0 引 言
随着开采深度及强度的不断推进，掘进过程中对围岩初始应力的影响增大，大幅提高了围岩的冲击倾向性。随着工作面支护体系的重视，综采液压支架被广泛应用，巷道支护在整个支护体系中成为相对薄弱环节，冲击地压带来的灾害更多发生在巷道中。2015年12月耿村煤矿发生冲击地压，造成工作面前方160 m巷道破坏[1]；2016年8月梁宝寺煤矿发生冲击地压，致使支护设施变形损坏严重[2]；2017年11月红阳三矿运输巷发生冲击地压，巷道破坏长度达200米以上；2018年龙郓煤业10·20冲击地压造成工作面100 m范围内巷道出现不同程度破坏[3]；2020年2月龙堌矿井发生冲击地压造成部分支护失效[4]。因此，巷道支护受到国内外大量专家的重视，巷道支护体系的防冲击及抗冲击能力亟待增强。
为提高巷道支护体系的抗冲击及防冲击能力，潘一山等[5]通过理论分析围岩与支护结构的动力学模型，提出提高支护刚度以及快速吸能让位2种新的支护理念；高明仕等[6]采用理论分析及数值模拟2种方法论证内强主动支护与弱结构卸压防冲协调机制并模拟该支护系统的抗冲击效果；徐连满等[7-8]通过巷道动力响应分析研究对O型棚的相关参数进行研究并提出优化；文献[9-11]研究冲击地压的破坏机制论证了高冲击韧性锚杆对冲击能量的缓冲效果；文献[12-13]从静力学和动力学2个角度论证并结合相关实例论证锚杆+U型棚+液压支架三级吸能支护系统的联合抗冲击能力。冲击地压支护体系方面主要研究内容集中在锚杆支护（一级支护）、型钢支护（2级支护）、液压支架（3级支护）3个方面以及3者联合作用体系的防冲效果及机理研究。
基于提高支护刚度及快速吸能让位的支护理念，结合预折纹自引导吸能装置[14-16]的变形让位及性能特性，对常规液压支架与常规液压支架+薄壁吸能装置构成的吸能液压支架施加冲击荷载，计算分析2种支护结构的冲击响应，从而对比得出防冲液压支架在冲击荷载作用下的抗冲击效果。
1 防冲支护理论分析
1.1 巷道冲击破坏
冲击地压发生时，弹性变形能瞬时释放对井巷或工作面造成剧烈破坏[17-18]。由于冲击地压发生过程中历时极短，震源不确定性较强，对冲击地压的整体认识十分局限，因此，国内外研究内容主要围绕冲击地压带来结果的监测以及防治手段展开。
冲击地压传播与支护体系的动力响应模型简化如图1所示。从能量守恒的角度上来分析，冲击地压释放的总能量主要由冲击能量E和围岩弹性变形能E0组成[19]，由围岩自身以及支护体系共同承担冲击地压释能。当冲击地压释放的总能量大于围岩以及支护体系在支护吸能过程中消耗的能量时会引发冲击地压破坏[20]。
图1 围岩-支护体系模型简化
Fig.1 Simplified of surrounding rock-support system model
根据以上分析，防止冲击地压发生的2个基本方向为减小冲击地压带来的冲击能量以及增大整个支护体系的能量吸收能力。由于目前冲击地压带来的初始能量的不可控，减小冲击地压带来的冲击能量只能从减小围岩弹性变形能方面来加以控制。增大支护体系的能量吸收，从而减小作用于围岩上的冲击能量，这一研究方向受到国内外众多学者研究。
1.2 巷道支护系统优化原则
文献[21-22]提出的吸能耦合支护模型以牺牲小局保全大局的思想对传统支护体系加以改善。根据支护系统的作用及相关特性，支护优化过程中需考虑以下原则：合理的承载峰值、稳定的反作用力、足够的吸能变形过程、不可逆的能量转换、稳定的变形模式、支护系统的简便性。
结合以上优化原则，对传统液压支架与吸能液压支架的冲击响应加以对比分析，研究吸能液压支护的防冲性能。
2 液压支架及吸能装置
2.1 吸能液压支架
传统液压支架的现场应用如图2a所示，该支架有8个基本组成部分：左顶梁、右顶梁、左柱、右柱、中柱、左底梁、右底梁及中底梁。为加强结构的整体性，各顶梁及底梁之间由限位铰连接。采用SOLIDWORKS 建模软件建立液压支架的数值模型。
支架的3个立柱为双伸缩液压支柱，为整个液压支架的主要受力系统。为提升液压支架的防冲特性，在3个支柱底部施设吸能防冲装置，使得吸能装置在受压变形的过程中实现整个支护结构的让位，延长冲击时间。巷道液压支架3维模型与吸能装置位置示意如图2b所示。
图2 巷道液压支架三维模型
Fig.2 Three-dimensional model of roadway hydraulic prop
2.2 吸能装置
预折纹自引导吸能装置（下称吸能装置）吸能效果良好，且受到大量学者的研究。对吸能装置进行准静态压缩试验，从而分析吸能装置的实际承载效果与吸能能力。
试验过程中采用液压伺服控制试验机，以位移控制方式，加载速率为1 cm/s，试验全过程拍摄。结合试验过程，采用ABAQUS数值模拟软件进行模拟分析。
吸能装置的尺寸如图3所示，其材料为钢材，密度7 980 kg/m3，弹性模量250 GPa，泊松比0.3，屈服强度为890 MPa，极限强度为1 050 MPa。
图3 吸能装置尺寸模型
Fig.3 Model size diagram of energy absorbing device
2.3 吸能装置压缩试验与模拟
如图4、图5所示为吸能装置准静态压缩作用下试验与数值模拟结果的荷载-位移曲线及其压溃过程，从图中可以看出数值模拟与试验得出的荷载—位移曲线的演化趋势基本一致[23]。试验变形过程与数值模拟变形过程相同，可以认为数值模拟可行性良好。
图4 数值模拟及试验荷载-压缩位移曲线对比
Fig.4 Comparison of numerical simulation and test load-compression displacement curves
根据荷载-位移曲线的波动趋势，将整个变形让位过程分为5个阶段：压缩位移在25 mm范围内为第一上升段，该阶段内荷载峰值上升至5 401 kN；压缩位移在25～70 mm为第一下降段，荷载值下降至3 116 kN；压缩位移在70～85 mm为第2上升段，在这一阶段第2个荷载峰值增加到4 029 kN；压缩位移在85～116 mm为第2下降段，在此阶段，荷载值减小到3 069 kN；压缩位移大于116 mm后为第3上升段，此时吸能装置已完全压缩，不再吸收能量，即吸能装置失效。
图5 数值模拟及试验条件下吸能装置压溃过程
Fig.5 Collapse process of energy absorption device under numerical simulation and test conditions
3 工况计算
3.1 支架模型
将支架模型导入ABAQUS数值模拟软件中进行计算分析，计算过程中对模型进行合理简化，各部件之间切向采用罚函数的方式接触，法向硬接触。为充分证明施设防冲装置的吸能液压支架与普通液压支架在冲击作用下的相关响应差异，在计算分析过程中模型一致，普通液压支架的预留吸能装置位置处采用刚性连接。采用S4R通用壳单元对模型进行网格划分，网格尺寸为30 mm，对模型可能发生应力集中区域处进行网格细化，整个模型共划分28 556个单元。
液压支架采用Q550钢材，其弹性模量为200 GPa，泊松比为0.3，屈服强度为550 MPa。模拟过程采用理想弹塑性本构模型且不考虑钢材的硬化性能。
3.2 加载方式
研究过程中选取2种加载工况进行抗冲击效果分析：顶部冲击、侧向冲击。作用在支架上的冲击荷载由液压支架顶部（或两侧）的刚性板提供，加载方式如图6所示。加载时通过设置刚性板质量及冲击速度来提供冲击荷载，冲击能量按下式计算。
E=mv2/2
（1）
式中：E为冲击能量；m为刚性板的质量；v为刚性板的冲击速度。
从支架变形、塑性能以及反作用力方面，研究对比吸能液压支架与常规液压支架的抗冲击性能。为降低不同冲击能量对计算结果带来的离散性影响，冲击速度取10 m/s，冲击能量分别取800、1 000、1 200、1 400、1 600 kJ，从而分析常规液压支架与吸能液压支架的冲击响应。
图6 各工况加载示意
Fig.6 Diagram of each working condition loading
4 液压支架防冲性能
4.1 塑性能
图7 各工况下支架塑性能最大值曲线
Fig.7 Curves of the maximum plastic properties of support under top impact and side impact
常规液压支架、吸能液压支架及在不同冲击能量下整体塑性能最大值曲线如图7所示。从图7可以看出，随着冲击能量的增大，常规液压支架和吸能液压支架的整体塑性能最大值均增大，基本保持线性。吸能支架部分的塑性能占吸能液压支架整体的67%，且相当于常规液压支架的65%，其余冲击能量由吸能装置承担。表明吸能装置能够很好地保护液压支架体系，减少其塑性应变的产生。
4.2 整体变形
常规液压支架与吸能液压支架在1 600 kJ冲击荷载作用下的等效塑性应变云图如图8所示。从图8可以看出，不同工况下液压支架的等效塑性应变最大值均出现在中柱的2节过渡连接处以及左、右顶梁连接处，表明该位置是液压支架的主要受力部位，即最易发生破坏的位置。如图9中条形图为各工况下2种支架等效塑性应变最大值，其中，吸能液压支架的等效塑性应变最大值为常规液压支架的62%。
图8 各工况下支架等效塑性应变云图
Fig.8 Equivalent plastic deformation cloud diagram of support undertop impact and side impact
图9 各工况下支架等效塑性应变最大值、塑性区面积
Fig.9 Curve of maximum equivalent plastic strain of support undertop impact and side impact
图10为冲击能量1 600 kJ作用下液压支架的塑性区分布（图中白色区域为液压支架发生等效塑性变形的区域）。从图10可以看出，顶部冲击作用下常规液压支架与吸能液压支架左、右顶梁连接处及立柱两节连接处都发生了等效塑性应变，表明冲击荷载作用下吸能液压支架与常规液压支架的左、右顶梁连接处及立柱2节连接处受力较大；常规液压支架中柱2节连接处上、下部分都发生了屈服且屈服面积较大，而吸能液压支架该部位并未完全发生屈服。侧向冲击作用下常规液压支架上半部分及左、右底梁2侧发生了屈服，表明这些位置是液压支架的主要承载部位；相较于常规液压支架，吸能液压支架的支架部分发生屈服的位置仅为左、右顶梁部位及立柱连接处。
图10 两种支架塑性区分布
Fig.10 Distribution of plastic zone of two supports under top impact and side impact
图9中折线图为各工况下2种液压支架塑性区面积曲线，从图中可以看出，随着冲击能量的不断增大，2种支架上发生屈服的面积都不断增大，且吸能液压支架的支架部分发生屈服的面积均为常规液压支架的85%。综合液压支架等效塑性应变最大值以及塑性区面积分布的讨论可知，施设吸能装置后能够有效保护液压支架，减少液压支架发生塑性破坏的面积。
4.3 反力分析
4.3.1 反力大小分析
图11为冲击能量1 600 kJ作用下各工况支架的位移-反力曲线。冲击荷载作用前期即冲击变形10 mm左右，液压支架有一定的支护能力，从而保证液压支架在冲击地压发生前具有良好的承载能力；在冲击位移120 mm范围以内，2种冲击荷载作用下常规液压支架与吸能液压支架的反力总体波动趋势一致，尤其将吸能支架按2者平均反力之差向上平移后更为明显。顶部冲击作用下常规支架的反力均值为9 629.8 kN，吸能支架为3 818.9 kN，仅为常规支架的40%；侧向冲击作用下常规支架的反力均值为1 167.5 kN，吸能支架为6 186.7 kN，仅为常规支架的53%。
图11 各工况支架顶板位移-反力曲线
Fig.11 Support top plate displacement-reaction force curve under top impact and side impact
经分析可知，冲击位移在120 mm范围内吸能装置可以有效降低冲击作用下对底板产生的反作用力，即降低了冲击作用下对巷道围岩造成扰动。当冲击位移达到120 mm后吸能装置的作用将逐步失效，吸能装置此时变形状态为第3上升段，冲击作用下液压支架的反作用力逐步提升，直到当冲击位移达到140 mm时吸能装置完全失效，不再具备吸能功能，此时吸能支架反力与常规液压支架的反力一致，整个吸能装置的吸能让位过程约持续0.014 s。
4.3.2 反力波动性分析
图12 各工况支架反力频谱曲线
Fig.12 Spectrogram curve of support reaction force undertop impact and side impact
吸能装置的施设除可减小冲击荷载对液压支架造成的支护反力之外，对支护反力的波动性也有一定影响。将各工况下2种液压支架的反力波动时程曲线进行傅里叶变换后转换成冲击荷载作用下支护反力的频谱特征曲线，如图12所示。整个冲击过程持续0.02 s左右，因此分析冲击过程中的过低振动频率意义不大。在研究过程中主要对频率在100～5 000 Hz之间的基频进行研究分析。由于反力时程曲线的复杂性，其波动性也较为复杂，主频不明显。为量化比较各工况波动性差异，将研究频率范围分为5组：100～1 000 Hz、1 000～2 000 Hz、2 000～3 000 Hz、3 000～4 000 Hz、4 000～5 000 Hz。将各工况的离散频谱数据时程点进行数据拟合，积分计算各基频组范围内的面积及其占比，从而分析支架反力频谱曲线中的基频分布，对比各工况支架反力的波动特性，计算结果见表1。
计算结果分析可知，吸能液压支架相较于常规液压支架前2组的频率分布占比增长，即范围为100～2 000 Hz的基频分布占比增加5.48%以上；第3、4、5基频组的频率分布同比减少，即范围2 000～5 000 Hz的基频分布占比减少。说明吸能装置的施设可以有效减缓冲击荷载作用下支护反力的波动性，减少液压支架在冲击作用下由于反力极快速波动而对巷道围岩带来的2次冲击的不利影响。
表1 各基频组分布计算结果
Table 1 Distribution calculation results of each fundamental frequency group
工况基频组面积/（103 kN·Hz）面积占比/%S1S2S3S4S5S1S2S3S4S5顶部冲击作用下常规支架482.62215.15164.83171.67228.6738.2117.0413.0513.5918.11顶部冲击作用下吸能支架410.43222.23128.69128.35152.0939.4021.3312.3512.3214.60侧向冲击作用下常规支架721.18269.83236.63198.23224.2743.7016.3514.3412.0113.59侧向冲击作用下吸能支架641.49214.56151.49131.95147.4749.8516.6711.7710.2511.46
5 结 论
1）从液压支架吸能效果方面来看，吸能液压支架的支架部分塑性能仅为常规液压支架的65%以下，表明在冲击地压发生前期吸能装置能发挥其吸能效果并减少冲击荷载对液压支架产生的塑性能破坏。
2）根据对比常规液压支架与吸能液压支架的整体变形可知，吸能装置施设后液压支架部分的最大等效塑性应变仅为常规液压支架部分的62%，液压支架整体屈服的面积为常规液压支架的85%以下，表明吸能装置能够减小液压支架塑性破坏的风险。
3）通过不同支架冲击作用下的反力分析，相同冲击荷载作用下吸能液压支架的反力均值为常规液压支架的53%以下，证明吸能装置的施设可有效减小冲击荷载作用下支护反力对围岩造成的冲击破坏程度。
4）施设吸能装置后冲击荷载作用下液压支架反力频谱分布有所变化，较低频区的基频分布占比增加5.48%以上，极高频区的基频分布同比减少，表明吸能装置可减小冲击荷载作用下支护反作用力的波动性，减少对围岩带来的2次冲击的不利影响。
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