Design principle and engineering practice of rock bolting to prevent coal bump from rib coal massive slippage
-
摘要:
冲击地压是目前严重影响煤炭安全有效开采的灾害之一，研究锚杆防冲支护原理和技术对防治巷道冲击地压灾害具有重要意义和价值。通过对巷帮煤体整体冲入型冲击地压发生的地质条件以及破坏特征进行总结分析，认为坚硬顶板与坚硬煤层是此类型冲击地压的重要地质特征，而巷帮煤体整体滑脱是其主要冲击破坏特征。在此基础上，以巷帮滑脱煤体为研究对象，建立了顶板−巷道−底板复合结构体力学模型，建立了巷帮煤体发生水平滑移的极限平衡方程，并对各个参数进行分析。结果表明：由于顶板反弹使巷帮煤体竖直方向压力降低，巷帮煤体被构造应力推入巷道发生冲击地压。基于该发生机制模型，认为目前的锚杆支护设计体系在防治巷帮煤体冲入型冲击地压存在不足，并基于其发生和破坏特征，建立了针对巷帮煤体整体滑脱型冲击地压的锚杆防冲支护设计原则，即将顶和底帮锚杆锚固端分别穿层打入稳定的顶底板内，并使用长锚索取代中部帮锚杆，提供锚杆支护的防冲作用。基于新建立的锚杆防冲支护设计方法，以大屯矿区孔庄煤矿7305工作面防冲支护为工程背景，在宽煤柱段巷帮锚杆支护采取了防冲设计，帮顶、底部锚杆及补强锚索均锚固于顶底板内部，能够有效吸收煤体滑动动能，提高安全性。
Abstract:Rock burst is one of the disasters that seriously affect the safe and effective mining of coal in mine mining. It is of great significance and value to study the principle and technology of bolt anti-impact support to prevent and control the rock burst disaster in roadway. Through the summary and analysis of the geological conditions and failure characteristics of the rock burst of the whole coal body in the roadway, it is considered that the hard roof and hard coal seam are the important geological characteristics of this type of rock burst, and the overall slippage of the coal body in the roadway is the main impact failure characteristics. On this basis, taking the sliding coal body of roadway side as the research object, the mechanical model of roof-roadway-floor composite structure is established, and the limit equilibrium equation of horizontal sliding of roadway side coal body is established, and each parameter is analyzed. The results show that due to the rebound of the roof, the vertical pressure of the roadway side coal body is reduced, and the roadway side coal body is pushed into the roadway by the tectonic stress to cause rock burst. Based on the occurrence mechanism model, it is considered that the current bolt support design system has some shortcomings in preventing and controlling the rock burst of the coal body in the roadway. Based on its occurrence and failure characteristics, the design principle of bolt anti-impact support for the overall slippage type rock burst of the coal body in the roadway is established, that is, the anchoring ends of the roof and bottom bolts are respectively penetrated into the stable roof and floor, and the long anchor cable is used to replace the middle side bolt to provide the anti-impact effect of bolt support. Based on the newly established design method of bolt anti-scour support, taking the anti-scour support of 7305 working face of Kongzhuang Coal Mine in Datun Mining Area as the engineering background, the anti-scour design is adopted in the bolt support of roadway side in the wide coal pillar section. The roof and bottom bolts and reinforcing anchor cables are anchored inside the roof and floor, which can effectively absorb the sliding kinetic energy of the coal body and improve the safety.
-
Keywords:
- rock burst /
- hard roof /
- roadway /
- overall slippage /
- anti-scour support of bolt
-
0. 引 言
大倾角煤层广泛分布于我国西北、西南地区，大部分为优质焦煤和无烟煤等稀缺煤种[1–2]，受赋存条件以及成煤环境影响，重力倾角效应显著[3]，开采难度较大。大倾角伪俯斜开采方法相较于一般综采来说，减小了工作面倾角，降低了工作面飞矸对设备及人员的威胁，有利于抑制煤壁片帮、减缓煤流下滑，降低开采难度，提高大倾角煤层的开采效率。
大倾角煤层伪俯斜综合机械化开采的核心是工作面“R-S-F”（顶板–支架–底板）系统的稳定性，其关键技术主要是保证“R-S-F”系统的完整性[2]。该系统中，液压支架是维护采场安全生产的结构物[4]，是“R-S-F”中的可调因素，是控制围岩稳定的主要手段。工作面岩层控制的重点应加强支护系统的整体稳定性[5–6]。相较于真倾角工作面，大倾角伪俯斜工作面空间形态[7]、围岩运移规律[8]、矿山压力显现均发生了较大改变[9]，正常大倾角液压支架易出现尾部下滑（甩尾）[10]、推移空间及机道窜矸[11]、千斤顶易损[12]等问题。现有通过选配伸缩梁[13]、顶梁和掩护梁活动侧护板互不搭接设计[14]、前后调架千斤顶分开控制[15]、顶梁和底座采用平拉式结构[16]、设置限推杆千斤顶[17]等防倒防滑设计，来使现有普通支架适应大倾角煤层伪俯斜工作面开采，在一定程度上提高了支架的适应性[18]，但仍存在支架倾倒扶正难、支架过重稳定性差等问题，工作面产效有待进一步提高。
据此，基于已有研究成果[19]，针对大倾角伪俯斜综采工作面“支架–围岩”关系，设计一种适应伪俯斜开采空间稳定性要求以及适宜大倾角伪俯斜开采典型空间形态的“平行四边形”液压支架，并分析其结构与运动特征，对于大倾角煤层的综合机械化乃至智能化开采具有重要意义。
1. 大倾角伪俯斜工作面“支架–围岩”相互作用特征分析
大倾角伪俯斜综采工作面液压支架布置呈阶梯状，支架架间顶梁、掩护梁及底座前后互不搭接，如图1所示。
![]()
图 1 大倾角伪俯斜普通液压支架工作面Figure 1. Steeply dipping pitching oblique ordinary hydraulic support working face大倾角伪俯斜综采工作面易发生架前漏冒现象。伪俯斜工作面沿走向呈非对称塑性破坏特征。工作面推进过程中，前方煤层顶板易发生破裂，产生局部扩展裂隙，支架前方部分顶板处于支护空挡三角区，容易引发架前漏冒现象[20]，从而导致支架–围岩关系成为“伪系统”。
与此同时，大倾角伪俯斜综采工作面顶板失稳后垮落矸石沿掩护梁向采空区滑落，且沿工作面倾向方向向工作面下端头滑移，垮落矸石充填过程可分为3个阶段：第1阶段–不均匀充填、第2阶段–上部、中部矸石下滑充填、第3阶段–密实充填，如图2所示。随着工作面推进，第2阶段与第3阶段交替循环，3个阶段均呈现明显的上下非均匀填充形态，造成其矿压显现具有分区性和时序性，中上部区域矿压显现大于下部，除了需克服自身下滑，工作面中、下部区域的支架比上部区域支架需要更大的支撑阻力抵抗矸石作用力的影响[21]。
![]()
图 2 大倾角伪俯斜工作面平行四边形液压支架围岩关系Figure 2. Surrounding rock relationship of parallelogram hydraulic support in pitching oblique working face with steeply dipping采空区矸石的非均匀填充形态是影响支架稳定性的重要因素之一。垮落矸石对普通支架有“砸、压、推”作用，其中直接顶垮落矸石作用时间短、强度小、频率高，基本顶垮落矸石作用时间长、强度大、频率低。造成普通支架主要受载区域集中在支架顶梁侧护板后部、掩护梁侧护板中后部与底座侧推装置后部，使支架更易发生侧向破坏，且随伪斜角增大，矸石在垮落和充填过程中对支架尾部产生的冲击作用和接触作用更加明显与强烈，影响工作面支架稳定状态。
针对此情况，研发一种大倾角伪俯斜平行四边形液压支架，其相比普通支架更适应伪俯斜开采空间稳定性要求，符合伪俯斜工作面顶板“平行四边形”典型形态，相邻平行四边形液压支架间顶梁、护帮板以及掩护梁在伪俯斜布置条件下能完美接洽，相互搭接，更容易保持稳定，发生下滑和转动失稳的临界阻力远小于支架正常工作状态时的工作阻力，且随着工作面伪斜角的增大而减小[22]，如图2所示。
2. 大倾角伪俯斜工作面平行四边形液压支架结构设计
2.1 支架型式确定
大倾角伪俯斜工作面液压支架通常适用于真倾角35°～55°、伪斜角0°～45°的条件下，因此此类采场液压支架具有受力状态复杂、支架状态易失稳等特点。为实现支架自稳，支架质量需严格控制。掩护式支架质量一般较轻，经矿压观测研究与分析表明，两柱掩护式支架对采高适应性[23]、横向稳定性[24]均较好，较四柱支撑掩护式支架更能适应该类工作面，是大倾角液压支架架型发展的主导方向[1]，以两柱掩护式ZY7000/22/45型大倾角液压支架为基础，如图3所示，设计了大倾角伪俯斜工作面平行四边形液压支架。
![]()
图 3 ZY7000/22/45型两柱掩护式液压支架1∶5模型Figure 3. ZY7000/22/45 two-leg shield hydraulic support 1∶5 model2.2 支架结构设计
为使支架伪俯斜工作面采场空间更好契合，根据大倾角伪俯斜综采工作面典型空间展布形态，以及两柱掩护式液压支架工作方式与液压支架主体构造，提出并设计一种适用于大倾角伪俯斜综采工作面的平行四边形液压支架，以期在回采过程中可以更好地支撑煤壁，防止矸石冒落和煤壁片帮，提供更为安全的工作空间。
2.2.1 顶梁设计
ZY7000/22/45型两柱掩护式液压支架的主要结构有顶梁、底座、掩护梁、前后连杆、护帮板、立柱等，如图3所示。根据大倾角伪俯斜工作面矿压显现规律及典型空间结构与形态，确定支架的顶梁从传统的矩形设计为平行四边形，且设计侧护板沿顶梁短边推出，护帮板沿顶梁长边推出，如图4所示。有效解决矩形顶梁支架前端与煤壁不适配、阶梯状侧护接续问题，使支架能更好地适应伪俯斜工作面，支撑煤壁前三角形空顶顶板，防止矸石冒落和煤壁片帮的发生。
2.2.2 底座及液压立柱空间位置设计
伪俯斜工作面推进过程中，为了使刮板输送机与液压支架保持稳定，必须保证推进过程中工作面成直线，要求液压支架底座与刮板输送机呈直线适配。将底座设计为平行四边形，解决矩形底座与刮板输送机不匹配问题（图5）。
为适配液压支架顶梁底座平行四边形形状，将两组立柱排列在一条直线上，该直线与底座前端平行。且立柱向顶梁前端倾斜，与竖直方向的夹角在0°～15°范围内，从而使得立柱与掩护梁之间构成一个小空间，工作面支架组依次整齐排列时可形成一条通道，该通道可供操作人员行走和移动。该类布置方式使得平行四边形支架顶梁载荷均匀分布，提高了支架稳定性。
2.2.3 四连杆机构设计
前连杆、后连杆、掩护梁和底座组成的四连杆机构是液压支架稳定性设计基础[25]，其主要作用是保证支架纵向和横向的稳定性，使支架升降保持比较稳定的梁端距，以提高管理顶板性能，承受和传递载荷以及保持液压支架的整体刚度等。在传统掩护式液压支架的设计过程中，应确保四连杆机构满足并具备以下约束条件，掩护梁与后连杆长度比L/L1=1.4～2.1，掩护梁与后连杆夹角α≥5°，支架最大高度时掩护梁与水平夹角θH,max=58°～62°，后连杆与水平夹角θH,max=75°～85°，最小高度时掩护梁与水平夹角θH,min≥12°，后连杆与水平夹角θH,min=25°～30°，双纽线运动轨迹的最大宽度应不超过0.07 m，前连杆与后连杆的长度比值L3/L1=0.9～1.2等几何特征[23]，如图6a所示。
1） 运动设计。为确保大倾角伪俯斜工作面平行四边形液压支架在顶梁、底座为平行四边形的基础上可以正常的进行升降架以及支护作业，经过大量的理论以及结构分析，笔者发现掩护梁与后连杆的铰接销轴需实时位于顶梁与底座之间的中轴面，即顶梁尾端斜边与底座尾端斜边要实时位于同一竖直面上，从而要求掩护梁与后连杆长度相同，顶梁底座只存在相对平行运动；掩护梁上端与顶梁尾端沿顶梁斜边使用销轴铰接；后连杆与底座尾端沿底座斜边使用销轴铰接；掩护梁与后连杆铰接销轴平行于顶梁与底座尾端，且掩护梁与后连杆铰接销轴沿其轴向进行支架姿态调控，产生沿工作面倾向的距离Dx。
大倾角伪俯斜平行四边形液压支架升降过程中前连杆的长度非定值，随支架的升降发生改变，因此使用液压油缸作为平行四边形液压支架前连杆进行使用，并取消了平衡千斤顶，使油缸连杆“一杠两用”，既与掩护梁、后连杆、底座形成了平行四边形的柔性四连杆结构，保证了平行四边形液压支架的正常工作，又额外提供一部分支护力与平衡作用。
基于上述分析，在平行四边形液压支架设计过程中，应初步遵循下述约束：掩护梁与后连杆长度比值L/L1=1；支架在最大高度时，θH,max=60°；支架在最低位置时，θH,min≤30°；顶梁与底座只存在平行运动，顶梁前端由直线运动替代传统支架双纽线运动；前连杆与后连杆的长度比值L3/L1由定值变为随支架的高度变化的不定值。
采用解析法确定掩护梁L和后连杆的长度L1以及Dx，如图6b所示，γ为伪俯斜工作面伪倾角。由几何关系可得：
$$ {h_1} = L\sin\; \theta + {L_1}\sin\; \theta $$ (1) $$ L = {L_1} = \frac{{{h_1}}}{{2\sin\; \theta }} $$ (2) $$ D_x=L_4 \sin\; \gamma(\cos\; \varphi_{\text {max }} -{\cos\; \varphi_{\text {min }})}$$ (3) 2） 掩护梁及后连杆设计。为实现大倾角伪俯斜工作面的完整适应，在顶梁与底座均为平行四边形的基础上，掩护梁及后连杆结构需与顶梁结合形成平行四边形（图7），才能使得支架后部与相邻支架形成完整的闭合平面，不会出现普通支架架间掩护梁不平齐，尾部矸石易冲击、易堆积的问题。
![]()
图 7 掩护梁–后连杆结构示意Figure 7. The front view of the shield beam structure and the rear connecting rod structure掩护梁与后连杆铰接销轴平行于顶梁与底座尾端斜边并实时位于顶梁底座中轴面上，并且掩护梁与后连杆分别绕顶梁与底座后端斜边旋转，故将掩护梁与后连杆设计为异形四边形，支架处于最高与最低位置时不会扭转超出顶梁横向支护范围。同时将掩护梁侧护板与掩护梁搭接部分设计为异形结构，在支架升架降架过程中，使掩护梁侧护板始终与顶梁侧护板平行，侧护板限位板始终与掩护梁搭接，限位板部分与侧护部分使用销轴铰接，改变传统侧护板焊接方式。
后连杆与掩护梁采用沿顶梁–底座中轴面完全对称设计。
3. 大倾角伪俯斜工作面平行四边形液压支架运动学分析
为系统性地研究平行四边形液压支架的可行性，进一步对平行四边形液压支架进行运动学分析，并对影响其运动特征因素进行判定，为后续结构优化提供思路。
大倾角伪俯斜平行四边形液压支架结构尺寸设计完成后，通过SolidWorks三维建模软件，对液压支架的顶梁、底座、立柱、掩护梁、油缸连杆及后连杆等进行三维建模，各部件采用相同实体建模方式。创建完支架所有零部件，根据预先设计平行四边形液压支架的结构以及运动方式，将顶梁、底座、立柱、掩护梁、油缸连杆及后连杆等零部件进行装配，定义零部件间的配合和运动关系，设计运动轨迹，使其按预定方式运动，如图8所示。
![]()
图 8 大倾角伪俯斜工作面平行四边形液压支架三维模型Figure 8. Three-dimensional model of parallelogram hydraulic support in pitching oblique mining face of steeply dipping coal seam液压支架的运动轨迹是由四连杆机构决定的，不同型号的液压支架四连杆机构的设计参数是不同的，其运动轨迹也存在着差异性[26–27]，大倾角伪俯斜平行四边形液压支架整体结构与普通液压支架有较大不同，四连杆机构更是改变原有刚性杆体，设计为长度可变的油缸杆体，组成柔性四连杆机构，运动方式由简易的二维运动转为复杂的三维空间运动，主要体现在油缸连杆、掩护梁、后连杆绕顶梁与底座平行四边形斜边进行旋转运动，其旋转过程会产生3个方向位移以及3个方向角度，与普通支架相比产生了沿工作面倾向的位移及角度。
3.1 运动特征分析
将大倾角伪俯斜平行四边形液压支架简化为图9b所示的三维空间数学模型，并连接顶梁平行四边形两短边中点建立剖面Ⅰ—Ⅰ，沿顶梁尾端及底座尾端中点建立垂直于两尾端短边剖面Ⅱ—Ⅱ，剖面Ⅰ—Ⅰ与剖面Ⅱ—Ⅱ之间夹角为150°。为简化计算，化三维为二维，沿两剖面分别建立剖视图，并去除与运动无关的非必要冗余部分，如图9c所示，左侧线框内为剖面Ⅰ—Ⅰ正视图，右侧框线内为剖面Ⅱ—Ⅱ正视图，左右框线支架运动学模型合并起来与普通支架二维运动学模型无明显差异，可按照普通支架运动学推导方式进行计算。为便于描述支架运动特性，对主要构件赋予辅助参数，如图9c所示，下面进行运动轨迹方程理论推导。
设后连杆与水平面夹角为θ，θ为时间的函数；后连杆长度为L1，掩护梁长度L与后连杆长度相同；油缸连杆与掩护梁后连杆的铰接销轴距离为L2；立柱上柱窝与下柱窝之间距离为L3，由几何关系可得，支架高度h：
$$ h = 2{L_1}\sin\; \theta $$ (4) 立柱与水平面夹角α：
$$ \alpha = \arctan \left(\dfrac{{2{L_1}}}{{{L_3}}}\sin\; \theta \right) $$ (5) 油缸连杆与水平面夹角β：
$$ \beta = \arctan \left[ {\frac{{\left( {{L_1} + {L_2}} \right) \sin\; \theta - {L_{{\mathrm{BC}}}}}}{{\left( {{L_1} - {L_2}} \right) \cos\; \theta }}} \right] $$ (6) 则立柱与油缸连杆之间的角度关系α/β：
$$ \frac{\alpha }{\beta } = \dfrac{{\arctan \left( {\dfrac{{2{L_1}\sin\; \theta }}{{{L_3}}}} \right)}}{{\arctan \left[ {\dfrac{{\left( {{L_1} + {L_2}} \right)\sin\; \theta - {L_{{\mathrm{BC}}}}}}{{\left( {{L_1} - {L_2}} \right)\cos\; \theta }}} \right]}} $$ (7) 油缸连杆长度LBE：
$$ {L_{{\mathrm{BE}}}} = \sqrt {{{\left[({L_1} - {L_2})\cos\; \theta \right]}^2} + {{\left[({L_1} + {L_2})\sin\; \theta - {L_{{\mathrm{BC}}}}\right]}^2}} $$ (8) 立柱长度LAG：
$$ {L_{AG}} = \frac{{2 {L_1} \sin\; \theta }}{{\sin\; \alpha }} $$ (9) 则立柱与油缸连杆长度关系LAG/LBE：
$$ \frac{{{L_{{\mathrm{AG}}}}}}{{{L_{{\mathrm{BE}}}}}} = \frac{{{L_3}\sqrt {1 + \dfrac{{4{L_1}^2{{\sin\; }^2}\theta }}{{{L_3}^2}}} }}{{\sqrt {{{\left( {{L_1} - {L_2}} \right)}^2}\cos\;^2 {\theta } + {{\left[ {\left( {{L_1} + {L_2}} \right)\sin\; \theta - {L_{{\mathrm{BC}}}}} \right]}^2}} }} $$ (10) 分别将公式（4）—（9）对时间进行求导，可以得出F点即顶梁抬升速度${v_F} $与θ之间的关系为，
$$ {v_F} = \dot h = 2{L_1}\omega \cos\; \theta $$ (11) 立柱伸长的速度vGr：
$$ {v_{{\mathrm{Gr}}}} = \frac{{2{L_1}^2\sin\; 2\theta \dfrac{{{\mathrm{d}}\theta }}{{{\mathrm{d}}t}}}}{{\sqrt {{L_3}^2 + 4{L_1}^2{{\sin\; }^2}\theta } {\mkern 1mu} }} $$ (12) 立柱转动的速度ωAG：
$$ {\omega _{{\mathrm{AG}}}} = - \frac{{2{L_1}{L_3}\cos\; \theta \dfrac{{{\mathrm{d}}\theta }}{{{\mathrm{d}}t}}}}{{4{L_1}^2{{\sin\; }^2}\theta - {L_3}^2}} $$ (13) 油缸连杆伸长的速度vEr：
$$ {v_{{\mathrm{Er}}}} = \frac{{\dfrac{{{\mathrm{d}}\theta }}{{{\mathrm{d}}t}}[4{L_1}{L_2}\sin\; \theta - {L_{{\mathrm{BC}}}}\left( {{L_1} + {L_2}} \right)]\cos\; \theta }}{ {\sqrt {{L_{{\mathrm{BC}}}}^2 - 2{L_{{\mathrm{BC}}}} \left( {{L_1} + {L_2}} \right)\sin\; \theta - 4{L_1}{L_2}{{\cos\; }^2}\theta + {{({L_1} + {L_2})}^2}} }} $$ (14) 油缸连杆转动速度ωBE：
$$ {\omega _{{\mathrm{BE}}}} = \frac{{\left( {{L_1} - {L_2}} \right)\dfrac{{{\mathrm{d}}\theta }}{{{\mathrm{d}}t}}\left( {{L_1} + {L_2} - {L_{{\mathrm{BC}}}}\sin\; \theta } \right)}}{{{L_{{\mathrm{BC}}}}^2 - 2{L_{{\mathrm{BC}}}}\left( {{L_1} + {L_2}} \right)\sin\; \theta - 4{L_1}{L_2}{{\cos\; }^2}\theta + {{({L_1} + {L_2})}^2}}} $$ (15) 则立柱与油缸连杆伸长速度之间的关系vEr/vGr：
$$ \begin{array}{c} \dfrac{{{v_{{\mathrm{Er}}}}}}{{{v_{{\mathrm{Gr}}}}}} = \\ {\dfrac{{[4{L_1}{L_2}\sin\; \theta - {L_{{\mathrm{BC}}}}\left( {{L_1} + {L_2}} \right)]\sqrt {{L_3}^2 + 4{L_1}^2{{\sin\; }^2}\theta } }}{{4{L_1}^2\sin\; \theta \sqrt {{L_{{\mathrm{BC}}}}^2 - 2{L_{{\mathrm{BC}}}} \left( {{L_1} + {L_2}} \right)\sin\; \theta - 4{L_1}{L_2}\cos\; {^2}\theta + {{ ({L_1} + {L_2})}^2}} {\mkern 1mu} }}}\end{array}$$ (16) 通过Matlab对以上公式进行代值分析，获得了立柱−油缸连杆角度变化关系和立柱−油缸连杆长度变化关系，并将分析结果绘制成图10和图11，其中横坐标θ角为掩护梁与水平面夹角，θ角越大，代表支架抬升高度越大。图10a所示立柱与水平面的夹角α和油缸连杆与水平面的夹角β随着掩护梁与水平面夹角θ增大而增大；且当θ增至60°时，α与β分别趋近于85°和80°，且两者比值由1.3趋近于1.06，表明随支架高度增大，立柱与油缸连杆支撑能力增强，油缸连杆参与主动承压，立柱让压与油缸连杆，支护能力达到最大；图10b所示为立柱−油缸连杆角速度变化情况，立柱与油缸连杆角速度均随θ角增大而减小，立柱角速度始终小于油缸连杆的角速度，表明油缸连杆承担前连杆的作用，作为主要的运动构件，维护平行四边形液压支架运动稳定。
![]()
图 10 平行四边形液压支架立柱−油缸连杆角度变化关系Figure 10. Angle change relationship between the column of parallelogram hydraulic support and the connecting rod of oil cylinder![]()
图 11 平行四边形液压支架立柱-油缸连杆长度变化关系Figure 11. Relationship between the length change of the parallelogram hydraulic support column and the connecting rod of the oil cylinder立柱−油缸连杆长度变化关系如图11所示。立柱长度LAG与油缸连杆长度LBE均随θ角增大而增大，且近似匀速伸长；立柱与油缸连杆长度比值随θ角增大逐步增大，伸长速度比值逐步减小，呈现以LAG为主要变化，变化速度相对恒定，LBE为次要变化，变化速度相对增大；表明立柱随顶梁抬升而变化量较大，为主要承载结构，油缸连杆变化量较小，为次要承载结构。
3.2 构件多因素运动学响应分析
大倾角伪俯斜平行四边形液压支架作为一种特殊煤层支架，其中立柱与油缸连杆是其主要的驱动机构，并决定着支架的运动方式与稳定。因此，对比分析立柱和油缸连杆与上下柱窝间距（S1）、与前后连杆和掩护梁之间铰接位置间距（S2）双因素对支架稳定性的影响。通过Matlab仿真模型得到双因素影响下，立柱和油缸连杆角度、长度以及伸长速度的演化过程，如图12所示。
![]()
图 12 双因素下立柱−油缸连杆不同指标演化过程Figure 12. Angle evolution process of column and cylinder connecting rod under two factorsα为立柱与水平面之间的夹角，β为油缸连杆与水平面夹角。S1增大时，α线性减小，β无明显变化；S2增大时，β呈线性增大趋势，α无明显变化，及S1、S2与α、β影响关系一一对应，且影响程度相似（图12a）。S1增大时，立柱长度呈线性逐渐增加，增量较小，S2增大时，油缸连杆长度呈非线性急剧增大（图12b）。立柱伸长速度随S1增大而减小，油缸连杆伸长速度随S2增大而显著增加（图12c）。即α、β越大，立柱长度越小且伸长速度越大、油缸连杆长度及伸长速度越大时，立柱和油缸连杆与上下柱窝间距越小，与前后连杆和掩护梁之间铰接位置间距越大，支架呈现的支撑效果最好。
如图13所示，根据立柱和油缸连杆角度、长度、伸长速度间比值，建立了二者之间的关系。S1、S2增大时，三类比值均减小。其中角度比在S1大于0.15 m及S2大于1.7 m后小于1，即β大于α，油缸连杆开始主动承压；其余两类比值均大于1，即立柱相对于油缸连杆变化程度逐渐减缓，油缸连杆在支架整体运动起主导作用。同时立柱作为支架支撑结构，其适应顶板变形能力远远小于油缸连杆，因此支架运动调优时，应首先考虑油缸连杆。
![]()
图 13 双因素下立柱−油缸连杆多维联系Figure 13. Multidimensional connection between column and cylinder connecting rod under two factors4. 大倾角伪俯斜工作面平行四边形液压支架运动仿真及可行性验证
4.1 ADAMS运动仿真
ADAMS，即机械系统动力学自动分析，是美国MSC公司开发的虚拟样机分析软件[28]。为简化计算，将图8a大倾角伪俯斜平行四边形液压支架实体模型简化合并销轴等细小零件，形成11个实体，导入到ADAMS View中，分析其主要结构运动学特征。期间建立两组坐标系，以顶梁与底座尾端短边斜轴为界，左边以支架底座长边为横向X轴，垂向为Y轴，纵向为Z轴；右边以垂直底座尾端短边斜轴为X1轴，垂向为Y1轴，纵向为Z1轴；其中X轴与X1轴夹角为30°，如图14所示。
![]()
图 14 平行四边形液压支架ADAMS数值模型Figure 14. ADAMS numerical model of parallelogram hydraulic support液压支架模型需考虑实际运动，约束贴近运动，避免过度约束影响仿真，以确保仿真进行，将设置如下所示约束关系，并在立柱上添加驱动，模拟支架升降架过程，进行仿真后在ADAMS/PostProcesser对平行四边形支架立柱、油缸连杆位移与角度变化量、掩护梁位态调控、及F点运动轨迹进行绘制。
装置 约束类型 底座 固定约束 后连杆与底座短边斜轴 转动副 后连杆与掩护梁铰接销轴 转动副 掩护梁与顶梁短边斜轴 转动副 顶梁与底座 平行约束 立柱与顶梁和底座铰接销轴 转动副 三级油缸 移动副 油缸连杆与掩护梁和底座铰接销轴 转动副 平行四边形液压支架F点运动轨迹线是升降架过程中顶梁前端的轨迹线，即普通支架运动所形成的双扭线，运动轨迹线如图15所示。图中X轴表示为水平位移，Y轴表示为支架支撑高度的变化，由F点轨迹变化曲线可知，在支架支撑高度发生变化时，梁端的水平位移为0，顶梁与底座之间在横向上无明显位移，无普通支架双扭线产生，避免了普通支架支护过程中梁端运动趋势指向采空区，削弱了煤壁片帮的风险，对顶板管理十分有利，与理论设计结果相同。
平行四边形液压支架立柱与油缸连杆角度变化如图16所示。X轴表示后连杆与底座之间的夹角，表示为θ，左Y轴表示α与β的角度，右Y轴表示α与β的比值。从图中可以看出，随着θ角的逐渐增大，即支撑高度的不断增加，立柱与油缸连杆和底座之间的夹角呈现明显的上升趋势，两者的支撑能力逐步增强；平行四边形液压支架掩护梁沿X轴方向平动位移较大，立柱上下柱窝相对位置并未随着支架的支护高度变化发生改变，从而使得α角度变化较小，β角度变化较大，二者比值近似与一条双曲线，其值逐渐趋近于1，表明立柱与油缸连杆和底座不断接近垂直状态，支护能力更强。
平行四边形液压支架立柱与油缸连杆长度变化如图17所示。左Y轴表示两者长度，右Y轴表示两者之间的比值。随着液压支架的升高，立柱与油缸连杆的长度不断增大，两者长度比值始终大于1，且随支架的升高逐渐减小，油缸连杆为次要承载结构，主要依据自身的变化调控支架的运动状态，变化率较大，而立柱为主要承载结构，变化主要集中在随支架升降过程中二力杆长的变化，变化率较小。与理论分析结果相似，趋势变化相同。
平行四边形液压支架掩护梁位态调控即为满足顶梁底座在平行四边形条件下，将掩护梁与后连杆的运动限制在支架宽度内，随着支架升架与降架，掩护梁与后连杆会随着高度的改变在支架垂向位移，调整补全支架支护结构。掩护梁位态调控变化趋势如图18所示。左Y轴为掩护梁距顶梁内侧侧护板垂直距离，右Y轴为掩护梁与顶梁内侧侧护板面夹角。支架升起时，掩护梁逐渐远离顶梁侧护板面，与顶梁侧护板面夹角近似线性缩小，与该面差值口逐步缩小，该口由掩护梁侧护板盖板补全，另一侧侧护板面差值口逐步扩大，由另一侧掩护梁侧护板盖板补全，此过程近似为差值口缩小侧回收侧护板，差值口扩大侧推出侧护板，两边同时进行；此过程中，时刻保持掩护梁侧护板与顶梁侧护板平行，两者无相对位移。
ADAMS运动仿真总体与理论分析结果相同，结果表明平行四边形液压支架较好的适应于大倾角伪俯斜工作面。平行四边形支架特征在于顶梁与底座之间只有纵向位移，梁端运动过程中无双扭线产生，为煤壁维护提供有力支持；支架立柱作为主要承载结构，其位移及角度的变化率较小，油缸连杆作为主要的运动机构和次要承载结构，其位移及角度的变化率较大，为随时适应不同的支护高度；平行四边形支架掩护梁支护体系中，掩护梁与后连杆是处于顶梁宽度范围内来回摆动，摆动幅度与θ角近似呈现线性相关；同时掩护梁与后连杆也是维护支架处于平行四边形结构下正常运动，无三维运动的关键。
4.2 可行性验证
根据文章对该支架的结构设计及运动学分析结论，制作1∶5缩小支架模型，进行实验室运动验证。1∶5缩小平行四边形支架模型主体构件采用Q235号钢，液压油缸、油缸连杆及推移千斤顶采用表面镀鉻Q45号钢，模型支架实体如图19a所示。采用自主设计液压控制系统，分别对各油缸进行控制，如图19b所示。
大倾角平行四边形液压支架1∶5实体模型运动过程如图20所示，其中图20a—图20c为支架升架过程，图20d—图20f为支架降架过程，图20g为不同时期支架梁端位置图。支架运动过程中，支架顶梁与底座平行运动，梁端水平位移为0，掩护梁与后连杆铰接销轴沿其轴向平移；掩护梁侧护板限位板与后连杆侧护板限位板均按照既定路线进行位移；油缸连杆保证了在顶梁与底座均为平行四边形，且掩护梁与后连杆绕平行四边形短边斜转的基础上仍能进行正常支护作业。与理论分析及数值仿真结果相符合。
![]()
图 20 平行四边形液压支架升降运动过程Figure 20. Lifting motion process of parallelogram hydraulic support5. 结 论
1）基于大倾角伪俯斜工作面“支架−围岩”相互作用特征，设计了适应于回采空间的平行四边形液压支架，主要结构特点表现为：顶梁、底座及立柱排布方式为平行四边形，异形掩护梁与后连杆、油缸连杆、底座构成柔性四连杆结构，掩护梁与后连杆沿顶梁−底座中轴面完全对称。
2）平行四边形液压支架运动方式为三维空间运动，立柱与油缸连杆是支架主要的驱动机构，其与上下柱窝间距越小、与前后连杆和掩护梁铰接位置间距越大，支架支撑效果越好，同时立柱适应顶板变形能力远小于油缸连杆，支架运动调优需先考虑油缸连杆。
3）支架运动仿真过程中梁端的水平位移为0，立柱位移及角度变化率较小，为主要承载结构，柱窝间距大于0.15 m及前后连杆铰点间距大于1.7 m，油缸连杆开始主动承压；油缸连杆位移及角度变化率较大，为主要运动结构，适应不同的支护高度。实验室验证了制作完成的平行四边形液压支架1∶5实物模型可正常运动，证明了支架设计理论、仿真的合理性。
-
![]()
图 2 龙家堡矿“1·2”冲击地压事故巷道
Figure 2. Roadway of “1·2” rock burst accident in Longjiabao Mine
![]()
图 4 唐山矿F5010联络巷下段破坏
Figure 4. Destruction of lower section of F5010 liaison roadway in Tangshan Mine
![]()
图 9 7305工作面邻空巷道煤柱宽度变化
Figure 9. Change of coal pillar width in job-side entry of No. 7305 working face
表 1 基于煤体破坏形态的冲击地压分类
Table 1 Classification of rock burst based on coal failure mode
冲击地压类型 地质特征 破坏类型 压剪破坏型 多发生在厚煤层、有软岩直接顶的地质条件，
且更容易发生底鼓由巷道表面向内部扩展，煤体呈现碎裂状态，最终形成帮鼓、
片帮，顶板变形下沉，部分发生断裂煤体滑移型 具有刚度高、厚度大、完整性好、节理裂隙
不发育的坚硬岩层破坏位置在巷帮内部，煤体整体发生移动但帮部支护基本不发生破坏，
顶板无明显变化，顶板与煤层之间存在离层、擦痕、粉末等
下载: 导出CSV
表 2 煤层顶底板特征
Table 2 Characteristics of coal seam roof and floor
岩层 岩性 厚度/m 平均厚度/m 主要岩性特征 基本顶 细砂岩 2.77～9.70 6.38 灰白色，以石英、长石为主，钙质胶结，坚硬，见少量泥质条带组成似水平层理 直接顶 泥岩、砂质泥岩 1.25～5.42 3.03 深灰，灰黑色，含砂不均，自上而下渐少 直接底 砂质泥岩 0.93～6.12 4.32 灰黑色，致密，断口不平坦
下载: 导出CSV
-
[1] LIPPMANN H. Mechanics of bumps in coal mines:a discussion of violent deformations in the sides of roadways in coal seams[J]. Applied Mechanics Reviews,1987,40:1033−1043. doi: 10.1115/1.3149548
[2] LIPPMANN H. Theory of the collapsed zone at the front of a coal seam and its effect on translatory rock bursting[J]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics,1991,15:317−331. doi: 10.1002/nag.1610150503
[3] LIPPMANN H. Science between the words:a retrospective[J]. Applied Mechanics Reviews,1998,51(4):5−12. doi: 10.1115/1.3099005
[4] 齐庆新,赵善坤,李海涛,等. 我国煤矿冲击地压防治的几个关键问题[J]. 煤矿安全,2020,51(10):135−143,151. QI Qingxin,ZHAO Shankun,LI Haitao,et al. Several key problems of coal bump prevention and control in China’s coal mines[J]. Safety in Coal Mines,2020,51(10):135−143,151.
[5] 齐庆新. 层状煤岩体结构破坏的冲击矿压理论与实践研究[D]. 北京:煤炭科学研究总院,1996. QI Qingxin. Theoretical and practical study on rock burst of layered coal-rock mass structure failure [D]. Beijing :China Coal Research Institute,1996.
[6] 李利萍. 煤矿深部超低摩擦型冲击地压理论与试验研究[D]. 阜新:辽宁工程技术大学,2018. LI Liping. Theoretical and experimental study on ultra-low friction rock burst in deep coal mine [D]. Fuxin :Liaoning Technical University,2018.
[7] CAMPOLI A A,KERTIS C A,GOODE C A. Coal mine bumps:five case studies in the eastern United States[R]. US Bureau of Mine,1987,IC 9149:34.
[8] BALTZ R,HUCKE A. Coal bump prevention in the German coal industry[C]//Proceedings of the 27th International Conference on Ground Contol in Mining. West Virginia University,Morgantown,WV,2008:46−50.
[9] 齐庆新,李一哲,赵善坤,等. 我国煤矿冲击地压发展70年:理论与技术体系的建立与思考[J]. 煤炭科学技术,2019,47(9):1−40. QI Qingxin,LI Yizhe,ZHAO Shankun,et al. Seventy years development of coal mine rockburst in China:establishment and consideration of theory and technology system[J]. Coal Science and Technology,2019,47(9):1−40.
[10] LI X Y. The instability mechanics of surrounding rock-coal mass system in long wall and prevention of pressure bumps[J]. Journal of Coal Science and Engineering,2003,19(1):47−50.
[11] 王恩元,冯俊军,孔祥国,等. 坚硬顶板断裂震源模型及应力波远场震动效应[J]. 采矿与安全工程学报,2018,35(4):787−794. WANG Enyuan,FENG Junjun,KONG Xiangguo,et al. Source model of hard roof fracture and far-field vibration effect of stress wave[J]. Journal of Mining and Safety Engineering,2018,35(4):787−794.
[12] 曹安业,窦林名. 采场顶板破断型震源机制及其分析[J]. 岩石力学与工程学报,2008,27(S2):3833−3839. CAO Anye,DOU Linming. Source mechanism and analysis of stope roof fracture[J]. Journal of Rock Mechanics and Engineering,2008,27(S2):3833−3839.
[13] BAI X X,CAO A Y,CAI W,et al. Rock burst mechanism induced by stress anomaly in roof thickness variation zone:a case study[J]. Geomatics,Natural Hazards and Risk,2022,13(1):1805−1830. doi: 10.1080/19475705.2022.2100832
[14] 杨俊哲,何 江,宋桂军,等. 布尔台煤矿42107工作面强矿压显现规律及其防治[J]. 煤炭工程,2021,53(1):71−74. YANG Junzhe,HE Jiang,SONG Guijun,et al. The law and prevention of strong mine pressure in 42107 working face of Buertai Coal Mine[J]. Coal Engineering,2021,53(1):71−74.
[15] 谭云亮,张 明,徐 强,等. 坚硬顶板型冲击地压发生机理及监测预警研究[J]. 煤炭科学技术,2019,47(1):166−172. TAN Yunliang,ZHANG Ming,XU Qiang,et al. Study on occurrence mechanism and monitoring and early warning of rock burst caused by hard roof[J]. Coal Science and Technology,2019,47(1):166−172.
[16] 杜涛涛,张传玖,李红平,等. 两煤层坚硬顶板联动冲击致灾机制[J]. 煤炭科技,2021,42(2):55−60. DU Taotao,ZHANG Chuanjiu,LI Hongping,et al. Disaster mechanism of two coal seam hard roof linkage impact[J]. Coal Science & Technology Magazine,2021,42(2):55−60.
[17] 荣 海,于世棋,王雅迪,等. 坚硬覆岩的结构失稳运动规律及其对冲击地压的影响[J]. 采矿与岩层控制工程学报,2022,4(6):063026. RONG Hai,YU Shiqi,WANG Yadi,et al. Analysis of structural instability movement of hard overburden and its influence mechanism on rock burst[J]. Journal of Mining and Strata Control Engineering,2022,4(6):063026.
[18] 潘一山,李忠华,章梦涛. 我国冲击地压分布、类型、机理及防治研究[J]. 岩石力学与工程学报,2003,22(11):1844−1851. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2003.11.019 PAN Yishan,LI Zhonghua,ZHANG Mengtao. Study on distribution,type,mechanism and prevention of rock burst in China[J]. Journal of Rock Mechanics and Engineering,2003,22(11):1844−1851. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2003.11.019
[19] ZHAO T B,YIN Y C,TAN Y L. Safe mining and new prediction model in coal seam with rock burst induced by roof[J]. Disaster Advances,2012,5(4):961−965.
[20] 田利军. 忻州窑矿压缩型冲击地压发生机理及防治研究[D]. 阜新:辽宁工程技术大学,2013. TIAN Lijun. Research on the occurrence mechanism and prevention of compressive rock burst in Xinzhouyao Mine [D]. Fuxin:Liaoning University of Engineering and Technology,2013.
[21] 樊继强. 大同忻州窑矿“三硬”煤层开采微震规律及监测技术[J]. 同煤科技,2011(4):8−9. FAN Jiqiang. Microseismic law and monitoring technology of “three hard” coal seam mining in Xinzhouyao Coal Mine of Datong[J]. Tongmei Science and Technology,2011(4):8−9.
[22] 王慧明. 三河尖煤矿冲击矿压的特点及治理[J]. 矿山压力与顶板管理,2004(3):115−117. WANG Huiming. Characteristics and control of rock burst in Sanhejian Coal Mine[J]. Mine Pressure and Roof Management,2004(3):115−117.
[23] 齐庆新,窦林名. 冲击地压理论与技术[M]. 徐州:中国矿业大学出版社,2008. [24] 杜学领. 厚层坚硬煤系地层冲击地压机理及防治研究[D]. 北京:中国矿业大学(北京),2016. DU Xueling. Study on the mechanism and prevention of rock burst in thick hard coal measure strata [D]. Beijing :China University of Mining and Technology−Beijing,2016.
[25] 赵本钧. 冲击地压及其防治[M]. 北京:煤炭工业出版社,1995:48−49. [26] 阚 兴. 大安山矿房山采区顶板活动规律及冲击地压研究[D]. 阜新:辽宁工程技术大学,2002. KAN Xing. Study on roof movement law and rock burst in Fangshan mining area of Da’anshan Mine [D]. Fuxin:Liaoning Technical University,2002.
[27] 冯栩瑞,李小青,张彦克. 煤矿冲击地压灾害及其控制技术[J]. 能源与环保,2019,41(8):202−206. FENG Xurui,LI Xiaoqing,ZHANG Yanke. Coal mine rock burst disaster and its control technology[J]. Energy and Environmental Protection,2019,41(8):202−206.
[28] KONICEK P,PTACEK J,WACLAWIK P,et al. Long-term czech experiences with coal bumps with applicability to today’s underground coal mines[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering,2019,52:1447−1458. doi: 10.1007/s00603-018-1489-y
[29] 辽宁省煤矿安全监察局. 辽宁省沈阳焦煤股份有限公司红阳三矿“11·11”重大顶板事故调查报告[R]. 2017. [30] 齐庆新. 煤矿采掘地压典型事故十例十解[M]. 北京:应急管理出版社,2021. [31] 侯公羽. 围岩-支护作用机制评述及其流变变形机制概念模型的建立与分析[J]. 岩石力学与工程学报,2008,27(S2):3618−3629. HOU Gongyu. Review of surrounding rock-supporting mechanism and establishment and analysis of conceptual model of rheological deformation mechanism[J]. Journal of Rock Mechanics and Engineering,2008,27(S2):3618−3629.
[32] 潘俊锋. 冲击地压的冲击启动机理及其应用[D]. 北京:煤炭科学研究总院,2016. PAN Junfeng. Mechanism of burst start-up of rock burst and its application[D]. Beijing:China Coal Research Institute,2016.
[33] 石 强,潘一山,李英杰. 我国冲击矿压典型案例及分析[J]. 煤矿开采,2005(2):13−17. doi: 10.3969/j.issn.1006-6225.2005.02.005 SHI Qiang,PAN Yishan,LI Yingjie. Typical cases and analysis of rock burst in China[J]. Coal Mining,2005(2):13−17. doi: 10.3969/j.issn.1006-6225.2005.02.005
[34] 张宏伟,李 胜,韩 军,等. 地质动力区划及其在冲击地压研究中的应用[J]. 煤炭科学技术,2023,51(1):191−202. ZHANG Hongwei,LI Sheng,HAN Jun,et al. Geo-dynamic division and its application in study of rock burst[J]. Coal Science and Technology,2023,51(1):191−202.
[35] 姜福兴,张 翔,朱斯陶. 煤矿冲击地压防治体系中的关键问题探讨[J]. 煤炭科学技术,2023,51(1):203−213. JIANG Fuxing,ZHANG Xiang,ZHU Sitao. Discussion on key problems in prevention and control system of coal mine rock burst[J]. Coal Science and Technology,2023,51(1):203−213.
-
期刊类型引用(7)
1. 刘慧. 煤矿液压支架顶梁结构优化设计. 凿岩机械气动工具. 2025(01): 25-27 . 
百度学术
2. 闫琛. 蛇形切割工艺在煤巷快速掘进中的应用分析. 凿岩机械气动工具. 2025(01): 80-82 . 百度学术
3. 樊武振. 大倾角采煤工作面综采设备防倒防滑技术研究. 陕西煤炭. 2025(03): 159-163 . 百度学术
4. 王磊，孙凯，袁瑞甫，齐俊艳. 基于EtherCAT的液压支架智能控制系统研究. 河南理工大学学报(自然科学版). 2025(03): 53-63 . 百度学术
5. 朱开鹏，罗生虎，解盘石，李志林，樊娟，田程阳，易磊磊，徐辉. 倾斜采场覆岩非对称载荷传递路径倾角效应. 煤田地质与勘探. 2025(04): 168-181 . 百度学术
6. 姚钰鹏，张境麟，熊武. 基于LSTM的液压支架尾梁倾角预测方法. 煤炭科学技术. 2025(05): 362-371 . 本站查看
7. 谢波，梁帮治，杨强，段雨安. 地层特征重构下的气井射孔位置回归优化. 人工智能科学与工程. 2024(04): 52-59 . 百度学术
其他类型引用(1)
计量
- 文章访问数: 194
- HTML全文浏览量: 27
- PDF下载量: 97
- 被引次数: 8
