沖擊載荷下錨桿托板及組合構(gòu)件力學(xué)性能試驗研究

吳擁政，周鵬赫，付玉凱，孫卓越

（1.煤炭科學(xué)研究總院 開采研究分院，北京 100013；2.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；3.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計事業(yè)部，北京 100013；4.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013）

0 引 言

沖擊地壓是煤礦地下工程中的一種動力災(zāi)害，90%以上沖擊地壓事故發(fā)生在巷道中[1-3]。隨著開采深度和強(qiáng)度增加，巷道沖擊危害性愈加嚴(yán)重，與普通巷道相比，沖擊地壓巷道不僅受靜載作用，還受到?jīng)_擊載荷的影響[4-5]。錨桿支護(hù)是煤礦巷道最常用的支護(hù)方式，已經(jīng)研發(fā)出高強(qiáng)度、高延伸率、高沖擊韌性錨桿（索）及NPR錨桿/索等支護(hù)材料[6-9]。錨桿托板及W型鋼護(hù)板是錨桿支護(hù)系統(tǒng)中的關(guān)鍵構(gòu)件，在支護(hù)系統(tǒng)中起到擴(kuò)散預(yù)應(yīng)力、增大錨桿的工作阻力、改變圍巖狀態(tài)，抑制頂板離層等重要作用。在受到?jīng)_擊載荷作用時，支護(hù)構(gòu)件與圍巖間作用力瞬間增加，導(dǎo)致托板彎曲、撕裂或圍巖破碎等[10-12]。

專家學(xué)者對錨桿托板力學(xué)性質(zhì)研究主要集中在以下2方面：①在托板力學(xué)性能研究方面，楊更社等[13]研究托板與圍巖相互作用關(guān)系，得到托板受力表達(dá)式，分析了托板對錨桿桿體內(nèi)力分布的影響；劉雙躍等[14]用彈性理論分析普通蝶形錨桿托板的內(nèi)力分布狀態(tài)，提出托板失穩(wěn)判據(jù)，研究了各參數(shù)對托板強(qiáng)度的影響；鄭仰發(fā)等[15]通過實驗室加載試驗研究了不同板厚、不同拱高的可調(diào)心蝶形托板承載力與變形特征，并根據(jù)拱形托板承載力理論關(guān)系推導(dǎo)得到孔口極限承載力關(guān)系式，得到托板承載力與鋼板厚度、拱高與拱底圓直徑之比呈正增長關(guān)系；劉少偉[16]利用試驗機(jī)對托板進(jìn)行壓縮試驗，并基于彈性力學(xué)的旋轉(zhuǎn)球殼理論計算分析，得到調(diào)心托板在受到偏心載荷作用下孔口處部位材料的屈服破壞準(zhǔn)則，提出了偏心載荷作用在托板球殼上的水平分力是使托板失效的主要原因；任建峰等[17]采用尼龍PA66、高強(qiáng)度平墊、尼龍PA6、鍍鋅墊片和彈墊等減摩墊片進(jìn)行了低轉(zhuǎn)矩和高轉(zhuǎn)矩2種狀況下預(yù)緊力矩同預(yù)緊力轉(zhuǎn)化效率試驗；孫大增[18]基于理論分析推導(dǎo)托板各部分受力變形公式，利用數(shù)值模擬軟件得到不同載荷條件下變形量，結(jié)合數(shù)字散斑研究方法得到托板力學(xué)行為特征。②針對托板結(jié)構(gòu)變形特性，王開松等[19]采用實驗室加載試驗驗證有限元ANSYS數(shù)值模擬分析，Q345材質(zhì)厚8 mm的托板可滿足煤礦深部開采支護(hù)需求；康紅普等[20]、吳建星等[21]制作測力托板，用于靜載條件下托板與試驗臺不同接觸方式應(yīng)力分布特征研究；何杰等[22]利用落錘沖擊試驗機(jī)，對托板進(jìn)行低能量沖擊、循環(huán)沖擊試驗，得到托板厚度、拱高和面積是影響其抗沖擊性的關(guān)鍵因素；林健等[23]利用錨桿支護(hù)應(yīng)力場試驗臺，與金屬托板進(jìn)行比對分析，揭示了木墊板對錨桿預(yù)應(yīng)力的影響規(guī)律；筆者等[24]對托板在內(nèi)的錨桿構(gòu)件力學(xué)性能進(jìn)行了系統(tǒng)闡述，并開展了緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)沖擊試驗研究。

從現(xiàn)有的研究成果來看，錨桿托板的研究主要集中在力學(xué)性能和結(jié)構(gòu)變形特征兩方面，研究條件主要集中在托板的靜載荷，沖擊載荷下托板的動態(tài)力學(xué)性能及托板+W型鋼護(hù)板組合構(gòu)件的力學(xué)性能研究較少。另外，針對托板動載力學(xué)特性研究采用正向沖擊研究手段，與實際支護(hù)受力方向相反，無法判斷正向沖擊與實際受力方式的力學(xué)特征是否具有一致性。鑒于尚無托板正、反向沖擊試驗及組合構(gòu)件的動載研究，筆者采用實驗室試驗方法，利用落錘沖擊試驗機(jī)對錨桿托板及組合構(gòu)件進(jìn)行動載力學(xué)性能測試，獲取托板的沖擊力時程曲線、位移時程曲線及變形特征等，分析托板及組合構(gòu)件的力學(xué)響應(yīng)規(guī)律，為沖擊地壓巷道錨桿托板的選擇提供參考。

1 托板靜載力學(xué)特性分析

托板靜載試驗選取煤礦常用的拱形托板，尺寸為：150 mm×150 mm，厚度10 mm，拱高32 mm，材質(zhì)為Q235。將托板平放在JAW-1500微機(jī)控制電液伺服試驗機(jī)，通過力控制的方式進(jìn)行加載，加載速率為1 000 N/s。依據(jù)MT146.2-2011《樹脂錨桿 第2部分：金屬桿體及其附件》要求，靜載試驗時，當(dāng)托板拱高變形量達(dá)到原高度30%停止加載試驗，為了確保試驗結(jié)果的可靠性，選取的托板重復(fù)3次試驗，托板加載前后變形形態(tài)如圖1所示，托板靜載壓力曲線如圖2所示。

圖2 托板靜載壓力Fig.2 Static load-displacement of supporting plate

從圖1可以看出，托板拱部與底部的連接部位為承載力作用的重要位置，連接部位呈圓環(huán)形，托板變形與此位置相關(guān)。具體表現(xiàn)為：托板在緩慢的加載初期，四角與試驗臺作用，承載力逐漸增大，同時拱高逐步降低，此時連接部位未發(fā)生變化；隨著載荷的增加，托板連接部位將逐漸向圓心轉(zhuǎn)移，底部四角逐步翹起，拱高持續(xù)降低，達(dá)到試樣承載力。

由圖2可以看出，3個托板的承載力分為228、232、243 kN，最大變形量分別為13.56、13.87、14.10 mm。托板載荷-位移曲線變化趨勢一致，以2號托板為例進(jìn)行分析，曲線呈現(xiàn)“S”型，可分為3個階段。非線性變形階段（OA）：承載力緩慢增加，曲線呈現(xiàn)“凹”型，托板孔口開始產(chǎn)生微小變形，底部與試驗臺開始相互貼合；線彈性應(yīng)變至微塑性產(chǎn)生階段（AB）：曲線接近直線，卸載后可以完全恢復(fù)原本形態(tài)；塑性變形階段（BC）：B點作為托板承載力彈塑性轉(zhuǎn)折點，進(jìn)入本階段托板拱高將會發(fā)生明顯降低，同時托板的四角輕微翹起，連接部位逐漸向圓心轉(zhuǎn)移。

2 落錘沖擊試驗

2.1 試驗系統(tǒng)

沖擊試驗采用自主研發(fā)的落錘沖擊試驗機(jī)系統(tǒng)，由托板基座、DIT204Z落錘沖擊試驗機(jī)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成。落錘沖擊試驗機(jī)高度8 m，有效沖擊高度5 000 mm，有效沖擊能量最大為50 000 J，本次沖擊試驗的錘體質(zhì)量453.5 kg，最大沖擊速度7.67 m/s。試驗過程中，系統(tǒng)配備高精度傳感器，通過多通道高速采集系統(tǒng)，可自動采集記錄落錘錘頭沖擊力時程曲線、應(yīng)變時程曲線等，自動分析沖擊參數(shù)，采樣頻率2 MHz，動態(tài)載荷測量誤差<2%。多通道高速采集系統(tǒng)自身帶寬為500 kHz，確保沖擊力值傳感器和位移傳感器的信號值域準(zhǔn)確性。托板反沖基座為500 mm×500 mm×500 mm立方體，配有托板限位裝置，錘頭M24的材料為合金工具鋼，淬火后硬度為58～62 HRC，其尺寸大于錨桿托板尺寸，可研究試樣中托板的變形特性，為拱形托板形態(tài)的改進(jìn)及后續(xù)試驗研究做充分準(zhǔn)備工作。沖擊試驗裝置如圖3所示。

2.2 托板試樣沖擊方案

沖擊載荷試驗與靜載試驗選取的托板為同一廠家生產(chǎn)批次，材料屬性、托板尺寸、結(jié)構(gòu)特征基本相同。在煤礦井下錨桿支護(hù)巷道中，錨桿托板底部與巷道圍巖直接相互作用，沖擊能量作用下，托板底部受力瞬間發(fā)生形變，沖擊力傳遞到托板拱部，即反向沖擊（圖4b）；正向沖擊情況下（圖4a），試樣整體穩(wěn)定性好，但與實際受力來源方向相反。為研究沖擊作用方向及W型鋼護(hù)板對托板力學(xué)性能是否存在影響，設(shè)置了托板反向和組合構(gòu)件沖擊試驗進(jìn)行對比研究，試驗采取托板正向（符號G）、反向（符號F）和托板+W型鋼護(hù)板組合構(gòu)件（符號GH）3種沖擊形式進(jìn)行，托板沖擊結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖3 落錘沖擊試驗裝置Fig.3 Drop hammer impact test equipment

圖4 沖擊試驗示意Fig.4 Schematic of impact test

試驗主要研究3種試樣在沖擊形式下動載沖擊力學(xué)性能，每種工況重復(fù)3次試驗。試驗時，將托板放置落錘沖擊試驗臺的托板基座上，調(diào)整試樣與落錘錘體中心處于一條垂線；調(diào)整落錘所需能量的高度，錘頭做自由落體運(yùn)動（g=9.806 65 m/s2）沖擊試樣，沖擊能量為mgh（m為錘頭和錘體總質(zhì)量，h為下落高度）；沖擊過程利用錘頭自身攜帶的傳感器以及錘體上的高精度位移激光測距儀，可獲得沖擊力時程曲線、位移時程曲線以及試樣的彈塑性形變。

3 托板沖擊力學(xué)響應(yīng)特征分析

3種試樣沖擊試驗結(jié)果一致性較好。落錘沖擊試樣時，由于剛度較高的錘頭和試樣直接沖擊接觸，落錘錘頭將會發(fā)生幾次彈跳，但彈跳高度遠(yuǎn)小于沖擊高度，試樣處于彈性變形范圍內(nèi)，可忽略不計。

3.1 托板正向沖擊力學(xué)響應(yīng)特征規(guī)律分析

3.1.1 正向沖擊破壞形態(tài)

利用落錘沖擊試驗機(jī)對托板開展逐級能量增加單次沖擊試驗，試樣共10組，施加的沖擊能量從500 J到5 000 J，每次增加500 J。托板沖擊后變形形態(tài)如圖5a所示。

圖5 托板沖擊后變形形態(tài)Fig.5 Deformation shape of supporting plate before and after impact loading

四角翹起量等于托板厚度與四角翹起高度之和，從圖5b可以看出，托板變形可分為以下3個階段：托板拱高逐漸降低，四角翹起量逐漸升高（沖擊能量500～3 000 J）、拱高等于四角翹起量（3 000～3 500 J）、拱高與四角翹起量同步降低（3 500～5 000 J）。沖擊能量在500～3 000 J，托板拱高從30.92降至19.34 mm，降低量達(dá)39.71%，四角翹起量從10.02增至17.06 mm，翹起量增高7.06 mm；3 000～3 500 J區(qū)間托板拱高與四角翹起量基本相等；3 500～5 000 J區(qū)間，托板拱高從17.38降至13.92 mm，降低量達(dá)56.37%，四角翹起量從16.76降至13.40 mm，翹起量降低3.36 mm；整個沖擊過程，隨沖擊能量增加托板拱高呈現(xiàn)指數(shù)遞減趨勢，高度趨近于托板厚度，即托板拱部完全坍塌。

3.1.2 托板時程曲線分析

托板正向沖擊力和位移時程曲線如圖6所示。

圖6 托板正向沖擊時程曲線Fig.6 Impact mechanical response curve of supporting plate

1）根據(jù)沖擊力時程曲線是否發(fā)生二次震蕩可將沖擊能量劃分為2個等級，即低能量沖擊（500～3 000 J）和高能量沖擊（3 500～5 000 J）。低能量沖擊力時程曲線（以500 J為例）可分為急劇上升階段A、震蕩作用階段B和迅速下降階段C，沖擊能量小于2 000 J，震蕩作用階段表現(xiàn)為震蕩穩(wěn)載，大于2 000 J，表現(xiàn)為震蕩下降；高能量沖擊力時程曲線（以5 000 J為例）與低能量沖擊曲線存在較大差異，除急劇上升階段A和迅速下降階段C，震蕩作用階段分為震蕩穩(wěn)載階段B1和震蕩上升階段B2。從圖6a、圖6b中可發(fā)現(xiàn)，在沖擊力作用時間內(nèi)，沖擊力峰值全部位于震蕩作用階段，隨著沖擊能量增加，低能量沖擊震蕩幅度明顯小于高能沖擊。

2）隨著沖擊能量的增加，托板沖擊力時程曲線呈現(xiàn)2個特征。一是托板沖擊力的峰值：①低能量沖擊階段，托板沖擊峰值從188.14 kN增至287.53 kN，增幅達(dá)52.83%，與托板的拱高變化呈現(xiàn)近似線性關(guān)系；按靜載托板承載力峰值相等的要求，托板試樣可抵抗2 000 J沖擊能量破壞。②高能量沖擊階段，托板沖擊力峰值持續(xù)增大，從315.50 kN增至440 kN，增幅達(dá)39.46%，時程曲線會出現(xiàn)二次震蕩上升現(xiàn)象，與拱高和四角的形變相關(guān)，如沖擊能量持續(xù)增加，沖擊力峰值只與錘頭和托板的剛度相關(guān)。二是沖擊力作用時間：①急速上升階段，沖擊能量為500 J時，沖擊力作用時間為1.01 ms，其他沖擊能量力作用時間均小于0.50 ms。②隨著沖擊能量的增加，震蕩作用時間逐漸增加，從3.59 ms增至7.48 ms，作用力時間增加了108.36%，高能量沖擊是低能量沖擊作用時間的2倍；高能量沖擊作用時間基本相等，但震蕩穩(wěn)載階段作用時間從4.69 ms降至3.36 ms。

3）根據(jù)曲線形變量特征，位移時程曲線可分為彈塑性變形和回彈變形兩階段。如圖6c所示，彈塑性變形階段變形量與作用時間呈現(xiàn)線性關(guān)系，隨作用力時間的增加，托板的拱高變形量將會趨于某一固定值，即托板拱高與厚度之差，其中回彈變形階段時長平均占作用時間34.28%，平均形變量為1.71 mm。如圖6d所示，在低能量沖擊時，回彈變形形變量在0.79～2.66 mm，在高能量與低能量沖擊轉(zhuǎn)折點，回彈形變量可達(dá)到4.05 mm，此現(xiàn)象的發(fā)生與拱高和四角翹起量之間的高度相關(guān)，即協(xié)調(diào)變形存在差異，拱高與四角翹起高度相等，共同抵抗沖擊變形。在沖擊力作用下，最大變形量為試樣彈塑性形變之和，結(jié)束時變形量為試樣塑性變形量。按托板拱高變形量要求，試樣可抵抗2 500 J沖擊能量破壞。

3.2 反向沖擊對托板力學(xué)響應(yīng)規(guī)律分析

為研究沖擊作用方向?qū)ν邪辶W(xué)性能是否存在影響，設(shè)置了托板反向沖擊試驗進(jìn)行研究，與正向沖擊的變形、沖擊力及位移時程曲線進(jìn)行對比分析。

3.2.1 反向沖擊變形特征

根據(jù)正向沖擊托板破壞特征，選取沖擊能量1 000、2 000、3 000、4 000、5 000 J，進(jìn)行5組能量單次反向沖擊試驗，正-反向托板沖擊變形如圖7所示。

圖7 托板正-反沖擊變形形態(tài)Fig.7 Deformation shape of supporting plate after positive-negative impact loading

從圖7可知，試樣正向沖擊與反向沖擊試驗相對比，在拱高和四角翹起高度的變化趨勢具有一致性。在5種沖擊能量下，反向沖擊拱高變形量分別為3.96、8.30、13.76、16.28、19.20 mm，拱高分別降低12.45%、25.82%、42.63%、50.62%、59.96%，正向沖擊拱高變形量分別為3.08、7.50、12.74、15.74、17.98 mm，拱高分別降低9.75%、23.44%、39.71%、49.50%、56.36%，反向沖擊試樣拱高變形量略大于正向沖擊，變形量最大相差3.6%。低能量沖擊，反向沖擊與正向沖擊試樣四角翹起高度分別為1.24、4.68、7.02 mm和1.44、4.90、7.06 mm，正向沖擊翹起高度大于反向沖擊；高能量沖擊，反向沖擊與正向沖擊試樣翹起高度分別為5.88、3.28 mm和5.68、3.40 mm；整個沖擊兩試樣四角翹起高度相差最大值為0.22 mm，變化趨勢在沖擊能量為3 000 J由增加轉(zhuǎn)變?yōu)榻档停嗖罡叨葍H為0.04 mm?？傮w來看，試樣正向沖擊與反向沖擊四角翹起高度一致性較好，反向沖擊試樣拱高形變量略大于正向沖擊，整體形變規(guī)律趨勢相同，試樣沖擊變形形態(tài)具有較好的一致性。

3.2.2 正-反沖擊時程曲線

為進(jìn)一步評價試樣正向沖擊與反向沖擊是否存在差異，結(jié)合試樣沖擊力時程曲線、位移時程曲線以及吸能特性，進(jìn)行對比分析，由圖8可以看出：

1）反向沖擊力時程曲線可分為3個階段，沖擊力急速上升階段、震蕩作用階段、迅速下降階段。隨著沖擊能量的升高，同正向沖擊可劃分為2個能量級，沖擊力時程曲線變化與正向沖擊軌跡形態(tài)一致性較好，反向最大沖擊力為246.91、272.59、284.22、333.28、415.29 kN，正向最大沖擊力為221.37、244.23、287.53、344.70、440 kN，正、反向沖擊的最大沖擊力全部位于震蕩作用階段，沖擊力峰值最大相差28.33 kN；在相同沖擊能量條件下，反向與正向沖擊震蕩作用時間分別為4.79、6.15、7.49、7.38、7.34 ms和4.80、6.53、7.48、7.39、7.31 ms，震蕩作用時間最大相差僅0.38 ms。反向沖擊的沖擊力時程曲線與正向沖擊存在微小差異，即每個階段曲線具有微小震蕩波動，原因為錘頭與托板底部優(yōu)先接觸，托板孔口處與試驗臺接觸，在受到?jīng)_擊作用時，托板穩(wěn)定性較差造成震動的產(chǎn)生；此外，由于震蕩導(dǎo)致反向沖擊上升階段作用時間大于正向沖擊階段，最大時間差達(dá)0.62 ms。總體來看，根據(jù)沖擊力時程曲線分析，正向沖擊與反向沖擊規(guī)律相同，結(jié)果具有一致性。因此，可認(rèn)為2種不同沖擊方向的托板試驗沖擊力變化規(guī)律基本相同。

圖8 正-反沖擊曲線對比分析Fig.8 Comparative analysis of positive-negative shock curves

2）反向沖擊位移時程曲線分為2個階段：彈塑性變形階段和回彈變形階段。彈塑性變形階段，隨著沖擊能量升高，反向沖擊托板最大變形量為6.50、10.30、14.30、17.30、20.90 mm，正向沖擊最大變形量為5.50、9.90、13.90、18.00、19.80 mm，最大差值為1.10 mm；反向與正向沖擊最大變形量作用時間分別占整個沖擊過程64.94%、67.62%、79.90%、57.68%、76.11%和67.65%、74.18%、54.60%、73.37%、73.49%，整個過程中，反向與正向沖擊最大變形量平均作用時間占比分別為69.25%和68.66%；回彈變形階段，反向與正向沖擊彈性形變量分別為1.40、1.62、0.65、4.18、1.33 mm和0.95、0.79、4.05、1.15、1.68 mm，平均形變量為1.84和1.72 mm，最大差值為3.40 mm，反向沖擊回彈變形在沖擊能量4 000 J時達(dá)最大值，相比正向沖擊3 000 J，存在滯后現(xiàn)象，其余沖擊能量最大相差僅為0.83 mm；反向與正向沖擊作用時間分別為2.97、3.07、2.07、5.68、2.48 ms和2.41、2.29、6.41、2.90、2.72 ms，兩者平均作用時間為3.25和3.35 ms，在協(xié)調(diào)變形區(qū)間差值占比可達(dá)30.74%和25.53%，與托板四角翹起高度、拱高共同抵抗沖擊變形相關(guān)。托板反向與正向全過程平均作用時間分別為10.41和10.32 ms，由位移時程曲線最大變形量、回彈形變量及分別作用時間對比，托板正、反向沖擊結(jié)果在協(xié)調(diào)變形轉(zhuǎn)化區(qū)間存在一定差異，其他沖擊能量水平下力學(xué)規(guī)律一致性較好。

3）綜合1）和2），從能量角度研究發(fā)現(xiàn)（圖10c），隨著沖擊能量的升高，能量轉(zhuǎn)化率逐漸升高，反向沖擊吸收能分別為947.70、1 958.38、2 940.86、3 849.16、4 984.92 J，平均轉(zhuǎn)化率為97.33%；正向沖擊吸收能分別為928.38、1 956.93、2 897.44、3 977.70、4 907.52 J，平均轉(zhuǎn)化率為96.97%；在反向沖擊能量為4 000 J時、正向沖擊能量為3 000 J時，由于托板拱高與四角翹起量協(xié)調(diào)變形存在較小差異，造成轉(zhuǎn)化率低于正常值。在相同沖擊能量條件下，能量轉(zhuǎn)化率相差僅3.21%，差值仍處于試樣協(xié)調(diào)變形轉(zhuǎn)換區(qū)間。對比發(fā)現(xiàn)，托板正、反沖擊轉(zhuǎn)化率基本相同，可認(rèn)為2種沖擊形式下力學(xué)響應(yīng)規(guī)律相同。

綜合上述，試樣整個沖擊過程中在協(xié)調(diào)變形轉(zhuǎn)換區(qū)間，由于托板四角翹起高度與拱部變形不協(xié)調(diào)，造成彈塑性變形存在部分差異，但不影響托板整體力學(xué)規(guī)律。反向沖擊穩(wěn)定性較差，為了增加試樣的穩(wěn)定性，建議托板采取正向沖擊開展試驗研究。

3.3 組合構(gòu)件沖擊力學(xué)響應(yīng)特征分析

在錨桿支護(hù)系統(tǒng)中，錨桿托板與W型鋼護(hù)板組合護(hù)表構(gòu)件是常見的護(hù)表方式之一。為此，開展了錨桿托板+W鋼護(hù)板沖擊力學(xué)特征試驗研究，托板試樣選取與前述試驗屬同一批次。利用落錘沖擊試驗機(jī)對10組組合試樣進(jìn)行了單次沖擊，沖擊能量與3.1節(jié)相同。

3.3.1 組合構(gòu)件變形特征分析

組合構(gòu)件沖擊后的變形形態(tài)如圖9所示。由圖9a和圖5a可知，組合構(gòu)件中托板與單獨托板沖擊變形規(guī)律一致性較好。隨著沖擊能量的增加，組合構(gòu)件中托板拱高變形量從1.16增至18.34 mm，沖擊能量為5 000 J時，變形率達(dá)57.31%，單獨托板沖擊拱高變形率達(dá)59.96%。在托板承載范圍內(nèi)，組合構(gòu)件中托板四角翹起高度整體小于單獨托板沖擊作用。由此可見，組合構(gòu)件可以減緩?fù)邪褰Y(jié)構(gòu)變形。

圖9 組合構(gòu)件中托板及單獨托板沖擊變形形態(tài)Fig.9 Deformation form of combination components of supporting plate and supporting plate

3.3.2 組合構(gòu)件時程曲線

根據(jù)時程力學(xué)曲線變化形式，選取低能量2 500 J、試樣協(xié)調(diào)變形轉(zhuǎn)換區(qū)間3 500 J、高能量4 500 J等3個能量級別沖擊力時程曲線和位移時程曲線進(jìn)行對比分析。

從圖10可以看出：

1）圖10a為試樣的沖擊力時程曲線。從曲線可以看出，與單獨托板相比較，組合構(gòu)件的沖擊力時程曲線出現(xiàn)明顯差別，沖擊力作用時間均大于12.00 ms，平均比單獨托板沖擊作用時間長3.50 ms。組合構(gòu)件沖擊力時程曲線（以4 500 J為例）分為：初期震蕩階段D、急劇上升階段A、震蕩作用階段B、迅速下降階段C和尾部震蕩卸載階段E5個階段。3種能量條件下，初期震蕩時間分別為1.58、1.62、1.38 ms，尾部震蕩卸載階段時間分別為0.42、2.25、4.37 ms，與單獨托板沖擊震蕩作用階段時間6.70、7.40、7.38 ms對比，組合構(gòu)件作用時間為6.17、7.37、6.82 ms，平均震蕩作用時間偏小0.37 ms；組合構(gòu)件和單獨托板沖擊力峰值分別為256.69、291.01、458.26 kN 和266.67、315.50、362.51 kN，低能量沖擊時，組合構(gòu)件小于單獨托板沖擊力峰值。整體來看，在低能量沖擊時，可見組合構(gòu)件通過縮短震蕩作用時間和降低沖擊力峰值提高托板抗沖擊性能；在高能量沖擊時，組合構(gòu)件主要通過縮短震蕩作用時間提高托板抗沖擊性能。

2）圖10b為試樣位移時程曲線。從曲線可以看出，位移時程曲線分為彈塑性變形和回彈變形兩個階段。彈塑性變形階段，組合構(gòu)件與單獨托板最大變形量分別為17.23、22.40、23.60 mm和12.08、16.34、18.09 mm，作用時間分為別8.80、9.83、8.62 ms和7.21、7.95、7.59 ms，與單獨托板對比，組合構(gòu)件最大變形量平均增加5.57 mm，作用時間平均延長1.50 ms，平均作用時間占比為66.66%；回彈變形階段，組合構(gòu)件與單獨托板彈性形變量分別為1.04、2.32、6.33 mm和1.32、1.05、0.99 mm，作用時間分為別2.66、4.55、6.42 ms和3.18、2.41、2.03 ms，與單獨托板對比，組合構(gòu)件回彈變形量平均為3.23 mm，偏大2.11 mm，作用時間平均延長2.00 ms；對比分析發(fā)現(xiàn)，組合構(gòu)件可以增加彈塑性變形階段的最大變形量和回彈變形階段的回彈形變量，延長分別作用時間，降低最大變形量作用時間占比，來提高組合構(gòu)件整體的抗沖擊力學(xué)性能。

組合構(gòu)件10組沖擊試驗中，單獨托板與組合構(gòu)件反彈速度、吸收能量測試結(jié)果見表1。

圖10 組合構(gòu)件時程曲線Fig.10 Impact mechanical response curve of mechanical response curves of combination components

表1 組合構(gòu)件與單獨托板測試方案及結(jié)果

由表1可知：根據(jù)物體質(zhì)量與速度之間的關(guān)系，反彈速度與沖擊能量吸收緊密相關(guān)。計算可得，隨著沖擊能量的升高，組合構(gòu)件與單獨托板能量轉(zhuǎn)化率逐漸增加，后者轉(zhuǎn)化率明顯大于前者，組合構(gòu)件平均轉(zhuǎn)化率為93.78%，單獨托板可達(dá)96.82%。整體來看，組合構(gòu)件能量轉(zhuǎn)化率低于單獨托板，組合構(gòu)件具有一定吸收能作用。

4 結(jié) 論

1）靜載作用下，托板變形表現(xiàn)為拱高降低、四角翹起、連接部位向圓心轉(zhuǎn)移；動載作用下，托板變形均經(jīng)歷拱高降低、四角翹起及壓平3個階段。托板正、反向沖擊試驗一致性較好，組合構(gòu)件可以減緩?fù)邪褰Y(jié)構(gòu)變形。

2）托板沖擊力時程曲線呈現(xiàn)急速上升、震蕩和迅速下降3個階段。隨著沖擊能量的增加，試樣的沖擊力峰值均逐漸增大，與靜載相比，托板試樣的動載荷峰值較大。與托板相比，組合構(gòu)件時程曲線增加初期震蕩和尾部震蕩卸載階段，具有吸能、改善托板力學(xué)特性。

3）托板位移時程曲線可分為彈塑性變形階段和回彈變形階段，組合構(gòu)件可降低彈塑性變形階段作用時間占比，提高托板抗沖擊力學(xué)性能。