基于能量分配原理的煤礦機械沖擊行為研究及裝置設計

摘要：為研究煤礦機械服役過程中的沖擊損傷行為，以球形沖擊物水平沖擊金屬矩形板料為例，獲取沖擊過程能量分配關系，結合實際沖擊環境，設計并搭建氣動水平沖擊實驗系統，獲取不同氣壓下板料的沖擊行為。通過仿真和實驗，對理論計算得出的變形量和加速度進行驗證，并運用多項式擬合方式優化輸出參數加速度。將計算、實驗和仿真結果作對比，結果表明，沖擊過程中沖擊物動能主要被材料塑性變形、運動動能和碰撞損失耗散，當被沖擊板料中心區域發生斷裂時，板料塑性變形和碰撞損失的能量耗散會減小。優化后的沖擊過程能量分配關系的理論、實驗和仿真結果吻合較好，最大偏差不超過9.39%。

關鍵詞：煤礦機械；沖擊行為；能量分配；裝置設計；仿真分析

中圖分類號：TH142

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2024.09.008

Research and Device Design of Coal Mine Mechanical Impact Behaviors

Based on Energy Distribution Principle

CHAI Rongxia1 JIANG Xiaoyuan1 WANG Qinsheng2 YU Zhengyang3 LONG Xue1 LIU Jun1

1.School of Mechanical Engineering，Xi’an University of Science and Technology，Xi’an，710054

2.Shaanxi Coal Chemical Industry Technology Research Institute Co.，Ltd.， Xi’an，710100

3.School of Safety Engineering，Xi’an University of Science and Technology，Xi’an，710054

Abstract： To study the impact damage behaviors of coal mining machinery during service， the horizontal impact of a spherical projectile on a metallic rectangular plate was used as a case study to derive the energy distribution relationship during impact processes. In line with the actual impact conditions， a pneumatic horizontal impact testing system was designed and constructed to capture the impact response of plates under varying air pressures. Through simulations and experiments， the theoretically calculated deformation and acceleration were validated， and a polynomial fitting approach was used to optimize the acceleration of output parameters. The computations， experiments， and simulations were compared. Results show that the kinetic energy of the projectile is primarily expended on plastic deformation of material， kinetic energy of motion， and collision loss during impact. When the central region of impacted plate fractures， the energy dissipates through plastic deformation and collision loss decreases. The refined theoretical， experimental， and simulation results for energy distribution relationship show good agreement during the impact processes， with a maximum deviation of less than 9.39%.

Key words： coal mining machinery； impact behavior； energy distribution； device design； simulation analysis

0 引言

表面損傷是引發煤礦機械設備腐蝕、磨損失效的主要原因，煤礦機械長期服役過程中常面臨來自環境中崩濺的煤塊、矸石以及脫落的金屬零部件等沖擊造成的表面損傷，進而縮短服役時間［1-3］。目前許多學者作了大量的研究揭示煤礦機械設備表面腐蝕、磨損機理及防護措施［4-5］，對于環境中沖擊物造成的表面損傷，通過分析沖擊環境和響應機理可以明確損傷原因，進而對機械零部件進行防護或者再修復。

國內外學者對煤礦機械沖擊環境及響應進行了諸多研究。萬麗榮等［6］引用Hertz接觸理論模型，使用Adams建立放煤機構的剛柔性耦合模型分析采煤過程中煤層垮落對液壓支架尾梁沖擊破壞的問題，模擬分析了不同承載位置、加載角度對尾梁的沖擊動態過程響應特性。針對刮板輸送機中部槽沖擊磨損問題，姚艷萍等［7］建立有限元模型分析不同鏈輪參數對沖擊磨損深度的影響。趙星宇［8］模擬分析了不同沖擊傾角下中部槽沖擊損傷程度。WANG等［9-10］在不同輸運速度、輸運角度、給料速度以及采高等工況下，研究了煤散料粒徑和速度在刮板輸送機上的分布情況。曾慶良等［11］針對液壓支架各部分鉸接處受煤矸石顆粒的沖擊響應展開分析，通過Abaqus建立液壓支架模型，研究了不同材料煤矸石沖擊各部分鉸接處的沖擊響應差異。對煤礦機械沖擊行為研究的方法主要有仿真和實驗分析，采用理論同實驗相結合的方法，在分析特定的沖擊問題時進行相應沖擊環境的模擬實驗可得到更為準確的結果。

煤礦機械設備零部件在沖擊過程中往往伴隨彈塑性變形，并可能發生開裂，通過能量分配的方法可以分析沖擊變形及開裂過程的能量變化。煤炭開采及運輸過程中環境中的沖擊物一般速度為3～30 m/s，處于低速范圍內［12］。結合實際情況，本文擬以煤礦機械受沖擊過程的環境模擬和沖擊行為分析為研究對象，通常對煤礦機械設備表面損傷分析可簡化為梁、薄板等經典結構［13］，以液壓支架所用金屬板料為被沖擊對象，采用能量法進行沖擊過程中的能量分配求解，并設計搭建沖擊實驗系統，結合有限元和實驗結果驗證并優化理論計算結果，最后進行實驗驗證，獲取板料在低速沖擊過程的能量分配規律。

1 理論計算分析

1.1 沖擊過程分析

設計質量為m1的球狀沖擊物以v1的初始速度沖擊可變形的矩形金屬板料，板料長度跨距為2l，寬度為b，厚度為h，質量為m2，沖擊物與板料如圖1a所示。在經過時間t接觸后，沖擊物產生的沖擊能量使板料發生塑性彎曲變形，通過彎曲變形理論可知，沖擊過程如圖1b所示。由于板料兩端進行夾緊固定，因此沿跨距方向的移動量d1可忽略不計。板料發生塑性變形時，首先在夾持端和跨中分別產生塑性變形截面A、A′和C。隨變形量的增大，球面與板面接觸面積增大，截面C沿跨距向兩端運動，最終在B和B′處形成新的塑性變形截面。在形成四個塑性變形截面后，沖擊能量全部耗散。取板料變形后BB′段和AC段（圖1c），以跨距方向中性層為界，設定沖擊物與板料接觸面為正面，相對應面為背面；板料中心區域沿沖擊方向塑性變形量為Δ，發生在沖擊物與板料接觸中心背面；變形后板料背面跨中長度變為2l′。沖擊過程中板料正面受壓應力，背面受拉應力。如果沖擊能量過大，超出其材料塑性變形范圍，達到最大拉伸極限后，板料背面BB′段會發生開裂。

1.2 沖擊物動能分配關系分析

通過能量守恒定律對沖擊過程中能量進行分配，在板料塑性變形承載范圍內，沖擊過程中沖擊物初始動能E主要被板料塑性變形能、板料運動動能和碰撞損失能所耗散［14］，即有

由上述公式可以看出，在沖擊物動能分配理論計算中，板料塑性變形量Δ和沖擊加速度a0是主要變量，由塑性變形量Δ可計算出板料塑性耗散能，由沖擊加速度a0可計算出板料運動耗散能和碰撞過程損失能，開裂耗散能量只在板料出現開裂時考慮。因此本文主要研究對象為沖擊過程中板料的塑性變形量Δ和沖擊加速度a0（下文統稱變形量和加速度），對理論計算中板料變形量Δ和加速度a0進行驗證與優化，得出板料沖擊過程中沖擊物動能的分配規律。

2 水平沖擊實驗系統研究

對低速沖擊環境的模擬通常采用氣動實驗裝置和機械式實驗裝置［23］。本文采用氣動驅動方案，裝置結構更簡單且驅動靈活。本文模擬煤礦機械設備沖擊過程進行水平沖擊實驗裝置設計，實驗系統主要由驅動系統、機械系統和控制系統構成，如圖2所示。驅動系統包含動力源和執行機構，如空氣壓縮機、儲氣室等；機械系統包含發射機構、固定機構、數據采集機構，如發射管、板料裝夾裝置以及加速度傳感器等；控制系統主要進行數據處理。

2.1 實驗裝置設計原理

本裝置利用壓縮空氣驅動發射管內子彈（即沖擊物）加速，結合實際環境的沖擊速度范圍，通過輸入不同的儲氣室壓力（下文簡稱氣壓）來獲得子彈發射時的管口速度（同上文沖擊物初始速度）。由于發射管口與試樣距離較小，因此忽略從發射管口到接觸試樣時的能量減小，直接將實驗系統輸出子彈動能作為理論分析中的沖擊物動能。采集沖擊過程中試樣的最大變形量Δ和運動加速度a0，結合理論計算公式得出試樣沖擊過程中塑性耗散能和運動耗散能。

本文由于沖擊速度較低，單次排氣量小，排氣過程中壓縮氣體溫度變化較小，因此暫不考慮排氣過程中的溫度變化，子彈發射過程符合理想氣體絕熱膨脹過程［24］，其原理如圖3所示。

根據牛頓第二定律有

2.2 實驗裝置結構設計

以煤礦機械常用材料27SiMn、30CrMnTi和35CrMnSiA為被沖擊對象，確定實驗裝置輸入參數的范圍。3種材料拉伸極限應變分別為0.06、0.07、0.04［26-28］，通過式（8）計算得出3種材料最大應變范圍內應變與能量吸收關系，如圖4所示。

通過圖4可得3種材料分別達到極限應變時，吸收能量分別為27.3 J、40.3 J、27.8 J，本文研究只針對材料發生斷裂前及斷裂點附近能量變化，因此實驗系統輸出子彈動能須達到40.3 J。根據式（12）的分析結果和實驗條件，確定氣室容積V0為20 L，子彈加速管長為500 mm，內徑10 mm。選用不同子彈質量及尺寸時，不同氣壓下實驗子彈動能輸出如圖5所示。

當測試材料為30CrMnTi時，實驗裝置的動能輸出需求為40.3 J，根據圖5可以得出子彈質量和直徑對氣壓的影響關系。由圖5a可知，當子彈質量為5～20 g時，儲氣室初始氣壓應達到2.2～1.5 MPa；選定子彈質量為5 g時，根據圖5b可以看出，當子彈直徑為8.5～10 mm時，氣壓須達到2.8～2.1 MPa，當子彈直徑為7 mm時，在氣壓3 MPa內不能滿足動能輸出需求，主要原因可能是子彈直徑與彈管之間的間隙太大，沖擊過程中部分氣壓從間隙泄漏而浪費能量，因此不予考慮。

綜合考慮子彈質量與直徑對實驗裝置動能輸出的影響，選用子彈質量為5 g，直徑為9.5 mm進行后續分析，考慮27SiMn、30CrMnTi和35CrMnSiA材料達到應變極限時的動能需求，實驗裝置輸入的氣壓分別為1.7 MPa、2.2 MPa、1.9 MPa。實驗裝置通過機械系統中的數據采集機構可采集出試樣的變形量Δ和加速度a0，結合理論計算式（3）和式（5）得出試樣為不同材料時的數據采集范圍，取最大氣壓為2.4 MPa，3種材料沖擊過程中塑性變形量Δ和運動加速度a0與氣壓的關系如圖6所示。

從圖6a中可以看出，隨氣壓的升高，不同材料變形量逐漸增大，3種材料變形量和氣壓的關系曲線斜率逐漸減小，表明隨輸入能量的提高，變形量增大速率減小，材料塑性耗散的能量趨近于極限，在接近材料拉伸應變極限時塑性耗散能增長減慢。圖6b中隨輸入氣壓的升高，不同材料的加速度也逐漸增大，曲線斜率逐漸增大，表明隨輸入能量的提升運動耗散能增長加快，可以看出沖擊過程中材料的塑性耗散能與運動耗散能此消彼長。在氣壓2.4 MPa時理論計算得出的試樣最大加速度a0為1557 m/s2，此時材料已發生拉伸斷裂，本文研究只針對材料斷裂前及發生斷裂附近各部分能量變化，因此實驗裝置選用加速度傳感器量程為2000 m/s2。

沖擊實驗裝置總體結構如圖7所示，通過控制儲氣室內氣壓，使得子彈產生水平方向的沖擊速度，對待測板料進行沖擊。通過采集系統獲得板料沖擊過程中的塑性變形量和加速度值，對上述理論分析結果進行驗證以及參數修正。

對裝置精度進行分析可知，本文氣動水平沖擊實驗裝置輸入參數為儲氣室氣壓和子彈尺寸，氣壓p0通過壓力表讀數控制，壓力表精度等級為2.5級，壓力越高上下差值越大，實驗裝置所需達到臨界能量為40.3 J時，實驗裝置輸出的子彈能量偏差如表1所示。

從表1中可以看出，在子彈直徑與發射管內徑完全一致的情況下，由于儀表誤差造成的實驗裝置輸出能量最大誤差為2%，隨著子彈直徑逐漸減小，達到臨界沖擊能量所需的氣壓逐漸增大，儀表誤差也逐漸增大，實際裝填過程中，子彈直徑應略小于發射管內徑，在直徑9.5 mm時，最大誤差為2.49%，與理論最大誤差差距較小，表明在子彈直徑9.5～10 mm之間，裝置輸出能量具有較高的精度。

2.3 理論計算參數分析及優化

制備圖8所示的子彈與試樣進行沖擊實驗，試樣采用液壓支架立柱材料27SiMn合金結構鋼，尺寸為80 mm×21 mm×1.5 mm，有效跨距50 mm，子彈采用GCr15SiMn軸承鋼鋼球，根據表1誤差分析結果，選用子彈直徑為9.5 mm，所用材料力學性能如表2所示。結合2.2節得出的27SiMn材料最大應變時對應氣壓為1.7 MPa，因此確定氣室輸入壓力為0.9～1.8 MPa，每間隔0.1 MPa共10組壓力參數，相同壓力下進行3次平行實驗，保持平行實驗過程中實驗條件、設備狀態一致進行實驗。對實驗直接采集到的試樣變形量Δ和加速度a0取平均值進行后續分析，并取平行實驗結果的標準差（SD）進行誤差棒繪制［29］。

實驗儀器包括：YN-60耐震壓力表（精度等級2.5級）、VSA001加速度傳感器及數據采集卡（采樣頻率10 000 Hz，最小采樣間隔10 μs）、LQ-C20002型電子秤（測量精度0.01 g）、游標卡尺（測量精度0.02 mm）。

使用Abaqus/explicit進行沖擊實驗的有限元模擬分析，建立球型子彈沖擊試樣的有限元模型如圖9所示，模型幾何尺寸與實驗一致。本文沖擊實驗處于低速沖擊范圍內，在不同子彈速度下試樣應變率范圍在10-1～101內，因此采用各向同性材料的金屬彈塑性模型（classical metal plasticity），通過延性損傷準則（ductile criterion），模擬試樣沖擊過程中的塑性變形與損傷累積失效。材料應變硬化參數采用27SiMn鋼實驗數據，如表3所示［26］。為使有限元模擬結果更加準確，將邊界條件設計為與實際實驗固定條件一致，對板料兩端15 mm寬矩形區域進行約束，只允許跨中區域沿固定邊緣轉動。通過式（12）得出不同實驗氣壓下子彈的管口速度作為仿真中子彈的初速度。沖擊板料模型中心區域進行有限元模擬分析，仿真分析中不考慮重力加速度對子彈速度的影響。

對非主要觀測對象的子彈采用離散剛體處理，試樣整體劃分為結構化六面體網格，網格類型C3D8R，尺寸0.5 mm，網格數量為19951。為驗證網格無關性，等比例增加網格個數至32萬，取子彈沖擊速度為100 m/s時，試樣塑性耗散能Ek有限元分析結果如圖10所示。

從圖10a可以看出，在其他條件不變的情況下，隨著網格數量從2萬增加至32萬，塑性耗散能隨時間增長趨勢一致。由圖10b可以看出，隨著網格數量的成倍增加，仿真得出的試樣最大塑性耗散能也逐漸增大，而且趨向于定值，從2萬網格到32萬網格，最大塑性耗散能分別增長了1.93%、1.05%、0.61%和0.45%。由于網格數量不同對最大塑性耗散能的影響值不大，而且可以看出在2萬網格時仿真結果已經收斂，基于計算速度的影響，本文選取網格數量為2萬。

圖11所示為不同氣壓下試樣變形量Δ和加速度a0的理論、仿真、實驗結果對比。根據實驗測量結果，在不同氣壓下試樣變形量標準差為0.03～0.08 mm，試樣加速度的標準差為11.5～24.1 m/s2，產生偏差可能是實驗裝置精度誤差和測量誤差綜合影響的結果，與樣本平均值的最大偏差分別為1.35%和2.21%。結果表明在相同條件下實驗數據離散程度低，實驗結果的穩定性可滿足本文需求。

由圖11a可以看出，當p0＞1.6 MPa時，仿真和實驗結果中變形量出現降低趨勢。將壓值代入式（13）可得，其能量值大于27.3 J，說明試樣背面達到抗拉強度極限出現斷裂，試樣背面釋放部分拉應力，沿沖擊方向的反向會產生一定程度的回彈，使得變形量減小，符合式（8）給出的輸入能量極限判斷。通過圖11a還可以看出，變形量的理論值與氣壓的關系一直處于正比關系，并沒有出現拐點，表明理論變形量計算式（4）在本文中只適用于沖擊變形開裂之前。

當p0≤1.6 MPa時，實驗測得變形量略小于理論和仿真變形量，理論與實驗的偏差范圍為1.63%～3.41%，誤差較小且包含實驗誤差和測量誤差，因此理論計算對于板料變形量Δ預測較為準確。

由圖11b可以看出，理論、仿真和實驗中的加速度a0隨氣壓的升高而增大，在不同氣壓下理論結果均大于仿真和實驗結果，其中理論計算與實驗結果的偏差范圍為20.8%～31.1%，仿真和實驗的偏差范圍為10.7%～13.4%。加速度的理論、實驗和仿真結果之間存在較大偏差，究其原因，首先考慮實驗裝置中傳感器安裝位于試樣夾持端，如圖12所示，傳感器安裝位置距離沖擊中心區域為40 mm，考慮到加速度信號沿跨距方向逐漸衰減，因此式（5）中采用沖擊中心區域峰值加速度a0作為試樣整體運動加速度會對理論與實驗結果造成影響。

本文對沿跨距方向不同位置處的加速度值進行了實驗測試與仿真分析。設計實驗與仿真模型如圖13所示，取距沖擊中心點x處加速度為ax，腳標x表示距離沖擊中心的距離，取x為10～20 mm，設計5組加速度采集點位均勻分布，每組進行3次平行實驗，結果取平均值，選取氣壓分別為1.0 MPa、1.4 MPa、1.8 MPa。分別測出沿跨距方向不同測量位置的加速度大小，分析并總結加速度分布規律，對理論計算式（5）進行優化。

通過實驗與仿真分析得出加速度大小沿板料跨距分布關系，如圖14所示。由圖可以看出，沿沖擊中心向夾持端，實驗與仿真得出的加速度均逐漸減小，在氣壓1.0 MPa下，實驗加速度在a10處為725.1 m/s2，在a20處為620.4 m/s2，降低幅度為14.4%，而對于氣壓1.4 MPa和1.8 MPa，這一幅度分別為15.6%和16.4%。仿真也可以得出相同結果，通過圖14可以看出，沿試樣跨距方向，距離沖擊中心由近到遠，試樣的加速度逐漸減小，式（5）中采用沖擊中心點加速度a0計算試樣的運

動耗散能有一定的偏差，結合理論與仿真結果，對加速度與距沖擊中心點距離的關系進行多項式擬合。設定擬合方程為

3 結果與討論

圖15為試樣沖擊后正背面整體形貌及變形量分布云圖。試樣整體發生塑性變形，變形量沿跨距方向從沖擊中心向夾持端逐漸減小，板料沖擊后形態符合理論計算中模型變化。因為本文沖擊所用子彈為球形彈面，所以在圖15a中可見球形彈坑，試樣正面彈坑處受到壓縮，球面完整表明沖擊過程中子彈與試樣為對心碰撞，在接觸中未發生偏移；試樣沖擊中心背面可見凸起，與正面凹陷部位相對應，此處受到拉伸且應變最大，開裂首先發生在這一區域。

圖16為選取氣壓1.0 MPa，每增大0.2 MPa的實驗及仿真試樣塑性變形量示意圖。沖擊中心處變形量最大，向夾持端逐步減小，試樣上各部分塑性變形基本呈對稱分布。隨氣壓的升高，試樣的塑性變形量逐漸增大，在氣壓1.8 MPa時，實驗與仿真中試樣沖擊區域背面均出現明顯裂紋，試樣整體塑性變形程度減小，說明在沖擊過程中試樣背面產生裂紋發生應力釋放，釋放部分拉應力后，試樣沖擊中心背面沿沖擊方向反向產生一定程度回彈。在輸入總能量恒定的情況下，產生裂紋后用于塑性耗散的能量減少，因此裂紋產生會影響塑性變形耗散能。

取氣壓1.5 MPa、1.6 MPa、1.7 MPa、1.8 MPa試樣沖擊中心區域形貌進行對比，如圖17所示。圖17中，a1、b1、c1、d1為試樣與子彈接觸正面，可見球形彈坑直徑為5.5～6 mm，小于子彈直徑，正面未見開裂。當p0≤1.6 MPa時，彈坑直徑最大為6 mm，隨氣壓的升高逐漸增大；當p0＞1.6 MPa時，彈坑直徑明顯減小后又隨氣壓升高而逐漸增大。

圖17中，a2、b2、c2、d2為試樣與子彈接觸背面，背面凸起部分直徑同正面彈坑直徑一致，當p0≤1.6 MPa時，區域內試樣由線切割產生的紋理由于拉伸作用而出現變形，凸起部位呈現較明顯的拉伸現象。當p0＞1.6 MPa時，在c2和d2處可觀測到明顯裂紋，裂紋長度為4～4.5 mm，且隨氣壓升高裂紋尺寸逐漸增大。

圖18所示為不同氣壓下試樣塑性耗散能與運動耗散能的演化規律。圖18a中，在p0≤1.6 MPa時，塑性耗散能隨氣壓的升高而增大，實驗結果小于理論和仿真值，差值分別為7.42%和9.03%。這是因為實際沖擊過程中存在其他形式的能量耗散，比如熱能、摩擦能等，這部分能量較小，在理論分析中忽略了其帶來的影響，在輸入能量守恒時，實驗中塑性變形能量有所減小。仿真結果略大于理論結果，差值為3.49%，這是因為仿真分析中定義輸出的塑性耗散能為試樣的非彈性耗散能，即包含熱能、摩擦能等；在p0＞1.6 MPa時，塑性耗散能的仿真和實驗值降低，表明試樣發生拉伸斷裂后對塑性耗散能影響較大，開裂消耗的能量部分來自于塑性耗散能。

不同氣壓下試樣運動耗散能演化規律如圖18b所示。實驗結果大于理論和仿真值，差值分別為9.39%和6.50%。這是由于在采用修正后的式（16）作為試樣運動耗散能計算公式時，假設運動動能耗散率沿跨距方向線性變化，而實際試樣跨距方向上運動動能耗散率存在差異，因此實驗結果較大；仿真結果略大于理論計算結果，差值為4.55%。在p0＞1.6 MPa時運動耗散能理論、仿真和實驗值均無明顯改變，試樣開裂應力釋放并不會導致試樣運動耗散能變化。

通過理論計算對輸入動能進行分配，各部分能量分配規律和能量占比如圖19所示。圖19a中，在輸入p0≤1.6 MPa時，能量被試樣運動耗散能、塑性耗散能和碰撞損失能所耗散，隨著氣壓的升高，各部分沖擊能量大小均有提高。在p0＞1.6 MPa時，產生裂紋釋放能，相應的塑性耗散能和碰撞損失能減小，因此拉伸斷裂消耗的能量主要來自試樣的塑性耗散能和碰撞損失能。

由圖19b可以看出，塑性耗散能所占總能量比例由0.9 MPa時的68.16%降低至1.8MPa時的43.48%。這是因為隨著氣壓的升高，板試樣塑性變形能量吸收能力接近極限，塑性耗散能增長速率減小，因此占總能量的比例逐漸減小；碰撞損失能占比由0.9 MPa時的25.27%隨氣壓升高上升至1.6 MPa時的37.33%，隨后又降低至1.8 MPa時的31.23%，產生裂紋后試樣的彈性回復能力減弱，因此試樣彈性變形的能量耗散能力減弱，碰撞損失能減小；運動耗散能由0.9 MPa時的6.56%上升至1.8 MPa時的13.81%；試樣開裂消耗能量占比為11.48%，這一占比隨氣壓的升高而增大。

綜上所述，在氣壓1.6 MPa時，實驗裝置輸出的子彈動能為26.4 J，略小于圖4給出的27SiMn材料達到極限應變時所需的能量，因此對本文實驗裝置而言，1.6 MPa為試樣能量吸收極限時的最大輸入氣壓，高于1.6 MPa即會發生斷裂。

4 結論

（1）根據能量守恒定律得出板料沖擊過程中能量分配計算方法，基于煤礦機械設備沖擊環境和材料性能設計并搭建沖擊實驗裝置，結合實驗材料獲得沖擊實驗裝置處于最大變形時的極限氣壓為2.2 MPa。計算得出了實驗裝置氣壓與板料變形量以及沖擊加速度的關系。

（2）通過實驗和仿真對板料變形量與沖擊加速度進行驗證，理論計算得出的板料變形量與實驗和仿真結果最大差值為3.4%，吻合較好，而沖擊加速度值理論與實驗值偏差為31.1%。采用多項式擬合對理論計算中加速度取值進行了修正。

（3）修正后的理論計算結果與實驗及仿真結果吻合良好，塑性耗散能和運動耗散能理論結果與實驗結果差值分別為7.42%和9.36%，與仿真結果差值分別為3.49%和4.55%。隨著氣壓由0.9 MPa升高至1.8 MPa，塑性耗散能占比由68.16%逐漸降低至43.48%，碰撞損失能占比由25.27%升高至37.33%又降低至31.23%；運動耗散能占比由6.56%逐漸升高至13.81%；開裂消耗的能量主要來自試樣的塑性耗散能和碰撞損失能，消耗能量占比為11.48%，這一占比隨氣壓的升高而逐漸增大。

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（編輯 王旻玥）

作者簡介：

柴蓉霞，女，1977年生，副教授。研究方向為金屬材料成形，激光增材制造。E-mail：joancra_030159@163.com。

收稿日期：2023-12-07

基金項目：陜西省自然科學基金（2020JM-529）;陜西省自然科學基金陜西煤炭聯合基金（2021JLM-08）