王春華， 安 達， 韓 沖， 唐 治

(1.沈陽航空航天大學 機電工程學院，沈陽 110000;2.遼寧工程技術大學 機械工程學院，遼寧 阜新 123000)

巷道沖擊地壓事故近年頻發(fā)[1-2]，已成為我國煤礦深部開采的主要災害[3]。一些高強度的液壓支架逐漸被應用到?jīng)_擊地壓巷道，以提高支護強度，應對沖擊地壓[4-5]，然而，根據(jù)義馬躍進礦、撫順老虎臺等礦巷道沖擊地壓事故情況，當較大沖擊地壓發(fā)生瞬間，圍巖壓力瞬間激增，液壓支架的安全閥往往來不及開啟泄壓保護，支護體現(xiàn)為剛性，來壓直接造成支架變形、損壞，立柱彎折、爆缸以及安全閥、導向套等處損壞，進而導致整個支護體系失穩(wěn)破壞，造成設備的損壞和人員傷亡。

潘一山等[6-8]提出了巷道吸能讓位防沖支護理論與技術：支護設備既具有靜壓或較小沖擊下的高強度支護能力，還具有較大沖擊下的吸能讓位防沖功能，一旦支護設備不足以抵抗圍巖沖擊時，通過其中特設耗能元件快速吸收沖擊能，并進行一定變形讓位，以緩解支護體系的沖擊，防止其沖擊性失穩(wěn)破壞?；诖耍嚓P學者又開展了新型防沖液壓支架的吸能防沖構件研究,并提出一種壓潰泡沫鋁式吸能防沖構件，但其結構較復雜，且靜壓下支護能力和沖擊下吸能防沖能力相對較弱[9]；楊巨文等[10-11]分別提出了一種擴徑式和翻轉邊式吸能防沖構件，此類構件變形所產(chǎn)生的反力較平穩(wěn)，但其結構復雜，變形吸能過程對精度要求較高，可靠性較差，難以實際應用到復雜劇烈的沖擊工況；馬蕭等[12-13]提出帶有預折紋的多邊形管式吸能防沖構件，此類構件各方面性能相對較為理想，但構件預折紋需要專用模具加工，制作成本相對較高。

圓形薄壁管本身具有結構、加工簡單，軸向壓潰變形反力水平較高的優(yōu)點，但其壓潰變形過程通常較為不穩(wěn)定。為此，本文提出一種在圓形薄壁管內部布置肋板的新型支架吸能防沖構件，通過布置肋板改善圓形薄壁管的吸能防沖特性，通過仿真分析構件不同肋板厚度和布置形式下的吸能防沖特性，并以ZHD6000型防沖液壓支架[14]為應用對象，對仿真優(yōu)選的兩種構件進行壓潰屈曲試驗分析，確定其較理想的吸能防沖構件，為防沖擊地壓液壓支架提供一種新式簡單可行的吸能防沖構件。

1 吸能防沖構件的要求與設計方案

1.1 構件性能的要求和評價參數(shù)

在防沖支架設計中，吸能防沖構件與支架立柱串聯(lián)，一同承受靜壓和沖擊，靜壓下或較小沖擊下，吸能防沖構件與立柱一同提供工作阻力，要求構件在工作阻力下不能發(fā)生壓潰變形，而當較大沖擊發(fā)生，沖擊載荷超過某一閾值時，構件應立即啟動變形，進行吸能讓位保護。理想的吸能防沖構件應滿足以下幾點要求：

Fr

(1)

(2) 較大的可用變形讓位距離。用以保證較大的吸能量與讓位空間，用有效變形讓位行程δ評價，δ為構件被壓潰至密實階段反力回升到初始峰值Fmax大小時對應的總變形距離[18]。

(3) 較大的吸能量和較高的反力。用以保證有效的吸能防沖作用，分別用構件壓潰屈曲變形過程的吸能量E和平均反力Fmean評價。

(2)

(3)

(4) 平穩(wěn)的反力。保證構件壓潰屈曲變形過程對立柱等支護體系有效平穩(wěn)的緩沖保護。用構件屈曲變形過程中塑性變形階段的反力均方差σ反應其波動大小。

(4)

1.2 構件設計方案

以ZHD6000型防沖支架為應用對象，設計其加肋板圓管式吸能防沖構件的三種結構方案,如圖1所示。分別為一字形肋板布置系列、Y字形肋板布置系列和十字形肋板布置系列，三系列構件肋板厚度t分別選取2 mm、4 mm、6 mm、8 mm、10 mm不同規(guī)格。結合ZHD6000液壓支架相關參數(shù)，確定三系列構件管壁直徑180 mm、長度350 mm、管壁厚8 mm，構件材料Q235B。吸能防沖構件安裝方案,如圖2所示。

(a)一字形肋板系列(b)Y字形肋板系列(c)十字形肋板系列

圖1 吸能防沖構件三種結構方案

Fig.1 Three structure schemes of energy-absorbing and anti-impact component

圖2 吸能防沖構件安裝方案

2 構件各方案的吸能防沖特性仿真分析

對加肋板圓管式三系列構件和無肋板圓管構件進行壓潰屈曲有限元仿真，分析構件各方案下的吸能防沖特性。

2.1 壓潰屈曲變形形態(tài)

采用ABAQUS動態(tài)顯示算法模擬加肋板圓管三系列構件以及無肋板圓管構件的軸向壓潰屈曲變形過程，如圖3所示。選擇ABAQUS/Explicit中的S4R殼單元建立構件屈曲模擬有限元模型，構件材料本構方程采用Cowper-Syminds關系，選用Mises屈服準則，模型下端全約束于剛性板，上端約束除z向以外所有自由度，加載方式以剛性板沿z向沖壓構件，參考現(xiàn)場較大沖擊地壓監(jiān)測情況，仿真沖壓速度設定5 m/s，變形過程中設置自接觸，摩擦因數(shù)0.25。

圖3 構件壓潰屈曲模擬有限元模型

對各系列(圓管和加肋板圓管三系列)構件進行壓潰屈曲仿真分析的結果如圖4～圖6所示。

(1) 由圖4可知，無肋板圓管構件變形模式為圓環(huán)模式，對于加肋板的三系列構件，當肋板厚度較小時(如t=2 mm、4 mm)，變形模式為混合模式，隨著肋板厚度增大，逐漸變?yōu)殂@石模式[19]?？梢姡贾美甙鍖A管構件的圓環(huán)變形模式有抑制作用，使構件的變形趨向鉆石模式。

(2) 圖5以不同肋板厚度(t=6 mm和t=10 mm)的十字形肋板構件為例，比較二者壓潰屈曲變形形態(tài)的差異，二者發(fā)生的均為鉆石模式變形，肋板厚度較小(t=6 mm)的構件在壓潰屈曲過程中，肋板所形成的彎曲褶皺較小、數(shù)量較多，影響周圍管壁形成的彎曲褶皺也較小、數(shù)量較多；肋板厚度較大(t=10 mm)的構件在壓潰屈曲過程中，肋板所形成的彎曲褶皺較大、數(shù)量較少，影響周圍管壁形成的彎曲褶皺也較大、數(shù)量較少。可見肋板的厚度影響構件變形的彎曲褶皺形態(tài)。

(3) 圖6為三系列構件壓潰屈曲變形所形成型腔的比較，由于肋板布置形式不同，一字形、Y字形和十字形肋板構件分別被劃分形成2個、3個和4個型腔，隨著型腔數(shù)量增加，型腔體積由大到小，相應地，每個型腔內構件材料變形的可用空間及幅度也由大到小。

(a) 無肋板圓管

(b) 一字形肋板系列

(c) Y字形肋板系列

(d) 十字形肋板系列

Fig.4 Buckling deformation of series of components by simulation

(a)t=6mm(b)t=10mm

圖5 不同肋板厚度構件壓潰屈曲形態(tài)比較

Fig.5 Buckling deformation of components with different thickness

(a)一字形肋板(b)Y字形肋板(c)十字形肋板

圖6 三系列構件壓潰屈曲變形型腔的比較

Fig.6 Comparison of buckling deformation cavity of three series of components

2.2 吸能防沖性能參數(shù)

各系列構件壓潰屈曲過程的反力-變形量曲線,如圖7所示。

(1) 各系列構件的反力-變形量曲線大體上可分三個階段：①初始彈性變形階段，構件壓潰初始時處于短暫的彈性變形狀態(tài)，反力從零迅速增至初始峰值(屈曲荷載)；②塑性變形階段，反力初始峰值過后，構件開始發(fā)生塑性大變形，形成彎曲褶皺，產(chǎn)生較持續(xù)的反力；③密實階段，構件被壓潰進入密實狀態(tài)，反力快速回升至初始峰值大小，有效變形讓位行程結束。

(2) 無肋板圓管構件在塑性變形階段反力波動起伏較明顯，每一個波動對應圓環(huán)模式的一個褶皺。

(3) 對于加肋板三系列構件，大體上，同一系列構件肋板厚度越大，壓潰屈曲過程的反力整體水平越高。構件壓潰屈曲塑性變形過程主要存在結構材料的彎曲和拉伸兩種變形形式，結構厚度對彎曲和拉伸變形形式所產(chǎn)生反力的影響均為正相關[20-21]，因此肋板厚度的增加會使構件壓潰的宏觀反力整體水平有所提高。

(a) 一字形肋板系列

(b) Y字形肋板系列

(c) 十字形肋板系列

圖7 各系列構件壓潰屈曲仿真的反力-變形量曲線

Fig.7 Reaction-deformation of buckling of series of components

加肋板圓管式三系列構件壓潰屈曲仿真的反力初始峰值、有效變形讓位行程、吸能量、平均反力和反力均方差各性能評價參數(shù),如圖8所示。圓管構件各性能評價參數(shù),如表1所示。

(a) 反力初始峰值

(b) 有效變形讓位行程

(c) 吸能量

(d) 平均反力

(e) 反力均方差

圖8 加肋板三系列構件壓潰屈曲仿真的各性能評價參數(shù)

Fig.8 The performance evaluation parameters of three series of components with stiffening plate by simulation

表1 圓管構件各性能評價參數(shù)

由圖8(a)可知,對于同系列構件，隨著肋板厚度增加，反力初始峰值增加；相同肋板厚度下，反力初始峰值基本呈：十字形肋板構件>Y字形肋板構件>一字形肋板構件，且三者反力初始峰值除一字形2 mm構件外均高于圓管構件。對于同系列構件，肋板厚度增加會使反力整體水平、包括反力初始峰值均增加；相同肋板厚度下，從一字形到Y字形再到十字形肋板構件，壓潰屈曲過程起抵抗變形作用的肋板單元數(shù)量增加，因此其壓潰屈曲過程反力初始峰值有所增加。

由圖8(b)可知,對于同系列構件，隨著肋板厚度增加，有效變形讓位行程減?。幌嗤甙搴穸认?，有效變形讓位行程呈：一字形肋板構件>Y字形肋板構件>十字形肋板構件，但三者均小于圓管構件。對于同系列構件，肋板厚度較小的構件壓潰屈曲過程所形成的彎曲褶皺較小、數(shù)量較多，材料塑性變形較充分，導致其有效變形讓位行程較大，相反，肋板厚度較大塑性變形不充分，壓潰屈曲會較早進入密實階段，有效變形讓位行程較??；相同肋板厚度下，根據(jù)“2.1”節(jié)，從一字形、Y字形到十字形肋板構件，型腔的數(shù)量增多、體積減小，型腔數(shù)量較多、體積較小的構件壓潰屈曲時型腔內構件材料可用變形空間及幅度較小，導致其較早進入密實階段，因此有效變形讓位行程較小，反之，有效讓位行程較大。

由圖8(c)、圖8(d)可知,對于加肋板同系列構件，隨著肋板厚度增加，吸能量、平均反力增加；相同肋板厚度下，除t=2 mm、4 mm構件中的一字形肋板構件吸能量、平均反力相對略大外，其余肋板厚度的構件均呈：十字形肋板構件>Y字形肋板構件>一字形肋板構件，且三者吸能量除Y字、十字形2 mm構件外，平均反力除Y字形2 mm構件外，其余均大于圓管構件。吸能量受反力和有效變形讓位行程共同影響，這里吸能量普遍的增加趨勢主要受反力增加的影響，個別構件吸能量較大是由于其有效變形讓位行程較大。根據(jù)式(2)、式(3)，平均反力為吸能量與有效變形讓位行程的比值，這里平均反力所體現(xiàn)的規(guī)律受吸能量規(guī)律影響較大。

由圖8(e)可知,對于同系列構件，隨著肋板厚度增加，反力均方差基本上呈增加趨勢，同一肋板厚度下，三系列構件間的反力均方差未體現(xiàn)出明顯大小關系，但除了Y字形8 mm和十字形8 mm、10 mm構件，其他構件反力均方差均小于圓管構件。對于同系列構件，肋板厚度較小的構件壓潰屈曲過程形成的彎曲褶皺較多、較小，因此反力較平穩(wěn)，波動較小，均方差較??；肋板厚度較大的構件反之，均方差較大。

3 構件壓潰屈曲變形試驗分析

3.1 構件壓潰屈曲變形形態(tài)

加工制作3組各系列吸能防沖構件試件進行壓潰屈曲試驗，各系列構件試件(第1組)如圖9所示。試件沖擊壓潰試驗采用自行研制的大型臥式液壓沖擊試驗機，如圖10所示。通過位移傳感器采集試件變形量，液壓系統(tǒng)壓力傳感器采集試件壓潰屈曲反力，調整好沖頭、鋼板(剛度較大)及試件初始位置后，對試驗機液壓系統(tǒng)加壓儲能達到預設值約60 MPa，開啟沖擊閥對試件進行沖擊壓潰，同步采集反力和變形量數(shù)據(jù)，并用高速攝像機記錄試件整個壓潰屈曲變形過程。

各系列構件(第1組)壓潰屈曲試驗變形形態(tài),如圖11所示。

(1) 無肋板圓管構件壓潰屈曲出現(xiàn)了歐拉失穩(wěn)，另外兩組試件的圓管構件也均出現(xiàn)歐拉失穩(wěn)；

(2) 一字形肋板構件壓潰屈曲變形形態(tài)普遍較不規(guī)范，不是很理想，肋板厚度較小時為混合變形模型，厚度較大時為鉆石變形模式，另外兩組基本上也有相同情況；

(3) Y字形肋板除t=10 mm外的構件壓潰屈曲變形形態(tài)普遍較為理想規(guī)范，較接近仿真形態(tài)，肋板厚度較小時為混合變形模型，厚度稍大時為鉆石變形模式，另外兩組基本上也有相同情況；

(a) 無肋板圓管

(b) 一字形肋板系列

(c) Y字形肋板系列

(d) 十字形肋板系列

Fig.9 The energy-absorbing and anti-impact component specimens of the first group

圖10 吸能防沖構件試件沖擊壓潰試驗機

Fig.10 The impact tester for energy-absorbing and anti-impact component specimens

(4) 肋板厚度較小的十字形肋板構件(如t=2 mm，t=4 mm試件)存在不同程度開裂現(xiàn)象，另外兩組也存在該現(xiàn)象，如圖12所示。肋板厚度較大的十字形肋板構件(t=8 mm，t=10 mm試件)和Y字形肋板構件(t=10 mm試件)壓潰屈曲過程出現(xiàn)較大的彎曲褶皺和偏斜變形，另外兩組也有該現(xiàn)象存在，如圖13所示。

相比于構件壓潰屈曲的仿真分析理想的變形形態(tài)，試驗出現(xiàn)了不規(guī)則的偏斜、開裂現(xiàn)象，這是由于試驗過程可能存在構件結構材料缺陷和非理想試驗加載條件：如構件的管壁、肋板薄厚不均、肋板焊接殘余應力等因素；構件沖擊壓潰放置位置偏心誤差，構件沖擊壓潰時與之接觸的鋼板可能存在偏轉。

無肋板圓管構件在壓潰屈曲變形過程缺少肋板的“控制約束”作用，一字形肋板構件因肋板數(shù)量少其“控制約束”作用也較小，在構件壓潰屈曲試驗時，由于構件結構材料缺陷和非理想加載條件，又缺少肋板有效的“控制約束”作用，圓管和一字形肋板構件就易出現(xiàn)歐拉失穩(wěn)和不規(guī)范的變形形態(tài)；對于十字形肋板厚度較小構件，十字形肋板構件本身型腔較小，可用變形空間和幅度較小，而肋板厚度較小又使構件易形成較小、較多的彎曲褶皺，試驗時，要在較小的可用變形空間和幅度下形成較小、較多的彎曲褶皺，構件本身再存在結構、材料性能缺陷，很容易造成開裂現(xiàn)象；對于十字、Y字形肋板厚度較大構件，十字、Y字形肋板布置方式和較大的肋板厚度使構件在受沖擊壓潰時抵抗變形能力較強，難以壓潰變形，又由于構件自身結構材料缺陷及非理想加載條件，如構件管壁某處較薄，構件就易沿著缺陷方向偏斜變形，進而又可能導致鋼板發(fā)生偏轉，造成構件出現(xiàn)更大的不規(guī)范彎曲褶皺和偏斜變形；而對于Y字形肋板厚度較小構件，主要由于其肋板單元數(shù)量與厚度相對減小，型腔空間增大，試驗時構件相對較容易發(fā)生壓潰屈曲變形，非理想的自身條件或加載條件對變形過程影響作用就相對較小，使其變形過程較為規(guī)范。

(a) 無肋板圓管

(b) 一字形肋板系列

(c) Y字形肋板系列

(d) 十字形肋板系列

Fig.11 The buckling deformation of series of components of the first group by test

(a)第2組t=2mm(b)第3組t=4mm

圖12 十字形肋板構件(另外兩組)的開裂現(xiàn)象

Fig.12 The cracking of the cross shaped components of the other two groups

(a)十字形第2組t=8mm(b)十字形第3組t=8mm(c)十字形第2組t=10mm(d)Y字形第3組t=10mm

圖13 十字、Y字形肋板構件(另外兩組)的偏斜變形現(xiàn)象

Fig.13 The deflection deformation of Y-shaped and the cross shaped components of the other two groups

3.2 構件吸能防沖性能參數(shù)

各系列構件(第1組)壓潰屈曲試驗的反力-變形量曲線,如圖14所示。

(1) 與仿真結果相同，各系列構件試驗的反力-變形量曲線也大體上存在三個同樣的階段；

(2) 圓管構件由于發(fā)生歐拉失穩(wěn)，在塑性變形階段反力急劇下降，隨后整體水平很低，失去有效吸能防沖能力；

(3) 對于布置肋板的三系列構件，除了某些變形較不規(guī)范構件，大體上，同一系列構件肋板厚度越大，壓潰屈曲過程的反力整體水平越高，與仿真規(guī)律相同。

分析加肋板三系列構件壓潰屈曲試驗的各評價參數(shù)(圓管構件發(fā)生歐拉失穩(wěn)不再考慮)，將三系列構件3組試驗所得的3組參數(shù)結果取均值處理，作為試驗最終結果，分析其隨肋板厚度變化規(guī)律和不同肋板布置方案間的大小規(guī)律，并與上文仿真結果對比，如圖15所示。首先總體來看，三系列構件試驗的反力初始峰值、有效變形讓位行程、吸能量、平均反力、反力均方差5個評價參數(shù)隨肋板厚度的變化規(guī)律以及不同系列間的大小規(guī)律基本與仿真結果相同，原因同仿真分析所述原因。再分別比較5個參數(shù)的試驗與仿真結果：對于反力初始峰值和有效變形讓位行程，三系列構件的試驗結果均大于對應的仿真結果，由于試驗時沖擊壓潰試驗機壓潰速度是變化的、沖擊開始瞬間沖頭釋放很大沖擊能，有較大沖擊壓潰速度(通過高速攝像機粗略測估在約6～8 m/s)，高于仿真速度(5 m/s)，導致構件試驗時的反力初始峰值大于仿真結果，進而也導致試驗的有效變形讓位行程大于仿真結果。對于吸能量和平均反力，大部分構件的試驗結果均略小于對應的仿真結果，主要是由于構件試驗的變形形態(tài)相比仿真理想的變形形態(tài)較為不規(guī)范，影響反力的整體水平，導致試驗的吸能量和平均反力小于仿真結果，同時也導致各系列構件試驗的反力波動較大，使試驗反力均方差大于仿真結果。

(a) 一字形肋板系列

(b) Y字形肋板系列

(c) 十字形肋板系列

圖14 各系列構件(第1組)壓潰屈曲試驗的反力-變形量曲線

Fig.14 The reaction-deformation of buckling of series of components of the first group by test

(a) 反力初始峰值

(b) 有效變形讓位行程

(c) 吸能量

(d) 平均反力

(e) 反力均方差

圖15 三系列構件壓潰屈曲試驗與仿真的各性能評價參數(shù)

Fig.15 The performance evaluation parameters of three series of components with stiffening plate by simulation and test

4 ZHD6000型防沖支架吸能防沖構件的選擇

根據(jù)前述,對加肋板圓管式吸能防沖構件特性的仿真與試驗分析，選取可應用于ZHD6000型防沖支架較理想的吸能防沖構件。

① 首先該支架各立柱工作阻力Fr=1 963 kN，根據(jù)式(1)要求：1 963 kN=Fr

反力初始峰值、吸能量和平均反力均大于6 mm構件，因此排除Y字形6 mm構件，保留8 mm構件；④ 對于十字形4 mm和6 mm構件，試驗時4 mm構件出現(xiàn)一定開裂現(xiàn)象，6 mm構件出現(xiàn)一定偏斜變形現(xiàn)象，根據(jù)圖15，二者反力均方差較為接近，有效變形讓位行程也相差不大，但6 mm構件的反力初始峰值、吸能量和平均反力均高于4 mm構件，因此排除十字形4 mm構件構件，保留6 mm構件；⑤ 對所剩的Y字形8 mm構件和十字形6 mm構件，根據(jù)圖15，二者在5個性能評價參數(shù)的試驗及仿真結果均較為接近，但考慮到十字形6 mm構件試驗出現(xiàn)了一定偏斜變形現(xiàn)象，且十字形構件變形形態(tài)普遍較不理想，而Y字形構件除10 mm構件外變形形態(tài)普遍較理想，綜合考慮最終選取Y字形8 mm構件作為ZHD6000型防沖支架較理想的吸能防沖構件，其各性能評價參數(shù),如表2所示。

表2 Y字形8 mm構件各性能評價參數(shù)

Tab.2 The performance evaluation parameters of the Y-shaped component with 8 mm thickness

Fmax/kNδ/mmE/kJFmean/kNσ/kN仿真25582054442168137試驗27472104051941243

5 結 論

(1) 肋板的布置抑制了圓管構件壓潰屈曲的圓環(huán)模式變形和歐拉失穩(wěn)，使構件趨向較穩(wěn)定的鉆石變形模式，對變形過程起“控制約束”作用。仿真分析知絕大多數(shù)加肋板圓管式構件在變形閾值、吸能量、反力平均水平、反力波動性能上相對圓管構件有所提升，但在可用變形讓位距離性能上有所下降，而實際試驗中圓管構件易發(fā)生歐拉失穩(wěn)而失去有效的吸能防沖性能。

(2) 隨著加肋板圓管式構件肋板厚度增加，其變形閾值、吸能量、反力平均水平增加，反力波動增大，可用變形讓位距離減小；對于三種肋板布置形式，一字形構件變形普遍不規(guī)范，十字形構件出現(xiàn)開裂和偏斜變形現(xiàn)象，Y字形、肋板厚度較小構件變形普遍較規(guī)范，從一字形、Y字形到十字形構件，其變形閾值、吸能量、反力平均水平基本有所增加，可用變形讓位距離減小。肋板不同的厚度和布置形式使構件抵抗變形能力，彎曲褶皺形態(tài)，變形空間、幅度等有所不同，從而影響構件壓潰屈曲的變形形態(tài)和各性能參數(shù)。

(3) 通過對構件仿真、試驗所得變形形態(tài)和性能參數(shù)的綜合分析比較，Y字形、肋板厚8 mm的構件為ZHD6000型防沖支架較理想的吸能防沖構件。