趙宏強(qiáng), 周茂賢, 陳　慶, 傅斯龍

(1. 中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 湖南 長(zhǎng)沙 410083；2. 山河智能裝備股份有限公司 國(guó)家級(jí)企業(yè)技術(shù)中心, 湖南 長(zhǎng)沙 410100)

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潛孔鉆機(jī)單支腿支撐平臺(tái)受力分析

趙宏強(qiáng)1,2, 周茂賢1, 陳慶1, 傅斯龍1

(1. 中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 湖南 長(zhǎng)沙 410083；2. 山河智能裝備股份有限公司 國(guó)家級(jí)企業(yè)技術(shù)中心, 湖南 長(zhǎng)沙 410100)

在潛孔鉆機(jī)支撐平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí),存在工況考慮相對(duì)簡(jiǎn)單、忽視誤操作導(dǎo)致極限工況等問(wèn)題.為研究不同工況下平臺(tái)的危險(xiǎn)區(qū)域,詳細(xì)地對(duì)潛孔鉆機(jī)單支腿支撐的平臺(tái)進(jìn)行受力分析,確定正常和極限工況,基于力學(xué)平衡理論和變形相容條件,建立其力學(xué)模型,利用ANSYS對(duì)平臺(tái)進(jìn)行靜力學(xué)有限元分析,得出各個(gè)工況下平臺(tái)的最大應(yīng)力、變形以及局部應(yīng)力集中區(qū)域.結(jié)果表明：極限工況下,平臺(tái)的最大應(yīng)力、變形值均超過(guò)正常工況,且該結(jié)構(gòu)大部分區(qū)域處于低應(yīng)力狀態(tài),具有一定的靜強(qiáng)度,符合工況的設(shè)計(jì)要求.研究結(jié)果為平臺(tái)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供參考.

潛孔鉆機(jī); 平臺(tái); 力學(xué)分析; 有限元分析; 應(yīng)力應(yīng)變

潛孔鉆機(jī)是沖擊器潛入孔內(nèi)而回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)在孔外帶動(dòng)鉆桿旋轉(zhuǎn),主動(dòng)輪持續(xù)提供推進(jìn)力使其向礦巖鉆進(jìn)的設(shè)備[1].它廣泛應(yīng)用于鉆鑿炮孔中,具有鉆孔直徑大、鉆孔深、鉆孔效率高、適用范圍廣等特點(diǎn),是當(dāng)前通用的大型鑿巖鉆孔設(shè)備[1-2].因此,研究潛孔鉆機(jī)關(guān)鍵部件具有十分重要的理論意義和實(shí)用價(jià)值.機(jī)架平臺(tái)作為潛孔鉆機(jī)重要的承載結(jié)構(gòu)件,不同作業(yè)環(huán)境影響其受力,并且因誤操作而導(dǎo)致的極限工況對(duì)平臺(tái)的破壞程度大.目前,對(duì)潛孔鉆機(jī)平臺(tái)的研究主要集中在鉆進(jìn)和提鉆工況下平臺(tái)受力分析和改進(jìn)方面[3],而未對(duì)誤操作導(dǎo)致的極限工況下的平臺(tái)進(jìn)行研究,因此具有一定的片面性.基于此,本文對(duì)正常和極限工況下的平臺(tái)進(jìn)行受力分析和有限元分析,找到危險(xiǎn)區(qū)域,為平臺(tái)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考.

1　潛孔鉆機(jī)的工作原理及工況分析

1.1潛孔鉆機(jī)的結(jié)構(gòu)及工作原理

1—底盤(pán)；2—平臺(tái)；3—支腿；4—空壓機(jī)；5—除塵系統(tǒng)；6—舉升油缸；7—滑架支座；8—滑架體；9—補(bǔ)償油缸；10—卸桿庫(kù)；11—主動(dòng)輪；12—回轉(zhuǎn)器；13—鉆桿；14—鉆架；15—司機(jī)室；16—卸桿器.圖1　潛孔鉆機(jī)結(jié)構(gòu)Fig.1　Structure of down-the-hole drill

架式潛孔鉆機(jī)的結(jié)構(gòu)如圖1所示.潛孔鉆機(jī)行走至指定鉆孔位置后,根據(jù)鉆孔作業(yè)環(huán)境調(diào)整支撐平臺(tái)的支腿個(gè)數(shù),通過(guò)操作舉升油缸和補(bǔ)償油缸,調(diào)整潛孔鉆機(jī)工作裝置姿態(tài)使鉆架垂直于地面并且下支點(diǎn)支撐在作用面,潛孔鉆機(jī)即可鉆孔作業(yè).沖擊器潛入孔內(nèi)給鉆頭施加沖擊力而回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)在孔外帶動(dòng)鉆桿回轉(zhuǎn),同時(shí)主動(dòng)輪持續(xù)提供推進(jìn)力.鉆孔作業(yè)產(chǎn)生的巖渣和粉塵由高風(fēng)壓排出孔底.待主鉆桿完全鉆入孔內(nèi)后,卸桿裝置將鉆桿庫(kù)中的副鉆桿與主鉆桿連接而繼續(xù)鉆孔作業(yè),直至鉆孔達(dá)到指定要求,提升鉆桿并將副鉆桿卸至鉆桿庫(kù),操作舉升油缸和補(bǔ)償油缸至初始姿態(tài),最后提升支腿離地即可行走.

1.2工況分析

根據(jù)潛孔鉆機(jī)實(shí)際作業(yè)環(huán)境,操作者可調(diào)整支腿油缸支撐平臺(tái)來(lái)確保在作業(yè)過(guò)程中平臺(tái)的相對(duì)穩(wěn)定性,因此支撐平臺(tái)的支腿數(shù)量可從0增至4,論文僅詳細(xì)分析1個(gè)支腿支撐平臺(tái)的正常工況和極限工況.在潛孔鉆機(jī)鉆孔作業(yè)完成后,正常操作為提升鉆桿、鉆架以及支腿油缸,才能行走,此為正常工況；但有時(shí)因操作不當(dāng)導(dǎo)致鉆架或支腿油缸未提升而潛孔鉆機(jī)已行走,此為極限工況.極限工況因操作者的疏忽導(dǎo)致,在潛孔鉆機(jī)實(shí)際鉆孔作業(yè)中不常發(fā)生,但對(duì)平臺(tái)的破壞程度高,需著重加以分析.

2　數(shù)學(xué)模型的建立

潛孔鉆機(jī)機(jī)架平臺(tái)受力分為三大部分：平臺(tái)上零部件的重力(恒定的),工作裝置對(duì)平臺(tái)的作用力(由滑架體與滑架體支座處的約束反力和舉升油缸提供的主動(dòng)力構(gòu)成),支腿油缸對(duì)平臺(tái)的支撐反力(由實(shí)際工況決定).本文以湖南山河智能機(jī)械股份有限公司研制的SWDA200C型潛孔鉆機(jī)為研究對(duì)象.

在潛孔鉆機(jī)作業(yè)過(guò)程中,整個(gè)工作裝置垂直于地面并且下支點(diǎn)支撐在作用面,補(bǔ)償油缸的壓力取12 MPa,以滑架體為研究對(duì)象,進(jìn)行受力分析[4-8]，如圖2所示.

圖2　滑架受力分析圖Fig.2　Mechanical analysis of the carriage device

∑FX=0，即

FV×sinβ+FUx=0,

(1)

∑FZ=0，即

FV×cosβ+F1-G1+FUz=0,

(2)

∑MU(F)=0，即

FV×sinβ×b1+G1×a1-F1×a1=0，

(3)

式中：FUx，F(xiàn)Uz為滑架支座與滑架體處約束反力在X，Z軸上的分量；FV為舉升油缸的載荷；F1為補(bǔ)償油缸對(duì)滑架體的作用力,F1=53 694N；G1為滑架體重量,G1=10 519.8N；β=arctan(a2/b2)，為舉升油缸與滑架體之間的夾角,β=12.72°；a1，a2，b1，b2的定義見(jiàn)圖2,a1=254mm，a2=524mm，b1=1 500mm，b2=3 382mm.

可得：

整個(gè)潛孔鉆機(jī)重心O點(diǎn)相對(duì)O′(平臺(tái)與底盤(pán)焊接中心點(diǎn))的位置為：

(4)

(5)

式中：Gi為平臺(tái)上零部件(如空壓機(jī)、發(fā)動(dòng)機(jī)等)的重量,其總重為251 368.7 N;Xi,Yi為零部件的重心與中心O′點(diǎn)間的距離在X,Y軸上的分量.

2.1正常工況

僅1個(gè)支腿和3/4履帶支撐即可保證平臺(tái)穩(wěn)定的工況下,又可分為4種情況,本文只討論其中一種,其余3種類似.平臺(tái)上各關(guān)鍵點(diǎn)位置分析如圖3,重心O點(diǎn)相對(duì)O′的位置坐標(biāo)為(-457 mm,-48 mm),B′為支腿支撐點(diǎn),相對(duì)O′點(diǎn)位置坐標(biāo)為(2 150 mm,1 839 mm)；E′,G′,H′為履帶支撐點(diǎn),相對(duì)O′點(diǎn)位置坐標(biāo)分別為(-1 113 mm,1 195 mm),(1 110 mm,-1 195 mm),(-1 113 mm,-1 195 mm).

圖3　平臺(tái)上各關(guān)鍵點(diǎn)位置Fig.3　Locations of key-points of the platform

此力系屬于空間平衡力系,支腿和履帶支撐反力平行于Z軸(Z軸垂直于XOY平面),可知各支撐反力在X,Y軸上的分量以及對(duì)于Z軸的矩都為零,即∑FX≡0,∑FY≡0,∑MZ(F)≡0,因此,空間平衡力系只有3個(gè)平衡方程：

∑FZ=0,即

(6)

∑MX(F)=0，即

FE′z×lOE′y+FB′z×lOB′y+FG′z×lOG′y+FH′z×lOH′y=0，

(7)

∑MY(F)=0，即

FE′z×lOE′x+FB′z×lOB′x+FG′z×lOG′x+FH′z×lOH′x=0，

(8)

式中：FB′z為支腿支撐反力,FE′z，F(xiàn)G′z，F(xiàn)H′z為履帶支撐反力,為未知量；lOE′x，lOE′y為重心O點(diǎn)和履帶支撐點(diǎn)E′間距離在X，Y軸上的分量,lOE′x=656 mm,lOE′y=1 243 mm(由O，E′之間位置坐標(biāo)得出),其余l(xiāng)OB′x，lOB′y，lOG′x，lOG′y，lOH′x，lOH′y亦是如此.由平衡方程可知,未知量個(gè)數(shù)多于方程個(gè)數(shù)屬于超靜定問(wèn)題,為求解上述平衡方程可通過(guò)變形相容條件建立與平衡方程線性無(wú)關(guān)的方程[9].

現(xiàn)假設(shè)平臺(tái)是絕對(duì)剛性以簡(jiǎn)化計(jì)算.由圖3中分析可知：如果潛孔鉆機(jī)重心O在4個(gè)支腿包圍的支撐面內(nèi),則支撐反力FE′z和FH′z合力FE′H′z的作用點(diǎn)J′在E′H′線段上,同理支撐反力FB′z和FG′z合力FB′G′z的作用點(diǎn)I′在B′G′線段上,并且J′,O,I′三點(diǎn)必在一條直線上,其延長(zhǎng)線必與E′B′,H′G′延長(zhǎng)線交于K′點(diǎn),過(guò)O,I′,B′點(diǎn)分別作直線垂直于線段H′G′并相交于M′,Q′,R′點(diǎn),過(guò)E′,I′點(diǎn)分別作直線垂直于線B′R′并相交于N′,P′點(diǎn),如圖4所示.

圖4　平臺(tái)受力分析圖Fig.4　Mechanical analysis of the platform

由圖4幾何關(guān)系即可得出履帶支撐反力FE′z和FH′z的合力FE′H′z與FE′z，以及支腿支撐反力FB′z和履帶支撐反力FG′z的合力FB′G′z與FB′z的比例關(guān)系：

0.455 23，

(9)

0.437 99，

(10)

lB′N′為B′點(diǎn)與N′點(diǎn)之間的距離,其余l(xiāng)E′N′，lE′H′，lK′H′，lOM′，lJ′H′，lH′M′，lH′G′，lG′R′，lB′R′定義亦是如此.

將式(9)或(10)聯(lián)合式(6)至式(8)可得：

2.2極限工況

2.2.1極限工況1

由于操作者的疏忽未提升鉆架和支腿,此時(shí)鉆架和支腿的下支點(diǎn)支撐于作用面而潛孔鉆機(jī)已行走.滑架體與滑架支座處鉸點(diǎn)主要承擔(dān)使工作裝置轉(zhuǎn)動(dòng)的作用力，而滑架體底部側(cè)面墊板承受滑架支座對(duì)其的作用力,因此滑架支座鉸點(diǎn)的約束反力在X軸上的分量與正常工況相比變化范圍很小,為簡(jiǎn)化計(jì)算,可視為不變.以整個(gè)工作裝置為研究對(duì)象,其受力分析如圖5.列出平衡方程：

圖5　工作裝置受力分析圖Fig.5　Mechanical analysis of the working device

∑FX=0,即

FV×sinβ+FUx+F3-FW=0，

(11)

∑FZ=0，即

FV×cosβ+FUz-G2+F4=0，

(12)

∑MV(F)=0，即

FUx×b1+F3×(b1+b3)+F4×a4-FW×(b1+b4)-G2×a3=0，

(13)

式中：FW=μF4，為最大靜摩擦力,可約等于動(dòng)摩擦力,FW=51 574N,F4= F1+G2-G1為作用面對(duì)鉆架下支點(diǎn)的支撐反力,F4=97 310.2N；μ為摩擦系數(shù),取0.53；F3為滑架支座對(duì)滑架體墊板的作用力；G2為整個(gè)工作裝置的重量,G2=54 136N；a3，a4，b3，b4定義見(jiàn)圖5,其值分別為：a3=684mm，a4=538mm，b3=925mm，b4=3 300mm.

可得：

平臺(tái)的重心因滑架支座與滑架體處約束反力FU以及舉升油缸載荷FV的變化而不同,可根據(jù)式(4)至式(10)得出平臺(tái)重心O點(diǎn)相對(duì)O′的位置坐標(biāo)為(1 mm,-30 mm)和支腿、履帶支撐反力：

支腿在水平方向的作用力為最大靜摩擦力：

FB′x=μFB′z=19 747N，

(14)

式中：μ為摩擦系數(shù),取0.53；FB′z為此工況下支腿在B′點(diǎn)的支撐反力.

2.2.2極限工況2

當(dāng)潛孔鉆機(jī)處于鉆架提升而支腿未提升的極限工況下,滑架體與滑架體支座處約束反力和舉升油缸載荷因鉆架離地而不同,當(dāng)鉆架剛離地時(shí),整個(gè)工作裝置下支點(diǎn)支撐反力以及因牽引力而產(chǎn)生的靜摩擦力為零,其受力分析類似圖5,列出平衡方程：

∑FX=0，即

FUx+FV×sinβ=0，

(15)

∑FZ=0，即

FUz+FV×cosβ-G2=0，

(16)

∑MV(F)=0，即

G2×a3+FV×sinβ×b1=0.

(17)

可得：

此時(shí),平臺(tái)的受力如圖4,支腿、履帶支撐反力的計(jì)算方法如同正常工況,即可根據(jù)式(4)至式(10)得出平臺(tái)重心O點(diǎn)相對(duì)O′的位置坐標(biāo)為(318 mm,-72 mm)和支腿、履帶支撐反力：

由式(14)得

FB′x=μFB′z=35 315N，

(18)

式中：μ為摩擦系數(shù)；FB′z為此工況下支腿在B′點(diǎn)的支撐反力.

2.2.3極限工況3

當(dāng)潛孔鉆機(jī)處于支腿提升而鉆架未提升的極限工況下,此時(shí)平臺(tái)因支腿提升而出現(xiàn)局部不穩(wěn),但平臺(tái)傾斜角度不大,為簡(jiǎn)化計(jì)算可視平臺(tái)處于相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài),整個(gè)工作裝置的受力分析如同非正常工況1,約束反力FU和舉升載荷FV的結(jié)果一致,而支腿已提升,在水平方向未受力.

3　平臺(tái)的有限元分析

平臺(tái)焊接件的材料為Q345,在常溫下,屈服極限為345 MPa,彈性模量為2×105MPa,泊松比為0.3,密度為7.85×103kg/m3.

3.1平臺(tái)的有限元分析結(jié)果

采用Inventor繪制潛孔鉆機(jī)平臺(tái)三維實(shí)體模型,將其導(dǎo)入ANSYS中進(jìn)行有限元分析.建模時(shí)應(yīng)盡量保證平臺(tái)的力學(xué)模型與實(shí)際結(jié)構(gòu)相似,可簡(jiǎn)化或忽略對(duì)平臺(tái)沒(méi)有較大影響的結(jié)構(gòu)(如小倒角、圓角以及圓孔).在ANSYS中單元類型采用SOLID285,對(duì)幾何實(shí)體模型采用自由網(wǎng)格劃分方法,并在應(yīng)力集中區(qū)域進(jìn)一步細(xì)化網(wǎng)格.在平臺(tái)底端與底盤(pán)焊接處施加X(jué)，Y，Z方向的位移和轉(zhuǎn)動(dòng)約束,將上述各個(gè)工況的力加載至相應(yīng)位置.

正常工況：潛孔鉆機(jī)鉆架下支點(diǎn)支撐在作用面上,沖擊器潛入孔內(nèi)鉆鑿炮孔.此時(shí)平臺(tái)的等效應(yīng)力云圖如圖6、圖7,平臺(tái)大部分區(qū)域處于低應(yīng)力狀態(tài),應(yīng)力最大值發(fā)生在平臺(tái)底部左筋板與主底板的連接處,其值為127.354 MPa,平臺(tái)中部和支腿2附近橫梁是局部應(yīng)力較大的區(qū)域.如圖8，最大位移出現(xiàn)在支腿1安裝座處,其值為1.613 67 mm.

圖6　正常工況時(shí)平臺(tái)的應(yīng)力云圖Fig.6　The stress plot of platform under normal condition

圖7　正常工況時(shí)平臺(tái)的局部應(yīng)力云圖Fig.7　The part stress plot of platform under normal condition

圖8　正常工況時(shí)平臺(tái)的位移云圖Fig.8　The deformation plot of platform under normal condition

圖9　極限工況1時(shí)平臺(tái)的應(yīng)力云圖Fig.9　The stress plot of platform under ultimate condition 1

極限工況1：潛孔鉆機(jī)作業(yè)達(dá)到指定要求后,未提升鉆架和支腿而向前行走.平臺(tái)的等效應(yīng)力云圖如圖9、圖10,平臺(tái)大部分區(qū)域處于低應(yīng)力狀態(tài),應(yīng)力最大值位于平臺(tái)底部右筋板與主底板連接處,其值為158.282 MPa,中間平臺(tái)的中部與前部以及平臺(tái)的左前側(cè)部分橫梁是局部應(yīng)力較大的區(qū)域.如圖11，最大位移出現(xiàn)在支腿2安裝座處,其值為2.171 62 mm.

圖10　極限工況1時(shí)平臺(tái)的局部應(yīng)力云圖Fig.10　The part stress plot of platform under ultimate condition 1

圖11　極限工況1時(shí)平臺(tái)的位移云圖Fig.11　The deformation plot of platform under ultimate condition 1

圖12　極限工況2時(shí)平臺(tái)的應(yīng)力云圖Fig.12　The stress plot of platform under ultimate condition 2

極限工況2：潛孔鉆機(jī)作業(yè)達(dá)到指定要求后,僅提升鉆架而支腿未提升.此時(shí)平臺(tái)的等效應(yīng)力云圖如圖12、圖13,平臺(tái)的大部分區(qū)域處于低應(yīng)力狀態(tài),應(yīng)力最大值位于平臺(tái)底部左筋板與主底板連接處,其值為249.063 MPa,局部應(yīng)力較大區(qū)域出現(xiàn)在平臺(tái)的中前部?jī)蓚?cè)和支腿2附近的橫梁.如圖14，最大位移出現(xiàn)在支腿2安裝座處,其值為3.912 11 mm.

圖13　極限工況2時(shí)平臺(tái)的局部應(yīng)力云圖Fig.13　The part stress plot of platform under ultimate condition 2

圖14　極限工況2時(shí)平臺(tái)的位移云圖Fig.14　The deformation plot of platform under ultimate condition 2

極限工況3：潛孔鉆機(jī)作業(yè)達(dá)到指定要求后,僅提升支腿而鉆架未提升.此時(shí)平臺(tái)的等效應(yīng)力云圖如圖15、圖16,平臺(tái)的大部分區(qū)域處于低應(yīng)力狀態(tài),應(yīng)力最大值位于滑架體支座與平臺(tái)連接處,其值為143.124 MPa,局部應(yīng)力較大區(qū)域出現(xiàn)在平臺(tái)中部?jī)蓚?cè)主梁以及滑架體中部墊板周圍和支座銷軸上.如圖17，最大位移出現(xiàn)在平臺(tái)的左前方,其值為1.861 55 mm.

圖15　極限工況3時(shí)平臺(tái)的應(yīng)力云圖Fig.15　The stress plot of platform under ultimate condition 3

圖16　極限工況3時(shí)平臺(tái)的局部應(yīng)力云圖Fig.16　The stress plot of platform under ultimate condition 3

圖17　極限工況3時(shí)平臺(tái)的位移云圖Fig.17　The deformation plot of platform under ultimate condition 3

綜上所述,極限工況對(duì)平臺(tái)的破壞程度高于正常工況,在平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)著重考慮極限工況.根據(jù)不同工況下的平臺(tái)應(yīng)力云圖可知,平臺(tái)大部分區(qū)域的應(yīng)力遠(yuǎn)低于材料的屈服極限,結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)較為合理,但在保證平臺(tái)結(jié)構(gòu)靜強(qiáng)度足夠的前提下可合理地優(yōu)化,以減輕平臺(tái)的質(zhì)量和減少材料的消耗.而在危險(xiǎn)區(qū)域和應(yīng)力集中部位,可采取相應(yīng)的措施,如采用加強(qiáng)筋、圓弧過(guò)渡、零件加厚等方法.

4　結(jié)　論

本文通過(guò)分析潛孔鉆機(jī)支撐平臺(tái)和工作裝置的結(jié)構(gòu)和受力特點(diǎn),確定了單支腿支撐平臺(tái)的正常工況和極限工況,建立其力學(xué)模型,利用力學(xué)平衡理論和變形相容條件,得出各個(gè)工況下平臺(tái)的力載荷,然后在Inventor中繪制三維實(shí)體模型,將其導(dǎo)入ANSYS進(jìn)行有限元分析,獲得了相應(yīng)工況下的應(yīng)力、位移云圖,并加以分析,揭示了平臺(tái)在各個(gè)工況下的最大應(yīng)力值、變形值及其分布規(guī)律,其結(jié)果表明：

1)平臺(tái)的最大應(yīng)力出現(xiàn)在平臺(tái)底部?jī)蓚?cè)筋板與主底板的連接處以及滑架體與平臺(tái)連接處；

2)極限工況的最大應(yīng)力均大于正常工況,兩者都小于材料的屈服極限,因此平臺(tái)結(jié)構(gòu)靜強(qiáng)度足夠,滿足設(shè)計(jì)要求；

3)平臺(tái)的最大變形出現(xiàn)在極限工況2時(shí)左前支腿安裝座處,其值小于4 mm,符合設(shè)計(jì)要求.

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The mechanical analysis for the platform of down-the-hole drill sustained by one outrigger

ZHAO Hong-qiang1,2, ZHOU Mao-xian1, CHEN Qing1, FU Si-long1

(1. State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China;2. National Enterprise R & D Center, Sunward Intelligence Equipment Co.,Ltd., Changsha 410100, China)

When the sustained platform of down-the-hole drill was designed, the working condition was simply considered and it was overlooked that wrong manipulation led to ultimate condition. In order to research the dangerous section of the platform under different working conditions, the platform of down-the-hole drill sustained by one outrigger was analyzed minutely in mechanism and normal and ultimate conditions were defined. A mechanical model was established based on theory of mechanical balance and deformation compatibility condition. The platform was analyzed in statics by using software ANSYS. The maximum stress value,the maximum deformation value and part stress concentration area of the platform under each condition were revealed. The results indicated that the maximum stress value and the maximum deformation value under ultimate condition were higher than normal condition. Besides, the most part of the platform was in low-stress condition and could find out excessive areas in strength and it met the demand of design under condition. It provides reference for the optimization and improving of the platform structure．

down-the-hole drill; platform; mechanism analysis; finite element analysis; stress and deformation

2016-01-11.

本刊網(wǎng)址·在線期刊：http://www.journals.zju.edu.cn/gcsjxb

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51375499).

趙宏強(qiáng)(1969—)，男，湖南邵陽(yáng)人，副研究員，博士后，從事液壓傳動(dòng)與控制、工程機(jī)械機(jī)電液一體化技術(shù)等研究，E-mail：zhaohq9922@sina.com.http://orcid.org//0000-0002-0420-7880

10.3785/j.issn. 1006-754X.2016.04.008

TD 422; TH 122

A

1006-754X(2016)04-0345-07