趙家臣侯原亮劉俊杰趙龍陽

（1.廣西百色美聯(lián)能源科技有限責任公司，廣西 百色 533000；2.桂林電子科技大學機電工程學院，廣西 桂林 541004；3.桂林電子科技大學計算機科學與工程學院，廣西 桂林 541004）

煤礦電氣設備的隔爆外殼結構優(yōu)化

趙家臣1侯原亮2劉俊杰2趙龍陽3

（1.廣西百色美聯(lián)能源科技有限責任公司，廣西 百色 533000；2.桂林電子科技大學機電工程學院，廣西 桂林 541004；3.桂林電子科技大學計算機科學與工程學院，廣西 桂林 541004）

對在產(chǎn)的煤礦井下電氣設備進行應力應變分析，根據(jù)分析結果，以外殼板厚、法蘭厚、加強筋截面尺寸為設計變量，以各側板受到的應力小于σmax和外殼最大變形量小于5mm為約束條件，以隔爆外殼質量最小化為目標函數(shù)對隔爆外殼進行結構優(yōu)化。結果表明，優(yōu)化后隔爆外殼的質量減輕了38.083kg，同時也通過了國家標準GB3836-2010的出廠水壓試驗。

電氣設備；隔爆外殼；應力應變分析；結構優(yōu)化

如今，結構優(yōu)化已經(jīng)應用于工程結構設計中，主要為工程師改進結構設計提供可靠而高效的計算方法。結構優(yōu)化技術大致可分為：拓撲優(yōu)化、形貌優(yōu)化、形狀優(yōu)化和尺寸優(yōu)化[1]。尺寸優(yōu)化是通過調節(jié)結構尺寸參數(shù)來提高結構特性的優(yōu)化技術。對于隔爆外殼來說，目前國家規(guī)定只能選用三種外型：方型、圓型或圓方結合型，不宜使用形狀、形貌及拓撲優(yōu)化技術，故本次對其結構優(yōu)化選用尺寸優(yōu)化技術[2-3]。

1 有限元模型的建立及靜態(tài)分析

1.1 有限元模型的建立

利用有限元法對組裝好的隔爆外殼進行幾何模型簡化，在三維軟件solidworks中建立其簡易的幾何模型，然后通過CAE有限元分析軟件HyperWorks中的HyperMesh模塊的導入接口導入其幾何模型，通過對該模型定義材料屬性及統(tǒng)一HyperMesh模塊的單位制之后，最后對其進行網(wǎng)格劃分。有限元模型中共劃分為34270個單元和71973個節(jié)點，其中hex8單元有32726個、penta單元有1544個，它們的節(jié)點數(shù)分別為67143個和4830個，隔爆外殼的有限元模型如圖1所示。

圖1 隔爆外殼有限元模型

1.2 約束及邊界條件設置

根據(jù)外殼內部的工作狀態(tài)及水壓試驗時的情況，給外殼施加的載荷可分三部分，包括：施加在外殼內垂直于各壁表面的1 MPa 的水壓力；水的重量產(chǎn)生的垂直于各壁表面沿豎直方向呈三角形分布的水壓力；外殼自身重量約237 kg。

水自重產(chǎn)生的壓力：P=ρgh

其中，ρ：水的密度，大小等于1×103kg·m-3；

g：重力加速度，大小等于9.8 N·kg-1；

h：外殼內腔高度，下腔為0.584m，上腔為0.210m。

代入數(shù)據(jù)得：

P=ρgh=103×9.8×(0.584+0.210)=7781.2 Pa<<1 MPa故水自重產(chǎn)生的壓力可忽略不計。

外殼作水壓試驗時，正擺放在試驗臺上，因此其底板由下支架支撐住，而其上蓋由12個高強度螺栓與法蘭聯(lián)接，法蘭與蓋的結合面加了橡膠密封墊，而其門蓋由12個夾持器具夾緊，法蘭結合面也加有橡膠密封墊。通過簡易的水壓加載裝置與外殼的小外接口相連接，對外殼進行加壓至預定壓力來進行水壓試驗。所以在對外殼模擬加約束時，需對底板和上腔法蘭施加沿Y方向移動的約束和對下腔法蘭施加沿Z軸方向移動的約束；為了使外殼不產(chǎn)生剛體位移，還需要限制其底板繞X、Z 軸轉動自由度并使底板下表面四角點固定。載荷施加及約束施加如圖2所示。

圖2 外殼施加約束及載荷圖

經(jīng)過有限元分析軟件的后處理模塊RADIOSS對隔爆外殼上下腔的分析計算，可以發(fā)現(xiàn)，外殼的最大變形發(fā)生在下腔側板的中央位置，且由中央位置逐漸擴散；而外殼上腔側板的應力及發(fā)生的位移遠遠小于下腔。應力及變形的仿真結果如表1所示。

表1 外殼應力及位移計算值

從有限元分析計算結果可以看出，外殼下腔壁板與隔板的焊縫邊處出現(xiàn)較大的應力，且由焊縫邊的中間向兩頭逐漸擴散，其中間處最大值達到了589.6 MPa，說明各焊縫邊中間處容易出現(xiàn)應力集中；同理下腔的側板各交接邊和下腔法蘭內側的四角點位置也出現(xiàn)了應力集中。

總體而言，外殼各側壁受到的應力及應變都在彈性范圍內，其中很多原因是加強筋起到了關鍵的作用，有很大一部分壓力都是由加強筋分擔著。所以出現(xiàn)了各加強筋中部位置的應力幾乎達到了屈服極限值的現(xiàn)象，其最大位移量也達到了4.48mm，而雖然外殼上腔并沒有設加強筋，但上腔體積比下腔要小很多，所以其受到的變形量也不大。

2 隔爆外殼結構優(yōu)化

優(yōu)化設計是指在滿足一定的約束條件下，采用各種優(yōu)化算法對所研究的力學結構模型進行輕量化、體積最小等結構特性達到最佳為設計目標[4]。所以在隔爆外殼滿足強度要求的基礎上，對其進行最佳結構截面尺寸、配筋等參數(shù)的設置。如取材料的許用應力，取安全系數(shù)K=1.5，而K=，則，其中σs是屈服強度，σb是抗拉強度。這樣不但可以提高了結構的承載能力，而且又不至于損壞外殼，達到了最大限度利用材料的目的。優(yōu)化設計的數(shù)學模型可表述為：

式中，X：設計變量；

R：實數(shù)域；

H(X)：優(yōu)化的目標函數(shù)；

gi(X)：第i個不等式約束函數(shù)；

hj(X)：第j個等式約束函數(shù)；

m、n：狀態(tài)變量個數(shù)。

由上述對隔爆外殼的有限元應力應變分析可知，外殼加強筋中部位置比較薄弱需要進行加強，而外殼側壁及法蘭有比較多的應力預存，可以適當?shù)貙λ鼈兊暮穸冗M行減薄。故首先根據(jù)優(yōu)化設計三要素建立隔爆外殼的優(yōu)化數(shù)學模型。設計變量：外殼板厚、法蘭厚、加強筋截面尺寸；約束條件：各側板受到的應力小于，外殼最大變形量小于5mm；目標函數(shù)：外殼質量最小化。

經(jīng)過對設計變量的多次修改及有限元分析計算，最后確定了改進方案，具體尺寸優(yōu)化前后對比值如表2所示；優(yōu)化前和優(yōu)化后的有限元分析的應力應變云圖如圖3、圖4、圖5和圖6所示。

圖3 優(yōu)化前隔爆外殼下腔米塞斯應力及位移云圖

圖4 優(yōu)化后隔爆外殼下腔米塞斯應力及位移云圖

從圖3和圖4中可以得到，優(yōu)化后隔爆外殼下腔的各側板應力集中位置的應力由261.1 MPa增大到333.6MPa，大約增加了28%；側板中央部位的應力由62.83MPa增大到222.5MPa，大約提高了2.5倍；而側板的最大位移由5.766mm降低到2.297mm，大約降低了60%；加強筋中部的應力得到了下降，強度有所提高。

圖5 優(yōu)化前隔爆外殼上腔米塞斯應力及位移云圖

圖6 優(yōu)化后隔爆外殼上腔米塞斯應力及位移云圖

從圖5和圖6中可以得到，優(yōu)化后隔爆外殼上腔法蘭內四角應力集中處的最大應力達到368.5MPa，比初始設計值提高了約2.7倍，法蘭各外邊中央處的最大應力值增加到了204.8MPa，也比初始設計值大了很多，但它們都在強度極限范圍內。而各側板中央位置的最大應力由初始設計值28.88MPa增大到122.9MPa，同時側板發(fā)生的最大位移也由0.2781mm增大到0.6289mm。

優(yōu)化后的軟起動隔爆外殼系統(tǒng)，根據(jù)外殼優(yōu)化后的尺寸要求，對其進行了加工制造，并在半精加工之后、精加工之前對其進行了出廠水壓試驗。由于設計了專用的多功能水壓測試試驗臺，它使隔爆外殼隔爆間隙的密封及夾緊效果得到改善，試驗外殼順利通過了1MPa的水壓試驗，隔爆外殼最大凹凸變形量在3mm以內，達到了國家標準GB3836-2010對隔爆外殼的設計要求，并且將精加工后的優(yōu)化樣機送國家專門檢測機構進行破壞性爆炸試驗，獲得成功。

表2 尺寸優(yōu)化前后對比表

3 結論

在按國家標準GB3836-2010對隔爆外殼的最大變形量不大于5mm要求的基礎上，對軟起動隔爆系統(tǒng)等效模擬樣機進行了優(yōu)化設計，優(yōu)化以后的隔爆外殼經(jīng)過水壓試驗測量所得的隔爆系統(tǒng)外殼凹凸變形量在3mm以內，達到了設計的要求。經(jīng)對鋼板重量的理論計算，優(yōu)化前隔爆外殼總重量約為236.79 1kg，而優(yōu)化后其重量約為198.708kg，這比優(yōu)化前減輕了38.083kg，也就是重量減小了16.08%，優(yōu)化改進后的樣機不但通過了國家標準GB3836-2010的出廠水壓試驗，而且還通過了國家安全生產(chǎn)上海防爆電氣檢測檢驗中心的破壞性爆炸試驗。

[1] 李延偉,楊洪波.大口徑平背形主鏡輕量化結構優(yōu)化設計方法[J].系統(tǒng)仿真學報,2008,(24):6851-6853.

[2] 管義峰,管悅然.基于HyperWorks的油船艙段有限元和結構優(yōu)化分析[J].科學技術與工程,2009,9(3): 755-757.

[3] 劉軍,李軍.基于三維實體有限元分析的礦用隔爆外殼優(yōu)化設計[J].礦業(yè)安全與環(huán)保,2009,36(1):29-31.

[4] 李治洲.礦用隔爆型電器產(chǎn)品殼體設計分析[J].煤礦機械,2014,35(7):29-31.

Flame-proof enclosure structure optimization of the coal mine electrical equipment

Carried on stress-strain analysis for the production of coal mine underground electrical equipment, according to the results，took the shell thickness, flange thickness and ribs sectional dimensions as design variables, each side suffered stress is less than σmaxand the maximum deformation amount of shell is less than 5mm to the constraints, flame-proof enclosure quality minimization as objective function to optimize the structure of Flame-proof enclosure. The results show that after optimizing the quality of flame-proof enclosure reduces 38.083kg, but also through the factory hydraulic test of the national standard GB3836-2010.

Electrical equipment; flame-proof enclosure; stress-strain analysis; structure optimization

TD403

A

1008-1151(2015)01-0040-03

2014-12-13

廣西科學研究與技術開發(fā)計劃課題（桂科轉13129027）、（桂科能1298019-2）。

趙家臣（1984－），男，云南大理人，廣西百色美聯(lián)能源科技有限責任公司工程師，桂林電子科技大學碩士生校外導師，從事于礦山機械的研究。

趙龍陽（1977－），湖南韶山人，桂林電子科技大學計算機科學與工程學院講師，碩士，從事自動化系統(tǒng)開發(fā)及最優(yōu)化控制研究工作。