載作用下支護反力的頻譜特征曲線，如圖12所示。整個沖擊過程持續(xù)0.02 s左右，因此分析沖擊過程中的過低振動頻率意義不大。在研究過程中主要對頻率在100～5 000 Hz之間的基頻進行研究分析。由于反力時程曲線的復雜性，其波動性也較為復雜，主頻不明顯。為量化比較各工況波動性差異，將研究頻率范圍分為5組：100～1 000 Hz、1 000～2 000 Hz、2 000～3 000 Hz、3 000～4 000 Hz、4 000～5 000 Hz。將各工況的離散頻譜數(shù)據(jù)時程點進行數(shù)據(jù)擬合，積分計算各基頻組范圍內(nèi)的面積及其占比，從而分析支架反力頻譜曲線中的基頻分布，對比各工況支架反力的波動特性，計算結(jié)果見表1。

計算結(jié)果分析可知，吸能液壓支架相較于常規(guī)液壓支架前2組的頻率分布占比增長，即范圍為100～2 000 Hz的基頻分布占比增加5.48%以上；第3、4、5基頻組的頻率分布同比減少，即范圍2 000～5 000 Hz的基頻分布占比減少。說明吸能裝置的施設可以有效減緩沖擊荷載作用下支護反力的波動性，減少液壓支架在沖擊作用下由于反力極快速波動而對巷道圍巖帶來的2次沖擊的不利影響。

5 結(jié) 論

1）從液壓支架吸能效果方面來看，吸能液壓支架的支架部分塑性能僅為常規(guī)液壓支架的65%以下，表明在沖擊地壓發(fā)生前期吸能裝置能發(fā)揮其吸能效果并減少沖擊荷載對液壓支架產(chǎn)生的塑性能破壞。

2）根據(jù)對比常規(guī)液壓支架與吸能液壓支架的整體變形可知，吸能裝置施設后液壓支架部分的最大等效塑性應變僅為常規(guī)液壓支架部分的62%，液壓支架整體屈服的面積為常規(guī)液壓支架的85%以下，表明吸能裝置能夠減小液壓支架塑性破壞的風險。

3）通過不同支架沖擊作用下的反力分析，相同沖擊荷載作用下吸能液壓支架的反力均值為常規(guī)液壓支架的53%以下，證明吸能裝置的施設可有效減小沖擊荷載作用下支護反力對圍巖造成的沖擊破壞程度。

4）施設吸能裝置后沖擊荷載作用下液壓支架反力頻譜分布有所變化，較低頻區(qū)的基頻分布占比增加5.48%以上，極高頻區(qū)的基頻分布同比減少，表明吸能裝置可減小沖擊荷載作用下支護反作用力的波動性，減少對圍巖帶來的2次沖擊的不利影響。