Studie über die mechanischen Eigenschaften der Ankerbohrgerätegruppe für den Schnellaushub

Wissenschaftliche Berichte Band 13, Artikelnummer: 4524 (2023) Diesen Artikel zitieren

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Details zu den Metriken

Mit Blick auf das Ungleichgewichtsproblem des Verhältnisses der Aushub- und Verankerungseffizienz im unterirdischen Kohlebergwerk wird eine neue Art von Parallelbetriebseinheit aus Aushub, Stützung und Verankerung vorgeschlagen, um die Aushubeffizienz zu verbessern. Unter Berücksichtigung der Unebenheiten des Dachs und Bodens der Kohlengrubenfahrbahn wird der Einfluss unterschiedlicher Bohrwinkel und Beinstützwinkel auf die Beinstützkraft unter der Bedingung untersucht, dass mehrere Bohrgeräte gleichzeitig bohren. Die Ergebnisse zeigen, dass die maximale Stützkraft bei unterschiedlichem Beinwinkel und unterschiedlichem Bohrwinkel 4,002 KN beträgt. Durch die Konstruktion des Kopplungsschwingungsmodells des Bohrprozesses mit mehreren Bohrern und die Verwendung der Lagrange-Methode zur Lösung des Schwingungsgesetzes der Schlüsselkomponenten des Verankerungssystems wird das Schwingungsgesetz des Bohrgestänges unter verschiedenen Einflussfaktoren wie Auslegerverlängerung und gleichzeitiger Mehrfachbohrer ermittelt Bohren und Bohreinfallswinkel werden untersucht. Die Ergebnisse zeigten: (1) Die Vibration des Bohrgestänges im ausgefahrenen Zustand ist stärker als im eingefahrenen Zustand und die maximale Vibrationsspitze erreicht 7,61 mm. (2) Die Vibrationsreaktion des Bohrgestänges ist am intensivsten, wenn vier Top-Anker-Bohrgeräte gleichzeitig bohren. Unter den Betriebsbedingungen von nur zwei Bohrgeräten ist die Vibrationsreaktion des Bohrgestänges am geringsten. (3) Mit zunehmendem Bohrwinkel des Bohrgeräts ist die Vibrationsreaktion des Bohrgestänges stärker und die Vibrationsamplitude größer. Ein Testprototyp wird gebaut, um den tatsächlichen Ankerbohrvorgang zu simulieren, und das Vibrationsgesetz der Stützplattform und des Bohrgeräts wird durch das Vibrationserkennungssystem ermittelt. Die Testergebnisse zeigen, dass das Schwingungsgesetz der Schlüsselkomponenten in etwa mit den theoretischen Simulationsergebnissen übereinstimmt. Die entsprechenden theoretischen Ergebnisse können eine technische Grundlage für die Bohrstabilität des Verankerungssystems liefern.

Der Anteil des Untertagebergbaus ist stark aus dem Gleichgewicht geraten und der Grad der Bergbauautomatisierung ist relativ rückständig. Die Nachteile der langen Dauer und der hohen Festigkeit des Ankervorgangs schränken die Entwicklung des Aushubvorgangs erheblich ein. Foresight Energy hat einen 6-armigen Ankerstangenbohrwagen entwickelt, der den Dachverankerungsvorgang synchron durchführen und die Verankerungseffizienz verbessern kann1.

Beim Bohren treten häufig unkontrollierbare Vibrationen auf, was zu einer geringen Bohreffizienz und höheren Kosten führt2. Das Vorhandensein spezieller Anregungen während des Bohrens führt normalerweise zu einer unsicheren Vibrationsreaktion3,4,5,6. Die Arbeiten9,10,11,12 untersuchten das diskontinuierliche Schwingungsverhalten periodischer Bewegung auf der Grundlage eines 3-DoF-Kollisionssystems. In Tabelle 1 werden die Strategie der dynamischen Reaktion und der Vibrationskontrollmethode im Vibrationssystem mit mehreren Freiheitsgraden vorgeschlagen, die die Reaktionsleistung des Systems verbessert.

Unter Berücksichtigung der Wechselwirkung zwischen Bohrer- und Gesteinsvibration haben einschlägige Wissenschaftler ein Systemmodell des Bohrprozesses erstellt, um das axiale Vibrationsgesetz des Bohrstrangs bei Kopplungs- oder Entkopplungsvorgängen zu untersuchen14,15. Die Arbeit16 analysierte das axiale Schwingungsgesetz des Bohrgestänges mit der partiellen Differentialgleichung des Bohrgestänges. In Arbeit17 wurde das mathematische Modell der axialen Schwingung des Bohrstrangs unter kombinierter Erregung untersucht. Arbeitsuntersuchungen18 untersuchten die Wechselwirkung zwischen Bohrstrang und Bohrloch während der Auslösung durch die Erstellung eines statischen Analysemodells. Die Arbeit19 erstellte ein Vibrationsanalysemodell, das auf der Ausbreitung ebener Wellen durch die verteilte Masse des Bohrstrangs basiert. Yigit und Christofru21 untersuchten das Axiallast- und Querschwingungslastgesetz des Bohrstrangs, indem sie das Bohrstrangmodell als schlanken Balken vereinfachten. In Tabelle 2 wird das multidirektionale Vibrationsreaktionsgesetz des Bohrstrangs im Bohrprozess mithilfe von Finite-Elemente- und virtueller Simulationstechnologie untersucht.

Basierend auf der Forschung zur Leistungsvorhersage von Ankern durch NDT quantifiziert die Arbeit23 das Rissrisiko durch Temperaturspannungsanalyse, um die Genauigkeit der Maschine durch Komprimierung der verwendeten Daten zu verbessern. Die experimentelle Forschungsarbeit in dieser Arbeit24 stellt detailliert die Entwicklung einer zerstörungsfreien Prüfmethode vor, die den Risszustand von Beton um Stahlstangen herum durch Ultraschall-Pulsgeschwindigkeitsprüfung abschätzt. Die Arbeit25 präsentiert die erste echte zerstörungsfreie Prüfmethode, die die Rückprallzahl von Schmidt-Hämmern verwendet, um die Tragfähigkeit von Schrauben abzuschätzen. Die in diesem Dokument vorgestellte Arbeit26 beschreibt ein echtes zerstörungsfreies Prüfprogramm, das zur Bewertung der Auszugsfestigkeit von Betonankern verwendet werden kann.

In dieser Arbeit wird das Ankergruppenbohrgerät als Forschungsobjekt verwendet und die statischen und dynamischen Gesetze des Ankersystems unter den komplexen Arbeitsbedingungen des Dachs und Bodens der Fahrbahn untersucht. Mithilfe des experimentellen Prototyps wird der Bohrversuch simuliert und das tatsächliche Schwingungsgesetz der Schlüsselkomponenten des Verankerungssystems ermittelt. Die relevanten theoretischen Ergebnisse in dieser Arbeit können eine technische Grundlage für die Bohrstabilität des Verankerungssystems liefern.

Das bestehende Schnellaushubsystem hat in Kohlebergwerken nur geringe praktische Anwendungseffekte. Es gibt hauptsächlich Probleme wie eine schlechte Stabilität des Rumpfes, einen geringen Wirkungsgrad und Schwierigkeiten beim Bewegen der Maschine während des Ankervorgangs. Aufgrund der bestehenden Probleme des parallelen Betriebs von Aushub und Verankerung in der oben erwähnten vollmechanisierten Baugrube wird in diesem Artikel ein neuer Typ einer Schnellaushubeinheit für den parallelen Betrieb von Aushub, Unterstützung, Verankerung und Transport vorgeschlagen. Es besteht hauptsächlich aus vier Teilen: Teilschnittmaschine, fortschrittlicher Unterstützungsausrüstung, Ankergruppensystem und Transportsystem, wie in Abb. 1 dargestellt. Die fortschrittliche Unterstützungsausrüstung übernimmt die schrittweise, sich nicht wiederholende Rollmethode, und es gibt mehrere davon Sätze flexibler Stützeinheiten über der Stütze, die sich an den temporären Stützbetrieb unter unterschiedlichen geologischen Bedingungen anpassen können. Das Aushubsystem und das Verankerungssystem können Gehsynchronisation und Betriebstrennung realisieren. Als wichtiger Bestandteil des neuen intelligenten Aushubsystems ist das Verankerungssystem für die Untersuchung seiner mechanischen Eigenschaften und Zuverlässigkeit von großer Bedeutung.

Diagramm der Ausrüstungszusammensetzung der kombinierten Antriebs-, Stütz- und Verankerungseinheit.

Unter Berücksichtigung der komplexen Bedingungen des Fahrbahndachs und -bodens wird das statische Modell der Verankerungsgruppe erstellt, wie in Abb. 2 dargestellt. Darunter ist Ft1 ~ Ft4 die vierbeinige Stützkraft, Ff1 ~ Ff4 ist die vierbeinige Stützkraft Reibungskraft, Fcc1 ~ Fcc2 ist die Reaktionskraft für die seitliche Ankerunterstützung, Fcz1 ~ Fcz2 ist die Reaktionskraft für das seitliche Ankerbohren, Fdc1 ~ Fdc4 ist die Reaktionskraft für die obere Ankerunterstützung, Fdz1 ~ Fdz4 ist die Reaktionskraft für das obere Ankerbohren, Fsc1 ~ Fsc4 ist die Reaktionskraft der Ankerkabelunterstützung, Fsz1 ~ Fsz4 ist die Reaktionskraft des Ankerkabelbohrens. Legen Sie den O-Punkt als Mittelposition des Systems fest und erstellen Sie das Koordinatensystem OXYZ, wie in Abb. 2a gezeigt. Die oberen Ankerbohrgeräte, seitlichen Ankerbohrgeräte und Ankerseilbohrgeräte sind im YZ-Abschnitt symmetrisch angeordnet. Der Abstand zwischen der oberen Ankerbohranlage und dem YZ-Abschnitt beträgt C, der Abstand zwischen der Innenseite und der äußeren oberen Ankerbohranlage beträgt D, der Abstand zwischen der Tragsäule und dem YZ-Abschnitt beträgt G, der Abstand zwischen dem Ankerkabel Die Projektion des YZ-Abschnitts ist in Abb. 2b dargestellt. Der Abstand vom Schwerpunkt des Systems zum XZ-Abschnitt beträgt d, der Abstand von der Mitte der oberen Ankerstützplatte zum XZ-Abschnitt beträgt b, der Abstand von der Mitte des oberen Ankerbohrrohrs zum XZ-Abschnitt ist a, der Abstand von der Mitte des Seitenanker-Bohrrohrs zum XZ-Abschnitt ist f, der Abstand von der Mitte des Ankerkabel-Bohrrohrs zum XZ-Abschnitt ist e, der Abstand von der Mitte der Ankerkabel-Tragplatte zum XZ-Abschnitt beträgt c, der Abstand von der Mitte der vorderen und hinteren Stützsäulen zum XZ-Abschnitt beträgt B, der Abstand vom Fahrbahndach zum XY-Abschnitt beträgt K, der Abstand von der Mitte des oberen Ankerbohrgeräts zum XY-Abschnitt beträgt H, der Abstand vom Fahrbahnboden zum XY-Abschnitt beträgt N und das Gewicht der gesamten Maschine beträgt Mg.

Mechanisches Modell der Verankerungsgruppe unter insgesamt unebenen Betriebsbedingungen des Fahrbahnbodens: (a) axonometrische Zeichnung des Verankerungssystems; (b) Seitenansicht des Verankerungssystems.

In Anbetracht der Unebenheiten des Fahrbahnbodens der Kohlenmine weist die Kontaktbeziehung zwischen den Beinen und dem Fahrbahnboden verschiedene entsprechende Beziehungen auf. Der Kraftanalyseprozess der vier Beine ist ähnlich. Die Form des Beins unter komplexen Arbeitsbedingungen wird in zwei Fälle unterteilt: nach innen gerichtetes Bein und nach außen gerichtetes Bein.

Die nach außen gerichteten Beine sind in Abb. 3a–d dargestellt. Es kann davon ausgegangen werden, dass der Winkel zwischen der Stützkraft der Beine 1 und 2 und dem Boden im Z-X-Koordinatensystem \(\lambda\) beträgt und die Richtung entgegengesetzt ist. Im Z-X-Koordinatensystem beträgt der Winkel zwischen der Stützkraft der Beine 3 und 4 und dem Boden \(\gamma\) und die Richtung ist entgegengesetzt. Im Z-Y-Koordinatensystem beträgt der Winkel zwischen der Stützkraft der Beine 2 und 3 und dem Boden \(\phi\) und die Richtung ist dieselbe; Im ZY-Koordinatensystem beträgt der Winkel zwischen der Stützkraft von Bein 1 und 4 und dem Boden \(\varepsilon\), und die Richtung ist dieselbe.

Winkel zwischen Reaktionskraft des Stützbeins und Koordinatenachse: (a) Winkel zwischen 1 und 2 Bein und XZ-Querschnitt; (b) Winkel zwischen 3 und 4 Beinen und XZ-Querschnitt; (c) Winkel zwischen 2 und 3 Beinen und YZ-Querschnitt (äußere Beine); (d) Winkel zwischen 1 und 4 Bein und YZ-Querschnitt (äußere Beine); (e) Winkel zwischen 2 und 3 Beinen und YZ-Querschnitt (nach innen gerichtete Beine); (f) Winkel zwischen 1 und 4 Bein und YZ-Querschnitt (nach innen gerichtete Beine).

Die nach innen gerichteten Beine sind in Abb. 3a, b, e, f dargestellt. Im Z-Y-Koordinatensystem beträgt der Winkel zwischen der Stützkraft der Beine 2 und 3 und dem Boden \(\phi\) und die Richtung ist entgegengesetzt; Im Z-Y-Koordinatensystem beträgt der Winkel zwischen der Stützkraft von Bein 1 und 4 und dem Boden \(\varepsilon\) und die Richtung ist entgegengesetzt.

Durch die automatische Verstellfunktion der vier Beine kann die Verankerungsplattform in einen vollständig horizontalen Zustand gebracht werden. Aber die Fahrbahndecke ist uneben und die Größe und Richtung der Bohrkraft in drei Richtungen ist ungewiss. Um den Einfluss verschiedener Einfallswinkel auf die Beinkraft im Bohrprozess zu untersuchen, kann der Bohrprozess mehrerer Bohranlagen als Überlagerung einer einzelnen Bohranlage unter komplexen Arbeitsbedingungen vereinfacht werden. Die Einfallswinkel in zwei Richtungen des oberen Ankers, des Seitenankers und des Ankerkabelbohrgeräts werden wie gezeigt als \(\alpha\) oder \(\pi /2 - \alpha\) und \(\beta\) angenommen in Abb. 4a–c. Fcz1x/y/z ~ Fcz2x/y/z sind die Komponentenkräfte von zwei seitlich verankerten Bohrinseln entlang der x-, y- und z-Achse, Fdz1x/y/z ~ Fdz4x/y/z sind die Komponentenkräfte von vier oben verankerte Bohranlagen entlang der x-, y- und z-Achse, Fsz1x/y/z ~ Fsz2x/y/z sind die Komponentenkräfte zweier Ankerbohranlagen entlang der x-, y- und z-Achse, Ft1x/y/z ~ Ft4x/y/z sind die Komponentenkräfte von vier Beinen entlang der x-, y- und z-Achse, Ff1x/y/z ~ Ff4x/y/z sind die Komponentenkräfte von vier Beinen entlang der x-, y- und z-Achse.

Diagramm der Beziehung zwischen Bohrreaktionskraft, Beinstützkraft und Koordinatenachsenwinkel: (a) Beziehung zwischen Seitenwandbohrreaktion und Neigungswinkel; (b) Beziehung zwischen der oberen Bohrreaktion und dem Neigungswinkel; (c) schematisches Diagramm der Beinreaktion und -neigung.

Nach dem Prinzip des statischen Kräftegleichgewichts:

Der Betriebszustand des Verankerungssystems wird als ideales mechanisches Modell angesehen. Aufgrund der Reibung zwischen Bein und Fahrbahnboden wird die statische Gleichung als verallgemeinerte Betragsgleichung geschrieben.

worin:

Worin:

Unter Verwendung der numerischen Analysesoftware Matlab zur Lösung der obigen Gleichungen kann das Änderungsregeldiagramm der Beinstützkraft mit dem Stützwinkel und dem Bohrwinkel des Bohrgestänges erhalten werden, wie in den Abbildungen dargestellt. 5, 6 und 7. Da sich der Fahrbahnboden in einem Zustand unregelmäßiger Verformung befindet, ist die Stützkraft der vier Beine unterschiedlich. Wenn der Arbeitszustand des Auslegers die äußeren Beine sind, wie in Abb. 5 gezeigt. Wenn der Winkel zwischen Bein 1 und dem Fahrbahnboden 0,15 rad bzw. 0,76 rad beträgt, beträgt die maximale Stützkraft von Bein 1 6,03 kN, wie in gezeigt Abb. 5a. Wenn der Winkel zwischen dem Stützbein 2 und dem Fahrbahnboden 0,187 rad bzw. 0,444 rad beträgt, beträgt die maximale Stützkraft des Stützbeins 2 4,075 KN, wie in Abb. 5b dargestellt; Wenn der Winkel zwischen Bein 3 und dem Fahrbahnboden 0,186 rad bzw. 0,941 rad beträgt, beträgt die maximale Stützkraft des Beins 3 1,527 KN, wie in Abb. 5c dargestellt; Wenn der Winkel zwischen Bein 4 und Fahrbahnboden 0,151 rad und 1,047 rad beträgt, beträgt die maximale Stützkraft von Bein 4 4,89 KN, wie in Abb. 5d dargestellt. Die maximale Stützkraft von Bein 1 ist deutlich größer als die von Bein 3. Man erkennt, dass der Winkel zwischen Bein und Fahrbahnboden einen großen Einfluss auf die Stützkraft des Beins hat.

Diagramm der sich mit dem Stützwinkel ändernden Stützkraft (äußere Beine): (a) Ft1-Variation mit dem Stützwinkel; (b) Ft2-Variation mit Stützwinkel; (c) Ft3-Variante mit Stützwinkel; (d) Ft4-Variante mit Stützwinkel.

Diagramm der sich mit dem Stützwinkel ändernden Stützkraft (nach innen gerichtete Beine): (a) Ft1-Variation mit dem Stützwinkel; (b) Ft2-Variation mit Stützwinkel; (c) Ft3-Variante mit Stützwinkel; (d) Ft4-Variante mit Stützwinkel.

Die Stützkraft ändert sich mit dem Bohrwinkel: (a) Ft1-Variation mit dem Bohrwinkel; (b) Ft2-Variation mit Bohrwinkel; (c) Ft3-Variation mit Bohrwinkel; (d) Ft4-Variante mit Bohrwinkel.

Wenn der Arbeitszustand des Auslegers die nach innen gerichteten Beine sind, wie in Abb. 6 gezeigt. Wenn der Winkel zwischen Bein 1 und dem Fahrbahnboden 0,257 rad bzw. 0,053 rad beträgt, beträgt die maximale Stützkraft von Bein 1 4,533 kN, wie in gezeigt Abb. 6a. Wenn der Winkel zwischen dem Stützbein 2 und dem Fahrbahnboden 0,506 rad bzw. 0,444 rad beträgt, beträgt die maximale Stützkraft des Stützbeins 2 4,576 KN, wie in Abb. 6b dargestellt; Wenn der Winkel zwischen Bein 3 und dem Fahrbahnboden 0,009 rad bzw. 0,515 rad beträgt, beträgt die maximale Stützkraft des Beins 3 1,384 KN, wie in Abb. 6c dargestellt; Wenn der Winkel zwischen Bein 4 und Fahrbahnboden 0,222 rad und 1,012 rad beträgt, beträgt die maximale Stützkraft von Bein 4 4,205 KN, wie in Abb. 6d dargestellt. Verglichen mit den Belastungsbedingungen jedes Beins in Abb. 5 sind die Kraftänderungen der nach innen gerichteten Beine und der nach außen gerichteten Beine ohne offensichtliche Änderungen ähnlich.

Aufgrund der unebenen Beschaffenheit des Fahrbahndaches ändert sich die Ankerbohrkraft unregelmäßig mit der Dachschwankung, was einen gewissen Einfluss auf die Stützkraft des Beins hat. Wie in Abb. 7a gezeigt, beträgt die maximale Stützkraft von Bein 1 3,426 KN, wenn die Bohreinfallswinkel \(\alpha\) und \(\beta\) 0,311 rad bzw. 0,976 rad betragen; Wie in Abb. 7b gezeigt, beträgt die maximale Stützkraft von Bein 2 4,002 KN, wenn die Bohreinfallswinkel \(\alpha\) und \(\beta\) 0,009 rad bzw. 1,012 rad betragen; Wie in Abb. 7c gezeigt, beträgt die maximale Stützkraft von Bein 3 3,767 KN, wenn die Bohreinfallswinkel \(\alpha\) und \(\beta\) 0,027 rad bzw. 1,047 rad betragen; Wie in Abb. 7d gezeigt, beträgt die maximale Stützkraft der vier Beine 3,427 KN, wenn die Bohreinfallswinkel \(\alpha\) und \(\beta\) 0,311 rad bzw. 1,047 rad betragen. Es ist ersichtlich, dass auch der Bohreinfallswinkel einen großen Einfluss auf die Stützkraft des Beins hat. Die maximale Stützkraft beträgt 4,002 KN entsprechend den unterschiedlichen Beinwinkeln und den unterschiedlichen Bohrwinkeln. Als Designkriterium für die Festigkeit des Beinzylinders hat diese Studie einen gewissen praktischen Wert.

Durch die Analyse der gesamten Struktur des Verankerungssystems kann es als System mit mehreren Massen und mehreren Lagen betrachtet werden. Daher wird die Lagrange-Methode verwendet, um das dynamische Modell des Verankerungsgruppensystems zu erstellen. Die vollständige Lagrange-Gleichung kann allgemein als Gleichung ausgedrückt werden. (20).

wobei Fj(t) – externe Anregungskraft, \(x_{j}\) – allgemeine Verschiebung, \(\dot{x}_{j}\) – allgemeine Geschwindigkeit, T – kinetische Energie des Systems, V – Systempotential Energie, D – Energiedissipationsfunktion des Systems.

Das dynamische Modell des Verankerungssystems ist in Abb. 8 dargestellt. Darin sind m1, m21~24, m3, m4, m51~54, m61~64, m71~74, m81~84, m91~92, m101~102, m111 ~112, m121~122 repräsentieren die Qualität der Stützplattform, die Qualität der vorderen und hinteren Stützsäulen, die Qualität des oberen Ankerbalkens, die Qualität des Ankerkabelbalkens, die Qualität der vier oberen Ankergerüstrahmen, die Qualität der Stützplatte des Bohrgeräts mit vier oberen Ankern, die Qualität des Antriebskopfs des Bohrgeräts mit vier oberen Ankern, die Qualität des Bohrgestänges mit vier oberen Ankern, die Qualität des Bohrgestells mit zwei Ankern, die Qualität der Stützplatte mit zwei Ankern, die Qualität des Antriebskopfes der Zwei-Anker-Kabelanlage, die Qualität der Bohrgestänge der Zwei-Anker-Kabelanlage ~42(c41~42), k51~54(c51~54), k55~58(c55~58), k61~64(c61~64), k71~74(c71~74), k81~84(c81~ 84), k91~92(c91~92), k93~94(c93~94), k101~102(c101~102), k111~112(c111~112), k121~122(c121~122) stellt das Äquivalent dar Steifigkeit (Dämpfung) zwischen den Stützsäulen und der Stützplattform, den Stützsäulen und dem oberen Anker und Ankerkabelträger, dem oberen Ankerträger und den vier oberen Ankerrahmen, dem Ankerkabelträger und den beiden Ankerkabelrahmen, den vier oberen Ankerrahmen und die vier oberen Ankerträgerplatten, die vier oberen Ankerrahmen und die vier oberen Ankerantriebsköpfe, die vier oberen Ankerträgerplatten und das Fahrbahndach, die vier oberen Ankerantriebsköpfe und die vier oberen Ankerbohrgestänge, die vier obere Ankerbohrgestänge und das Fahrbahndach, die beiden Ankerkabelrahmen und die beiden Ankerkabel-Tragplatten, die beiden Ankerkabelrahmen und die beiden Ankerkabel-Kraftköpfe, die beiden Ankerkabel-Tragplatten und das Fahrbahndach, die beiden Ankerkabel Antriebsköpfe und die beiden Ankerkabel-Bohrrohre, die beiden Ankerkabel-Bohrrohre bzw. das Fahrbahndach. kt1~t4(ct1~t4) stellen die äquivalente Steifigkeit und äquivalente Dämpfung zwischen den Beinen 1 ~ 4 und dem Boden dar. p stellt den Abstand zwischen dem Schwerpunkt der Stützplattform und dem Bein dar. q ist die halbe Dicke der Stützplattform. r ist die halbe Breite der Stützplattform. J1 stellt die Rotationsträgheit der Aushubrichtung der Stützplattform dar. \(\rho\) stellt den Nickschwingungswinkel der Aushubrichtung der Stützplattform dar. J2 stellt die horizontale Rotationsträgheit der Stützplattform dar. \(\varpi\) stellt den horizontalen Vibrationswinkel der Stützplattform dar. Fdc1~dc4, Fdz1~dz4, Fsc1~sc2 und Fsz1~sz2 stellen die Reaktionskraft von vier Ankerstützplatten, die Reaktionskraft von vier oberen Ankerbohrungen, die Reaktionskraft von zwei Ankerstützplatten und die Reaktionskraft von zwei Ankern dar Kabelbohrung bzw. x1 ~ x12 werden als Verschiebung jedes Massenblocks der Verankerungsgruppe entlang der Längsrichtung x ausgedrückt.

Konstruktion des Dynamikmodus des Verankerungssystems.

Mit der Methode des Energieprinzips kann der Ausdruck der kinetischen Energie des gesamten Verankerungssystems ermittelt werden.

wobei,\(m_{2i} = m_{2} (i = 1\sim 4)\),\(m_{2i} = m_{2} (i = 1\sim 4)\),\(m_{ 3i} = m_{3} (i = 1\sim 4)\),\(m_{5i} = m_{5} (i = 1\sim 4)\), \(m_{6i} = m_{6 } (i = 1\sim 4)\),\(m_{7i} = m_{7} (i = 1\sim 4)\),\(m_{8i} = m_{8} (i = 1\ sim 4)\),\(m_{9i} = m_{9} (i = 1\sim 2)\),\(m_{10i} = m_{10} (i = 1\sim 2)\), \(m_{11i} = m_{11} (i = 1\sim 2)\),\(m_{12i} = m_{12} (i = 1\sim 2)\).

Dieser Ausdruck der kinetischen Energie kann als Gleichung vereinfacht werden. (22).

wobei \(\dot{x}_{i} (i = 1\sim 12)\) – Massenblockgeschwindigkeit.

Da die Körperschwingschwingung klein ist, kann davon ausgegangen werden, dass \(\sin \rho \ approx \rho\),\(\sin \varpi \ approx \varpi\). Die folgende Gl. (23) erhalten werden.

Die potentielle Energie des Verankerungssystems kann als Gleichung ausgedrückt werden: (24).

wobei \(l_{1} = \sqrt {p^{2} + q^{2} }\),\(l_{2} = \sqrt {q^{2} + r^{2} }\ ).

Die sechs Bohrinseln haben die gleiche Bauform und den gleichen symmetrischen Aufbau. Aus diesem Grund kann davon ausgegangen werden, dass die Steifigkeit einiger ähnlicher Teile ungefähr gleich ist.

Der Ausdruck der potentiellen Energie für dieses Verankerungssystem kann als Gleichung (25) vereinfacht werden.

Die Dämpfungswerte in der Energiedissipationsgleichung werden mit der oben genannten Methode vereinfacht und der Energiedissipationsausdruck (26) des Verankerungssystems kann erhalten werden.

Beim Verankerungsbohren werden Faktoren wie unebenes Dach und Boden der Fahrbahn, unterschiedliche Bohr- und Stützwinkel sowie variable Belastungseigenschaften des Bohrens berücksichtigt. In diesem Abschnitt wird der maximale Vibrationsreaktionszustand des tatsächlichen Ankerbohrsystems analysiert (4 obere Anker + 2 seitliche Anker arbeiten gleichzeitig) und das Vibrationsreaktionsgesetz jedes Massenblocks des folgenden Verankerungsgruppensystems ermittelt. Da die Wirkungszeit der externen Last 0–14 s beträgt, ist die Reaktion jeder Komponente nach 14 s tendenziell stabil, was mit dem tatsächlichen Bohrvorgang übereinstimmt. Wie in Abb. 9a dargestellt, ist der allgemeine Schwingungsänderungstrend des Bohrgestänges der sechs Bohrinseln ähnlich. Der Oberanker 1 # und der Oberanker 4 # erreichen die maximale Spitze von 7,5 mm nach etwa 14 s, und die übrigen Bohranlagen erreichen die maximale Spitze von 6,35 mm nach etwa 10 s. Da sich der obere Anker 1 # und der obere Anker 4 # im Auslegerzustand befinden, verlängert sich die Reaktionszeit der Störung während des Bohrvorgangs und die Vibrationsreaktion ist groß, was der tatsächlichen Situation entspricht. Wie in Abb. 9b dargestellt, ist die Stützplatte des Bohrgeräts im Vergleich zum Bohrgestänge schwach, da sie nur die Hilfsstützwirkung und die Kopplungswirkung von Kohle und Gestein trägt. Daher ist der Gesamtspitzenwert jeder Stützplatte niedriger als der des Bohrgestänges. Der maximale Spitzenwert wird weiterhin im Oberanker 1 # und im Oberanker 4 # erzeugt, und der Spitzenwert beträgt 6 mm. Die Vibrationsspitze anderer Bohrplattform-Trägerplatten wird in 7 s erzeugt und der maximale Spitzenwert beträgt 5,8 mm.

Vibrationsweg-Reaktionsdiagramm jedes Bohreinheitsmoduls: (a) Vibrationswegdiagramm des Bohrgestänges verschiedener Bohrgeräte; (b) Vibrationswegdiagramm verschiedener Bohrerstützplatten; (c) Vibrationswegdiagramm von Antriebsköpfen verschiedener Bohrinseln; (d) Vibrationswegdiagramm verschiedener Bohranlagen.

Wie in Abb. 9c, d gezeigt, ist der Spitzenwert der Vibrationsreaktionsverschiebung des Antriebskopfes und des Bohrgestellrahmens des oberen Ankers 4# in den sechs Bohrgeräten am größten und der maximale Spitzenwert der Vibration beträgt etwa 7,5 mm etwa 7 s. Der maximale Spitzenwert des Antriebskopfes und des Bohrgeräterahmens beträgt bei anderen Bohrgeräten etwa 6 mm; In Anbetracht der ungleichmäßigen Arbeitsbedingungen von Dach und Boden und der Instabilität des Auslegerträgers ändert sich der Winkel des Bohrlochs des oberen Ankers 4# und die starke Vibration des Bohrgestellrahmens führt zu den oben genannten Ergebnissen, was im Einklang mit steht die tatsächlichen Bedingungen des Bohrvorgangs.

Der obere Ankerbalken wird hauptsächlich als tragender Teil der vier oberen Ankerbohrgeräte verwendet, und der Ankerkabelbalken wird als Verbindungsteil der beiden Ankerkabelbohrgeräte verwendet. Wie in Abb. 10a dargestellt, erreicht der obere Ankerbalken die maximale Spitze von 7 mm nach etwa 14 s und der Ankerkabelbalken erreicht die maximale Spitze von etwa 5 mm nach etwa 12 s. Unter Berücksichtigung der unterschiedlichen Spannungszustände der beiden Träger beim Bohren stimmen die Simulationsergebnisse mit dem tatsächlichen Zustand überein. Ebenso verändert sich die Traglast der Tragsäule durch die unterschiedliche Anzahl der Traggerüste. Obwohl der obere Ankerbalken eine große Störung aufweist, wenn vier Bohrgeräte gleichzeitig bohren, bilden andere Komponenten des Verankerungssystems unter Berücksichtigung der Stützplatte des Bohrgeräts im Stützzustand die stabile Struktur vom Typ „obere und untere Stütze“. . Daher ist der Vibrationsreaktionswert des Ankerbalkens größer als der des Ankerbalkens, wie in Abb. 10b dargestellt. Als Haupttragkomponente des Systems erreicht die Trägerplattform beim gleichzeitigen Bohren mehrerer Bohrgeräte bei einer Bohrzeit von 12,5 s die maximale Vibrationswegspitze von 5,86 mm. Wie in Abb. 10c dargestellt, ist die Schwingungsreaktionsspitze anderer Komponenten etwas kleiner, was den tatsächlichen Arbeitsbedingungen entspricht.

Schwingungsreaktionsdiagramm der Hauptkomponenten des Verankerungssystems: (a) Schwingungswegdiagramm des oberen Ankers und des Ankerkabelträgers; (b) Vibrations-Verschiebungsdiagramm des vorderen und hinteren Stützsäulenträgers; (c) Vibrationswegdiagramm der Stützplattform.

Unter Berücksichtigung der technologischen Prozessanforderungen des Verankerungssystems besteht bei der Bohrmöglichkeit des oberen Ankers eine seitliche Erweiterungsbohrbedingung. Der Ausfahrzustand des Auslegers und der Zustand des vollständigen Einfahrens haben einen gewissen Einfluss auf die Stabilität des Systems. Daher wird für die beiden Zustände des seitlichen Ausfahrens und Zurückziehens des oberen Ankerbohrgeräts das Zwischenreferenzbohrgerät simuliert. Die Simulationsergebnisse sind in Abb. 11 dargestellt. Im eingefahrenen Zustand beider Seiten der Bohranlage erreicht die Zwischenreferenzbohranlage nach 6,9 s den maximalen Schwingungspeak von 6,35 mm; Im ausgefahrenen Zustand auf beiden Seiten des Rigs erreicht das mittlere Benchmark-Rig den maximalen Vibrationspeak von 7,61 mm nach 13 s; Aus der obigen Analyse ist ersichtlich, dass die Bohranlagen auf beiden Seiten im ausgefahrenen Zustand einen größeren Einfluss auf die Bohrstabilität der Referenzbohranlage haben als im eingefahrenen Zustand und die Bohrwirkung relativ schlecht ist.

Vibrations-Verschiebungsdiagramm des Bohrgestänges während des Ausfahr- oder Einfahrvorgangs des Auslegers: (a) Vibrations-Verschiebungsoberflächendiagramm des Bohrgestänges während des Ausfahr-/Einfahrvorgangs des Auslegers; (b) Projektion der Vibrationsverschiebung des Bohrgestänges während des Ausfahr-/Einfahrvorgangs des Auslegers.

Unter Berücksichtigung der Anforderungen an die Verankerungsparameter des Straßenabschnitts gibt es mehrere Bohrarbeiten mit Bohrgeräten unter unterschiedlichen Arbeitsbedingungen. Die spezifischen Arbeitsbedingungen sind wie folgt.

Arbeitsbedingung 1 #: 2 Oberankerbohrgeräte arbeiten gleichzeitig.

Bedingung 2 #: 4 Oberankerbohrgeräte arbeiten gleichzeitig.

Arbeitsbedingung 3 #: 2 Oberanker + 4 Ankerkabelbohrgeräte arbeiten gleichzeitig.

Bedingung 4 #: 2 Oberanker + 2 Ankeranlagen gleichzeitig im Einsatz.

Wie in Abb. 12 dargestellt, betragen unter der Bedingung 1 # ~ 4 # die Vibrationsverschiebungsspitzen der Benchmark-Bohranlage 5,59 mm, 6,46 mm, 6,41 mm bzw. 6,32 mm. Unter den Bedingungen 2 # und 3 # ist die Vibrationsspitze der Benchmark-Bohranlage am größten und liegt nahe beieinander. Unter der Bedingung der Arbeitsbedingung 1 # wird nur der Bohrvorgang der oberen Verankerung ohne andere Faktoren durchgeführt, sodass die Vibrationsspitze des Bohrgestänges des Benchmark-Bohrgeräts am kleinsten ist, was mit der tatsächlichen Arbeitsbedingung übereinstimmt.

Schwingungsverschiebungsdiagramm des Bohrgestänges beim Kombinationsbohren mit mehreren Bohrern: (a) gekrümmte Oberfläche der Schwingungsverschiebung des Bohrgestänges beim Kombinationsbohren mit mehreren Bohrern; (b) Projektion der Vibrationsverschiebung des Bohrgestänges beim Kombinationsbohren mit mehreren Bohrgeräten.

Da sich der Bohrwinkel aufgrund des unebenen Dachs während des Ankerbohrvorgangs ändert, haben unterschiedliche Bohreinfallwinkel unterschiedliche Auswirkungen auf die Stabilität des Bohrens, die Bohrwirkung und die Belastung des Bohrgestänges. Wie in Abb. 13 dargestellt, nimmt mit der allmählichen Vergrößerung des Bohreinfallswinkels die Spitzenvibration des Bohrgestänges des Referenzbohrgeräts zu und die Bohrstabilität verschlechtert sich. Bei einem Bohrwinkel von 30° beträgt der maximale Spitzenwert 3,5 mm, was den tatsächlichen Bohrbedingungen entspricht.

Vibrations-Verschiebungsdiagramm des Bohrgestänges unter verschiedenen Bohreinfallswinkeln.

Um den Schwingungscharakteristikmechanismus des Verankerungsgruppensystems zu erhalten, wird der experimentelle Prototyp des Verankerungssystems entworfen. Der Ankerbohrtest wird durch Simulation der Feldkohlegesteinseigenschaften durchgeführt, wie in Abb. 14 dargestellt. Zur Erfassung der Vibrationseigenschaften des Ankersystems während des Bohrens wurden der piezoelektrische Beschleunigungssensor (IEPE) B3X23S10 und der tragbare dynamische Signalanalysator BA9004 verwendet Wird verwendet, um die Vibrationseigenschaften des Bohrsystems zu erfassen. Die Software des Analysesystems kann die Vibrationsreaktionsanalyse der Stützplattform und des Bohrrahmens während des Bohrvorgangs realisieren.

Testprototyp des Verankerungssystems.

Wie in Abb. 15a und b dargestellt, betragen die maximalen Schwingungsamplituden des Bohrgerüstrahmens und der Trägerplattform während des eigentlichen Bohrvorgangs 7,5 mm bzw. 6 mm. Nachdem das 14-s-Bohrgerät nicht mehr funktioniert, werden die Vibrationsverschiebungen beider allmählich verringert, was der theoretischen Vibrationsamplitude und dem Vibrationsgesetz ähnelt. Die Testergebnisse können die Genauigkeit der oben genannten Vibrationssimulationsergebnisse überprüfen. Die Forschung in diesem Artikel kann eine theoretische Grundlage für die Vibrationsreduzierung von Schlüsselkomponenten im Bohrprozess des Verankerungssystems liefern und die Stabilität des Verankerungsbohrens verbessern.

Vibrationssimulation und Testvergleichsdiagramm der Schlüsselkomponenten des Verankerungssystems: (a) Vergleichsdiagramm der Vibrationsreaktionstheorie und Test von Bohrinseln; (b) Vergleichsdiagramm der Schwingungsreaktionstheorie und des Tests der unterstützten Plattform.

Unter Berücksichtigung der Unebenheiten des Dachs und Bodens der Kohlengrubenfahrbahn werden die statischen Eigenschaften des Verankerungssystems unter der Bedingung analysiert, dass mehrere Bohrgeräte gleichzeitig bohren. Die Ergebnisse zeigen, dass die maximale Stützkraft bei unterschiedlichem Beinwinkel und unterschiedlichem Bohrwinkel 4,002 KN beträgt. Als Designkriterium für die Festigkeit des Beinzylinders hat diese Studie einen gewissen praktischen Wert.

Durch die Konstruktion des Kopplungsschwingungsmodells des Bohrprozesses mit mehreren Bohranlagen wird die Lagrange-Methode verwendet, um das Schwingungsgesetz der Schlüsselkomponenten des Verankerungssystems zu lösen. Die Ergebnisse zeigen Folgendes:

Die Vibration des Bohrgestänges ist im ausgefahrenen Zustand des Auslegers stärker als im eingefahrenen Zustand und die maximale Vibrationsspitze erreicht 7,61 mm.

Die Vibrationsreaktion des Bohrgestänges ist am intensivsten, wenn vier Oberankerbohrgeräte gleichzeitig bohren. Unter den Betriebsbedingungen von nur zwei Bohrgeräten ist die Vibrationsreaktion des Bohrgestänges am geringsten.

Mit zunehmendem Bohrwinkel des Bohrgeräts ist die Vibrationsreaktion des Bohrgestänges stärker und die Vibrationsamplitude größer.

Ein Testprototyp wird gebaut, um den tatsächlichen Ankerbohrvorgang zu simulieren, und das Vibrationsgesetz der Stützplattform und des Bohrgeräts wird durch das Vibrationserkennungssystem ermittelt. Die Testergebnisse zeigen, dass das Schwingungsgesetz der Schlüsselkomponenten in etwa mit den theoretischen Simulationsergebnissen übereinstimmt. Die entsprechenden theoretischen Ergebnisse können eine technische Grundlage für die Bohrstabilität des Verankerungssystems liefern.

Es besteht ein gewisser Unterschied zwischen dem in diesem Artikel erstellten mechanischen Modell und dem Verankerungsbohrprozess vor Ort, der sich hauptsächlich darin widerspiegelt, dass der Aushubprozess eine gewisse Störung des Fahrbahndachs verursacht, die auf die Verankerung übertragen wird System. Zukünftig können die dynamischen Kopplungseigenschaften zwischen Teilschnittmaschine, Verankerungssystem und Dach analysiert werden, um sie für den eigentlichen Verankerungsvorgang besser geeignet zu machen.

Alle während dieser Studie generierten oder analysierten Daten sind in diesem veröffentlichten Artikel enthalten.

Kyslinger, B. Entwicklung einer Dachverankerungsmaschine mit sechs Bohrköpfen. Int. J. Min. Wissenschaft. Technol. 27, 1 (2017).

Artikel Google Scholar

Dubinsky, V. & Baecker, D. Ein interaktiver Bohrdynamiksimulator zur Bohroptimierung und Schulung. In Proceedings of the SPE Annual Technical Conference and Exhibition, New Orleans, LA, USA (1998).

Li, G. & Ding, W. Globales Verhalten eines Vibrationsstoßsystems mit asymmetrischen Abständen. J. Sound Vib. 423, 180–194 (2018).

Artikel ADS Google Scholar

Sampaio, R. & Soize, C. Über Messungen von Nichtlinearitätseffekten für unsichere dynamische Systeme – Anwendung auf ein Vibrationsstoßsystem. J. Sound Vib. 303, 659–674 (2007).

Artikel ADS Google Scholar

Zhang, Y. & Luo, G. Erkennung instabiler periodischer Umlaufbahnen und instabiler quasiperiodischer Umlaufbahnen in Vibrationsstoßsystemen. Int. J. Nichtlinearer Mech. 96, 12–21 (2017).

Artikel ADS Google Scholar

Kumar, P., Narayanan, S. & Gupta, S. Bifurkationsanalyse eines stochastisch angeregten Vibro-Impact-Duffing-Vander-Pol-Oszillators mit bilateralen starren Barrieren. Int. J. Mech. Wissenschaft. 127, 103–117 (2017).

Artikel Google Scholar

Luo, G. et al. Periodische Bewegungen und Gabelungen eines Vibrationsstoßsystems. Chaos-Solitonen-Frakt. 36, 1340–1347 (2008).

Artikel ADS Google Scholar

Yue, Y., Xie, J. & Xu, H. Symmetrie der Poincaré-Karte und ihr Einfluss auf Bifurkationen in einem Vibro-Impact-System. J. Sound Vib. 323, 292–312 (2009).

Artikel ADS Google Scholar

Liu, Y., Wang, Q. & Xu, H. Bifurkationen periodischer Bewegung in einem Vibro-Impact-System mit drei Freiheitsgraden und Spielraum. Komm. Nichtlineare Wissenschaft. Zahl. Simul. 48, 1–17 (2017).

Artikel ADS MathSciNet MATH Google Scholar

Liu, Y., Wang, Q. & Xu, H. Analytische Bestimmung von Bifurkationen periodischer Lösungen in Vi-Bro-Impact-Systemen mit drei Freiheitsgraden und Freiraum. Chaos-Solitonen-Frakt. 99, 141–154 (2017).

Artikel ADS MATH Google Scholar

Liu, Y. et al. Vorwärts- und Rückwärtsbewegungssteuerung eines Vibro-Impact-Kapselsystems. Int. J. Nichtlinearer Mech. 70, 30–46 (2015).

Artikel ADS Google Scholar

Feudo, S. et al. Nichtlinearer magnetischer Schwingungsdämpfer zur passiven Steuerung einer mehrstöckigen Struktur. J. Sound Vib. 438, 33–53 (2019).

Artikel ADS Google Scholar

Li, T. et al. Aktivierungscharakteristik einer Vibrationsenergiesenke und ihre Anwendung zur Ratterkontrolle beim Drehen. J. Sound Vib. 405, 1–18 (2017).

Artikel ADS Google Scholar

Ghasemloonia, A., Rideout, D. & Butt, S. Ein Überblick über Methoden zur Modellierung und Unterdrückung von Bohrgestängevibrationen. J. Benzin. Wissenschaft. Ing. 131, 150–164 (2015).

Artikel CAS Google Scholar

Khulief, Y. & Naser, H. Dynamische Finite-Elemente-Analyse von Bohrsträngen. Endliches Elem. Anal. Des. 41, 1270–1288 (2005).

Artikel Google Scholar

Bailey, J. & Finnie, I. Eine analytische Untersuchung der Bohrgestängeschwingungen. ASME J. Eng. Indus 82, 122–128 (1960).

Artikel Google Scholar

Li, Z. & Guo, B. Analyse der Längsvibration des Bohrstrangs beim Luft- und Gasbohren. In Proceedings of the Spe Rocky Mountain Oil and Gas Technology Symposium, Denver, CO (2007).

Aadnoy, B., Fazaelizadeh, M. & Hareland, G. Ein 3D-Analysemodell für Bohrlochreibung. J. Can. Benzin. Technol. 49, 25–36 (2010).

Artikel MATH Google Scholar

Skeem, M., Friedman, M. & Walker, B. Bohrstrangdynamik während des Glasbetriebs. J. Benzin. Technol. 31, 1381–1386 (1979).

Artikel Google Scholar

Kalsi, M., Wang, J. & Chandra, U. Transiente dynamische Analyse des Bohrstrangs unter Erschütterungsvorgängen durch die FEM. SPE-Bohrer. Ing. 2, 47–55 (1987).

Artikel Google Scholar

Yigit, A. & Christoforou, A. Gekoppelte axiale und transversale Vibrationen von Ölbohrsträngen. J. Sound Vib. 195, 617–627 (1996).

Artikel ADS Google Scholar

Liu, S. et al. Numerische Simulation und Analyse der Vibrationen von Bohrstangen beim Bohren von Dachankerlöchern in Untertagebergwerken. Int. J. Min. Wissenschaft. Technol. 28(06), 877–884 (2018).

Artikel Google Scholar

Hosoda et al. Vorhersage der maximalen Rissbreite durch maschinelles Lernen unter Verwendung von Betonkonstruktionsdaten im Yamaguchi-System. JSCE-Struktur. Ing. Ausschuss Int. J. Intell. Inf. Infrastruktur. Datenwissenschaft. Brei. 3(J2), 898–905 (2022).

Google Scholar

Hector, O. et al. Verwendung eines künstlichen neuronalen Netzwerks und einer zerstörungsfreien Prüfung zur Risserkennung im Beton rund um die eingebettete Stahlbewehrung. Struktur. Konz. 22(5), 2849–2867 (2021).

Artikel Google Scholar

Hosoda, O. et al. Lateinische Hypercube-Sensitivitätsanalyse und zerstörungsfreier Test zur Bewertung der Auszugsfestigkeit von in Beton eingebetteten Stahlankerbolzen. Konstr. Bauen. Mater. 290, 123256 (2021).

Artikel Google Scholar

Saleem, O. et al. Bewertung der Tragfähigkeit von Betonankerbolzen mithilfe zerstörungsfreier Tests und eines künstlichen mehrschichtigen neuronalen Netzwerks. J. Bauen. Ing. 30(101260), 1–13 (2020).

Google Scholar

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Die Autoren danken Letpub für die englischsprachige Bearbeitung.

Diese Arbeit wurde von der National Natural Science Foundation of China 51874158 unterstützt; 51904142.

Hochschule für Maschinenbau, Technische Universität Liaoning, Fuxin, Liaoling, China

Miao Xie, Hong-yu Zhang, Yu-qi Li und Ze Ren

National Energy Group International Engineering Consulting Co Ltd, Peking, China

Sie rennt

Hochschule für Bergbau, Technische Universität Liaoning, Fuxin, Liaoling, China

Ren-dong Nie

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MX lieferte die Designideen und Orientierungshilfen für die Abschlussarbeit. HZ implementierte das Gerätedesign und das zugehörige Simulationsdesign. YL, ZR und RN stellten den technischen Backup-Support bereit. Alle Autoren haben das Manuskript überprüft.

Korrespondenz mit Hong-yu Zhang.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Xie, M., Zhang, Hy., Li, Yq. et al. Studie über die mechanischen Eigenschaften der Ankerbohrgerätegruppe für den Schnellaushub. Sci Rep 13, 4524 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-31809-z

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Eingegangen: 09. Dezember 2022

Angenommen: 17. März 2023

Veröffentlicht: 20. März 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-31809-z

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