王成龙，苗根远，刘延玺，曾庆良

(山东科技大学 机械电子工程学院，山东 青岛 266590)

引言

随着地下浅层煤炭资源日益枯竭，煤矿生产向着大采掘深度发展是必然趋势。与浅部煤层相比深部煤层的地质力学环境更加复杂，以岩爆、冲击地压为代表的深部开采诱发的灾害事故更具突发性[1]，冲击地压现象不仅严重影响煤矿的正常生产，而且造成了巨大的经济损失甚至造成人员伤亡。为应对井下冲击地压问题，目前煤矿液压支架大都采用加装大流量安全阀的卸压措施。但是许多研究人员通过研究发现，立柱支护液压下腔封闭系统由于液压弹簧刚度和活塞杆质量均较高，使得其阻尼系数偏低，在受冲击负载时表现为高频振荡，振动周期远远快于安全阀的开启特性[2]；另一方面冲击地压发生过程在几秒到几十秒之间，溢流阀的动态响应时间不够，远距离保护元件管路等流体阻力损失，造成冲击地压发生时，溢流阀来不及打开[3]，使得大流量安全阀的动态响应速度跟不上冲击载荷造成的立柱增阻速度[4]，冲击能量只能通过液压支架的形变得到释放，从而使液压支架发生结构破坏变形失稳，造成煤矿安全事故。针对以上问题，许多技术人员在对冲击地压机理进行分析的基础上，对冲击地压缓冲技术进行了研究。

唐治等[5]对传统液压支架冲击地压后发生失稳进行了分析，设计了一种自移式吸能防冲巷道超前支架。其特点是在柱头和立柱处安装了吸能放冲构件，通过该部件的变形吸收冲击地压释放的能量同时起到让压的作用。

吕祥锋等[6]、潘一山等[7]研究了不同支护条件下巷道冲击破坏规律得到了支护巷道冲击破坏的应力判据和能量条件，研究了刚柔耦合吸能支护的耦合关系，设计了一种以多孔金属材料为吸能装置的刚-柔耦合吸能防冲支护装置。

何满潮等[8]基于负泊松比材料的特殊力学特性，结合井下巷道冲击大变形控制的需求，研发了一种具有负泊松比效应的新型高恒阻大变形锚索。其主要原理是将负泊松效应材料应用于锚索的恒阻体中，在冲击地压发生时通过恒阻体的变形吸收冲击地压释放的能量。

王路[9]对冲击地压的发生机理和冲击地压巷道围岩变形特征进行了研究，设计了一种锚杆(索)-泡沫铝联合支护方法，并对其变形特征、力学特征和吸能特征进行了研究。

刘军等[10]基于深部矿井巷道围岩变形破坏特性，提出了一种刚柔一体化吸能支护方法，由锚网索支护、吸能材料、U形钢组成的O形棚和刚性支架组成，可以使深部冲击地压矿井巷道围岩由二向应力状态转变为三向受力状态，提高巷道围岩的强度和抗变形能力。

以上研究大都是将吸能缓冲材料应用于煤矿巷道支护装备中来提高设备的抗冲击能力。但是受到采掘工作的影响，工作面冲击地压与巷道冲击地压相比在发生时间和烈度上都更具有不确定性。由于吸能构件受材料力学特性的限制，难以根据不同冲击地压工况实现缓冲力的自动调节，因而使用工况有所限制。针对此问题，提出一种以磁流变缓冲技术为基础的液压支架冲击缓冲方案，并利用仿真软件对其进行了仿真分析。

1 抗冲击支架冲击模型建立

为了研究冲击载荷作用下液压支架的力传递情况，从而分析缓冲元件在工作时的受力状态，建立了如图1所示的抗冲击液压支架二自由度简化力学模型。

图1 抗冲击液压支架力学模型

考虑在冲击地压发生时，巨大的冲击力会使液压支架和缓冲元件产生一定的弹性形变，故将顶梁、立柱和缓冲元件考虑为弹性体。图1中x0为工作面顶板下沉位移；x1为液压支架顶梁位移；x2为缓冲元件位移，K1为液压支架顶梁弹性系数；K2为缓冲元件弹性系数；K3为液压支架立柱弹性系数，M1为液压支架顶梁质量；M2为缓冲元件质量，C2为磁流变液黏度系数；C3为乳化液黏度系数。

按照牛顿第二定律得到液压支架与缓冲元件的冲击微分方程：

M1x″1-K2(x1-x2)+K1(x0-x1)-U(I)=0

(1)

(2)

基于Bingham磁流变液力学模型，得到磁流变缓冲元件的输出阻尼力公式：

U(I)=C2x′+fc(I)sgnx′

(3)

X=(x1,x′1,x2,x′2)T

Y=(x″2,x2-x1,x0-x1,x2)T

可以得到相应的状态方程为：

(4)

Y=DX+EU(I)+Gu(t)

(5)

其中u(t)为系统的输入变量。

将u(t)，X，Y带入式(4)和式(5)并与式(1)和式(2)联立得：

2 抗冲击支架缓冲元件设计

抗冲击支架与传统液压支架的不同在于，抗冲击支架在立柱与支架顶梁之间设置磁流变缓冲元件。缓冲元件由磁流变缓冲器和控制部分组成，可针对不同工况下使用的液压支架调整控制系统参数，使之与支架工作阻力相匹配，从而保证液压支架在冲击过程中受力始终保持在合理范围内。

本研究以现有液压支架ZY3800/15/30参数作为缓冲元件设计依据，该型号液压支架为两柱掩护式液压支架，工作阻力为3800 kN。主要参数如表1所示。

表1 ZY3800/15/30型液压支架参数表 mm

设计的缓冲元件的基本结构如图2所示，主要有上下2个液压缸和中部的阻尼体组成。为了满足煤矿电气设备防爆要求，在阻尼体处设计了隔爆外壳来完成对励磁线圈的隔爆处理。阻尼体上开有阻尼孔并在外部缠绕线圈，线圈在控制系统的控制下产生不同强度的磁场从而使缓冲元件输出不同阻尼力。

1.活柱 2.上部油缸 3.隔爆外壳 4.下部油缸5.压力传感器 6.控制器 7.阻尼体图2 磁流变缓冲元件结构图

根据支架抗冲击的需求，本研究将最大冲击力载荷设定为其工作阻力的3倍，磁流变阻尼器最大阻尼力可达500 kN[11]。该型液压支架为两柱式支架，每根立柱所受最大冲击载荷为5700 kN，设计每根立柱安装12个缓冲元件，即每个缓冲元件需满足最大阻尼力为475 kN，缓冲元件与液压支架立柱组合方式如图3所示。

1.立柱 2.缓冲元件组合体图3 缓冲元件与立柱组合示意图

控制系统主要由压力传感器、速度传感器、控制器和电磁线圈构成。通过在AMESim中对支架液压系统建模仿真和相关文献[12-13]可知，液压支架在受到冲击的过程中，一级缸的腔内压力要始终大于二级缸的腔内压力，所以将压力传感器布置于液压支架立柱一级缸上，通过监测立柱一级缸的腔内压力判断液压支架的受力情况。控制器分别连接压力传感器和磁流变缓冲元件线圈。

首先采用多种工况控制策略进行了控制系统的设计，具体思路如下：在控制器中设置2个阈值，当压力传感器测得压力小于正常工作压力上限时，控制器输出信号控制缓冲元件输出阻尼保持在F1，保证液压支架正常工作时缓冲元件不发生动作；当压力传感器测得压力值大于正常工作压力上限但小于耐压极限时，控制器输出信号控制缓冲元件输出阻尼保持在F2，使得液压支架在顶板来压增大但还未超过其承载能力时，增大缓冲元件的输出阻尼力，提高液压支架的支撑力；压力传感器测得压力值大于耐压极限时，控制器输出信号控制缓冲元件输出阻尼F3，使得液压支架在顶板压力超过其最大支撑力时，及时减小缓冲元件输出阻尼力起到缓冲让压的作用。

式中,F1，F2，F3为缓冲元件的阻尼力根据液压支架工况确定参数值，其中F2>F1>F3，p为压力传感器检测值；p1，p2为控制器设定阈值根据液压支架工况确定参数值，其中p1为正常工作压力上限，p2耐压极限。

3 抗冲击支架联合仿真及结果对比分析

1) 联合仿真建模

采用AMESim和Simulink软件分别对液压支架液压系统和缓冲元件控制系统进行建模仿真，通过对比未加装缓冲元件的传统液压支架和加装了缓冲元件的抗冲击支架在冲击过程中立柱受力情况验证缓冲元件对液压支架抗冲击性能的影响。在AMESim中对包括液控单向阀、大流量安全阀和液压支架立柱在内的液压支架液压系统建模如图4所示。

ZY3800/15/30型液压支架为两柱式液压支架，为了方便建模加快仿真速度，建模时仅对其中1根立柱进行建模，其液压部分建模如图5所示。缓冲元件控制系统由接口模块、控制模块和磁流变液模块组成如图6所示。

控制模块建模如图7所示，主要作用是通过设定If-else模块和Constant模块参数，实现前文所述多种工况控制策略。

1.乳化液泵站及操纵阀 2.液控单向阀 3.大流量安全阀4.双伸缩立柱 5.顶板负载图4 液压支架AMESim模型

1.缓冲元件模块 2.缓冲元件控制系统图5 抗冲击液压支架AMESim模型

1.AMESim-Simulink接口模块 2.多种工况控制策略控制器3.磁流变液模块图6 缓冲元件控制系统Simulink建模

图7 控制模块Simulink建模

磁流变液模块建模如图8所示，主要作用为表征磁流变液外加电流与屈服极限关系和屈服极限与缓冲元件输出阻尼力关系，以及磁流变缓冲元件响应延迟时间。

图8 磁流变液模块Simulink建模

磁流变缓冲器的响应时间由机械响应时间、磁流变液响应时间和电磁电路响应时间3部分组成[14-15]，总响应时间由于缓冲器的结构不同，使用的磁流变液配比不同等因素的影响也不尽相同，文献[16]测试得出Lord公司某型号磁流变液阻尼器在不同速度和电流下的响应时间介于7.5～85 ms之间；文献[17]研究得出响应时间介于62～83 ms；文献[18]研究得出响应时间小于51 ms，由此本研究将缓冲元件响应延时设为0.05 s。

外加载荷曲线如图9所示分为升架阶段、工作阶段、冲击阶段和冲击结束阶段。在升架阶段，由于支架与工作面顶板并未接触所以此阶段的压力为0；在工作阶段液压支架顶梁与工作面顶板接触开始承受顶板压力，将此阶段顶板正常来压设定为1900 kN；将冲击阶段液压支架承受工作面冲击地压载荷设定为5700 kN。

2) 联合仿真结果及分析

如图9～图11所示为传统液压支架与抗冲击支架在外加载荷F作用下支架立柱腔内压力p、 位移x

图9 液压支架外加载荷曲线

和大流量安全阀泄流流量q的对比图。由图10可以明显看出，相较于传统液压支架，抗冲击支架在受到冲击载荷时立柱的腔内压力峰值由36.8 MPa降至36 MPa，在整个冲击过程中平均压力较传统液压支架更低，压力响应速度较传统液压支架更快且高压持续时间更长。由图11可以看出，抗冲击支架在受冲击时支架位移量有所增大且位移时间延长了0.1 s。由图12可以看出，抗冲击支架大流量安全阀泄流流量与传统液压支架相比有了明显增加，大流量泄流时间也相应延长了0.1 s。由此可以看出，加装磁流变缓冲元件在改善液压支架受力情况的同时有效延长了冲击载荷作用的时间，增大了安全阀阀芯开口度和泄流流量，使液压支架受冲击时的位移速度有所降低，让压量增大。设计的控制策略通过设置阈值的方式使安全阀阀芯提前动作进行卸压，间接实现了液压支架工作压力峰值的降低。

图10 抗冲击液压支架与传统液压支架立柱腔内压力曲线对比图

图11 抗冲击液压支架与传统液压支架位移曲线对比图

图12 抗冲击液压支架与液压支架传统大流量安全阀泄流流量曲线对比图

为了验证不同控制策略对抗冲击支架缓冲性能的影响，还设计了缓冲元件模糊PI控制系统并进行建模仿真(图13、图14所示为Simulink中模糊PI控制系统模型和其控制模块模型)。

图13 缓冲元件模糊PI控制系统Simulink建模

图14 模糊PI控制模块Simulink建模

在上述研究的基础上，将模糊PI控制策略下抗冲击支架立柱腔内压力仿真结果与传统液压支架和多种工况控制策略控制下的抗冲击支架进行了对比分析，具体的曲线对比如图15所示。从图15中可以看出采用模糊PI控制策略时压力峰值为36.4 MPa，该数值高于多种工况控制策略控制下的抗冲击支架压力峰值，但低于传统液压支架压力峰值；在冲击过程中的平均压力要低于多种工况控制策略控制下的抗冲击支架和传统液压支架，而在压力响应速度方面更快，高压持续时间相比更长。

图15 两种控制策略下抗冲击液压支架与传统液压支架立柱腔内压力曲线对比图

由此可以看出在两种控制策略下的抗冲击支架均可以使大流量安全阀提前动作，增大其泄流流量，在一定程度上减小立柱峰值压力。

4 结论

通过仿真结果可以看出，加装缓冲元件后液压支架立柱腔内压力峰值和冲击过程中的平均压力均有所降低，大流量安全阀的泄流流量显著增加，液压支架的位移速度也相应减小。由此可以说明安装磁流变缓冲元件可以使大流量安全阀提前动作，延长冲击作用在液压支架上的时间，有效的提高其泄流能力，减小立柱所受冲击力，提高液压支架的抗冲击性能。

下一步将对磁流变缓冲元件进行样机制作和冲击试验，同时实现对不同的控制策略的进一步分析对比，通过试验数据分析缓冲元件对液压支架抗冲击性能的影响并对缓冲元件及其控制系统进行改进优化。