吸能型防冲立柱液体冲击问题研究_张建卓.pdf

振 动 与 冲 击 第 39 卷第 8 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol.39 No. 8 2020 基金项目 国家自然科学基金51574140 收稿日期 2019 -06 -11 修改稿收到日期 2019 -09 -29 第一作者 张建卓 男,博士,教授,1971 年生 吸能型防冲立柱液体冲击问题研究 张建卓, 张佳林 辽宁工程技术大学 机械工程学院,辽宁 阜新 123000 摘 要针对冲击作用下加入吸能构件后液压立柱的液体冲击问题,对扩径式构件在不同加载下的变形行为和特 性进行分析,建立基于 LuGre 模型的吸能构件能量吸收模型。 基于液体冲击定解问题的一般方程进行吸能构件及立柱系 统顶板来压液体冲击理论和仿真分析,得到吸能构件对立柱内液体冲击的影响规律。 结果表明最大静摩擦力和库伦摩 擦力对应吸能构件峰值承载力以及稳定变形阶段反作用力,鬃毛刚度和微观阻尼系数影响吸能构件弹性变形过度到塑性 变形时的力 - 位移特性;随着扩径式构件的变形过程,吸能构件对立柱液体冲击的影响作用分为近似弹性、柔性让位吸能 和刚性三个阶段。 关键词 吸能构件;LuGre 模型;吸能型防冲液压立柱;液体冲击 中图分类号 TD353 文献标志码 ADOI10. 13465/ j. cnki. jvs. 2020. 08. 008 A study on liquid shock of energy-absorbing anti-impact hydraulic column ZHANG Jianzhuo, ZHANG Jialin College of Mechanical Engineering, Liaoning Technical University, Fuxin 123000, China Abstract According to the problem of liquid shock on hydraulic column with energy-absorbing component under impact load, the deation behavior and characteristics of a diameter-expanding energy-absorbing component under different loads were analyzed, and the energy absorption model of energy-absorbing component based on the LuGre model was established. Then, based on the general equation of determining solution of liquid shock problem, theoretical and simulation analysis of liquid shock of roof weighting for the energy-absorbing component and hydraulic column system were carried out, and the effect of characteristics of energy-absorbing components on liquid shock of hydraulic column was obtained. The results show that the maximum static friction force and coulomb friction force correspond to the peak bearing capacity and the reaction force in stable deation stage of the energy-absorbing component respectively. The bristle stiffness and micro-damping coefficient influence the force-displacement characteristic of energy-absorbing component when the elastic deation transits to the plastic deation.With deation process of diameter-expanding energy- absorbing component, the influence of energy-absorbing component on liquid shock of hydraulic column can be divided into approximate elasticity, flexible giving way to absorpt energy and rigidity three stages. Key words energy-absorbing component; LuGre friction model; energy-absorbing anti-impact hydraulic column; liquid shock 冲击地压巷道严禁采用刚性支护,支护系统由强 调大支护阻力、高刚度支护向刚柔耦合支护方向发展, 要求巷道支护系统具有高抗 - 快让特性,即稳定支撑 时的强支护阻力以及冲击来压时恒阻承压的同时快速 让压。 立柱为巷道液压支架的关键功能元件,研制新 型防冲液压立柱对增强巷道液压支护装备的抗冲和防 冲能力以及防治巷道冲击地压有重要意义。 通过增大立柱内压缩液体量来提高抗冲击性能的 中空活柱结构的抗冲击立柱[1]和内置活塞式蓄能器立 柱[2]在冲击作用下具有较小的升压速率,但和常规立 柱相同,动载来压时主要通过安全阀溢流让压耗散冲 击能量,高支撑力液压立柱对动载下安全阀快速卸荷 能力要求更高。 基于“强弱强”模型巷道冲击地压理 论[3],我国相关学者对吸能让压型巷道支护装备进行 研究[4]。 潘一山等[5]提出刚柔耦合快速吸能让位防冲 支护设计理念,并研制出安装有吸能构件的吸能型防 冲立柱的巷道液压支架。 吸能型防冲液压立柱引入吸 能构件协同安全阀耗散冲击能量,实现动载下对巷道 ChaoXing 围岩稳定的有效控制。 目前对吸能让压型巷道防冲立 柱的研究多侧重吸能构件的吸能性能分析[6],加入吸 能构件后立柱液体冲击问题的研究较少。 唐治等[7]通 过有限元分析对比了常规立柱和吸能防冲立柱受冲击 载荷时的受力、应变破坏规律。 采用有限元分析软件 进行立柱抗冲击特性研究时,难点在于弹性乳化液的 处理,通常将乳化液等效为刚性体或采用无网格化 SPH 粒子单元[8]进行立柱流固耦合分析。 研究液压立 柱液体冲击问题需要关注冲击发生时立柱压力腔产生 的压力波在弹性流体介质中的传播,由于 SPH 粒子单 元不可压缩性,采用流固耦合进行立柱的液体冲击问 题分析存在偏差。 本文针对冲击岩体作用下吸能型防冲立柱的液体 冲击问题,基于吸能型防冲立柱核心吸能构件的特性 分析建立吸能构件能量吸收模型,基于动力学波动方 程[9]进行立柱及吸能构件系统密封腔内弹性流体介质 压力波传播研究,进一步分析吸能构件对立柱抵抗冲 击载荷的作用。 1 吸能型防冲液压立柱 1. 1 吸能型防冲液压立柱结构 常规液压立柱的抗冲击性能取决于安全阀特性, 强冲击载荷的能量加载速率超过安全阀的溢流让压速 率,会出现安全阀开启后立柱内液体压力仍急速升高 甚至安全阀开启之前立柱就失效破坏的现象。 针对安 全阀溢流让压能力对不同外载适用性差的问题,设计 柔性吸能构件作为吸能型防冲立柱的让压结构,令其 在冲击作用下率先破坏,吸收冲击能量,限制作用到安 全阀的能量加载速率,提高安全阀对不同外载的适用 性。 在动载作用下,吸能型防冲立柱通过吸能构件吸 能让压和安全阀溢流让压的协同作用,提供给围岩相 对恒定的制动反力,实现快让功能。 吸能型防冲立柱包括立柱、安全阀和吸能构件三 部分,吸能构件安装于缸体下方和底座上方的套筒内, 吸能型防冲立柱,如图 1 所示。 1 - 底座;2 - 套筒;3 - 薄壁金属圆管;4 - 变径压模 图 1 吸能型防冲立柱 Fig. 1 Energy-absorbing anti-impact hydraulic columns 矿用吸能构件以薄壁管件为主,图 1 所示的吸能 构件为扩径式构件,包括耗散能量的薄壁金属圆管和 引导薄壁圆管变形吸能的变径压模。 1. 2 扩径式构件 用于煤矿支护的吸能型防冲立柱的吸能构件除了 满足吸能结构性能要求外,还应满足矿用设备安全性 要求,避免使用易燃易爆材料。 吸能构件的反作用力 应保持在合理范围内压溃峰值载荷大于立柱的工作 阻力,保证吸能型防冲立柱稳定支撑状态下,立柱和吸 能构件串联对巷道围岩提供高强度支撑力,动载来压 状态下,吸能构件吸能让压的同时安全阀发挥溢流让 压作用,另外,在吸能构件塑性大变形过程中的反作用 力应低于巷道支护设备破坏的临界值,且保持恒定或 者几乎恒定,一般设计吸能构件峰值承载力为 1. 2 1. 5倍的立柱工作阻力。 扩径式构件具有稳定的扩径变形模式,在轴向外 载作用下,压模引导薄壁圆管变形,薄壁金属圆管将输 入能量不可逆的消耗在材料的塑性变形过程中,扩径 式构件的变形模式,如图 2 所示。 图 2 扩径式构件 Fig. 2 Diameter-expanding energy-absorbing components 薄壁圆管内径2r0在变径压模上端直径2r2和压模 下端直径 2r1之间,假设扩径过程中壁厚不变,薄壁圆 管外径为 2R0,壁厚为 t,扩径变形后,外径为 2R1,内径 2r0增大至变径压模下端直径 2r1,扩径区域的平均变 径锥角为 α。 薄壁圆管扩径压溃需要的理论轴向峰值 力和耗散的能量[10]为 Fmax 1. 15πR2 0 - r2 0σs a 1 a 1 - R1 r1 R0 r0 2a [] 1 Ex 1. 15πR2 0 - r2 0σs a 1 a 1 - R1 r1 R0 r0 2a [] L - r1- r0 sin α 2 a 1 μkcot α 1 - μktan α - 13 式中 σs为材料的屈服应力; μk为薄壁金属圆管和变 径压模间的摩擦因数,取 0. 2;L 为圆管长度。 2 扩径式构件力学行为及吸能特性研究 2. 1 动态屈曲模拟分析 扩径式构件的薄壁圆管材料选取高强度太钢 T700L,其密度为 7 850 kg m -3, 屈服应力 σ s 为 730 MPa,泊松比 μ 为 0. 35,杨氏模量 E 为 210 GPa,切 线模量为 6 100 MPa,扩径区域平均变径锥角 α 取变径 25振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing 压模锥角 α0,基于吸能型防冲立柱吸能构件的要求进 行扩径式构件设计,某种工作阻力 1. 65 106NP 39. 8 MPa的单伸缩吸能型防冲立柱扩径式构件尺寸 参数为 r0 230 mm, t 11 mm,r1 220 mm,r2 250 mm,L 320 mm,α020. 55。 采用 Hypermesh 前处理和 LS_DYNA 求解对扩径 式构件进行动态屈曲分析。 变径压模设为刚体,为薄 壁圆管划分六面体网格,选择 SOLID 单元类型,设置 弹 - 线性强化材料,限制圆管轴向Z 向位移;压模和 圆管间设置自动单面接触,摩擦因数为 0. 2。 假设冲击 地压显现时煤岩体的冲击速度不超过 3 m/ s,压模分别 以准静态 1 m/ s 和半正弦周期变速度 sin3. 2πt m/ s 低速压缩薄壁金属圆管 200 mm,准静态和变速度压缩 薄壁金属的支撑反力 - 位移曲线和能量 - 位移曲线以 及变速度压缩薄壁金属的支撑反力 - 速度曲线,如图 3a、图 3b所示。 由图 3 可知,低速准静态和变速 度加载下的吸能构件支撑反力 - 位移曲线以及能量 - 位移曲线基本接近,低速加载时,支撑反力和让位位移 有关,支撑力和该让位位移处的速度关系主要取决于 支撑反力和让位位移之间的关系。 扩径式构件的耗散 能量和让位位移呈线性关系,薄壁圆管越长,允许耗散 的能量越多。 扩径式构件的变形过程可表述为三个阶 段初始阶段,扩径式构件在压模作用下快速到达屈服 应力,发生塑性变形,出现首个压力峰值,即峰值承载 力;稳定变形前,由于压模和薄壁圆管内壁的摩擦以及 扩径区域的逐渐扩大,支撑反力出现第二个初始峰值; 经历以上两个阶段之后,扩径区域基本稳定不变,薄壁 圆管进入稳定变形阶段,扩径式构件具有稳定不变的 支撑反力。 图 3 扩径式构件特性 Fig. 3 Characteristics of diameter-expanding components 扩径变形过程中首个压力峰值时刻、第二个初始 峰值时刻、进入稳定变形时刻以及稳定变形阶段的应 力云图,如图 4 所示。 图 4 扩径式构件应力云图 Fig. 4 Stress diagram of diameter-expanding components 由图 4 可知,扩径区域平均变径锥角小于变径压 模锥角,根据轴向峰值力计算式1,扩径区域平均变 径锥角取变径压模的压模锥角进行轴向峰值力计算 时,计算值将偏小,为保证压模对圆管的扩径引导作 用,压模的变径锥角不宜过大。 准静态和变速度加载 作用下,扩径式构件的轴向峰值力略有不同,但相同让 位位移对应的吸能量基本相同,表明扩径式构件的能 量吸收能力不受外部载荷的影响。 扩径式构件峰值承 载力和吸能量的理论值、模拟值及相对误差,如表 1 所示。 表 1 扩径式构件特性 Tab. 1 Diameter-expanding energy-absorbing components 参数准静态加载变速度加载 理论 Fmax106/ N1. 95 模拟 Fmax106/ N2. 412. 17 eF/ 19. 110. 1 理论 Ex/ kJ389. 7 模拟 Ex/ kJ402. 8 eE/ 3 扩径式构件具有稳定的变形模式、近似矩形的 力 - 位移特性,是一种较理想的吸能构件形式。 2. 2 能量吸收模型建立 常见的能量耗散模型有阻尼模型和摩擦模型,其 中阻尼模型的特点是阻尼力和相对速度成线性关系, 而摩擦模型在相对位移发生时其动摩擦力基本稳定。 理想吸能构件在塑性变形过程中保持恒定或几乎恒定 的反作用力,结合扩径式构件的力学行为及其特性,摩 擦模型为描述吸能构件能量吸收行为的理想模型。 力 F 沿弹簧轴线准静态加载,k 为弹簧弹性系数,f 为摩擦 力,线性弹簧描述理想吸能构件的弹性变形行为,摩擦 副描述理想吸能构件的塑性变形行为,吸能构件的力 学模型,如图 5 所示。 35第 8 期 张建卓等 吸能型防冲立柱液体冲击问题研究 ChaoXing 图 5 吸能构件的力学模型 Fig. 5 Mechanical model of energy-absorbing components 本文采用 LuGre 摩擦模型对吸能构件的力学行为 进行描述,LuGre 模型包括库伦摩擦、静摩擦、预滑动位 移和 Stribeck 效应等摩擦特性的描述[11]。 其中,考虑 预滑动的静摩擦,可描述吸能构件压溃之前的弹性变 形行为,类似高强度弹簧的支撑作用;动摩擦可描述吸 能构件塑性大变形过程中的柔性让位吸能作用;静摩 擦转化到动摩擦意味着吸能构件开始塑性变形吸能, 采用 LuGre 摩擦模型不必考虑瞬态快速冲击时吸能构 件塑性变形的启动条件,静动摩擦连续转换有利于实 现吸能构件从初始支撑到让位吸能整个过程的分析, 进而反映吸能构件在快速冲击下的动态能量耗散作 用。 因此,采用 LuGre 模型能够比较准确的描述吸能 构件能量吸收行为。 LuGre 模型[12 -14]在 Dahl 模型的基础上,结合鬃毛 模型的思想,采用弹性鬃毛来反映摩擦,根据鬃毛的平 均变形量 z 建立摩擦模型,其方程为 dz dt v - σ0 gvz v 4 fL σ0z σ1 dz dt σ2v5 gv fc fs- fce- v vs 2 6 式中 fc为库伦摩擦力; fs为最大静摩擦力; σ0为鬃 毛刚度; σ1为微观阻尼系数; σ2为黏性摩擦因数; v 为接触面间的相对速度; vs为 Stribeck 速度, vs无限趋 近 0 时, 无 Stribeck 效应。 3 考虑吸能构件的立柱液体冲击分析 3. 1 液体冲击定解问题分析 立柱内腔在冲击作用下产生压力波动,采用动力 学波动方程进行立柱内液体压力分析。 吸能构件及立 柱系统顶板来压的简化模型及计算模型,如图6a、图 6b所示。 假设冲击地压释放的能量以动能的形式作用于吸 能型防冲立柱,直接顶质量为 M 的部分岩体获得恒定 速度 vM冲击立柱,其初撑压力为 P0,选用 LuGre 摩擦 模型描述吸能构件能量吸收行为,底板和老顶用弹簧 阻尼元件等效。 以初始时刻乳化液柱下端截面形心为 原点,沿缸体轴向为 X 轴,相同质量的下落岩体或顶板 静态作用在活柱时立柱压力腔的液体位置为平衡位 置,ux,t为液体离开平衡位置的位移。 吸能型防冲 立柱的立柱下方设计有吸能结构,冲击作用下吸能构 1 - 老顶;2 - 直接顶;3 - 液压立柱;4 - 吸能构件;5 - 直接底 图 6 吸能构件及立柱系统顶板来压模型 Fig. 6 Roof weighting model for energy-absorbing component and hydraulic column system 件塑性变形产生一定的让位位移,吸能构件及立柱系 统液体冲击计算时的假设条件为①乳化液为理想流 体;②乳化液在缸体内的流动为沿 X 轴的一维运动; ③忽略乳化液、活柱及缸体内壁之间的摩擦;④忽略管 道及各密封处的内、外泄露;⑤不计乳化液质元的重 力;⑥缸体等截面径向弹性变形除外。 根据一元流体连续性方程得到补充方程为 Px,t Mg A0 - Ec 􀆠ux,t 􀆠x 7 Ec 1/ 1 Mb 2 E D2 1 D2 D2 1 - D2 μ[] 8 式中 Px,t为液体瞬态压力; A0为平衡状态的横截 面积; g 为重力加速度; Ec为单伸缩立柱考虑缸体变 形的液体有效体积弹性模数; Mb为液体自身的体积弹 性模数; E 为缸体材料弹性模数,取210 GPa; μ 为缸体 材料泊松比,取 0. 3。 以平衡状态的密度 ρ0近似替代任意时刻的密度, a Ec/ ρ0为压力波在液体中的传播速度,得到压力波 传播的波动方程为 􀆠2ux,t 􀆠t2 a2 􀆠2ux,t 􀆠x2 0 ≤ x ≤ l,t 09 立柱工作时为竖直放置,在进行立柱密封腔内的 弹性流体介质压力波的传播分析时,其边界条件的推 导考虑下落岩体的惯性力及下落岩体的重力影响。 根 据牛顿第二定律,x l 处的下落岩体以及 x 0 处的缸 体运动满足以下方程 Pl,tA0- Mg M 􀆠2ux,t 􀆠t2 x l 10 - ft - P0,tA0- mg m 􀆠2ux,t 􀆠t2 x 0 11 式中 m 为缸体的质量;ft为吸能构件的支撑反力, 规定支撑反力的方向同 ux,t的正方向相反。 45振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing 结合 x l 处以及 x 0 处的运动方程和补充方程, 得到 x l 处以及 x 0 处的边界条件为 M EcA0 􀆠2ux,t 􀆠t2 􀆠ux,t 􀆠x [] x l 012 m EcA0 􀆠2ux,t 􀆠t2 - 􀆠ux,t 􀆠x [] x 0 - ft M mg EcA0 13 3. 2 吸能构件数学模型 采用 LuGre 模型描述吸能构件的能量吸收行为, 有 6 个待估参数鬃毛刚度 σ0;微观阻尼系数 σ1;黏性 摩擦因数 σ2;最大静摩擦力 fs;库伦摩擦力 fc;Stribeck 速度 vs[15]。 比较扩径式构件的力 - 位移特性和经典库 伦摩擦 静摩擦模型对摩擦的描述,扩径式构件峰值 承载力可视为最大静摩擦力,稳定变形阶段几乎恒定 的反作用力可视为库伦摩擦力;根据扩径式构件的屈 曲分析结果,可以确定库伦摩擦力和最大静摩擦力。 根据 LuGre 模型,黏性摩擦因数 σ2非零意味着摩擦中 加入黏滞摩擦力,黏滞摩擦力大小和速度成正比,Stri- beck 效应对零速度附近的摩擦有明显影响,而吸能构件 动态变速度屈曲分析得到的支撑反力 -速度曲线在稳定 变形阶段不同速度对应的支撑反力和零速度附近的支撑 反力几乎恒定,因此,采用 LuGre 摩擦模型描述吸能构件 能量吸收时,忽略黏滞摩擦力和 Stribeck 效应。 鬃毛刚度 σ0在摩擦力中加入鬃毛平均变形的弹 性分量,σ0值决定吸能构件进入稳定变形的临界让位 位移。 加载速度增加,吸能构件的峰值承载力越大[16], 微观阻尼系数 σ1在摩擦力中加入鬃毛的平均变形的 微分量,微观阻尼系数 σ1越大,摩擦力受鬃毛平均变 形微分量影响越大,即吸能构件峰值承载力受加载速 度影响越大。 鬃毛刚度和微观阻尼系数为影响扩径式 构件从弹性变形过度到塑性变形时的力 - 位移特性的 关键参数,结合 LuGre 模型参数和吸能构件力 - 位移 特性的关系分析,对描述吸能构件能量吸收行为的力 学模型进行简化,假设条件如下 1 忽略 LuGre 模型中的黏性摩擦力,即黏性摩 擦因数 σ20; 2 忽略 Stribeck 效应,动摩擦取塑性变形过程中 的平均承载力,假设吸能构件的最大承载力和平均承 载力相同,即 gv fc; 3 摩擦力方向随着相对运动的改变而改变,而 吸能构件塑性变形位移始终朝下,对液压立柱的支撑 反力沿轴线方向指向缸体,假设强冲击载荷下,吸能构 件让位速度 vt 􀆠ux,t 􀆠t x 0 ≤ 0 吸能构件支撑反力为 ft σ0zt σ1 dzt dt 14 dzt dt vt σ0 fc ztvt15 vt 􀆠ux,t 􀆠t x 0 16 初始时刻,LuGre 模型中平均变形量、吸能构件让 位速度和 x 0 处液体偏离平衡位置的位移为 z0 - P0A0 mg σ0 17 v0 018 u0,0 -∫ ∞ 0 􀆠u0,t 􀆠t dt19 求解微分方程式15,得到 LuGre 模型中平均变 形量 zt - fc σ0 fc- P0A0- mg σ0 e σ0 fc u0,t ∫ ∞ 0 􀆠u0,t 􀆠t dt[] 20 联立式14和式20,吸能构件的支撑反力 ft - fc fc- P0A0- mge σ0 fc u0,t ∫ ∞ 0 􀆠u0,t 􀆠t dt[] 1 σ1 fc 􀆠u0,t 􀆠t 21 吸能构件及立柱系统顶板来压液体冲击定解问题 的一般方程表述为 􀆠2ux,t 􀆠t2 a2 􀆠2ux,t 􀆠x2 0 ≤ x ≤ l,t 0 ux,0 Mg A0 - P0 x Ec -∫ ∞ 0 􀆠u0,t 􀆠t dt 􀆠ux,t 􀆠x t 0 - vMδx - l 0, 0 ≤ x l vM, x l { m EcA0 􀆠2ux,t 􀆠t2 - 􀆠ux,t 􀆠x fc- P0A0- mg EcA0 e σ0 fc u0,t ∫ ∞ 0 􀆠u0,t 􀆠t dt 1 σ1 fc 􀆠u0,t 􀆠t x 0 fc- M mg EcA0 M EcA0 􀆠2ux,t 􀆠t2 􀆠ux,t 􀆠x x l 0 22 55第 8 期 张建卓等 吸能型防冲立柱液体冲击问题研究 ChaoXing 4 仿真分析 4. 1 仿真模型 AMESim 在进行系统动态性能分析方面被广泛应 用[17],结合图 6,吸能构件及立柱系统顶板来压 AMES- im 冲击模型,如图 7 所示。 采用基于 LuGre 模型的 FR1T030 子模型等效吸能 构件;考虑吸能构件长度对允许耗散的最大能量的限 制,采用允许初始间隙的弹簧阻尼元件 MCLSPL00AA 子模型表示吸能构件压缩位移达到最大吸能长度后吸 能构件对立柱的刚性作用,吸能构件最大吸能让位长 度决定模型的初始间隙,设置初始间隙为零,则吸能型 防冲立柱变为常规立柱。 根据吸能构件力 - 位移特 性,确定 fc 2. 114 106N,fs 2. 280 106N,σ2 0 N/ m,vs0. 000 1 m/ s。 取两组鬃毛刚度和微观阻尼 系数① σ0 2. 280 109N/ m, σ1 0 N/ m/ s; ②σ08 107N/ m,σ1 1. 500 106N/ m/ s。 参照 上述工作阻力1. 65 106NP 39. 8 MPa的单伸缩吸 能型防冲立柱以及 5 乳化液的物理性质进行参数设 置,吸能构件及立柱系统的液体冲击问题分析时忽略 安全阀卸荷作用,设置一个较大的开启压力使冲击过 程中安全阀不开启卸荷。 根据GB 25974. 22010 煤 矿用液压支架第 2 部分立柱和千斤顶技术条件立柱 中心过载性能试验动载过载的相关规定对吸能构件及 立柱系统进行冲击。 图 7 吸能构件及立柱系统顶板来压 AMESim 冲击模型 Fig. 7 AMESim impact model of energy-absorbing component and hydraulic column system under roof weighting 4. 2 仿真结果 首次冲击最为剧烈,分析质量分别为 1 104kg, 5 104kg,1 105kg 和1. 5 105kg 的岩体冲击下加入 吸能构件前后立柱内液体的首次冲击过程,冲击速度 为 2. 2 m/ s。 常规立柱和吸能构件及立柱系统的液体 压力曲线和吸能构件让位位移曲线,如图 8a 图 8 d所示。 比较不同质量岩体冲击下具有不同参数的吸能构 件对立柱抗冲击特性的影响冲击初期吸能构件及立 柱系统的液体升压速率小于常规立柱的升压速率,且 鬃毛刚度越低升压速率越慢;第二组参数通过微观阻 图 8 液体压力曲线和吸能构件让位位移曲线 Fig. 8 Liquid pressure curves of hydraulic column and displacement curves of energy-absorbing component 尼系数引入了鬃毛平均变形微分量,质量为 5 104kg, 1 105kg 和 1. 5 105kg 的岩体冲击下,具有第二组吸 能构件参数的吸能构件及立柱系统的液体压力在冲击 过程中分别升高至 56. 3 MPa,58. 6 MPa 和 59. 4 MPa 后降至稳定压力 50. 8 MPa;首次冲击结束后,具有第二 组参数的吸能构件总让位位移小,立柱内液体压力高。 吸能构件参数不同,吸能构件进入稳定变形阶段之 前,吸能构件及立柱系统的抗冲击特性在升压速率、 峰值压力和吸能构件总让位位移等方面略有不同, 但吸能构件对立柱内液体冲击的影响特点基本相 同。 结合扩径式构件的变形过程,吸能构件对立柱 内液体冲击的影响作用总结为近似弹性、柔性让位 吸能和刚性三点 1 扩径式构件进入稳定变形阶段之前,吸能构 件可视为“弹簧”,吸能构件和液压立柱串联,吸能构件 及立柱的等效弹性系数降低,峰值压力减小,达到峰值 的时间变长,吸能构件及立柱系统液体压力升高速率 小于常规立柱的升压速率。 2 扩径式构件进入稳定变形阶段后,吸能构件 保持恒定的支撑反力,吸能构件“柔性”让位吸能,立柱 内液体压力基本保持恒定,在 50. 8 MPa 附近波动,吸 能构件稳定变形阶段的支撑反力为 2. 114 106N对 应立柱内液体理论压强值为 50. 9 MPa。 立柱内液体 压力限制在吸能构件稳定变形阶段对应的液体压力之 内,该值取决于该阶段吸能构件的支撑反力,实现液体 冲击的削峰作用。 3 强冲击能量下,吸能构件耗散能量达到最大 允许耗能量后,吸能构件对立柱的柔性让位作用瞬间 变为“刚性”,质量为 1. 5 105kg 的岩体冲击吸能构件 及立柱系统时,吸能构件达到最大吸能让位长度即达 到最大允许耗能量后,加入吸能构件的立柱内液体压 力从 50. 8 MPa 恒压状态开始升压,吸能构件及立柱系 统表现出常规立柱的液体冲击特性。 65振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing 5 结 论 为研究冲击作用下加入吸能构件后液压立柱的液 体冲击问题,对扩径式构件在不同加载下的变形行为 和特性进行分析,建立吸能构件能量吸收模型和吸能 构件和立柱系统液体冲击模型,得出以下结论 1 LuGre 模型为描述吸能构件能量吸收行为的理 想模型考虑预滑动的静摩擦,可描述压溃之前的弹性变 形行为,动摩擦可描述塑性大变形过程中的柔性让位吸 能作用,鬃毛刚度和微观阻尼系数为影响扩径式构件从 弹性变形过度到塑性变形时力 -位移特性的关键参数。 2 随着扩径式构件的变形,吸能构件对立柱内液体 冲击的影响作用分为近似弹性、柔性让位吸能和刚性三个 阶段。 加入吸能构件的液压立柱具有恒阻让压特性,可以 实现对液体冲击的削峰作用,抗冲击性能明显提高。 参 考 文 献 [ 1 ] 王国法,赵志礼. 液压支架双伸缩抗冲击立柱动态分析 [J]. 煤矿开采,2010,152 62 -65. 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