安 棟，陳 征，宋義敏，宋嘉祺，許海亮

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

0 引 言

隨著開(kāi)采深度及強(qiáng)度的不斷推進(jìn)，掘進(jìn)過(guò)程中對(duì)圍巖初始應(yīng)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(hù)體系的重視，綜采液壓支架被廣泛應(yīng)用，巷道支護(hù)在整個(gè)支護(hù)體系中成為相對(duì)薄弱環(huán)節(jié)，沖擊地壓帶來(lái)的災(zāi)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(hù)設(shè)施變形損壞嚴(yán)重[2]；2017年11月紅陽(yáng)三礦運(yùn)輸巷發(fā)生沖擊地壓，巷道破壞長(zhǎng)度達(dá)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(hù)失效[4]。因此，巷道支護(hù)受到國(guó)內(nèi)外大量專家的重視，巷道支護(hù)體系的防沖擊及抗沖擊能力亟待增強(qiáng)。

為提高巷道支護(hù)體系的抗沖擊及防沖擊能力，潘一山等[5]通過(guò)理論分析圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)模型，提出提高支護(hù)剛度以及快速吸能讓位2種新的支護(hù)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(qiáng)主動(dòng)支護(hù)與弱結(jié)構(gòu)卸壓防沖協(xié)調(diào)機(jī)制并模擬該支護(hù)系統(tǒng)的抗沖擊效果；徐連滿等[7-8]通過(guò)巷道動(dòng)力響應(yīng)分析研究對(duì)O型棚的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行研究并提出優(yōu)化；文獻(xiàn)[9-11]研究沖擊地壓的破壞機(jī)制論證了高沖擊韌性錨桿對(duì)沖擊能量的緩沖效果；文獻(xiàn)[12-13]從靜力學(xué)和動(dòng)力學(xué)2個(gè)角度論證并結(jié)合相關(guān)實(shí)例論證錨桿+U型棚+液壓支架三級(jí)吸能支護(hù)系統(tǒng)的聯(lián)合抗沖擊能力。沖擊地壓支護(hù)體系方面主要研究?jī)?nèi)容集中在錨桿支護(hù)（一級(jí)支護(hù)）、型鋼支護(hù)（2級(jí)支護(hù)）、液壓支架（3級(jí)支護(hù)）3個(gè)方面以及3者聯(lián)合作用體系的防沖效果及機(jī)理研究。

基于提高支護(hù)剛度及快速吸能讓位的支護(hù)理念，結(jié)合預(yù)折紋自引導(dǎo)吸能裝置[14-16]的變形讓位及性能特性，對(duì)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(jì)算分析2種支護(hù)結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)，從而對(duì)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(hù)理論分析

1.1 巷道沖擊破壞

沖擊地壓發(fā)生時(shí)，彈性變形能瞬時(shí)釋放對(duì)井巷或工作面造成劇烈破壞[17-18]。由于沖擊地壓發(fā)生過(guò)程中歷時(shí)極短，震源不確定性較強(qiáng)，對(duì)沖擊地壓的整體認(rèn)識(shí)十分局限，因此，國(guó)內(nèi)外研究?jī)?nèi)容主要圍繞沖擊地壓帶來(lái)結(jié)果的監(jiān)測(cè)以及防治手段展開(kāi)。

沖擊地壓傳播與支護(hù)體系的動(dòng)力響應(yīng)模型簡(jiǎn)化如圖1所示。從能量守恒的角度上來(lái)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(hù)體系共同承擔(dān)沖擊地壓釋能。當(dāng)沖擊地壓釋放的總能量大于圍巖以及支護(hù)體系在支護(hù)吸能過(guò)程中消耗的能量時(shí)會(huì)引發(fā)沖擊地壓破壞[20]。

圖1 圍巖-支護(hù)體系模型簡(jiǎn)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(gè)基本方向?yàn)闇p小沖擊地壓帶來(lái)的沖擊能量以及增大整個(gè)支護(hù)體系的能量吸收能力。由于目前沖擊地壓帶來(lái)的初始能量的不可控，減小沖擊地壓帶來(lái)的沖擊能量只能從減小圍巖彈性變形能方面來(lái)加以控制。增大支護(hù)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(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者研究。

1.2 巷道支護(hù)系統(tǒng)優(yōu)化原則

文獻(xiàn)[21-22]提出的吸能耦合支護(hù)模型以犧牲小局保全大局的思想對(duì)傳統(tǒng)支護(hù)體系加以改善。根據(jù)支護(hù)系統(tǒng)的作用及相關(guān)特性，支護(hù)優(yōu)化過(guò)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(guò)程、不可逆的能量轉(zhuǎn)換、穩(wěn)定的變形模式、支護(hù)系統(tǒng)的簡(jiǎn)便性。

結(jié)合以上優(yōu)化原則，對(duì)傳統(tǒng)液壓支架與吸能液壓支架的沖擊響應(yīng)加以對(duì)比分析，研究吸能液壓支護(hù)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(chǎng)應(yīng)用如圖2a所示，該支架有8個(gè)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(qiáng)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(gè)立柱為雙伸縮液壓支柱，為整個(gè)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(gè)支柱底部施設(shè)吸能防沖裝置，使得吸能裝置在受壓變形的過(guò)程中實(shí)現(xiàn)整個(gè)支護(hù)結(jié)構(gòu)的讓位，延長(zhǎng)沖擊時(shí)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(yù)折紋自引導(dǎo)吸能裝置（下稱吸能裝置）吸能效果良好，且受到大量學(xué)者的研究。對(duì)吸能裝置進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)，從而分析吸能裝置的實(shí)際承載效果與吸能能力。

試驗(yàn)過(guò)程中采用液壓伺服控制試驗(yàn)機(jī)，以位移控制方式，加載速率為1 cm/s，試驗(yàn)全過(guò)程拍攝。結(jié)合試驗(yàn)過(guò)程，采用ABAQUS數(shù)值模擬軟件進(jìn)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(qiáng)度為890 MPa，極限強(qiáng)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(yàn)與模擬

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

圖4 數(shù)值模擬及試驗(yàn)荷載-壓縮位移曲線對(duì)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(dòng)趨勢(shì)，將整個(gè)變形讓位過(guò)程分為5個(gè)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(gè)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(shí)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(yàn)條件下吸能裝置壓潰過(guò)程Fig.5 Collapse process of energy absorption device under numerical simulation and test conditions

3 工況計(jì)算

3.1 支架模型

將支架模型導(dǎo)入ABAQUS數(shù)值模擬軟件中進(jìn)行計(jì)算分析，計(jì)算過(guò)程中對(duì)模型進(jìn)行合理簡(jiǎn)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(shè)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(yīng)差異，在計(jì)算分析過(guò)程中模型一致，普通液壓支架的預(yù)留吸能裝置位置處采用剛性連接。采用S4R通用殼單元對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為30 mm，對(duì)模型可能發(fā)生應(yīng)力集中區(qū)域處進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，整個(gè)模型共劃分28 556個(gè)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(qiáng)度為550 MPa。模擬過(guò)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(guò)程中選取2種加載工況進(jìn)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(shí)通過(guò)設(shè)置剛性板質(zhì)量及沖擊速度來(lái)提供沖擊荷載，沖擊能量按下式計(jì)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(duì)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(duì)計(jì)算結(jié)果帶來(lái)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(yīng)。

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(dāng)于常規(guī)液壓支架的65%，其余沖擊能量由吸能裝置承擔(dān)。表明吸能裝置能夠很好地保護(hù)液壓支架體系，減少其塑性應(yīng)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(yīng)變?cè)茍D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(yīng)變最大值均出現(xiàn)在中柱的2節(jié)過(guò)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(yīng)變最大值，其中，吸能液壓支架的等效塑性應(yīng)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(yīng)變?cè)茍DFig.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(yīng)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?yàn)橐簤褐Ъ馨l(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(yīng)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(yīng)變最大值以及塑性區(qū)面積分布的討論可知，施設(shè)吸能裝置后能夠有效保護(hù)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(hù)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(dòng)趨勢(shì)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(duì)底板產(chǎn)生的反作用力，即降低了沖擊作用下對(duì)巷道圍巖造成擾動(dòng)。當(dāng)沖擊位移達(dá)到120 mm后吸能裝置的作用將逐步失效，吸能裝置此時(shí)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(dāng)沖擊位移達(dá)到140 mm時(shí)吸能裝置完全失效，不再具備吸能功能，此時(shí)吸能支架反力與常規(guī)液壓支架的反力一致，整個(gè)吸能裝置的吸能讓位過(guò)程約持續(xù)0.014 s。

4.3.2 反力波動(dòng)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(shè)除可減小沖擊荷載對(duì)液壓支架造成的支護(hù)反力之外，對(duì)支護(hù)反力的波動(dòng)性也有一定影響。將各工況下2種液壓支架的反力波動(dòng)時(shí)程曲線進(jìn)行傅里葉變換后轉(zhuǎn)換成沖擊荷載作用下支護(hù)反力的頻譜特征曲線，如圖12所示。整個(gè)沖擊過(guò)程持續(xù)0.02 s左右，因此分析沖擊過(guò)程中的過(guò)低振動(dòng)頻率意義不大。在研究過(guò)程中主要對(duì)頻率在100～5 000 Hz之間的基頻進(jìn)行研究分析。由于反力時(shí)程曲線的復(fù)雜性，其波動(dòng)性也較為復(fù)雜，主頻不明顯。為量化比較各工況波動(dòng)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(shí)程點(diǎn)進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，積分計(jì)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(duì)比各工況支架反力的波動(dòng)特性，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1。

計(jì)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(zhǎng)，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(shuō)明吸能裝置的施設(shè)可以有效減緩沖擊荷載作用下支護(hù)反力的波動(dòng)性，減少液壓支架在沖擊作用下由于反力極快速波動(dòng)而對(duì)巷道圍巖帶來(lái)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(lái)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?zèng)_擊荷載對(duì)液壓支架產(chǎn)生的塑性能破壞。

2）根據(jù)對(duì)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(shè)后液壓支架部分的最大等效塑性應(yīng)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(fēng)險(xiǎn)。

3）通過(guò)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(shè)可有效減小沖擊荷載作用下支護(hù)反力對(duì)圍巖造成的沖擊破壞程度。

4）施設(shè)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(hù)反作用力的波動(dòng)性，減少對(duì)圍巖帶來(lái)的2次沖擊的不利影響。