基于掘進(jìn)機(jī)履帶架焊接變形的履帶動(dòng)力學(xué)特性分析

高永新，樊昊

（遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，遼寧阜新123000）

基于掘進(jìn)機(jī)履帶架焊接變形的履帶動(dòng)力學(xué)特性分析

高永新，樊昊

（遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，遼寧阜新123000）

針對履帶架焊接變形對履帶行走動(dòng)力學(xué)的影響，應(yīng)用Ansys有限元方法，模擬履帶架的焊接過程，求得履帶架的變形量。在此基礎(chǔ)上，采用集中質(zhì)量法建立履帶的多自由度動(dòng)力學(xué)模型，根據(jù)Bekker理論以履帶與地面間的接觸力為外部載荷，采用數(shù)值分析法求解履帶架不同變形量對履帶張緊力和振動(dòng)的影響。仿真結(jié)果表明：焊接變形使履帶板出現(xiàn)擺角變化，受此影響，履帶架的焊接變形對履帶行走動(dòng)力學(xué)影響較大，變形越大張緊力越大，在履帶板擺角為0.7°時(shí)，驅(qū)動(dòng)處的履帶張緊力在44 kN至45.6 kN之間變化，波動(dòng)劇烈。

振動(dòng)與波；掘進(jìn)機(jī)；履帶；多自由度動(dòng)力學(xué)模型；焊接變形

掘進(jìn)機(jī)作為巷道掘進(jìn)的主要采煤機(jī)械設(shè)備，在我國的礦業(yè)生產(chǎn)中廣泛應(yīng)用，主要用于煤、半煤巖、或巖石巷道的掘進(jìn)。其行走部承載著掘進(jìn)機(jī)整機(jī)的重量，為行走調(diào)動(dòng)以及截割工進(jìn)提供牽引力[1]，是掘進(jìn)機(jī)在惡劣的煤礦巷道中安全、平穩(wěn)、高效工作的重要保障，故其可靠性至關(guān)重要。姚繼權(quán)對掘進(jìn)機(jī)在平地以及爬坡時(shí)的履帶張緊力進(jìn)行研究[2]。蘇舉棟等對掘進(jìn)機(jī)行進(jìn)過程中的驅(qū)動(dòng)輪進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)仿真分析[3]。呼格吉樂圖等對影響掘進(jìn)機(jī)行走機(jī)構(gòu)的因素進(jìn)行了分析[4]。趙麗娟等采用聯(lián)合仿真技術(shù)，對掘進(jìn)機(jī)在不同橫擺速度下的載荷進(jìn)行了仿真分析，并以可靠性和疲勞壽命為條件對其橫擺速度進(jìn)行了優(yōu)化[5]。Mustafa Eyyuboglu E和Kroger G等采用了實(shí)驗(yàn)方法，使用傳感器裝置測量了掘進(jìn)機(jī)在實(shí)際工作過程中的振動(dòng)特性[6–7]。目前國內(nèi)對履帶行走動(dòng)力學(xué)的研究工作大多僅限于其在平整的路面上，卻很少考慮到履帶架在焊接過程中發(fā)生的變形，以及從多自由度出發(fā)去研究履帶的行走動(dòng)力學(xué)等問題。

文中應(yīng)用Ansys有限元軟件對履帶架焊接過程進(jìn)行模擬，建立在焊接變形影響下履帶多自由度動(dòng)力學(xué)模型。采用履帶車輛與地面間的交互力學(xué)模型。在此基礎(chǔ)上，利用Matlab匯編語言對掘進(jìn)機(jī)在行進(jìn)過程中履帶板之間的張緊力進(jìn)行仿真求解，并且對在不同的履帶架焊接變形影響下的履帶板之間張緊力進(jìn)行歸納分析，為掘進(jìn)機(jī)履帶行走動(dòng)力學(xué)研究提供一種新的方法。

1 基于Ansys軟件的焊接過程分析

1.1 材料熱物理性能

為縮減分析時(shí)間及減小計(jì)算難度，并且不對實(shí)際的焊接過程中產(chǎn)生影響，在Proe中建立并簡化掘進(jìn)機(jī)履帶架的模型，保存為.igs格式，最終調(diào)入到Ansys中對履帶架進(jìn)行焊接數(shù)值模擬分析。掘進(jìn)機(jī)履帶架材料采用Q235，其熱物理性能如表1所示[8]。

在模擬過程中，焊縫區(qū)域的材料可視為與履帶架相同。為了保證計(jì)算精度，采用疏密結(jié)合的網(wǎng)格劃分方法，在焊縫區(qū)采用較細(xì)的網(wǎng)格，在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)采用較粗的網(wǎng)格，圖1為履帶架有限元模型。

圖1 履帶架有限元模型

1.2 熱源模型及初始邊界條件

由于履帶架的壁厚遠(yuǎn)小于履帶架的實(shí)際尺寸，在焊接模擬過程中為得到準(zhǔn)確的變形分布云圖以及主要考慮熱源在履帶架表面的分布，因此采用與二維高斯熱源模型近似的描述熱流的分布[9]，焊接電流為130 A，焊接電壓為24 V，焊接速度為4 mm/s，焊接熱效率為80%，焊接溫度為1 500℃，電弧有效加熱半徑為8 mm。在實(shí)際焊接過程中，由于履帶架的表面溫度高于環(huán)境溫度，所以存在與周圍空氣的對流換熱

式中h為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；Tw為工件溫度；Tf為環(huán)境溫度。自然空氣對流h取值范圍為5～25，這里取h=23，環(huán)境溫度Tf=27℃。

1.3 焊接變形結(jié)果分析

在Ansys中，采用間接耦合解法進(jìn)行焊接變形分析。即將焊接熱分析得到的節(jié)點(diǎn)溫度作為“體力”載荷施加在后序的焊接變形分析中來實(shí)現(xiàn)耦合。在模擬焊接過程中采用生死單元技術(shù)模擬焊縫區(qū)域材料的逐步填充過程。為了避免焊接時(shí)產(chǎn)生剛體位移，對立板進(jìn)行全約束。

對焊接后的履帶架進(jìn)行變形分析，其分布云圖如圖2所示。

圖2 履帶架焊接變形云圖

由圖中可知，對于履帶架整體來看，主要的變形發(fā)生在履帶架的側(cè)面，上表面的變形較小，最大的變形在側(cè)面的中間位置。遠(yuǎn)離中間位置變形逐漸減小。

2 動(dòng)力學(xué)分析

2.1 履帶與地面間行駛阻力建模

依據(jù)煤礦巷道路面的實(shí)際情況，可將其土壤視為具有“記憶”功能的軟性地面，即考慮加載歷史[10]，每個(gè)履帶板與地面間都有一廣義力。履帶車輛與地面間的交互力學(xué)模型是基于美國學(xué)者M(jìn)G貝克的壓力—沉陷關(guān)系[11]，即

式中p為接地壓力；kc、k?、n的物理參數(shù)；b為履帶板的寬度；z為土壤的變形深度。當(dāng)履帶板與地面接觸并陷入地面輪廓線以下時(shí)，z為正值；當(dāng)履帶板位于地面輪廓線以上時(shí)，z為負(fù)值。

表1 Q235鋼各溫度段力學(xué)性能指標(biāo)

掘進(jìn)機(jī)行駛阻力是由履帶擠壓巷道土壤而產(chǎn)生的變形阻力的水平分量[12–13]，假設(shè)巷道路面在各方向特性相同。在掘進(jìn)機(jī)行走部系統(tǒng)中，驅(qū)動(dòng)輪后置，導(dǎo)向輪前置。因此，以導(dǎo)向輪中心在車輛沉陷前后位置的位移差表示巷道路面的壓陷深度。由力學(xué)換算關(guān)系，可以將掘進(jìn)機(jī)的形式阻力加載于掘進(jìn)機(jī)的質(zhì)心處[14]。即

式中f為第i塊履帶板與地面間的阻力；zi為第i塊履帶板的壓陷深度。

選用的巷道路面土壤的物理參數(shù)如表2所示[15]。

表2 路面特征參數(shù)

在Matlab軟件中得到車速與行駛阻力的仿真曲線，整車啟動(dòng)并加速，最終達(dá)到1.3 m/min，并且每個(gè)履帶板的行駛阻力在27.43 kN上下波動(dòng)，最大值為30.17 kN，見圖3。

2.2 建立履帶架動(dòng)力學(xué)模型

由上述分析，履帶架在整體焊接過程中，焊接變形主要發(fā)生在YOZ平面。由此采用集中質(zhì)量的方法，建立在路面激勵(lì)下XOZ平面內(nèi)履帶多自由度的動(dòng)力學(xué)模型，如圖4所示。

圖3 履帶板行駛阻力與車速的仿真曲線

圖4 多自由度履帶系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型

式（4）中，m為履帶板的質(zhì)量；a為單個(gè)履帶板的長度；W為履帶板運(yùn)行阻力；Jw、Jg分別為導(dǎo)向輪與驅(qū)動(dòng)輪的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；θ為履帶板擺角；?w、?g分別為導(dǎo)向輪與驅(qū)動(dòng)輪的轉(zhuǎn)角；x為履帶板移動(dòng)的位移；xw為張緊油缸的位移；Rw、Rg分別為導(dǎo)向輪與驅(qū)動(dòng)輪的半徑；k、c分別為履帶板之間的剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)；kw、cw分別為張緊油缸與導(dǎo)向輪之間的剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)；M0為掘進(jìn)機(jī)整機(jī)的質(zhì)量；Mg為驅(qū)動(dòng)輪處驅(qū)動(dòng)裝置的轉(zhuǎn)矩。

3 仿真分析

焊接對履帶架側(cè)面變形影響較大，并且集中于中間位置，因而使履帶架驅(qū)動(dòng)輪和張緊輪鏈接處的履帶板擺角最大。將上下層履帶分別簡化為4個(gè)集中質(zhì)量，并假設(shè)其對稱分布。應(yīng)用Matlab匯編語言對掘進(jìn)機(jī)行走時(shí)履帶系統(tǒng)進(jìn)行仿真求解。結(jié)合EBJ-160掘進(jìn)機(jī)惡劣的煤礦巷道工作條件，相關(guān)參數(shù)為[16–17]：M0=105 400 kg；R=350 mm；μ=0.3；a= 600 mm；m=15 kg；W=1 t；k=2.78×108N/m；c= 1.43×103N?s/m；θ1=0.7°；θ2=0.3°；θ3=-0.3°；θ4=-0.7°；θ5=-0.7°；θ6=-0.3°；θ7=0.3°；θ8= 0.7°。EBZ-160掘進(jìn)機(jī)驅(qū)動(dòng)裝置的液壓馬達(dá)型號(hào)為CA50-32[18]，掘進(jìn)機(jī)在平穩(wěn)工作過程中其驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩為1 235.21 N?m。

圖5為掘進(jìn)機(jī)履帶張緊力的仿真結(jié)果，從中可以看出，掘進(jìn)機(jī)在前進(jìn)過程中，履帶下部即位置6至位置11的履帶板，由于同時(shí)受到來自地面的激勵(lì)和履帶與履帶架之間的摩擦激勵(lì)，履帶下部受到的張緊力大于履帶上部即位置1至位置5的履帶板。

由于位置11的履帶板最接近履帶架的驅(qū)動(dòng)輪，因此同時(shí)還受到來自掘進(jìn)機(jī)驅(qū)動(dòng)裝置的驅(qū)動(dòng)激勵(lì)，故其受到的張緊力與其他位置的履帶板受到的張緊力相比，張緊力較大，波動(dòng)劇烈。

圖5 履帶板間的張緊力

結(jié)合掘進(jìn)機(jī)在惡劣的煤礦巷道工作時(shí)，履帶架驅(qū)動(dòng)處的焊縫容易發(fā)生斷裂。由于焊接方式、焊接環(huán)境、焊接順序等因素的影響，履帶架驅(qū)動(dòng)處會(huì)發(fā)生不同程度的變形?；谝陨戏治?，通過Matlab軟件對驅(qū)動(dòng)處的履帶板即位置11的履帶板在焊接后的履帶架造成的不同擺角條件下的張緊力進(jìn)行仿真分析，圖6所示分別為理想狀態(tài)即履帶架焊接不發(fā)生變形、θ=0時(shí)，以及履帶架發(fā)生焊接變形條件下θ= 0.3°、θ=0.7°時(shí)，履帶板與驅(qū)動(dòng)處之間的張緊力。從圖6可以看到，在焊接的理想狀態(tài)下，掘進(jìn)機(jī)驅(qū)動(dòng)處的履帶受到的張緊力的大致范圍為3.22×104N～3.44×104N，并且張緊力的波動(dòng)較平緩。在履帶架焊接變型的影響下，由于履帶架的變型，使履帶板之間的連接裝置處于拉伸狀態(tài)，并且履帶板與地面之間發(fā)生不完全的接觸狀態(tài)，當(dāng)θ=0.3°時(shí)，驅(qū)動(dòng)處履帶張緊力的大致范圍為3.64×104N～3.78×104N；當(dāng)θ= 0.7°時(shí)，驅(qū)動(dòng)處履帶張緊力的大致范圍為4.40×104N～4.56×104N，并且張緊力的波動(dòng)越來越劇烈。圖7為圖6(a)中在20 s至30 s之間的履帶架的張緊力變化曲線。

圖6 履帶板在不同擺角下與驅(qū)動(dòng)處之間的張緊力

圖7 履帶板張緊力變化曲線

4 結(jié)語

(1)通過Ansys熱力學(xué)有限元分析，得出掘進(jìn)機(jī)履帶架在焊接影響下會(huì)發(fā)生變形。從整體看，履帶架側(cè)面的變形較大，主要集中在中間位置。

(2)通過采集中質(zhì)量法建立履帶多自由度動(dòng)力學(xué)模型以及履帶車輛與地面間的交互力學(xué)模型，采用Matlab匯編語言分析，得到下層履帶的張緊力較大，振動(dòng)劇烈。驅(qū)動(dòng)處與其下方的履帶板之間的張緊力最大。

(3)通過對履帶架不同的焊接變形條件下以及理想狀態(tài)下驅(qū)動(dòng)處與其下方履帶板張緊力的仿真分析，得到焊接變形對其張緊力影響較大，并且焊接變形越大其張緊力越大的結(jié)論。當(dāng)θ=0.3°時(shí)，驅(qū)動(dòng)處履帶張緊力的大致范圍為3.64×104N～3.78×104N；當(dāng)θ=0.7°時(shí)，驅(qū)動(dòng)處履帶張緊力的大致范圍為4.40×104N～4.56×104N，并且張緊力的波動(dòng)越來越劇烈。

(4)在掘進(jìn)機(jī)履帶架實(shí)際生產(chǎn)焊接過程中，應(yīng)結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際的焊接環(huán)境以及焊接條件，采取相應(yīng)的焊接工藝以及焊接方法，并采用合理的焊縫焊接順序，從而控制、減小掘進(jìn)機(jī)履帶架的焊接變型，進(jìn)而減小掘進(jìn)機(jī)在行駛過程中履帶架焊接變型對履帶張緊力的影響。

[1]陳效棟，朱陽陽，李曉濤.EBZ 315懸臂式掘進(jìn)機(jī)履帶行走失效分析[J].煤礦機(jī)械，2014，35(11)：210-211.

[2]姚繼權(quán).縱軸式掘進(jìn)機(jī)履帶行走系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)研究[D].阜新：遼寧工程技術(shù)大學(xué)，2012.

[3]蘇舉棟，王義亮，楊兆建.掘進(jìn)機(jī)行走部驅(qū)動(dòng)輪動(dòng)力學(xué)仿真分析[J].煤礦機(jī)械，2013，34(9)：80-82.

[4]呼格吉樂圖，尹明，張高平.履帶式掘進(jìn)機(jī)行走機(jī)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)計(jì)算分析[J].煤礦機(jī)械，2011，32(9)：21-23.

[5]趙麗娟，劉旭南，曹拓.縱軸式掘進(jìn)機(jī)橫擺運(yùn)動(dòng)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].煤炭學(xué)報(bào)，2012，37(12)：2112-2117.

[6]MUSTAFA EYYUBOGLUE,NACIBOLUKBASI. Effects of circumferential pick spacing on boom type roadheader cutting head performance[J].Tun-nelling and Underground Space Technology,2005,20(5):418-425.

[7]KROGER G,BRZCHTA P.Neue meund diagnosesysteme für fürderer und fobelanlagen[J].Glückauf,1991,127(17/ 18):778-785.

[8]徐利霞.焊接殘余應(yīng)力場在交變載荷作用下的特性研究[D].大連：大連理工大學(xué)，2006.

[9]肖馮，米彩盈.T型角接頭焊接熱源模型研究[J].電焊機(jī)，2010，40(6)：41-44.

[10]王軍，魏來生，蘭小平.駕駛員－履帶車輛－路面系統(tǒng)的建模和仿真[J].計(jì)算機(jī)集成制造系統(tǒng)(CIMS)，2003，(9)：108-111.

[11]BEKKER M G.地面－車輛系統(tǒng)導(dǎo)論[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1978.

[12]韓雪海，劉侃，周玉瓏.履帶車輛行駛力學(xué)[M].北京：國防工業(yè)出版社，1989：50-53.

[13]唐經(jīng)世.工程機(jī)械底盤學(xué)[M].成都：西南交通大學(xué)出版社，1999：303-307.

[14]宿月文，朱愛斌，陳渭，等.履帶機(jī)械地面力學(xué)建模及牽引性能仿真與試驗(yàn)[J].西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，43(9)：42-45+50.

[15]WONG J Y.Theory of ground vehicles[M].3ed.Toronto, Canada:John Wiley and Sons Inc,2001.

[16]毛君，許文馨.掘進(jìn)機(jī)坡角工況下轉(zhuǎn)向動(dòng)力學(xué)特性仿真[J].遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào)((自然科學(xué)版))，2015，34 (11)：1303-1307.

[17]李曉豁，何洋，李婷，等.縱軸式掘進(jìn)機(jī)橫向和縱向隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)的分析[J].煤炭學(xué)報(bào)，2014，39(3)：580-585.

[18]鄭立勇，宋慶民.EBZ-160型掘進(jìn)機(jī)裝載驅(qū)動(dòng)裝置技術(shù)改造及應(yīng)用[J].煤炭工程，2013：152-154.

Analysis of Dynamic Characteristics of Tracks Based on Welding Deformation of Roadheader Crawler Frames

GAO Yong-xin,FANHao
（School of Mechanical Engineering,Liaoning Technical University,Fuxin 123000,Liaoning China）

The influence of welding deformation of the roadheader crawler frame on the travel dynamics of tracks is studied.The welding process of the crawler frame is simulated by means of the Ansys finite element software and the deformation of crawler frame is obtained.On this basis,the multi-DOF dynamic model of the track is established by Lumped Mass Method.According to Bekker theory,the contact force between the track and the ground is regarded as external load.The influence of the different deformations of the crawler frame on the tensile force and vibration of the track is analyzed numerically.The simulation results show that the welding deformation of the track frame can make the track plate to have a swing angle change,which has a great influence on the travel dynamics of the track.Large deformation of the track frame can lead to a large tensile force.When the swing angle reaches 0.7°,the drive-induced tensile force of the creepers of the track is within 44 kN-45.6 kN,which induces violent vibration.

vibration and wave;roadheader;track;multi-DOF dynamic model;welding deformation

TH113.1

A

10.3969/j.issn.1006-1355.2017.02.006

1006-1355(2017)02-0028-05+66

2016-10-14

高永新(1973－)，男，遼寧省阜新市人，副教授，博士，碩士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)榈V山機(jī)械電子。

樊昊，男，甘肅省靜寧縣人，碩士研究生，研究方向?yàn)闄C(jī)電一體化。E-mail:461998521@qq.com