任 澤 ，毛 君，謝 苗，張鴻宇，盧進(jìn)南，李玉岐，劉治翔

(1.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,遼寧 阜新 123000；2.國(guó)家能源集團(tuán)國(guó)際工程咨詢有限公司,北京 100010)

掘進(jìn)機(jī)配套鉆孔設(shè)備屬于煤礦綜掘巷道掘錨聯(lián)合一體化設(shè)備，機(jī)械化錨固作業(yè)，可大大提高錨固效率及掘進(jìn)效率[1-5]，國(guó)內(nèi)外相關(guān)學(xué)者也對(duì)各類型的錨桿鉆機(jī)進(jìn)行了大量的振動(dòng)研究。Foresight Energy 公司設(shè)計(jì)了一款6 臂錨桿鉆機(jī)車，可同步實(shí)現(xiàn)頂板錨固作業(yè)，提高錨固效率[6]。國(guó)內(nèi)景隆重工開(kāi)發(fā)的窄體四臂錨桿錨索鉆車適用于多種掘進(jìn)工藝，該鉆車是在兩臂錨桿錨索鉆車的基礎(chǔ)上，增設(shè)一對(duì)靈活變位的鉆臂機(jī)構(gòu)，一次定位可實(shí)現(xiàn)頂錨桿錨索及幫錨桿的全斷面支護(hù)作業(yè)[7]。

徐信芯等[8]研究了鉆桿的動(dòng)力學(xué)模型，考慮了鉆桿在不同方向上的耦合振動(dòng)，并采用Newmark-β 法進(jìn)行了仿真分析。趙春曉[9]建立了掘支錨聯(lián)合機(jī)組的動(dòng)力學(xué)模型，并利用Matlab 的Simulink 模塊進(jìn)行求解，對(duì)其機(jī)組振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律進(jìn)行了分析。張君等[10]提出了一種新的方法來(lái)分析機(jī)械臂動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)中的不確定性，他們將區(qū)間數(shù)學(xué)理論應(yīng)用到分析過(guò)程中，可以幫助分析機(jī)械臂各個(gè)關(guān)節(jié)上的力矩與關(guān)節(jié)角度、關(guān)節(jié)角速度之間的關(guān)系。

付孟雄等[11-12]利用理論分析與數(shù)值模擬相結(jié)合方法，研究了煤巷頂板錨固孔鉆進(jìn)過(guò)程中鉆桿橫向、縱向、扭轉(zhuǎn)振動(dòng)特征。毛君等[13]利用多體動(dòng)力學(xué)軟件RecurDyn 分析了掘錨聯(lián)合機(jī)在頂板鉆孔和截割工況下的振動(dòng)時(shí)域特性。仿真結(jié)果表明，該機(jī)在進(jìn)行頂錨和截割時(shí)的振動(dòng)量非常小，符合工況要求。陳洪月等[14]運(yùn)用LS-DYNA 進(jìn)行了錨桿鉆機(jī)鉆進(jìn)阻力的獲取，分別構(gòu)建了掘錨機(jī)的剛性與剛?cè)狁詈夏Ｐ?，采用RecurDyn 軟件分別進(jìn)行了多剛體動(dòng)力學(xué)與剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)分析。宋寶新[15]對(duì)機(jī)載錨桿鉆機(jī)分別進(jìn)行了多剛體及剛?cè)狁詈系膭?dòng)力學(xué)仿真，發(fā)現(xiàn)各個(gè)運(yùn)動(dòng)關(guān)節(jié)的受力存在一定差異。

崔新霞等[16]考慮鉆頭與煤巖互作用的實(shí)際載荷及鉆桿與孔壁煤巖接觸碰撞載荷，建立鉆削機(jī)構(gòu)與煤巖互作用系統(tǒng)耦合非線性動(dòng)力學(xué)模型，研究不同條件下鉆削機(jī)構(gòu)振動(dòng)試驗(yàn)。薛道成等[17]基于結(jié)構(gòu)振動(dòng)理論，建立了錨桿錨固結(jié)構(gòu)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，得到了錨桿橫向振動(dòng)頻率的求解方程，推導(dǎo)了錨桿橫向振動(dòng)頻率與其軸向受力的關(guān)系。韓春杰等[18]用有限元方法分析了鉆柱的耦合振動(dòng)，模擬了鉆柱軸向、橫向及扭轉(zhuǎn)的耦合振動(dòng)，獲得鉆柱的各種耦合振動(dòng)規(guī)律。

ZHANG He 等[19]對(duì)比了鉆柱振動(dòng)的3 種模式，即縱向、橫向和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)引起的鉆柱跳鉆、擾動(dòng)、黏滑振動(dòng)和渦動(dòng)等現(xiàn)象對(duì)鉆柱疲勞的影響。ZHU X H等[20]基于考慮了軸向、橫向和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的有限元模型，探討了鉆柱系統(tǒng)振動(dòng)特性差異較大的原因。

宋寶新[21]對(duì)錨桿鉆機(jī)進(jìn)行多剛體動(dòng)力學(xué)和剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)仿真，對(duì)工作運(yùn)動(dòng)過(guò)程中鉆頭的定位誤差進(jìn)行了分析，并對(duì)有無(wú)減振器時(shí)誤差的不同進(jìn)行了比較。陳洪月[22]基于折疊型鉆孔機(jī)械手的多體動(dòng)力學(xué)理論，解決了鉆孔機(jī)械手的剛?cè)狁詈夏Ｐ颓蠼鈫?wèn)題，通過(guò)研究鉆孔機(jī)械手工作時(shí)，掘進(jìn)機(jī)重心的振動(dòng)響應(yīng)，驗(yàn)證了鉆孔機(jī)械手工作過(guò)程中整機(jī)的穩(wěn)定性。侯健[23]建立掘錨整機(jī)振動(dòng)模型，并對(duì)機(jī)械手工作過(guò)程中，整機(jī)的時(shí)域、頻域特性進(jìn)行分析研究，分析了鉆頭工作過(guò)程中，振動(dòng)的傳動(dòng)途徑及整機(jī)的振動(dòng)規(guī)律。

綜合考慮現(xiàn)有國(guó)內(nèi)外綜掘成套設(shè)備采掘比失衡問(wèn)題，嚴(yán)重制約煤礦采掘效率，為此提出一種新型掘支錨掘進(jìn)機(jī)組，用以實(shí)現(xiàn)綜掘工作面掘支錨平行作業(yè)，提高掘進(jìn)效率。作為成套系統(tǒng)中的重要組成部分，錨固系統(tǒng)在錨固作業(yè)過(guò)程中作業(yè)工況條件不同，設(shè)備與圍巖間存在耦合振動(dòng)影響，極大的影響錨固鉆孔效率。利用模擬鉆進(jìn)動(dòng)態(tài)仿真分析出錨固鉆進(jìn)不同圍巖過(guò)程推進(jìn)力變化規(guī)律；通過(guò)構(gòu)建復(fù)雜工況下錨固系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，利用拉格朗日方程為基礎(chǔ)對(duì)上述方程進(jìn)行化簡(jiǎn)求解，利用Matlab 數(shù)值分析軟件對(duì)上述模型進(jìn)行求解分析，得到多種工況下鉆機(jī)支腿對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性影響規(guī)律，最后通過(guò)錨固系統(tǒng)樣機(jī)鉆孔試驗(yàn)，驗(yàn)證錨固系統(tǒng)的“頂天立地”式支腿對(duì)鉆進(jìn)振動(dòng)過(guò)程具有良好的抑振效果，相關(guān)理論成果可為錨固系統(tǒng)鉆進(jìn)過(guò)程鉆孔定位技術(shù)研究提供理論基礎(chǔ)。

1 快速掘進(jìn)用新型錨固系統(tǒng)

針對(duì)傳統(tǒng)掘進(jìn)作業(yè)過(guò)程中掘錨不同步問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了深入研究，主流產(chǎn)品主要以掘錨機(jī)、機(jī)載式掘錨一體機(jī)以及綜掘快速掘進(jìn)系統(tǒng)構(gòu)成，其中掘錨機(jī)對(duì)于巷道煤層條件要求高，不適用于普遍綜掘巷道快速掘進(jìn)要求；機(jī)載式掘錨一體機(jī)可實(shí)現(xiàn)掘支錨串聯(lián)工藝，機(jī)械化錨固作業(yè)提高效率，配置臨時(shí)支護(hù)裝置，可保證錨固作業(yè)時(shí)人員安全，但仍存在掘進(jìn)、錨固效率比失衡問(wèn)題；綜掘快速掘進(jìn)系統(tǒng)主要由掘進(jìn)機(jī)、超前支護(hù)裝置、錨固系統(tǒng)及后配套運(yùn)輸系統(tǒng)構(gòu)成，實(shí)現(xiàn)掘進(jìn)、支護(hù)、錨固、運(yùn)輸并行作業(yè)，極大的提高掘進(jìn)效率。

現(xiàn)有快速掘進(jìn)系統(tǒng)在煤礦井下實(shí)際應(yīng)用效果差，主要存在錨固作業(yè)時(shí)機(jī)身穩(wěn)定性差、效率低、跟機(jī)移設(shè)困難等問(wèn)題，針對(duì)以上綜掘工作面現(xiàn)存掘錨并行作業(yè)問(wèn)題，提出了一種新型掘支錨運(yùn)并行作業(yè)快速掘進(jìn)機(jī)組，其主要由掘進(jìn)機(jī)、超前支護(hù)設(shè)備、錨固群組系統(tǒng)三大部分構(gòu)成，如圖1 所示。超前支護(hù)設(shè)備采用邁步式無(wú)重復(fù)碾壓方式(循環(huán)鋼帶)，支護(hù)上方布有多組柔性支撐單元，可適應(yīng)不同地形條件下臨時(shí)支護(hù)作業(yè)；掘進(jìn)系統(tǒng)與錨固群組系統(tǒng)可實(shí)現(xiàn)跨騎可分離方式，實(shí)現(xiàn)掘進(jìn)、錨固同步行走。在掘進(jìn)作業(yè)過(guò)程中，掘錨分離、互不干擾，系統(tǒng)整體緊湊、空間利用率大。錨固群組系統(tǒng)作為新型智能掘進(jìn)系統(tǒng)的重要組成部分，提出一種錨固鉆機(jī)系統(tǒng)鉆進(jìn)抑振裝置，采用“頂天立地”式穩(wěn)定支撐形式，減少錨固鉆機(jī)群組系統(tǒng)在同步作業(yè)時(shí)相鄰系統(tǒng)耦合振動(dòng)影響；對(duì)其鉆孔過(guò)程力學(xué)特性及可靠性研究具有重要意義。

圖1 錨固系統(tǒng)整體Fig.1 Overall drawing of anchoring system

2 錨固系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型構(gòu)建

考慮錨固鉆進(jìn)主要振動(dòng)類型為縱向振動(dòng)，為此以頂錨鉆機(jī)與錨索鉆機(jī)同時(shí)工作狀態(tài)為研究工況，對(duì)錨固系統(tǒng)構(gòu)建簡(jiǎn)化動(dòng)力學(xué)模型，如圖2 所示。其中，m1、m21～24、m3、m4、m5、m6、m7、m8、m9、m10、m11、m12分別為本體質(zhì)量、前后支撐立柱質(zhì)量、頂錨橫梁質(zhì)量、錨索橫梁質(zhì)量、頂錨鉆機(jī)機(jī)架質(zhì)量、頂錨鉆機(jī)支撐板質(zhì)量、頂錨鉆機(jī)動(dòng)力頭質(zhì)量、頂錨鉆桿質(zhì)量、錨索鉆機(jī)機(jī)架質(zhì)量、錨索支撐板質(zhì)量、錨索鉆機(jī)動(dòng)力頭質(zhì)量、錨索鉆機(jī)鉆桿質(zhì)量；k11～14(c11～14)、k21～24(c21～24)、k3(c3)、k4(c4)、k51(c51)、k52(c52)、k53(c53)、k6(c6)、k7(c7)、k8(c8)、k91(c91)、k92(c92)、k93(c93)、k10(c10)、k11(c11)、k12(c12)分別為前后支撐立柱與支撐平臺(tái)、前后支撐立柱與頂錨&錨索橫梁、頂錨橫梁與四頂錨機(jī)架、錨索橫梁與錨索機(jī)架、頂錨機(jī)架與頂錨支撐板、頂錨機(jī)架與頂錨動(dòng)力頭、頂錨鉆機(jī)支腿油缸、頂錨支撐板與巷道頂板、頂錨動(dòng)力頭與頂錨鉆桿、頂錨鉆桿與巷道頂板、錨索機(jī)架與錨索支撐板、錨索機(jī)架與錨索動(dòng)力頭、錨索鉆機(jī)支腿油缸、錨索支撐板與巷道頂板、錨索動(dòng)力頭與錨索鉆桿、錨索鉆桿與巷道頂板間的等效剛度(阻尼)；kt1～t4(ct1～t4)分別為支腿1～4 與地面間的等效剛度與等效阻尼；a為支撐平臺(tái)重心距離支腿距離；b為支撐平臺(tái)厚度一半；d為支撐平臺(tái)寬度一半；J1為支撐平臺(tái)掘進(jìn)方向轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ρ為支撐平臺(tái)掘進(jìn)方向俯仰振動(dòng)角度；J2為支撐平臺(tái)水平方向轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；?為支撐平臺(tái)水平方向左右振動(dòng)角度；Fdc1、Fdz1、Fsc1、Fsz1分別為四頂錨支撐板反作用力、四頂錨鉆進(jìn)反力、兩錨索支撐板反作用力、兩錨索鉆進(jìn)反力；Ft51～t54、Ft55～t56分別為四頂錨支腿油缸支撐力、四錨索支腿油缸支撐力；x1～x12依次為錨固系統(tǒng)各質(zhì)量塊沿縱向x位移；Ft1～Ft4分別為四條支腿支撐力。

圖2 錨固系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型Fig.2 Dynamic model of anchoring system

如圖2 所示，建立以錨固橫梁中心為坐標(biāo)軸Oxyz的直角坐標(biāo)系，建立沿著x軸的縱向振動(dòng)的廣義坐標(biāo)系，相關(guān)的錨固機(jī)組的動(dòng)力學(xué)模型如圖2 所示。

通過(guò)對(duì)錨固群整機(jī)進(jìn)行分析可知，可將錨固系統(tǒng)簡(jiǎn)化為多自由度多彈性系統(tǒng)，質(zhì)量模塊分布復(fù)雜，運(yùn)動(dòng)分析復(fù)雜，故采用拉格朗日方程對(duì)錨固系統(tǒng)建立系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程是極其有效的。完整的拉格朗日方程一般可表示為

式中，F(xiàn)j(t)為外部激振力，j=1,2,3…；?xj為廣義位移；為廣義速度；T為機(jī)組動(dòng)能；V為機(jī)組勢(shì)能；D為機(jī)組耗能函數(shù)。

利用能量法可知錨固系統(tǒng)整機(jī)的動(dòng)能為

由于振動(dòng)引起整機(jī)振動(dòng)量較小，因此假設(shè)sinρ≈ρ，sin ? ≈?，可得

式中，xt1～xt4分別為4 條支腿x向振動(dòng)位移。

即式(3)可簡(jiǎn)化為

式中，kt為支腿剛度。

錨固系統(tǒng)耗能方程表達(dá)式內(nèi)各項(xiàng)阻尼值同上述勢(shì)能中部件剛度簡(jiǎn)化原則進(jìn)行求解：

式中，ct為支腿阻尼。

將式(2)、(5)、(6)代入式(1)，可得到各部件微分方程：

方程中各值可根據(jù)錨固系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)和設(shè)計(jì)參數(shù)確定，見(jiàn)表1～4。

表1 質(zhì)量屬性Table 1 Quality attributes

表2 彈性估計(jì)值Table 2 Elasticity estimates

表3 阻尼估計(jì)值Table 3 Estimated damping values

表4 關(guān)鍵尺寸Table 4 Key dimension values

為求取上述振動(dòng)微分方程組中各質(zhì)量塊的振動(dòng)響應(yīng)關(guān)系，需要對(duì)系統(tǒng)關(guān)鍵部件的剛度與阻尼進(jìn)行求解，其中鉆進(jìn)阻力載荷與系統(tǒng)部件剛度求解尤為重要，第3 節(jié)會(huì)重點(diǎn)介紹參數(shù)求解過(guò)程。

3 系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)獲取

3.1 錨固鉆進(jìn)阻力獲取

針對(duì)實(shí)際錨固作業(yè)過(guò)程中巷道的復(fù)雜地質(zhì)條件，導(dǎo)致巷道不同位置頂板的各巖層厚度不同，為此對(duì)3臺(tái)錨桿鉆機(jī)設(shè)置了3 種不同巖層厚度組合，如圖3 所示。

圖3 巖層組合示意Fig.3 Schematic diagram of rock strata combination

利用有限元分析軟件Abaqus 對(duì)上述3 種巖層組合進(jìn)行鉆進(jìn)仿真模擬實(shí)驗(yàn)。為便于分析，模型做以下基本假設(shè)：①鉆進(jìn)過(guò)程中，鉆桿軌跡垂直頂板鉆進(jìn)；②假設(shè)鉆頭為剛體；③巖石單元鉆進(jìn)失效后，不再考慮其被重復(fù)破碎的問(wèn)題。

首先，對(duì)巖石試件添加固定約束、劃分網(wǎng)格，根據(jù)錨桿鉆機(jī)的動(dòng)力參數(shù)對(duì)仿真模型中的鉆桿設(shè)置運(yùn)動(dòng)參數(shù)，設(shè)置鉆桿推進(jìn)速度為40 mm/s，設(shè)置鉆桿轉(zhuǎn)速為350 r/min，如圖4 所示，對(duì)巖石試件中的各巖層賦予材料屬性，見(jiàn)表5。

表5 各巖層的材料屬性參數(shù)Table 5 Material property parameters of each rock stratum

圖4 仿真模擬實(shí)驗(yàn)三維模型Fig.4 Three dimensional model of simulation experiment

經(jīng)過(guò)上述的前處理工作后運(yùn)行仿真，可得到不同煤層條件下鉆桿的推進(jìn)阻力關(guān)系，如圖5 所示，3 臺(tái)鉆機(jī)在鉆進(jìn)不同巖層時(shí)鉆進(jìn)反作用力整體上呈現(xiàn)由低到高的規(guī)律，即鉆進(jìn)煤層硬度最大的老頂時(shí)鉆進(jìn)反作用力最大，3 臺(tái)鉆機(jī)鉆進(jìn)過(guò)程最大軸向反作用力幾乎都接近于18 kN。

圖5 鉆桿推進(jìn)阻力Fig.5 Propulsion resistance of drill pipe

3.2 關(guān)鍵部件剛度計(jì)算分析

對(duì)于錨固機(jī)組本體來(lái)說(shuō)，伸縮橫梁不同的伸出長(zhǎng)度，會(huì)導(dǎo)致錨固機(jī)組本體的剛度發(fā)生變化。

將圖6(a)錨固機(jī)組本體模型簡(jiǎn)化為圖6(b)所示的本體受力變形簡(jiǎn)圖，為簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，取主梁1、立柱2、3 的抗彎剛度均為EI，設(shè)B點(diǎn)處的支反力為RA1，C點(diǎn)處的彎矩為M1，C點(diǎn)處的轉(zhuǎn)角為θ2，E點(diǎn)處的支反力為RA2，E點(diǎn)處的彎矩為M2，E點(diǎn)處的轉(zhuǎn)角為θ3，CE段長(zhǎng)度為L(zhǎng)2，EF段長(zhǎng)度為L(zhǎng)3，立柱2、3 的長(zhǎng)度為L(zhǎng)4，主梁1 受到F1、F2、F3三個(gè)外力的作用，將坐標(biāo)系原點(diǎn)建立在B點(diǎn)處。圖6（b）中①代表橫梁，②與③分別代表左立柱與右立柱。

圖6 伸縮橫梁撓度示意Fig.6 Schematic diagram of deflection of telescopic beam

將主梁1 作為受力分析對(duì)象，設(shè)CD段的撓曲線方程為f1，DE段的撓曲線方程為f2，EF段撓曲線方程為f3，通過(guò)聯(lián)立主梁1 的力平衡方程、力矩平衡方程及主梁1、2、3 連接處的轉(zhuǎn)角、撓度變形協(xié)調(diào)方程，即可求得EF段撓曲線方程f3，將L3代入f3中，即可求得F點(diǎn)的撓度 ?ma，計(jì)算過(guò)程較為繁瑣，本文不做贅述，經(jīng)過(guò)上述計(jì)算可得F點(diǎn)的撓度 ?ma為

在實(shí)際工況中，3 臺(tái)錨桿鉆機(jī)的鉆進(jìn)阻力近似相等，F(xiàn)1≈F2≈F3，則懸臂端部撓度可化簡(jiǎn)為

得到主梁1 上F點(diǎn)的剛度為

式中，EI為為抗彎剛度；E為材料的彈性模量，取196 GPa；I為彎曲中性軸的慣性矩，由GB/T 6728—2017 計(jì)算得，I=4 521 cm4。

由式(10)利用Matlab 可求得主梁1 上的F點(diǎn)剛度變化規(guī)律如圖7 所示，可知主梁1 上F點(diǎn)剛度隨懸臂長(zhǎng)度的增加而呈數(shù)量級(jí)的減小，最大值為橫梁未伸出狀態(tài)，約為 2 MN/mm。

圖7 主梁1 上F 點(diǎn)剛度變化曲面Fig.7 Curved surface of stiffness variation of F point on girder 1

4 錨固系統(tǒng)關(guān)鍵部件振動(dòng)響應(yīng)分析

錨固機(jī)組的振動(dòng)特性主要與其懸臂長(zhǎng)度密切相關(guān)，如圖8 所示的3 種工況中錨固機(jī)組的懸臂長(zhǎng)度均不同，設(shè)左伸出、右伸出距離分別為L(zhǎng)zs、Lys。錨固機(jī)組在工況1 狀態(tài)時(shí)，Lzs=Lys=0；錨固機(jī)組在工況2 狀態(tài)時(shí)，Lzs=800 mm，Lys=0；錨固機(jī)組在工況3 狀態(tài)時(shí)，Lzs=800 mm，Lys=800 mm；在每種工況下又分為支腿支地與支腿不支地2 種情況，對(duì)以上3 種工況分別進(jìn)行仿真分析。

圖8 錨固機(jī)組的3 種工況Fig.8 Three working conditions of anchoring unit

根據(jù)所建立的錨固機(jī)組振動(dòng)模型微分方程，使用Matlab 所提供的Ode45 求解器對(duì)本文所建立的錨固機(jī)組振動(dòng)模型微分方程進(jìn)行求解計(jì)算。得到3 種工況下錨固機(jī)組本體的縱向振動(dòng)及橫滾振動(dòng)的時(shí)域響應(yīng)如圖9、10 所示。

圖9 錨固機(jī)組本體質(zhì)心m1 在縱向振動(dòng)位移Fig.9 Longitudinal vibration displacement of mass center m1 of anchoring unit body

通過(guò)對(duì)圖9 中工況1、2、3 對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，兩側(cè)懸臂長(zhǎng)度越長(zhǎng)，錨固機(jī)組本體的縱向振動(dòng)越劇烈；通過(guò)對(duì)每種工況中支腿支地與不支地的對(duì)比，能夠發(fā)現(xiàn)，支腿對(duì)于錨固機(jī)組的穩(wěn)定性是極其重要的，對(duì)于錨固機(jī)組本體的減振效果十分明顯，尤其表現(xiàn)為懸臂長(zhǎng)度越長(zhǎng)，支腿的減振效果越好。在工況3 條件下，本體質(zhì)心振動(dòng)量最大，定量分析見(jiàn)表6，其中位移最大值與最小值表示錨固機(jī)組在鉆孔工況下的最大振幅，標(biāo)準(zhǔn)差表示數(shù)據(jù)的離散度，應(yīng)用到物體的振動(dòng)上，標(biāo)準(zhǔn)差越大說(shuō)明物體的振動(dòng)越劇烈，在工況1 的條件下，鉆機(jī)支腿支地使錨固機(jī)組本體振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)差減少了35.4%；在工況2 的情況下，鉆機(jī)支腿支地使錨固機(jī)組本體振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)差減少了42.2%；在工況3 的情況下，鉆機(jī)支腿支地使錨固機(jī)組本體振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)差減少了49.9%；由此可見(jiàn)，鉆機(jī)支腿對(duì)于錨固機(jī)組縱向振動(dòng)減振效果十分顯著。

表6 錨固機(jī)組本體質(zhì)心縱向位移振動(dòng)情況Table 6 Longitudinal displacement and vibration of the mass center of the anchoring unit

圖10 為錨固機(jī)組本體橫滾角振動(dòng)曲線，從圖10可以看出，錨固機(jī)組本體橫滾角振幅同樣隨著鉆進(jìn)時(shí)間增加而增加，由工況1、3 對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，錨固機(jī)組本體橫滾角振幅隨著懸臂伸出長(zhǎng)度的增加而較小，在工況2 的條件下，錨固機(jī)組兩側(cè)懸臂伸出距離不一致，錨固機(jī)組鉆進(jìn)受力不均，導(dǎo)致錨固機(jī)組本體橫滾角振幅大幅增加。對(duì)于錨固機(jī)組的橫滾振動(dòng)，支腿同樣具有明顯的減振效果，見(jiàn)表7，在工況1 的情況下，鉆機(jī)支腿支地使錨固機(jī)組本體橫滾振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)差減少了24.8%；在工況2 的情況下，鉆機(jī)支腿支地使錨固機(jī)組本體橫滾振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)差所示的振動(dòng)劇烈程度減少了25.9%，但由于懸臂不等長(zhǎng)導(dǎo)致了旋轉(zhuǎn)振動(dòng)中心向一側(cè)偏移，具體表現(xiàn)為錨固機(jī)組本體橫滾振動(dòng)的均值明顯下移；在工況3 的情況下，鉆機(jī)支腿支地使錨固機(jī)組本體橫滾振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)差減少了69.4%。由此可見(jiàn)，在不同工況條件下，鉆機(jī)支腿對(duì)于減緩錨固機(jī)組橫滾振動(dòng)效果十分顯著。

表7 錨固機(jī)組本體質(zhì)心橫滾振動(dòng)情況Table 7 Mass center rolling vibration of anchoring unit

圖10 錨固機(jī)組本體橫滾角Fig.10 Roll angle of anchoring unit body

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

為檢測(cè)錨固機(jī)組鉆進(jìn)振動(dòng)特性影響機(jī)理，選用加速度傳感器與BA9004 便攜式動(dòng)態(tài)信號(hào)分析儀測(cè)量系統(tǒng)振動(dòng)特性，利用自帶軟件可分析鉆進(jìn)過(guò)程有支腿、無(wú)支腿2 種作業(yè)狀態(tài)下本體振動(dòng)規(guī)律，錨固系統(tǒng)試驗(yàn)樣機(jī)如圖11 所示，此狀態(tài)對(duì)應(yīng)伸縮梁伸出狀態(tài)工況，即工況3。

圖11 錨固系統(tǒng)試驗(yàn)樣機(jī)Fig.11 Anchor system test prototype

經(jīng)過(guò)相關(guān)系統(tǒng)配套軟件對(duì)本體振動(dòng)位移進(jìn)行分析，由圖12 可知，支腿撐地與支腿收回狀態(tài)下本體質(zhì)心振動(dòng)位移最大值分別為38 mm 與60 mm，與仿真求解分析相比整體振動(dòng)偏大，這是由于試驗(yàn)臺(tái)本體為油缸鉸接連接，并非剛性連接，對(duì)本體振動(dòng)位移產(chǎn)生一定影響，從圖12 可以看出有支腿撐地條件下，本體重心的振動(dòng)得到有效減緩。

圖12 有無(wú)支腿本體質(zhì)心振動(dòng)響應(yīng)試驗(yàn)Fig.12 Test diagram of mass center vibration response of outrigger body with or without outriggers

錨固系統(tǒng)在工況3 時(shí)2 頂錨鉆機(jī)處于懸臂伸出作業(yè)狀態(tài)，此時(shí)懸臂剛度最小，導(dǎo)致系統(tǒng)本體振動(dòng)量較大。為此，通過(guò)加強(qiáng)懸臂強(qiáng)度進(jìn)而增加其剛度。通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)分析可知，懸臂剛度加強(qiáng)后錨固系統(tǒng)本體的振動(dòng)量由最大15 mm 降低為9 mm，如圖13 所示，系統(tǒng)穩(wěn)定性得到了加強(qiáng)。上述試驗(yàn)結(jié)果可提高鉆孔穩(wěn)定性，為最終實(shí)現(xiàn)錨固作業(yè)的自動(dòng)化與無(wú)人化提供技術(shù)基礎(chǔ)。

圖13 懸臂剛度對(duì)本體質(zhì)心振動(dòng)響應(yīng)試驗(yàn)Fig.13 Experimental diagram of the response of cantilever stiffness to the center of mass vibration of the body

6 結(jié)論

(1)提出一種適用于復(fù)雜地質(zhì)條件下掘支錨平行作業(yè)的錨固鉆機(jī)群組系統(tǒng)，可實(shí)現(xiàn)對(duì)復(fù)雜地質(zhì)條件下的巷道斷面尺寸、煤巖強(qiáng)度、頂?shù)装迤秸雀哌m應(yīng)性，多鉆機(jī)多方式并行錨固作業(yè)可有效提高錨固效率。

(2)構(gòu)建了復(fù)雜工況下錨固鉆機(jī)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，利用數(shù)值分析軟件對(duì)上述模型進(jìn)行化簡(jiǎn)求解；利用有限元?jiǎng)討B(tài)分析軟件Abaqus 模擬鉆進(jìn)過(guò)程，分析3 組模擬巷道工況下鉆進(jìn)阻力參數(shù)變化范圍；對(duì)錨固系統(tǒng)中橫梁以及支腿油缸剛度進(jìn)行數(shù)值分析計(jì)算，獲得橫梁伸出/縮回狀態(tài)以及有無(wú)支腿多種條件下上述關(guān)鍵部件的剛度。

(3)采用Matlab 的Ode45 求解器對(duì)錨固機(jī)組的振動(dòng)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行時(shí)域求解；對(duì)結(jié)果分析可知，對(duì)于錨固機(jī)組系統(tǒng)穩(wěn)定性來(lái)說(shuō)，懸臂越長(zhǎng)振動(dòng)越劇烈，對(duì)于錨固機(jī)組橫滾振動(dòng)來(lái)說(shuō)，懸臂越長(zhǎng)，振動(dòng)越弱；兩側(cè)懸臂長(zhǎng)度不同時(shí)，使得錨固機(jī)組受力十分不平衡，導(dǎo)致錨固機(jī)組本體橫滾角振幅大幅增加，得出支腿支地具有明顯的減振效果。

(4)通過(guò)錨固系統(tǒng)樣機(jī)鉆孔試驗(yàn)，驗(yàn)證系統(tǒng)有無(wú)支腿及懸臂剛度對(duì)本體穩(wěn)定性的影響規(guī)律，結(jié)果表明鉆機(jī)安設(shè)支腿與提高懸臂剛度均可有效提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。相關(guān)理論成果可為錨固系統(tǒng)鉆孔定位與成孔質(zhì)量技術(shù)研究提供理論基礎(chǔ)。