陳義得， 張立秀， 劉瑞慶， 李大偉， 周遠(yuǎn)航

(1. 中鐵隧道局集團(tuán)有限公司專用設(shè)備中心， 河南 洛陽 471009； 2. 武漢城市職業(yè)學(xué)院， 湖北 武漢 430070)

0 引言

混凝土輸送和澆筑是鉆爆法鐵路隧道施工過程中必不可少的工序，混凝土輸送泵是混凝土輸送的專用設(shè)備，能夠?qū)⒈玫囊簤耗苻D(zhuǎn)化成機(jī)械能，通過管道輸送混凝土[1-2]。目前，國內(nèi)設(shè)計(jì)的雙缸60混凝土輸送泵的結(jié)構(gòu)寬度均在1.8 m以上[3]，單線鐵路隧道二次襯砌之后的寬度約為3.5 m，隧道內(nèi)施工凈剩余寬度約為1.7 m，不能滿足單線鐵路隧道二次襯砌之后其他施工車輛通行的需要，且雙缸60混凝土輸送泵S管閥容易損壞失效[4-5]，制約了混凝土輸送泵的使用壽命。單缸40混凝土輸送泵結(jié)構(gòu)寬度在1.3 m以下[6-7]，能夠滿足單線鐵路隧道施工會(huì)錯(cuò)車需要，但每小時(shí)輸送混凝土量僅為40 m3，輸送效率低，泵送距離短，不能滿足輸送量和輸送效率的要求。我國中西部地區(qū)地質(zhì)條件較差，運(yùn)輸能力要求相對(duì)較低，鐵路隧道以單線為主，其設(shè)計(jì)斷面窄，洞內(nèi)錯(cuò)車?yán)щy，亟需研制一款輸送量大、泵送距離遠(yuǎn)、設(shè)備寬度小的混凝土輸送泵。本文介紹一種窄體雙缸S閥混凝土輸送泵，闡述其結(jié)構(gòu)和工作原理，并采用Ansys軟件對(duì)混凝土輸送泵的活塞桿、主油缸、混凝土輸送缸以及S閥體的力學(xué)性能進(jìn)行分析。

1 泵送機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及工作原理

1.1 泵送機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

泵送機(jī)構(gòu)是混凝土輸送泵的執(zhí)行機(jī)構(gòu)，能夠?qū)⑾到y(tǒng)的液壓能轉(zhuǎn)化成執(zhí)行機(jī)構(gòu)的機(jī)械能，通過主油缸的活塞桿推動(dòng)混凝土輸送缸的活塞桿交替往復(fù)運(yùn)動(dòng)，將攪拌后混凝土連續(xù)不斷輸送至澆筑部位。混凝土輸送泵采用雙缸式泵送機(jī)構(gòu)，主要由法蘭、S閥體、混凝土輸送缸、洗滌室及主油缸等組成，如圖1所示。主油缸與混凝土輸送缸之間安裝有洗滌室，用于清洗混凝土輸送缸壁上殘留的混凝土。主油缸的2個(gè)活塞桿分別與混凝土輸送缸的活塞桿對(duì)應(yīng)連接； 混凝土輸送缸的一端與洗滌室連接，出口端與S閥體連接，通過支撐架固定在機(jī)架上。

1—法蘭； 2—S閥體； 3—混凝土輸送缸(一)； 4—混凝土輸送缸(二)； 5—洗滌室； 6—主油缸(一)； 7—主油缸(二)。

圖1泵送機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)圖

Fig. 1 Sketch of pumping structure

泵送機(jī)構(gòu)是通過主油缸的液壓油推動(dòng)活塞桿，進(jìn)而推動(dòng)混凝土輸送缸的活塞桿往復(fù)運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)雙缸式混凝土泵連續(xù)不斷地泵送混凝土?；炷凛斔透椎幕钊麠U分別與主油缸的活塞桿對(duì)應(yīng)連接，在主油缸的作用下，2個(gè)混凝土輸送缸處于相反的輸送狀態(tài)。將洗滌室設(shè)在混凝土輸送缸和主油缸之間，在輸送混凝土的同時(shí)完成對(duì)混凝土輸送缸的清洗，使混凝土輸送缸始終保持清潔狀態(tài)； 減小主油缸和混凝土輸送缸雙缸之間的距離，從而減小整機(jī)的寬度，使整機(jī)寬度為1.49 m； 在主油缸、混凝土輸送缸與機(jī)架連接的位置增加加強(qiáng)筋板，從而消除因減小主油缸和混凝土輸送缸雙缸之間的距離而產(chǎn)生的大頻率震動(dòng)的危害?；炷凛斔捅玫墓ぷ餍阅苋绫?所示。

表1窄體雙缸混凝土輸送泵工作性能

Table 1 Performance of narrow body double-cylinder concrete pump

寬度/m泵送壓力/MPa水平泵送距離/m混凝土輸送量/(m3/h)1．490．7480042～72

1.2 泵送機(jī)構(gòu)的工作原理

當(dāng)混凝土泵送機(jī)構(gòu)處于泵送狀態(tài)時(shí)，在主油缸(一)的推進(jìn)壓力作用下，混凝土輸送缸(一)的活塞桿前進(jìn)，混凝土輸送缸(一)與S閥連通，將混凝土輸送缸(一)內(nèi)的混凝土輸送至S閥內(nèi)進(jìn)行攪拌，再經(jīng)閥體上的出料口排出； 而混凝土輸送缸(二)的活塞桿處于后退狀態(tài)，料斗與混凝土輸送缸(二)連通，在主油缸(二)的回程壓力作用下，將料斗中的混凝土吸入混凝土輸送缸(二)內(nèi)。當(dāng)主油缸帶動(dòng)混凝土輸送缸(二)退至洗滌室時(shí)，將會(huì)觸及安裝在洗滌室上的換向閥開關(guān)，使換向開關(guān)接通，控制系統(tǒng)發(fā)出電信號(hào)，電磁換向閥接收電信號(hào)，控制2主油缸換向，2混凝土輸送缸的活塞桿前進(jìn)和后退狀態(tài)更換。如此交替往復(fù)運(yùn)動(dòng)，使混凝土輸送泵完成混凝土的連續(xù)泵送動(dòng)作。

當(dāng)混凝土輸送泵發(fā)生故障時(shí)，通過控制反泵開關(guān)，使主油缸在后退狀態(tài)下，相對(duì)應(yīng)的混凝土輸送缸分別與S閥和料斗連通，將泵送機(jī)構(gòu)管道中的混凝土抽回到料斗中。

2 泵送機(jī)構(gòu)的有限元分析

2.1 模型建立

泵送機(jī)構(gòu)是由多個(gè)零件組成的裝配體，在對(duì)各個(gè)零件進(jìn)行分析之前應(yīng)對(duì)零件進(jìn)行如下簡化： 1)對(duì)于零件上的焊縫，忽略焊縫對(duì)零件結(jié)構(gòu)性能的影響； 2)將各零件上的倒角和圓角簡化成直角，工藝孔、裝配孔忽略不計(jì)； 3)各零件上的材料視為密度均勻分布材料。

利用Solidworks軟件建立泵送機(jī)構(gòu)的三維模型，將簡化后的各關(guān)鍵部件的三維模型導(dǎo)入Ansys軟件，并對(duì)導(dǎo)入的模型進(jìn)行有限元分析。選擇靜力學(xué)分析模塊，按照材料屬性表1分別對(duì)活塞桿、主油缸和混凝土輸送缸的參數(shù)進(jìn)行設(shè)定，然后導(dǎo)入三維模型[4]，并將各關(guān)鍵部件三維模型的單元格尺寸設(shè)置為5 mm，對(duì)活塞桿、主油缸和混凝土輸送缸進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

表2 材料屬性

2.2 載荷和約束的確定

由于主油缸和混凝土輸送缸的活塞桿主要承受軸向載荷，因此將活塞桿的一端設(shè)置為固定約束，另一端施加軸向載荷； 而主油缸主要承受液壓油的壓力，混凝土輸送缸主要承受混凝土的高壓力，因此將主油缸和混凝土輸送缸的兩端都設(shè)置為固定約束[5-7]，在主油缸和混凝土輸送缸的內(nèi)壁施加徑向壓力，壓力值分別取主油缸設(shè)計(jì)理論壓力值和混凝土泵送理論壓力值的1.2倍。在最大受力狀態(tài)下，分析各關(guān)鍵部件的變形量和應(yīng)力，各關(guān)鍵部件的主要靜載荷及施加方式如表3所示。

表3 靜載荷及施加方式

2.3 泵送機(jī)構(gòu)的靜力學(xué)分析

2.3.1 活塞桿的靜力學(xué)分析

在泵送機(jī)構(gòu)中，活塞桿承受的壓力為主油缸的最大推力，將活塞桿的一端固定，利用Ansys軟件對(duì)活塞桿進(jìn)行靜力學(xué)分析，得到活塞桿的應(yīng)力云圖和變形云圖，如圖2和圖3所示。由圖2和圖3可知： 活塞桿的最大等效應(yīng)力為139.15 MPa，發(fā)生在活塞桿固定端圓周附近； 活塞桿的最大變形量為0.785 64 mm，發(fā)生在活塞桿的固定端。

圖2 活塞桿應(yīng)力云圖(單位： MPa)

圖3 活塞桿變形云圖(單位： mm)

活塞桿材料為40Cr不銹鋼，具有耐腐蝕、耐沖擊的特點(diǎn)，其屈服極限為785 MPa，結(jié)合活塞桿的最大等效應(yīng)力139.15 MPa，參照《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊》選擇安全系數(shù)n1為3，對(duì)活塞桿的強(qiáng)度進(jìn)行校核。

(1)

式中：σ1max為活塞桿的最大等效應(yīng)力，MPa；σb1為活塞桿材料的屈服極限，MPa；σp1為許用應(yīng)力，MPa。

由式(1)可知，活塞桿強(qiáng)度滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

2.3.2 主油缸的靜力學(xué)分析

在泵送機(jī)構(gòu)中，主油缸所承受的壓力取為液壓系統(tǒng)的液壓油對(duì)缸內(nèi)壁的最大壓力，將主油缸的兩端固定，利用Ansys軟件對(duì)主油缸筒進(jìn)行靜力學(xué)分析，得到主油缸的應(yīng)力云圖和變形云圖，如圖4和圖5所示。由圖4和圖5可知： 主油缸的最大等效應(yīng)力為182.25 MPa，發(fā)生在主油缸的兩固定端內(nèi)表面； 主油缸的最大變形量約為0.024 3 mm，發(fā)生在主油缸的兩固定端的外表面。

圖4 主油缸應(yīng)力云圖(單位： MPa)

圖5 主油缸變形云圖(單位： mm)

主油缸所選材料45鋼的屈服極限為610 MPa，結(jié)合主油缸的最大等效應(yīng)力182.25 MPa，參照《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊》，選擇安全系數(shù)n2為3，對(duì)主油缸的強(qiáng)度進(jìn)行校核。

(2)

式中：σ2max為主油缸的最大等效應(yīng)力，MPa；σb2為主油缸材料的屈服極限，MPa；σp2為許用應(yīng)力，MPa。

由式(2)可知，主油缸強(qiáng)度滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

2.3.3 混凝土輸送缸的靜力學(xué)分析

在泵送機(jī)構(gòu)中，混凝土輸送缸所承受的壓力取為混凝土對(duì)缸壁的最大壓力，將混凝土輸送缸的兩端固定，利用Ansys軟件對(duì)混凝土輸送缸進(jìn)行靜力學(xué)分析，得到混凝土輸送缸的應(yīng)力云圖和變形云圖，如圖6和圖7所示。由圖6和圖7可知： 混凝土輸送缸的最大等效應(yīng)力為101.25 MPa，發(fā)生在混凝土輸送缸的兩固定端內(nèi)表面； 混凝土輸送缸的最大變形量約為0.019 4 mm，發(fā)生在混凝土輸送缸的兩固定端外表面。

圖6 混凝土輸送缸應(yīng)力云圖(單位： MPa)

圖7 混凝土輸送缸變形云圖(單位： mm)

Fig. 7 Deformation nephogram of concrete pumping cylinder(unit： mm)

混凝土輸送缸所選材料45鋼的屈服極限為610 MPa，結(jié)合混凝土輸送缸的最大等效應(yīng)力101.25 MPa，參照《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊》選擇安全系數(shù)n3為3，對(duì)混凝土輸送缸的強(qiáng)度進(jìn)行校核。

(3)

式中：σ3max為混凝土輸送缸的最大等效應(yīng)力，MPa；σb3為混凝土輸送缸材料的屈服極限，MPa；σp3為許用應(yīng)力，MPa。

由式(3)可知，混凝土輸送缸強(qiáng)度滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

2.4 S閥體的動(dòng)力學(xué)分析

在泵送機(jī)構(gòu)中，S閥體不僅承受靜載荷的作用，還承受動(dòng)載荷的作用，而瞬態(tài)分析是在模態(tài)分析的基礎(chǔ)上進(jìn)行的。根據(jù)模態(tài)分析的結(jié)果，設(shè)置瞬態(tài)分析的頻率為20～100 Hz[8]，在動(dòng)載荷的作用下，利用Ansys軟件對(duì)S閥體進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析[9]，得到S閥體的最大等效應(yīng)力隨頻率的變化曲線，如圖8所示。

圖8 應(yīng)力-頻率響應(yīng)曲線

S閥體所選材料ZGMn13高錳耐磨鋼的屈服極限為635 MPa，結(jié)合S閥體的最大等效應(yīng)力為394.78 MPa，參照《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊》，在安全系數(shù)n4為1.5的條件下，對(duì)S閥體的強(qiáng)度進(jìn)行校核。

(4)

式中：σ4max為S閥體的最大等效應(yīng)力，MPa；σb4為S閥體材料的屈服極限，MPa；σp4為許用應(yīng)力，MPa。

由式(4)可知，S閥體強(qiáng)度滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

3 S閥體的疲勞壽命計(jì)算

利用Ansys軟件對(duì)S閥體進(jìn)行動(dòng)態(tài)分析，可得S閥體的最大等效應(yīng)力為394.78 MPa、最小等效應(yīng)力為36.04 MPa。結(jié)合S閥體材料的應(yīng)力-頻率響應(yīng)曲線、線性累積損傷理論和應(yīng)力修正法[10-11]，計(jì)算平均應(yīng)力的修正應(yīng)力

(5)

式中：σn為修正應(yīng)力，MPa；σ5max為最大應(yīng)力，MPa；σ5min為最小應(yīng)力，MPa；σb5為材料的屈服極限，MPa。

將相關(guān)數(shù)據(jù)帶入式(5)，可計(jì)算出修正應(yīng)力為271.38 MPa。

根據(jù)S閥體所選材料ZGMn13高錳耐磨鋼的固有特性，可知lgN0=6、lgσ0=7.94，再由S閥體的應(yīng)力-頻率響應(yīng)曲線圖可得lgN=2、lgσ=9.15，結(jié)合計(jì)算出的修正應(yīng)力σn，計(jì)算S閥體的疲勞壽命[12-15]，計(jì)算公式如下。

(6)

(7)

(8)

式中：N0為循環(huán)次數(shù)，取1×106；σ0為循環(huán)次數(shù)1×106時(shí)的應(yīng)力，MPa。

將相關(guān)數(shù)據(jù)帶入式(6)—式(8)，可計(jì)算出S閥體的疲勞壽命N1=1.415×106，在疲勞敏感曲線的50%～90%內(nèi)，滿足S閥體疲勞壽命設(shè)計(jì)要求。

4 結(jié)論與討論

1) 本文介紹了一種窄體雙缸S閥混凝土輸送泵，通過改變元器件的結(jié)構(gòu)位置及對(duì)部分元器件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，使整機(jī)寬度在1.5 m以下，泵送能力達(dá)到42～72 m3/h。采用Ansys軟件對(duì)該混凝土輸送泵泵送機(jī)構(gòu)進(jìn)行靜動(dòng)態(tài)分析和疲勞分析，計(jì)算疲勞壽命，驗(yàn)證結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。

2) 本文采用虛擬仿真技術(shù)分析了窄體雙缸S閥混凝土輸送泵泵送機(jī)構(gòu)的應(yīng)力、應(yīng)變和疲勞壽命，為混凝土輸送泵易損件的疲勞壽命和可靠性分析提供了思路。下一步將對(duì)該窄體混凝土輸送泵進(jìn)行現(xiàn)場應(yīng)用試驗(yàn)，并跟蹤試驗(yàn)情況，以進(jìn)一步完善該混凝土輸送泵。

[1] 穆晨.拖式混凝土泵技術(shù)的發(fā)展[J].建筑機(jī)械,1999(3): 30.

MU Chen. Technical development of trail concrete pump[J]. Construction Machinery, 1999(3): 30.

[2] 柏紅專, 羅亮平. 我國拖式混凝土泵發(fā)展趨勢探討[J].建筑機(jī)械化, 2007(11): 33.

BAI Hongzhuan, LUO Liangping. Discussion of development trend of towed concrete pump in China[J]. Construction Mechanization, 2007(11): 33.

[3] 江國耀. 混凝土泵的技術(shù)發(fā)展趨勢和市場前景[J]. 建筑機(jī)械, 2008(8): 16.

JIANG Guoyao. Technology development trends and market prospects of concrete pump in China[J]. Construction Machinery, 2008(8): 16.

[4] HWANG S C,MCMEEKING R M. A finite element model of ferroelastic polycrystals[J].International Journal of Solids and Structures, 1999, 36(10): 1541.

[5] 樊文端. 基于虛擬樣機(jī)技術(shù)的混凝土泵推進(jìn)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)研究[D]. 西安: 西安建筑科技大學(xué), 2007.

FAN Wenduan. Design and research of concrete pump push-pull mechanism based on virtual prototyping[D]. Xi′an: Xi′an University of Architecture and Technology, 2007.

[6]ERDOGAN Madenci, IBRAHIM Guven. Finite element method and application in engineering using ANSYS[M].Berlin： Springer-Verlag Press, 2005.

[7] 厲秀珍. 混凝土泵泵送機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)研究及動(dòng)力學(xué)仿真[D].長沙: 長沙理工大學(xué), 2012.

LI Xiuzhen. Research on the designing and dynamics simulation of pumping mechanism of the concrete pump[D]. Changsha: Changsha University of Science & Technology, 2012.

[8] 張大慶, 呂彭民, 何清華, 等. 混凝土泵車結(jié)構(gòu)動(dòng)強(qiáng)度試驗(yàn)研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2005, 24(3): 111.

ZHANG Daqing,LYU Pengmin,HE Qinghua, et al.Experimental research on structural dynamic strength of a concrete pump auto[J]. Journal of Vibration and Shock, 2005, 24(3): 111.

[9] 劉龍濤, 李傳日, 程祺, 等. 某結(jié)構(gòu)件的隨機(jī)振動(dòng)疲勞分析[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2013, 32(21) : 97.

LIU Longtao,LI Chuanri,CHENG Qi, et al.Random vibration fatigue analysis for a structure[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(21): 97.

[10] 劉杰, 戴麗, 趙麗娟, 等. 混凝土泵車臂架柔性多體動(dòng)力學(xué)建模與仿真[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2017, 43(11): 131.

LIU Jie, DAI Li, ZHAO Lijuan, et al. Modeling and simulation of flexible multi-body dynamics of concrete pump truck arm[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2017, 43(11): 131.

[11] 劉會(huì)勇, 李偉, 林勇剛, 等. 基于泵送壓力的混凝土泵排量計(jì)量方法[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2009, 45(5): 165.

LIU Huiyong, LI Wei, LIN Yonggang, et al. Measuring method of concrete pump discharge based on pumping pressure[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2009, 45(5): 165.

[12] ZHANG Y M, FAN M, XIAO Z M, et al. Fatigue analysis of offshore pipelines with embedded cracks[J].Ocean Engineering, 2016, 117(1): 45.

[13]YAPICI A,SARACOGLU G.Fatigue analysis of bolted flange joints of a rotary dryer[J].Engineering Failure Analysis, 2016, 63(2): 182.

[14] 李琳琳, 王麗紅, 坎雜, 等. 騎跨式機(jī)架的隨機(jī)振動(dòng)疲勞分析[J]. 農(nóng)機(jī)化研究, 2017(10): 23.

LI Linlin,WANG Lihong,KAN Za, et al.Vibration reduction design of a straddle chassis frame[J].Journal of Agricultural Mechanization Research, 2017(10): 23.

[15] 文孝霞, 杜子學(xué), 姜保軍, 等. 隨機(jī)載荷作用下微車車身結(jié)構(gòu)疲勞壽命仿真分析[J].現(xiàn)代制造工程, 2012(7): 78.

WEN Xiaoxia, DU Zixue, JIANG Baojun, et al. Simulation analysis of fatigue life of micro-car body structure under random load[J]. Modern Manufacturing Engineering, 2012(7): 78.