王 亮，李勇慶，江守波，胡延清

（山東科技大學(xué)機(jī)械電子工程學(xué)院，山東 青島 266510）

1 引言

液壓支架作為綜采工作面機(jī)械化采煤的支護(hù)設(shè)備，其穩(wěn)定工作至關(guān)重要。對(duì)于大采高綜采工作面，其礦壓明顯加劇，易發(fā)生煤壁片幫，從而導(dǎo)致斷面頂板跨落，給安全生產(chǎn)帶來(lái)隱患并影響工作面正常推進(jìn)[1]，因此抑制片幫保持煤壁的完整性對(duì)大采高液壓支架尤為重要。研究表明，帶壓移架方式有利于對(duì)煤壁片幫和端面冒頂控制[2]，有助于控制移架期間的頂?shù)装逡平?，在大采高工作面，采用帶壓移架方式還可以降低液壓支架移架過(guò)程中倒架、滑移傾覆概率。

前蘇聯(lián)在液壓支架的國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定：“凡新研制的支架，均應(yīng)裝設(shè)帶壓移架保證控制系統(tǒng)”。并依據(jù)不同的地質(zhì)條件，研制出多種帶壓移架控制系統(tǒng)和控制的元部件[3]。國(guó)內(nèi)在這方面起步較晚，文獻(xiàn)[4-5]對(duì)帶壓移架進(jìn)行了理論分析并研制了一款帶壓移架系統(tǒng)。文獻(xiàn)[6]對(duì)DYF-d∕D型帶壓移架控制閥中保壓閥和補(bǔ)液閥的調(diào)試方法進(jìn)行了分析與改進(jìn)。文獻(xiàn)[7]基于穩(wěn)定性分析對(duì)一款大采高液壓支架帶壓移架技術(shù)進(jìn)行了力學(xué)理論分析。以上研究主要是針對(duì)液壓支架帶壓移架力學(xué)理論或?qū)嶋H工作條件下帶壓移架的適應(yīng)性進(jìn)行的分析，且多數(shù)文獻(xiàn)年代較老，并缺少準(zhǔn)確的計(jì)算機(jī)數(shù)值方法分析。因此，基于某一型號(hào)液壓支架對(duì)其帶壓移架控制系統(tǒng)進(jìn)行了理論分析，并通過(guò)AMESim軟件建立了該系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型，最終通過(guò)分析驗(yàn)證了設(shè)計(jì)的合理性且該方法能較真實(shí)的反應(yīng)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。

2帶壓移架理論分析

選取某一型號(hào)的大采高液壓支架進(jìn)行分析[8]，該型號(hào)液壓支架的主要技術(shù)參數(shù)，如表1所示。

表1大采高液壓支架主要參數(shù)Tab.1 Main Parameters of Large Mining Height Hydraulic Support

研究對(duì)象液壓系統(tǒng)，如圖1所示。

圖1帶壓移架控制回路Fig.1 The Control Circuit of Movement with Pressure System

2.1通用回路受載分析

在液壓支架初撐階段，升柱∕降柱換向閥處于升柱狀態(tài)，泵站輸出的高壓油液源源不斷的輸入至液壓缸下腔，立柱伸出，隨著頂梁與頂板接觸，立柱下腔壓力不斷升高，當(dāng)液壓缸下腔壓力增大至泵站工作壓力時(shí)，泵站不再向立柱輸入壓力油液，回路中單向閥閉合，立柱實(shí)現(xiàn)保壓，此時(shí)立柱下腔所到達(dá)的壓力為初撐力，且初撐力F zc計(jì)算公式為：

式中：考慮到上述數(shù)據(jù)中的初撐力為被動(dòng)初撐力，故D—液壓支架一級(jí)缸活塞直徑，mm；P b—乳化液泵站的工作壓力，MPa；N—支架中立柱的個(gè)數(shù)。

液壓支架完成初撐后，立柱不再升高，而隨著頂板的逐漸陷落及周期來(lái)載，液壓支架下腔的壓力繼續(xù)增大，當(dāng)系統(tǒng)壓力增大至立柱處安全閥的開(kāi)啟壓力后，安全閥打開(kāi)[9]，立柱下腔中部分壓力油液外泄，液壓支架支撐高度相應(yīng)減小，該過(guò)程為支架的承載階段。此階段中，支架可以承受的最大載荷為支架的工作阻力F zz，其計(jì)算公式為：

式中：P a—安全閥開(kāi)啟壓力，MPa。

2.2帶壓移架回路受載分析

在液壓支架帶壓移架過(guò)程中，支架頂梁應(yīng)能克服冒頂并對(duì)由頂板巖石相互擠壓形成的自然冒落拱有一定的阻礙作用，則有[4]：

式中：F—立柱無(wú)桿腔作用力與有桿腔作用力之差，N；ρ—巖石密度，此處取為2500kg∕m3；g—重力加速度，此處為9.81m∕s2；h—破碎頂板巖層厚度，取0.6m；l—液壓支架頂梁長(zhǎng)度，此處為4.67m；b—液壓支架支護(hù)中心距；G1—液壓支架頂梁、掩護(hù)梁、連桿等部件和立柱活柱的重量對(duì)立柱活塞腔的作用重力，為156.96kN；L—自然冒落圓拱頂直徑，由于支架支護(hù)中心距為2.05m，則L取為2.1m；β—煤層傾角，由于該液壓支架主要應(yīng)用于緩傾工作面，則此處取0°；α—立柱傾角，為6°。

保壓閥和補(bǔ)液閥是帶壓移架回路中主要的控制元件，閥芯一端與立柱上腔相通，另一端與立柱下腔相通，閥芯在油液的作用力下產(chǎn)生位移，進(jìn)而使得對(duì)應(yīng)閥產(chǎn)生卸荷保壓或降壓補(bǔ)液。由[7]知：

式中：F′—立柱無(wú)桿腔腔作用力，N；F s1—保壓閥彈簧力，N；F s2—補(bǔ)液閥彈簧力，N；S b—立柱無(wú)桿腔有效作用面積，m2；S r—立柱有桿腔有效作用面積，mm2；S1—立柱有桿腔壓力油液在保壓閥中的作用面積，mm2；S2—立柱無(wú)桿腔壓力油液在保壓閥中的作用面積，mm2；S1′—立柱有桿腔壓力油壓在補(bǔ)液閥中的作用面積，mm2；S2′—立柱無(wú)桿腔壓力在補(bǔ)液閥中的作用面積，mm2。

3帶壓移架AMESim模型建立

3.1立柱模型建立

圖2立柱模型Fig.2 The Model of Column

液壓支架的主要承受部件為立柱，而該論文所討論的立柱為二級(jí)雙作用液壓缸，在立柱伸出過(guò)程中，系統(tǒng)中壓力油液通過(guò)管路輸入至立柱底腔，立柱一級(jí)缸活塞桿（即二級(jí)缸整體）首先伸出，在其未完全伸出之前，立柱二級(jí)缸活塞桿不發(fā)生相對(duì)動(dòng)作，當(dāng)一級(jí)缸活塞桿完全伸出后，二級(jí)活塞桿伸出；二級(jí)缸底腔與一級(jí)缸底腔之間通過(guò)底閥控制，當(dāng)立柱需要回縮時(shí)，由于底閥的作用，使得立柱的回縮順序不同于普通伸縮式液壓缸，即當(dāng)立柱需要回縮時(shí)，若一級(jí)缸未完全縮回，則先回縮一級(jí)缸，當(dāng)一級(jí)缸完全縮回后，底閥閥芯與一級(jí)缸底端凸臺(tái)接觸進(jìn)而開(kāi)啟，從而使得二級(jí)缸順利回液，根據(jù)該立柱容腔及其原理通過(guò)AMESim中的HCD構(gòu)建立柱模型[10-11]，如圖2所示。

其中，由于立柱在承載過(guò)程中處于保壓狀態(tài)，其與主回路之間需要再通過(guò)單向閥斷開(kāi)，為保證其正常工作，其底腔需配有安全閥，且其設(shè)定壓力由式（2）確定，立柱二級(jí)缸缸筒部分與組合質(zhì)量塊m2相連，活塞桿與組合質(zhì)量塊中的m1相連，其中m2為二級(jí)缸缸筒的質(zhì)量，m1為立柱活塞桿及頂梁質(zhì)量，立柱一級(jí)缸與二級(jí)缸之間通過(guò)相對(duì)位移量限定。

3.2 閥模型的建立

保壓閥和補(bǔ)液閥是帶壓移架系統(tǒng)中主要的控制元件，保壓閥結(jié)構(gòu)，如圖3（a）所示。其中，P0口接油箱，P2口與立柱上腔相連，P1口與立柱下腔相通，當(dāng)P1處作用力大于P2處作用力與彈簧力之和時(shí)，閥芯上移立柱下腔壓力油液通過(guò)P0口溢出，與此同時(shí)，立柱回縮，頂梁所受到的壓力相應(yīng)減小，立柱下腔壓力隨之減?。谎a(bǔ)液閥結(jié)構(gòu)，如圖3（b）所示。當(dāng)P1口處壓力較小時(shí)閥芯在彈簧力及P2作用力下下移，同時(shí)下側(cè)P2口處油液流入P1處，實(shí)現(xiàn)立柱下腔的補(bǔ)液，同時(shí)由于頂梁與頂板的更充分接觸，其受力增大，相應(yīng)的立柱下腔壓力增大。通過(guò)HCD庫(kù)建立模型，得到保壓閥及補(bǔ)液閥分別，如圖4所示。

圖3 保壓閥及補(bǔ)液閥Fig.3 Pressure Retaining Valve and Filling Valve

圖4 保壓閥及補(bǔ)液閥的AMESim模型Fig.4 The Amesim Model of Pressure Retaining Valve and Filling Valve

實(shí)際工作中帶壓移架系統(tǒng)的設(shè)置不應(yīng)影響液壓支架其它的動(dòng)作，故在實(shí)際系統(tǒng)中應(yīng)設(shè)有控制開(kāi)關(guān)使得立柱升柱、降柱以及帶壓移架過(guò)程互不干涉?？刂崎_(kāi)關(guān)HCD模型，如圖5所示。

圖5 液控開(kāi)關(guān)模型Fig.5 The Model of Hydraulic Control Switch

3.3 帶壓移架系統(tǒng)模型建立

考慮到液壓支架立柱數(shù)目為2，且兩立柱的工作方式及受力情況大體一致，文中僅對(duì)一個(gè)立柱進(jìn)行分析；支架的升柱∕降柱與帶壓移架功能通過(guò)液控單向閥隔開(kāi)；在移架過(guò)程中采用頂板位移變化來(lái)驗(yàn)證帶壓移架過(guò)程的合理性，頂板采用帶間隙的彈簧阻尼模塊表示，間隙即為支架頂梁與頂板之間的距離，在帶壓移架過(guò)程中頂板的起伏變化設(shè)置為正弦信號(hào)；由于泵站流量固定，且其分配給液壓支架的流量因支架動(dòng)作不同而不同，故模型中選用并聯(lián)溢流閥的流量源來(lái)表示；最終得到模型，如圖6所示。

圖6 帶壓移架系統(tǒng)總模型Fig.6 The Whole Model of Movement with Pressure System

4 仿真結(jié)果及分析

由式（1）及式（2）分別可得泵站壓力及立柱安全閥開(kāi)啟壓力；由式（3）可得在帶壓移架過(guò)程中立柱的輸出力，此時(shí)，立柱上腔與泵站始終相通，即可得到立柱底腔作用力，在帶壓移架過(guò)程中，立柱一級(jí)缸為主要?jiǎng)幼鞲祝溆袟U腔與無(wú)桿腔面積之比為309∕2809，不妨設(shè)保壓閥及補(bǔ)液閥與立柱上腔相通端閥芯直徑為10mm，則由式（4）即可得到保壓閥及補(bǔ)液閥與立柱底腔想連的閥芯作用面積。為上述模型合理設(shè)置參數(shù)，指定仿真步長(zhǎng)及仿真時(shí)長(zhǎng)，進(jìn)行仿真，考慮到模型較為復(fù)雜，不適宜對(duì)每個(gè)模塊進(jìn)行分析，故而僅對(duì)立柱進(jìn)行簡(jiǎn)要分析。

立柱位移變化情況及頂板位置變化曲線(xiàn)，如圖7所示。頂板初始高度為4m（忽略頂梁等結(jié)構(gòu)的厚度并以立柱未伸出狀態(tài)為零位置），在（0～70）s內(nèi)，立柱升柱∕降柱換向閥工作于右位，泵站壓力油液通過(guò)換向閥輸入至立柱底腔，此時(shí)，壓力油液僅輸入至立柱一級(jí)缸無(wú)桿腔使其余立柱部分伸出，此階段立柱的升起速度較慢，當(dāng)立柱一級(jí)缸伸出至設(shè)定值時(shí)，二級(jí)缸相應(yīng)伸出，由于二級(jí)缸無(wú)桿腔面積較一級(jí)缸無(wú)桿腔面積小，所以立柱位移斜率增大，在65.1s左右，二級(jí)缸停止伸出，立柱總伸長(zhǎng)量達(dá)到頂板初始設(shè)置高度，即頂梁接頂，但由于頂梁并非剛體，立柱的位移是略大于頂板的相應(yīng)位置高度的；在90s之后，設(shè)置換向閥工作在左位，此時(shí)泵站壓力油液通過(guò)換向閥輸送至立柱上腔，此時(shí)底閥在上腔油液壓力作用下處于閉合狀態(tài)，二級(jí)缸上腔無(wú)法回液，僅一級(jí)缸縮回，從圖中也可以看出，這一段的斜率絕對(duì)值較小，而該段的位移量與升柱狀態(tài)一級(jí)缸伸出位移量一致，當(dāng)一級(jí)缸完全縮回時(shí)，一級(jí)缸活塞桿接觸活塞底部，同時(shí)底閥開(kāi)啟，二級(jí)缸的底腔可以順利回液，二級(jí)缸活塞桿相應(yīng)縮回，直至立柱恢復(fù)至初始狀態(tài)。

圖7 立柱位移曲線(xiàn)Fig.7 The Displacement Curve of Column

帶壓移架過(guò)程中立柱位移變化曲線(xiàn)及頂板設(shè)定的相應(yīng)位置變化曲線(xiàn)，如圖8所示。該過(guò)程中，帶壓移架控制閥切換至左位，泵站壓力油液隨管路輸送至液控開(kāi)關(guān)處，液控開(kāi)關(guān)閥芯相應(yīng)的右移，此時(shí)升柱回路及降柱回路全部被阻斷，故該階段僅能進(jìn)行帶壓移架。在該過(guò)程中，立柱位移曲線(xiàn)與頂板設(shè)定位置變動(dòng)曲線(xiàn)近乎一致，而在立柱下降階段立柱的伸出高度值是要略大于頂板設(shè)置的相應(yīng)位置曲線(xiàn)的，這主要是由頂板的彈簧阻尼作用導(dǎo)致，而在上升階段立柱的伸出高度與頂板設(shè)定相應(yīng)位置高度之差漸漸減小但始終沒(méi)有出現(xiàn)脫頂現(xiàn)象。結(jié)果表明，保壓閥及補(bǔ)液閥能夠較好的實(shí)現(xiàn)立柱的高壓卸荷及低壓補(bǔ)液，且該段的液壓支架跟頂效果也較好。

圖8 帶壓移架過(guò)程立柱位移曲線(xiàn)Fig.8 The Displacement Curve of Column for Stage of Movement with Pressure

立柱一級(jí)缸底腔的壓力變化曲線(xiàn)，如圖9所示。在立柱一級(jí)缸伸出階段，底腔壓力為0.72MPa，此階段立柱上腔回液壓力近乎為零，底腔壓力剛好能夠克服頂梁、部分立柱等重力分量，而在立柱二級(jí)缸伸出過(guò)程中，立柱一級(jí)缸底腔與二級(jí)缸底腔相通，壓力升至1.26MPa，此時(shí)由于立柱一級(jí)缸已經(jīng)完全伸出，立柱及頂梁等重力分量由二級(jí)缸無(wú)桿腔所產(chǎn)生的作用力克服，由于壓力油液作用面積減小，其壓力值則相應(yīng)增加，隨著立柱的接頂，立柱底腔壓力持續(xù)升高，直至達(dá)到泵站壓力37.5MPa，但由于模型中并沒(méi)有設(shè)置此階段頂板的緩慢下沉，故立柱無(wú)法實(shí)現(xiàn)被動(dòng)支撐即底腔壓力的再次升高直至底腔壓力達(dá)到立柱安全閥開(kāi)啟壓力，這不得不說(shuō)是一種遺憾；在立柱降柱階段，在底閥作用下立柱一級(jí)缸先縮回，此時(shí)一級(jí)缸底腔對(duì)活塞桿作用力應(yīng)克服頂梁等重力分量及一級(jí)缸有桿腔油液對(duì)活塞桿的作用力，而在立柱一級(jí)缸徹底縮回后，底閥開(kāi)啟二級(jí)缸相應(yīng)縮回，此時(shí)一級(jí)缸底腔的壓力應(yīng)與二級(jí)缸底腔壓力之間有個(gè)通過(guò)底閥導(dǎo)致的壓降，進(jìn)而導(dǎo)致此階段一級(jí)缸底腔壓力幾乎并沒(méi)有明顯變化，當(dāng)二級(jí)缸完全縮回時(shí)，立柱恢復(fù)初始狀態(tài)，立柱下腔油液不再有壓力。

圖9 立柱底腔壓力曲線(xiàn)Fig.9 The Pressure Curve of Column for Bottom Cavity

在帶壓移架過(guò)程中，隨著頂板到底起伏，立柱一級(jí)缸底腔壓力也隨之起伏變化，如圖10所示。在頂板下沉過(guò)程中，立柱底腔壓力漸漸降低，而其最小值較保壓閥卸荷設(shè)定壓力較大一些，在頂板上升階段，立柱底腔壓力變化量明顯較頂板下降段大，這主要是因?yàn)樵陧敯迳仙A段頂板對(duì)液壓支架的作用力相應(yīng)降低，故立柱底腔壓力只要能夠克服上腔壓力油液作用力及部分立柱及頂梁等重力分量且小于補(bǔ)液閥設(shè)定壓力，既可以持續(xù)進(jìn)行補(bǔ)液，而補(bǔ)液閥設(shè)定壓力及可以用來(lái)克服上述重力的底腔所需壓力之差較大。

圖10 帶壓移架過(guò)程立柱底腔壓力曲線(xiàn)Fig.10 The Bottom Cavity Pressure Curve of Column during Movement with Pressure

5 結(jié)論

液壓支架對(duì)頂板的支護(hù)性能對(duì)于煤炭開(kāi)采有著至關(guān)重要的影響，帶壓移架可以有效的降低煤壁片幫及端面冒頂?shù)惹闆r的發(fā)生。為某一大采高液壓支架設(shè)計(jì)了帶壓移架系統(tǒng)，并通過(guò)AMES?im對(duì)其進(jìn)行了仿真分析，得到以下結(jié)論：（1）帶壓移架能夠保證液壓支架較好地接頂，從而省去了常規(guī)移架過(guò)程降柱-移架-升柱的降柱及升柱階段，能夠有效的縮短移架時(shí)間。（2）在移架過(guò)程中液壓支架始終與頂板處于接觸狀態(tài)，支護(hù)效果較常規(guī)移架方式更好。（3）在模型建立過(guò)程中，建立了有底腔的立柱模型，能夠更加準(zhǔn)確的模擬立柱升降過(guò)程中一級(jí)缸及二級(jí)缸的動(dòng)作次序，這對(duì)液壓支架的后續(xù)研究也有一定的借鑒意義。