【正文】 （ 317） 5). 當(dāng) 2Lg/3＜ X 時(shí)， 載荷呈 三角形 分布 ，如圖 311 所示 ,頂梁后 端比壓為零 ，頂梁前端比壓 1q 為： ]9[ q 311 10).(3 2 ??? mBxLg F （ 318） 支護(hù)強(qiáng)度計(jì)算 支護(hù)實(shí)際支護(hù)強(qiáng)度如下式計(jì)算： ]9[ 31 10).( ????mBLgFq （ 319） 式中： Δ — 頂梁前端至 煤壁的距離， mm Bm— 支架支護(hù)寬度（ 支架間距）， mm 其它符號(hào)意義同前。 以下式計(jì)算： ]9[ bd = Ld hLhLBL d )(. 22112 ?????? 整理得： bd = Ld hLhLB )( 22112?????? 2)底座最大最小接觸比壓 假設(shè)底座對(duì)底板均勻接觸且載荷為線性分布。 底座前端比壓為 : 314 10. )26(2?????dd bLLdxFq (323) 底座后端比壓為： ]11[ 支撐掩護(hù)式液壓支架總體方案及液壓立柱設(shè)計(jì) 38 10)64.( ????? bdLd xLdFq (324) 式中： 4q — 底座前端比壓， Mpa c) 當(dāng) Lg/2＜ X? ＜ 2Lg/3 時(shí) ,底座比壓呈正梯形分布，如圖 315 所示。 支架受力計(jì)算 ．原始數(shù)據(jù) a 不隨支護(hù)高度 H 而變的數(shù)據(jù)見表 31。 1） 頂梁所受集中力 F 由式 33 得 ]11[ Fm= ??? ???? 由式（ 31 得 xa =Pk － Fm W=－ = 由式（ 32） ]11[ ya =sin00 ＋ = 由式 （ 36） 得 ： Fn= 1tg??｛ (+) ＋ (+)｝ =(KN) 由式（ 34）得 遼寧工程技術(shù)大學(xué)畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 41 xb =(+) =(KN) 由式 （ 35） 得 ]11[ yb =+－ （ cos6+） =(KN) 由 F1 =Fn +Fm =+=(KN) 由式 （ 37） 得 ]11[ X= ｛ 160+1350＋ 300 +sin6(200160)+(200－ 160)－ (800+1350)－ (160－ 85)－ (330－ 160)｝ =(mm) 由式 （ 38） 得 F6 =000080s in80c os62 ?? ??tgtg=(KN) 5F = 0 062s in 80s in) 1( ??? =－ (KN) 2） 由于支架重量相對(duì)于支架所受工作阻力很小，所以支架的重量可以忽略不計(jì)，支架底座集中力與頂梁集中力相等 ?1F = 1F =（ KN） 由式 （ 310） 得 ??x ｛ sin6(220180)+(220183) +cos6247。 H Fm Fn F1 x x? F5 F6 s q qd qmaxd 3870 1 0 1 6 7 9 9 6 3670 0 0 7 4 4 6 5 6 3470 6 5 9 . 1 6 2 4 3270 0 9 2 0 7 7 6 3 3070 6 5 9 7 2 8 9 4 2750 8 7 0 3 6 9 5 5 表 34 W Fm Fn F1 x x? F5 F6 s q qd q maxd 0 3 2 5 1 2 9 1 3 5 0 4 4 2 0 4 4 3 9 9 0 9 6 7 1 1 其中 q maxd 底座前后所受比壓中較大的比壓 支撐掩護(hù)式液壓支架總體方案及液壓立柱設(shè)計(jì) 44 通過比較可知，各 q maxd 值均小于底板最大允許比壓 . 支架受力影響因素分析 支架支護(hù)高度對(duì)于受力的影響 支撐掩護(hù)式支架由于支護(hù)高度的變化，使立柱的支撐角度，掩護(hù)梁及四連桿機(jī)構(gòu)的角度等變化支架的受力的也不同。 前梁千斤頂?shù)耐评?力對(duì)支架的受力影響。油缸穩(wěn)定性條件為： ]11[ PK P 即 P K = ( 21)JPK .J1 P （ 41） 式中 PK — 穩(wěn)定性極限力 P— 最大工作阻力 J1 = 6441d? =17000mm4 （ 42） J2 — 缸體斷面慣性矩 ]11[ J2 = 64 )( 440 DD ?? =98320mm4 （ 43） 根據(jù)式中 12JJ = 及12ll = （ 44） 查極限計(jì)算圖得 缸筒壁厚和外徑計(jì)算與缸體的強(qiáng)度驗(yàn)算 缸向等筒壁厚和外徑計(jì)算與缸體強(qiáng)度計(jì)算 缸筒相當(dāng)于一兩端封閉的圓形受壓容器，由于材料力學(xué)知，其應(yīng)力狀態(tài)是隨著缸筒內(nèi)徑和壁厚的比值 D/δ的改變而變化的，因此在計(jì)算缸壁的合成應(yīng)力和厚度時(shí)，必段考慮不的支撐掩護(hù)式液壓支架總體方案及液壓立柱設(shè)計(jì) 46 比值 D/δ的材質(zhì)，采用不同的強(qiáng)度計(jì)算公式。 由理論分析實(shí)驗(yàn)得知，細(xì)長(zhǎng)的受壓桿件，會(huì)在軸由載荷 所引起的壓縮應(yīng)遠(yuǎn) 未達(dá) 到 屈服強(qiáng)度極 限 ，就發(fā)生縱向彎曲， 如圖 51 所示 因此，對(duì)于長(zhǎng)細(xì)比 1/d10 的液壓缸，應(yīng)將其遼寧工程技術(shù)大學(xué)畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 47 整體視為一根細(xì)長(zhǎng)柔性標(biāo)點(diǎn) ，先按穩(wěn)定性進(jìn)行驗(yàn)算，即在活塞桿完全伸出狀態(tài)下 ，驗(yàn)算液壓缸承受最大軸向壓縮載荷的穩(wěn)定性，然后再按強(qiáng)度條件對(duì)活塞強(qiáng)度條件對(duì)活塞桿直徑進(jìn)行驗(yàn)算。 De =D+2δ =180+2 23=226mm 油缸的穩(wěn)定性計(jì)算 液壓缸在工作過程中有受力和受拉 ， 兩種工作方式狀態(tài)，液壓缸不僅要滿足這兩 種狀態(tài)下的強(qiáng)度要求，還要滿足受壓狀態(tài)穩(wěn)定性要求。 瞬心位置角θ對(duì)支架受力影響 經(jīng) 分析可知， tgθ 值增大，液壓支架承受附加力增大，使支架支護(hù)阻力增加，支架受載荷增加，所以 tgθ 值大，對(duì)支架受力不利，在支架全部工作段內(nèi)， tgθ 值一般控制在小于 ，從而限制附加力大小。 摩擦系統(tǒng)對(duì)支架受力的影 響。 由式（ 313）得 ]11[ q1 = 32 1015002150 )( ?? ????=(MPa) 由式 314 得 q2 = 32 1015002125 )( ?? ????=(MPa) 5） 座 座最大最小比 壓 XLd/3 因此底座比壓呈倒三角形分布。見表 32 H a1 a2 a3 a4 θ Δ 1 3870 62 80 300 2 3670 55 72 278 3 3470 65 3 280 4 3270 287 5 3070 3 295 6 2750 31 300 注表 32 中數(shù)據(jù)在根據(jù) 圖 318 中量取得到的，圖 318 比例為 1： 10 不同支護(hù)高度時(shí)，各參數(shù)的計(jì)算 1)支護(hù)高度 H=3870 時(shí)，各參數(shù)年的計(jì)算 計(jì)算中，前梁千斤頂?shù)淖饔昧?Pk 取工作陰力時(shí)的推力。 底座前端比壓為 : 34 10).(3 2 ??? ??dbxLdFq (327) 求出底座的最大比壓后 ,要與底板允許最大比壓進(jìn)行比較 .底座最大比壓應(yīng)小于底板允許比壓。 底座后端比壓為： dbxFq .325 ? ?? 310 （ 3— 22） 式中 : 5q — 底座后端比壓， Mpa 其它符號(hào)意義同前。 底座平均接觸比壓 頂板對(duì)支架的巨大載荷經(jīng)由支架 傳到底板，在支架底座與底板間具有一定比壓。 1)當(dāng) ?X Lg/3 時(shí)，載荷分布為三角形，如圖 37 所示 ,頂 梁前端比壓為零，后端比壓 為 2q : ]8[ mxBFq 32 12 ? 103 (312) 式中： 2q — 頂梁后端 比壓， mpa 待求 Bm — 頂梁寬度， Bm=1500mm 2).當(dāng) Lg/3＜ X＜ Lg/2 時(shí) ,載荷呈梯形分布，如圖 38所示，頂梁前端比壓 1q 為： ]8[ mBxFq .lg lg)26( 211 ?? 103 （ 313） 式中： 1q — 頂梁前端比壓 , Mpa 待求 頂梁后端比壓 為 2q : 3212 10lg )64( ??? mB xLgFq （ 314） 3).當(dāng) X=Lg/2 時(shí)，載荷呈矩形分布，如圖 39 所示 ，頂梁前后端比壓相等， 21 qq? ， 為 。 x — 底座集中力距底座后端距離， mm 待求 L6 — 前后立柱下鉸點(diǎn)之距 ， L6 =863mm 7L — 后排立柱下鉸點(diǎn)與底座后端之距 ， 7L =1050mm 8L — 前后連桿下鉸點(diǎn) 小平距離 ， 8L =825mm 7h — 前后立柱下鉸點(diǎn) 距底座下平面之距， 7h =183mm 遼寧工程技術(shù)大學(xué)畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 35 8h — 前連桿下 鉸點(diǎn)距 底座下平面之距， 8h =650mm 9h — 后連桿下鉸點(diǎn)距底座下平面之距， 9h =220mm baPP???? ba P,P 的反作用力 F mn FF ???1 （ 311） 將式（ 310），（ 311） 聯(lián)立可得 XF ??,1 。 by — 后梁 b 點(diǎn)所受垂直力， KN待求 ]7[ 支撐掩護(hù)式液壓支架總體方案及液壓立柱設(shè)計(jì) 32 圖 34 Fig34 由式 (34)d(35)得： bbxy =tgθ=akbanbaan xBpapapwF apapyF ???? ??? c oss i n c osc os2121 （ 36） x=nkaababaFhhphhxllyhhaphhaplaplaphF n w)()()()(s i n)(s i nc o sc o s.63264265264152416???????????? （ 37） 式中： θ — 瞬心角（度 ） x — 后梁集中力作用點(diǎn)與頂梁后端之距 mm 待求 h6 — 掩護(hù)梁與頂梁鉸點(diǎn)與頂梁上表現(xiàn)之距 ， h6 =160mm 4l — 前排立柱上鉸點(diǎn)與頂端后端之距 ， 4l =1350mm 5L — 后排立柱上鉸點(diǎn)與頂梁后端之距 ， 5L =300mm 4h — 前排立柱上鉸點(diǎn)與頂梁上表面之距 ， 4h =200mm 5h — 后排立柱上鉸點(diǎn)與頂梁上表面之距 ， 5h =200mm 2L — 前排立柱上鉸點(diǎn)與前后梁鉸點(diǎn)之距 ， 2L =800mm 遼寧工程技術(shù)大學(xué)畢業(yè)設(shè)計(jì)（論文） 33 前后連桿力 F5 , 6F 取掩護(hù)梁為分離體進(jìn)行受力分析。 圖 33前梁為分離體受力圖 lock piece liberation m