謝云躍,孟昭勝,曾慶良,楊春祥,高魁東

(1.山東科技大學(xué) 礦山災(zāi)害預(yù)防控制省部共建國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，山東 青島 266590; 2.山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266590; 3.山東科技大學(xué) 機(jī)械電子工程學(xué)院，山東 青島 266590; 4.山東師范大學(xué),山東 濟(jì)南 250014)

液壓支架是煤炭井下開(kāi)采的關(guān)鍵支護(hù)裝備，其在井下工作時(shí)不僅起到支護(hù)頂板，維護(hù)回采工作面安全作業(yè)空間的作用，同時(shí)還與工作面采運(yùn)裝備“互支互推”，完成開(kāi)采工作面的推進(jìn)工作，因此液壓支架的自移性能是保障工作面安全高效生產(chǎn)的重要因素。尤其隨著我國(guó)煤炭行業(yè)逐步向自動(dòng)化、智能化方向發(fā)展，液壓支架的自移性能對(duì)工作面智能化水平的制約越發(fā)明顯，而影響液壓支架自移性能的關(guān)鍵因素之一就是其底板比壓分布特性[1-3]。

液壓支架的底板比壓分布特性是指液壓支架在井下承載過(guò)程中其底座由前至后對(duì)底板形成的壓力分布特性。液壓支架的底板比壓分布特性對(duì)其自移性能具有重要影響，若底座前端比壓過(guò)大而壓碎底板，則會(huì)造成支架扎底而無(wú)法移架，影響工作面開(kāi)采進(jìn)度，威脅作業(yè)人員安全[4-5]。隨著地球淺部礦產(chǎn)資源的日益枯竭，未來(lái)深部資源開(kāi)采必將成為常態(tài)。相對(duì)淺部煤層開(kāi)采，深部開(kāi)采的高圍壓條件更容易誘發(fā)覆巖沖擊來(lái)壓，而沖擊壓力來(lái)臨瞬間，液壓支架整體包括底座將承受更高的外載荷，從而導(dǎo)致液壓支架易于形成高底板比壓，降低支架的支護(hù)穩(wěn)定性及自移性能。因此對(duì)沖擊載荷作用下液壓支架底板比壓的分布特性進(jìn)行研究，對(duì)指導(dǎo)深井開(kāi)采液壓支架設(shè)計(jì)優(yōu)化及自移性能提升具有重要意義[6-8]。

為研究液壓支架在不同工況下的底板比壓分布規(guī)律，MARCIN WITEKT等[9]通過(guò)將液壓支架放置于特殊的液壓墊實(shí)驗(yàn)裝置上，測(cè)試了3種不同工況下液壓支架的底板比壓分布狀況。徐亞軍基于彈性基礎(chǔ)梁理論，對(duì)液壓支架底板比壓強(qiáng)度分布進(jìn)行了理論推導(dǎo)，得出了底板比壓變化規(guī)律近似成指數(shù)函數(shù)關(guān)系[10-11]。王志等[12]基于雙參數(shù)地基梁理論建立了液壓支架底座與底板互作用模型，得出了底板比壓最大區(qū)域分布于柱窩下方。王恩鵬等[13]通過(guò)試驗(yàn)方法分析了液壓支架底板比壓特性，指出支架合力作用點(diǎn)是影響支架底板比壓的重要因素。然而液壓支架為大型支護(hù)裝備，對(duì)其頻繁開(kāi)展試驗(yàn)成本昂貴，現(xiàn)有理論、數(shù)值模擬研究在討論液壓支架底板比壓分布特性時(shí)，又多基于靜力條件假定下討論液壓支架的底板比壓分布規(guī)律(假定底板比壓的分布特性曲線、底座的受載位置等)，且底座多被處理為剛性體，忽略了底座承載變形對(duì)底板比壓的影響[14-16]，不符合實(shí)際工況。

基于此，筆者在前人的研究基礎(chǔ)上，為更準(zhǔn)確獲取沖擊載荷下深井開(kāi)采液壓支架底板比壓分布特性，首先建立了液壓支架的多體動(dòng)力學(xué)模型，通過(guò)對(duì)支架施加不同工況的沖擊載荷，獲取了沖擊載荷工況下液壓支架各鉸點(diǎn)載荷響應(yīng)譜。隨后建立了液壓支架底座的柔性體分析模型，通過(guò)將獲取的支架鉸點(diǎn)載荷響應(yīng)譜分別施加到底座柔性體模型對(duì)應(yīng)的鉸接銷軸，分析了不同沖擊工況下液壓支架底板比壓分布規(guī)律，完善了深井開(kāi)采液壓支架-圍巖強(qiáng)度適應(yīng)性理論。論文提出的液壓支架底板比壓數(shù)值分析方法，為深井開(kāi)采液壓支架的結(jié)構(gòu)優(yōu)化及自移性能提升提供新的研究思路。

1 液壓支架底座鉸點(diǎn)載荷分析

1.1 液壓支架數(shù)值模型定義

基于現(xiàn)有研究基礎(chǔ)，運(yùn)用多體動(dòng)力學(xué)分析軟件ADAMS建立液壓支架的剛?cè)狁詈戏治瞿Ｐ蚚17-18]，旨在通過(guò)此模型，獲取沖擊載荷下底座各鉸接點(diǎn)(立柱及前后連桿)載荷譜，為后續(xù)底板比壓分析研究提供載荷依據(jù):其中液壓支架的底座與地面固定連接視為剛性體，頂梁、掩護(hù)梁、四連桿機(jī)構(gòu)運(yùn)用Hypermesh處理為柔性體，各構(gòu)件間連接采用摩擦接觸定義(摩擦因數(shù)為0.3)。立柱和平衡千斤頂采用彈簧-阻尼系統(tǒng)等效替換(參數(shù)見(jiàn)表1)，其剛度計(jì)算公式為

(1)

式中，K為等效剛度系數(shù)，N/m;A為液壓缸有效傳力面積，m2;β為乳化液體積彈性模量;L為液壓缸有效行程，m。

表1 立柱和平衡千斤頂主要參數(shù)
Table 1 Main parameters of props and equilibrium jack

mm

依據(jù)式(1)得到平衡千斤頂、立柱一、二級(jí)缸的等效剛度系數(shù)分別為K1=206 MN/m，K2=204 MN/m，K3=100 MN/m。當(dāng)立柱一、二級(jí)缸同時(shí)工作時(shí)，將立柱等效為串聯(lián)彈簧，其剛度系數(shù)為K4=K2×K3/(K2+K3)=67.1 MN/m。同時(shí)為方便后續(xù)結(jié)果提取、辨別，約定了支架的左右側(cè)，完成定義的液壓支架數(shù)值模型如圖1所示。

文獻(xiàn)[12，16]指出，在對(duì)液壓支架頂梁遠(yuǎn)立柱端進(jìn)行單點(diǎn)加載時(shí)，液壓支架遠(yuǎn)未到達(dá)其額定載荷時(shí)即已出現(xiàn)了變形失效(支架的超前失穩(wěn))，此時(shí)支架尚未形成較大底板比壓。因此依據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定選取均布加載、兩端加載、前方扭轉(zhuǎn)、后方扭轉(zhuǎn)和偏心加載5種典型工況對(duì)液壓支架進(jìn)行加載，以獲取液壓支架在額載失穩(wěn)范圍內(nèi)承受沖擊載荷時(shí)底座各鉸點(diǎn)載荷譜，其中主動(dòng)沖擊載荷通過(guò)墊塊施加給支架頂梁(墊塊為剛性)，加載墊塊布置方式如圖2所示。

圖2 頂梁加載方式示意Fig.2 Schematic diagram of canopy loading mode

1.2 底座鉸點(diǎn)沖擊載荷響應(yīng)譜分析

對(duì)圖1中的模型進(jìn)行加載時(shí)考慮到支架對(duì)頂板的主動(dòng)初撐作用，將模型載荷分為初撐靜載和沖擊動(dòng)載兩部分。其中初撐靜載在0～3 s內(nèi)緩慢增加到10 MN，隨后維持2 s，以平衡液壓支架所承受的初撐載荷，在5.2 s通過(guò)STEP函數(shù)將11 MN沖擊力施加墊塊上，以模擬支架受到的沖擊動(dòng)載荷，定義完成的加載曲線如圖3所示。分別設(shè)置仿真計(jì)算時(shí)間為10 s，運(yùn)行仿真得到不同沖擊工況下底座各鉸點(diǎn)載荷響應(yīng)譜如圖4，5所示。

圖3 主動(dòng)加載曲線Fig.3 Active loading curve

圖4 對(duì)稱承載工況下鉸接點(diǎn)載荷曲線Fig.4 Load curves of hinge points under symmetric loading conditions

圖5 非對(duì)稱承載工況下鉸接點(diǎn)載荷曲線Fig.5 Load curves of hinge points under asymmetric loading conditions

考慮對(duì)模型均布加載和兩端加載時(shí)，支架所承受載荷為對(duì)稱分布，立柱和前后連桿左右兩側(cè)鉸接點(diǎn)的受力相同，所以載荷只取一側(cè)。圖5中立柱1、前連桿1及后連桿1代表支架左側(cè)鉸接點(diǎn)，立柱2、前連桿2和后連桿2代表支架右側(cè)鉸接點(diǎn)，各載荷值均取豎直向下方向?yàn)檎较颉?/p>

由圖4可知，液壓支架在均布載荷和兩端加載兩種工況下，由于外載荷處于對(duì)稱分布狀態(tài)，支架各鉸接點(diǎn)載荷的變化趨勢(shì)基本相同:立柱鉸點(diǎn)載荷與前連桿鉸點(diǎn)載荷受力方向一致，且與后連桿鉸接點(diǎn)受力始終相反;相對(duì)均布加載，兩端加載工況下，各鉸接點(diǎn)在承受沖擊載荷時(shí)表現(xiàn)的沖擊振幅更強(qiáng)(表2);兩種工況下，立柱均為液壓支架主要承載部件，在21 MN外載作用下，立柱平均承載20 MN，連桿機(jī)構(gòu)平均承載3.5 MN。即液壓支架頂梁承受的載荷大部分是通過(guò)立柱傳遞至底座上，僅有小部分載荷通過(guò)平衡千斤頂-掩護(hù)梁-四連桿系統(tǒng)傳遞至底座。

液壓支架在頂梁前方扭轉(zhuǎn)、后方扭轉(zhuǎn)和偏心扭轉(zhuǎn)3種非對(duì)稱外載工況下各鉸點(diǎn)的載荷響應(yīng)譜如圖5所示。由圖5(a)，(b)可知，在前方扭轉(zhuǎn)與后方扭轉(zhuǎn)加載工況下，液壓支架前后連桿與底座鉸接點(diǎn)受力方向始終相反(各鉸點(diǎn)載荷方向與對(duì)稱加載時(shí)各鉸點(diǎn)載荷方向保持一致)，且因外載的偏載效應(yīng)，支架左右兩側(cè)鉸接點(diǎn)承受的載荷相差極大，后方扭轉(zhuǎn)工況時(shí)這一偏載效應(yīng)尤為劇烈:相較于前方扭轉(zhuǎn)工況，在后方扭轉(zhuǎn)工況下兩顆立柱的載荷差由0.2 MN上升到0.6 MN，前連桿載荷差由1 MN上升到3.5 MN，后連桿載荷差更是由0.96 MN上升到5.7 MN(偏載系數(shù)均>3)。在偏心加載工況下(圖5(c))，由于液壓支架只承受單側(cè)偏載力(無(wú)對(duì)稱平衡力)，此時(shí)兩側(cè)連桿鉸點(diǎn)力載荷差進(jìn)一步擴(kuò)大，后連桿兩側(cè)鉸接點(diǎn)受力方向甚至出現(xiàn)反向工況，載荷差達(dá)到6.87 MN。表2為支架在沖擊載荷出現(xiàn)后各鉸點(diǎn)力響應(yīng)峰值與穩(wěn)定值的比值關(guān)系。相對(duì)立柱，前后連桿振動(dòng)更劇烈，且在后方扭轉(zhuǎn)與偏載工況下，前后連桿振動(dòng)幅值最高。

2 液壓支架底板比壓分析

2.1 底板比壓分析模型

考慮液壓支架實(shí)際工作時(shí)，來(lái)自前序構(gòu)件的載荷(自頂而下，頂部相對(duì)底部為前序)均通過(guò)銷軸傳遞至下一構(gòu)件，因此在建立液壓支架底板比壓分析模型時(shí)，建立包含銷軸的底板比壓分析模型以模擬液壓支架底座的真實(shí)載荷傳遞工況。同時(shí)考慮支架底座鉸接耳座結(jié)構(gòu)均為箱型結(jié)構(gòu)，銷軸與底座的接觸方式并非整體接觸而是呈環(huán)形分布，建立環(huán)形加載面SEGMENT進(jìn)行載荷傳遞，此外加載面可實(shí)現(xiàn)對(duì)連桿力載荷角度的模擬，最終建立如圖6所示的液壓支架底板比壓分析模型。其中底座和銷軸材料定義為鋼:泊松比為0.3，質(zhì)量密度為7 850 kg/m3，彈性模量為210 GPa，底座與銷軸、底板之間采用面-面摩擦接觸，摩擦因數(shù)設(shè)置0.3。底板四周及底部采用固定約束，底板選用砂巖(Mohr-Coulomb模型):質(zhì)量密度為2 670 kg/m3，剪切模量為2 580 MPa，泊松比為0.17，內(nèi)摩擦角29°，剪脹角14°，黏聚力3.5 MPa。

表2 各鉸接點(diǎn)沖擊載荷響應(yīng)峰值與穩(wěn)定值的關(guān)系
Table 2 Relationship between peak value and stable valueof impact load response of each hinge point

鉸接點(diǎn)位置沖擊載荷響應(yīng)峰值與穩(wěn)定值的比值均布加載兩端加載前方扭轉(zhuǎn)后方扭轉(zhuǎn)偏載立柱11.0131.0101.0091.0161.019立柱21.0131.0101.0121.0111.009前連桿11.0901.2171.0751.2161.056前連桿21.0901.2171.0861.0671.397后連桿11.1131.2121.1301.0881.125后連桿21.1131.2121.0791.5471.076

圖6 基于LS-DYNA建立的底板比壓分析模型Fig.6 Floor specific pressure analysis model in LS-DYNA

2.2 結(jié)果及分析

液壓支架在承受沖擊載荷時(shí)，由于外載荷在極短時(shí)間內(nèi)迅速增加，而支架本體尤其是依靠?jī)?nèi)部封閉乳化液傳遞動(dòng)力載荷立柱和平衡千斤頂部分響應(yīng)速度緩慢，且由于安全閥的泄壓滯時(shí)效應(yīng)，立柱及平衡千斤頂內(nèi)部壓力無(wú)法及時(shí)排出，從而導(dǎo)致立柱及平衡千斤頂剛度劇增(形成類剛體結(jié)構(gòu))，促使頂板沖擊載荷瞬間峰值直接傳遞至底座，使得底座受力突增、底板比壓增大，威脅液壓支架的正常使用。在采用LS-DYNA對(duì)底板與底座耦合模型進(jìn)行仿真求解時(shí)，為更為詳盡地獲取液壓支架底板比壓分布特征，以底座左前端為原點(diǎn)，定義底座長(zhǎng)度方向?yàn)閄方向，寬度方向?yàn)閅方向，建立如圖7所示的坐標(biāo)系，并提取圖中6條直線所示位置的底板上網(wǎng)格單元的比壓值繪制底板比壓分布曲面。

圖7 底板比壓分析結(jié)果提取位置示意Fig.7 Extraction position of floor specific pressure analysis results

圖8(a)為液壓支架承受頂梁均布沖擊載荷時(shí)的底板比壓分布圖，此時(shí)頂梁上方承受均布載荷，但底座后方仍存在明顯的無(wú)壓區(qū)(比壓為0的區(qū)域)，即此時(shí)底座后端已出現(xiàn)翹曲變形，脫離底板。定義圖中黑色曲線為“底座與底板分離線”(以下簡(jiǎn)稱分離線)，則分離線后方為無(wú)壓區(qū)，這一現(xiàn)象與波蘭學(xué)者M(jìn)arcin Witekt實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，不同的是Marcin Witekt采用剛性接觸實(shí)驗(yàn)方式測(cè)試支架的底板比壓，因此底座前端比壓呈近線性分布。而實(shí)際上雖然液壓支架底座剛度相對(duì)底板極大，但由1.2節(jié)分析可知，來(lái)自頂板的載荷主要由立柱傳遞至底座(圖8(a)中底板所受載荷主要集中在底座柱窩下方區(qū)域，柱窩下方比壓達(dá)到7.5 MPa)，因此底座柱窩處相對(duì)底座前端、后端會(huì)產(chǎn)生更大變形，反映到底座與底板的耦合模型中時(shí)，會(huì)表現(xiàn)出如圖8(a)所示的底座柱窩處壓入底板最深(底座前端比壓相對(duì)柱窩處較小，約為0.5 MPa)，即此時(shí)液壓支架整體呈現(xiàn)出前端沉陷-中部壓入-后端翹曲的“V型”姿態(tài)。同時(shí)，由于此時(shí)外載荷沿Y方向成對(duì)稱分布，因此圖8(a)中底板比壓基本呈左右對(duì)稱分布，且分離線呈平行于Y軸的直線狀。

均布加載工況下液壓支架底座應(yīng)力云圖如圖9(a)所示。由圖9(a)可知，底座在受沖擊后發(fā)生彎曲變形，其中最大擠壓應(yīng)力主要分布在前連桿與底座鉸接點(diǎn)內(nèi)側(cè)的弧形過(guò)渡處以及柱窩處底座內(nèi)側(cè)筋板，最大應(yīng)力約為345 MPa。觀察底座與底板下接觸面，不難發(fā)現(xiàn)在均布載荷作用下，底座對(duì)底板壓力分布較均勻。同時(shí)由于柱窩處采用了π型卸壓筋板結(jié)構(gòu)，在柱窩正下方處底座未表現(xiàn)出明顯的應(yīng)力集中峰，而是在卸壓筋板處形成了分段的小壓力峰，大大減小了柱窩處的應(yīng)力、應(yīng)變集中水平。

兩端加載工況下液壓支架底板比壓和底座應(yīng)力分布分別如圖8(b)，9(b)所示。由圖8(b)，9(b)可知，常相似:底板比壓最大處依然為底座兩腳的柱窩下方，約為7.4 MPa，略小于均布加載工況;支架底座整體比壓基本對(duì)稱分布，其中底座前端比壓仍為0.5 MPa，分離線為平行于Y軸的一條直線。不同的是，由于兩端加載時(shí)立柱后端載荷比加大(立柱位于頂梁后半段)，進(jìn)而導(dǎo)致底座前傾量相對(duì)減小，因此分離線向后移動(dòng)至2.2 m處。此時(shí)對(duì)應(yīng)底座筋板處應(yīng)力最大值也由均布加載時(shí)的345 MPa減小至304 MPa。從底座比壓分布角度出發(fā)，由于頂板集中載荷的后移，兩端集中承載工況相較于均布承載工況，底座后端將承受更多外載荷，底板穩(wěn)定性更易控制。

頂梁前方扭轉(zhuǎn)加載工況下液壓支架底板比壓分布如圖8(c)所示。與均布載荷和兩端集中加載相比，最明顯的差異為此時(shí)底板比壓不再呈對(duì)稱分布。雖然前方在扭轉(zhuǎn)工況下，底板比壓最大位置依然位于柱窩下方，但因前后加載力制約，柱窩處的最大比壓約為7.1 MPa，小于均布載荷(7.5 MPa)和兩端加載(7.4 MPa)。從前端比壓強(qiáng)度看，加載側(cè)前端底座比壓可達(dá)0.6 MPa，略高于前述兩種對(duì)稱加載工況(0.5MPa)。同時(shí)由于頂梁右前端無(wú)載荷平衡后端載荷，此時(shí)分離線右端向前方出現(xiàn)了明顯的前移，且底座左前側(cè)(加壓側(cè))底板比壓明顯大于右側(cè)。

圖8 均布載荷工況下底板比壓分布Fig.8 Distribution of the floor specific pressure under normal loading conditions

頂梁前方扭轉(zhuǎn)加載工況下液壓支架底座應(yīng)力云圖如圖9(c)所示。由圖9(c)可知，此時(shí)底座最大應(yīng)力仍然分布在前連桿與底座鉸接點(diǎn)內(nèi)側(cè)的弧形過(guò)渡處以及柱窩處底座內(nèi)側(cè)筋板處(最大應(yīng)力約320 MPa)，大于兩端加載工況。同時(shí)觀察底座下表面應(yīng)力分布，不難發(fā)現(xiàn)加壓側(cè)(右腳)應(yīng)力明顯大于自由側(cè)(左腳)。

圖8(d)，9(d)為后方扭轉(zhuǎn)工況下底板比壓分布圖和底座應(yīng)力云圖。由圖8(d)，9(d)可知，在頂梁后方扭轉(zhuǎn)工況下，液壓支架底板和底座的應(yīng)力變化相較前3種工況進(jìn)一步增大，底座最大應(yīng)力值位置出現(xiàn)在加載側(cè)柱窩的內(nèi)側(cè)(約658 MPa)。由于頂梁柱窩后方載荷的明顯降低，柱窩處底座比壓已降至6.85 MPa，而前端比壓增加至0.9 MPa，此時(shí)分離線基本呈一條傾斜的直線。

觀察底座下表面應(yīng)力分布可知，底座左腳各點(diǎn)應(yīng)力差距不大，而右腳各點(diǎn)應(yīng)力卻有明顯差異且應(yīng)力明顯大于左腳，結(jié)合1.2節(jié)分析不難發(fā)現(xiàn)，由于前后連桿鉸接點(diǎn)的力差(前連桿鉸點(diǎn)左側(cè)受力較大，后連桿鉸點(diǎn)右側(cè)受力較大)，導(dǎo)致底座發(fā)生了明顯的扭轉(zhuǎn)變形，嚴(yán)重影響了底板比壓和底座應(yīng)力的分布。從數(shù)值上看，后方扭轉(zhuǎn)工況下底板比壓和底座應(yīng)力最大值均大于前方扭轉(zhuǎn)，特別是底座應(yīng)力最大值已達(dá)前方扭轉(zhuǎn)工況的2倍(658/320≈2.1)，說(shuō)明后方扭轉(zhuǎn)工況下支架-底板破壞失穩(wěn)概率明顯大于前方扭轉(zhuǎn)工況。

偏心加載工況下液壓支架底板比壓及底座應(yīng)力分布情況如圖8(e)，9(e)所示。由圖8(e)，9(e)可知，在偏載分布工況下，由于頂梁右側(cè)無(wú)外載荷，此時(shí)分離線已明顯轉(zhuǎn)化為1條“臺(tái)階”曲線。此時(shí)底座比壓值橫向波動(dòng)較大，比壓峰值出現(xiàn)在偏載側(cè)柱窩下方(比壓峰值6.27 MPa，為5種工況下最小)，而底座最前端下方比壓約為0.6 MPa。觀察底座下方應(yīng)力云圖，不難發(fā)現(xiàn)偏心加載時(shí)支架左腳受力主要影響區(qū)域?yàn)橹C所在位置，而右腳兩側(cè)主筋板及底面都受到影響。底座應(yīng)力最大值為553 MPa，介于后方扭轉(zhuǎn)及前方扭轉(zhuǎn)工況之間。

分別提取5種工況下液壓支架加載側(cè)底座下方(圖7中曲線2位置)單元應(yīng)力峰值與穩(wěn)定值如圖10所示，5種不同加載工況下沖擊載荷均引起底板比壓產(chǎn)生不同程度的升高，且底板比壓響應(yīng)峰值普遍高于穩(wěn)態(tài)響應(yīng)值。但總體而言，沖擊載荷的出現(xiàn)并未改變底板比壓的分布特征:5種不同沖擊載荷作用下，支架底板比壓均表現(xiàn)出明顯的非線性分布，而是呈前端沉陷-后端翹曲姿態(tài)(底板破碎前)的“V”型分布，即不同加載工況下底板比壓危險(xiǎn)區(qū)均出現(xiàn)在底座前半部分。因此深井開(kāi)采液壓支架更應(yīng)注重其底座結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)、優(yōu)化，以降低支架前端比壓分布，提升支架的支護(hù)穩(wěn)定性及自移性能。

圖10 沖擊載荷對(duì)底板比壓的影響Fig.10 Influence of the impact load on the floor specific pressure

3 結(jié) 論

(1)沖擊載荷來(lái)臨時(shí)，支架各鉸接點(diǎn)力響應(yīng)表現(xiàn)出不同的敏感性，前、后連桿相對(duì)立柱振動(dòng)更劇烈，由于立柱是支架的主要傳力承載結(jié)構(gòu)，因此沖擊載荷作用前后并未改變支架底板比壓的總體分布特征，而主要影響了底板比壓峰值。所以深井開(kāi)采時(shí)，頻繁、高強(qiáng)度的頂板沖擊載荷會(huì)惡化液壓支架與底板的耦合狀態(tài)，降低液壓支架的穩(wěn)定性與自移性能。

(2)液壓底板比壓并非呈簡(jiǎn)單的線性分布，而是沿底座長(zhǎng)度整體呈現(xiàn)出從前至后先增大后減小的“V”型分布規(guī)律。雖然支架在深井開(kāi)采時(shí)承受的外載荷多種多樣，但底板比壓危險(xiǎn)區(qū)域均出現(xiàn)在底座前半部分。因此深井開(kāi)采液壓支架更應(yīng)注重其底座結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)、優(yōu)化，以降低支架前端比壓分布，提升支架的支護(hù)穩(wěn)定性及自移性能。

(3)不同沖擊載荷工況對(duì)支架受力和底板比壓的影響各不相同，總體而言當(dāng)沖擊外載變化時(shí)，支架自身應(yīng)力變化比底板比壓變化更加敏感。在對(duì)稱沖擊載荷作用下，支架應(yīng)力及底板比壓均呈對(duì)稱分布且變化較小。在非對(duì)稱沖擊載荷作用下，支架應(yīng)力及底板比壓均變化較大，其中后方扭轉(zhuǎn)加載工況下支架前端底板比壓達(dá)最大值(0.9 MPa)。