高 英，岳俊澤，常晨雨，郭 彬，韓 剛

(太原科技大學機械工程學院，太原 030024)

隨著世界經(jīng)濟高速發(fā)展，鋼鐵需求和產(chǎn)能快速增加，帶動焦化產(chǎn)業(yè)的持續(xù)發(fā)展，我國是焦炭生產(chǎn)大國，產(chǎn)量居世界第一。為了實現(xiàn)可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略目標，先進、環(huán)保的煉焦工藝，擁有自主知識產(chǎn)權的焦化設備是實現(xiàn)向焦化強國轉型的必由之路。其中，搗固煉焦工藝，無論從節(jié)約資源和清潔生產(chǎn)，還是提高生產(chǎn)效率和焦炭質量等方面都存在巨大的優(yōu)勢[1-2]。

搗固煉焦工藝過程中，搗固煤餅在推送進入焦爐時存在塌餅的現(xiàn)象，對生產(chǎn)具有很大的影響。塌餅的原因很多，其中最主要的是由煤的配比及含水率引起的塌餅和推煤機構引起的機械式塌餅。SCP搗固裝煤車推煤機構的布置形式，在很大程度上影響鏈式推送系統(tǒng)的運行穩(wěn)定性，本文通過對6.25 m側裝煤搗固裝煤推焦SCP一體機推煤機構動力學分析，探究其對機械式塌餅的影響因素。

1 SCP搗固裝煤車推煤機構簡化及建模

6.25 m搗固焦爐SCP機主要設有煤料的儲運裝置、搗固裝置、走行裝置、裝煤裝置、推焦裝置、爐門啟閉與清掃裝置、密封與吸煙等。裝煤裝置中鏈式推煤機構是裝煤工藝的核心設備[3-4]，工作時，搗固煤餅放置在托煤底板上，托煤底板可沿導軌滑動，在托煤底板的下方有一個連接銷耳與鏈條通過銷軸聯(lián)接，結構示意如圖1.

1.后擋板;2.煤餅;3.托煤底板;4.鏈輪 5.101、102鏈節(jié)與底板栓接部分。

圖1 托煤底板鏈接簡易圖
Fig.1 Schematic of coal floor link

驅動可以分別布置于兩端的鏈輪，牽引鏈為板鏈結構，每一個鏈節(jié)的運動方式相同，可視為一個整體，整根鏈條不均勻分布有26個支撐滾輪，圖2所示為各支撐位置。表1和表2分別為鏈節(jié)和鏈輪參數(shù)。

圖2 各支撐位置
Fig.2 Each supporting position表1 鏈節(jié)主要參數(shù)
Tab.1 Parameters of chain link

鏈節(jié)距/mm滾子外徑/mm銷軸直徑/mm內(nèi)鏈接內(nèi)寬/mm內(nèi)鏈節(jié)外寬/mm內(nèi)鏈板高度/mm20988585155160

表2 鏈輪主要參數(shù)
Tab.2 Parameters of chain wheel

齒數(shù)分度圓直徑/mm齒頂圓直徑/mm齒根圓直徑/mm齒寬/mm12792.059890.059694.059802

根據(jù)各數(shù)據(jù)基于Solidworks三維建模軟件對鏈傳動實體建模[5]，鏈輪中心距為20 m，如圖3所示為鏈傳動系統(tǒng)虛擬裝配體模型。

圖3 鏈傳動系統(tǒng)虛擬裝配體
Fig.3 Virtual assemblyof chain drive system

2 基于ADAMS對輸送鏈動力學分析

ADAMS軟件是目前虛擬樣機技術CAE最重要的組成部分，是世界上使用范圍最廣，最出色的的機械系統(tǒng)仿真分析軟件。下文將基于ADAMS軟件分別對輸送鏈前后驅動情況動力學分析。

將上文中使用Solidworks軟件建好的鏈傳動模型轉換為中間格式導入到ADAMS中，使用Model verify模塊檢驗模型的正確性，重新定義模型材料、質量，使用宏命令添加各接觸關系及約束，接觸力關系分別為鏈節(jié)之間、鏈節(jié)與鏈輪之間、鏈節(jié)與支撐間，鏈節(jié)間為連續(xù)接觸，鏈輪與鏈節(jié)間、鏈節(jié)與支撐間為間斷接觸；約束分別為主從動鏈輪與大地之間、內(nèi)鏈節(jié)與外鏈節(jié)之間的旋轉副(Joint:Revolute)[6-7].

2.1 緊邊受力分析

要分析輸送鏈動力特性，首先要對其緊邊的受力情況進行分析。其受力情況如下：

式中：F1(t)為有效圓周力；F2(t)為鏈條克服下垂引起的張力；Fm(t)為鏈條帶動煤餅水平加速度產(chǎn)生的力；Fc(t)為離心力引起的張力；FL(t)為從動鏈輪角加速度產(chǎn)生的力；Fd(t)為其他附加動載荷；f(t)為鏈條與支撐產(chǎn)生的摩擦力。

2.2 前后驅動下101鏈節(jié)在X軸方向位移對比分析

分析托煤底板的結構，底板在導軌上滑動，煤餅的質量很大，底板整體不會隨鏈條上下擺動，所以鏈傳動橫向振動對塌餅現(xiàn)象影響的可能很小，本文主要對縱向振動做研究。通過大量現(xiàn)場數(shù)據(jù)采集，可以得出塌餅現(xiàn)象主要發(fā)生在啟制動時期，這是由于此時間段多邊形效應及嚙合沖擊產(chǎn)生的振動最大。在其他條件相同的情況下，比較前后驅動形式下101鏈節(jié)在X軸方向的加速度波動曲線。圖3所示為后部驅動形式下的101鏈節(jié)在X軸方向加速度曲線局部放大圖；圖4所示為前部驅動形式下的101鏈節(jié)在X軸方向的加速度波動曲線局部放大圖。

圖4 后部驅動下101鏈節(jié)在X軸方向加速度波動曲線局部放大圖
Fig.4 The partially enlarged acceleration fluctuation curve of rearwardly driven 101-link in the X-axis direction

圖5 前部驅動下鏈節(jié)101在X軸方向的加速度波動曲線局部放大圖
Fig.5 The partially enlarged X-axis acceleration fluctuation curve of the front drive subrack 101

對圖4、圖5分析比較，101鏈節(jié)在后驅狀態(tài)下X軸方向的加速度波動曲線，在加速啟動過程中，101鏈節(jié)突然受到很大的嚙合沖擊力，在曲線圖Y軸方向的位置急劇變化，0.07 s內(nèi)從Y軸起始位置-254.943 m加速移動到波峰58.776 m，之后由于鏈條的張力作用急速回調(diào)，在0.119 s內(nèi)回調(diào)達到波谷-53.567 m，之后反復上下波動，在1.804 s基本趨于平穩(wěn)；前驅狀態(tài)下運行情況與后驅基本相同，但波動次數(shù)要明顯增多，在受到突然的沖擊力后，101鏈節(jié)在0.18 s時間內(nèi)從起始位置加速運行到18.05 m，之后由于鏈條張力作用回調(diào)，并反復運行，在0.619 s內(nèi)達到波谷-76.304 m，緊接著在1.722 s達到波峰48.798 m，之后反復不規(guī)則上下波動，在2.345 s趨于平穩(wěn)。對比情況如表3所示。

表3 前后驅動狀態(tài)下101鏈節(jié)在Y軸方向的位移波動比較
Tab.3 The comparison of Y-axis displacement fluctuation of driving conditions before and after 101 link

對比項前驅后驅加速啟動狀態(tài)波峰值48.798 m58.776 m波谷值-76.304 m-53.567 m波動值19.8017.06相對波動次數(shù)多適中

2.3 前后驅動狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動曲線對比分析

如圖6所示，為后部驅動狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動曲線圖；圖7為前部驅動狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動曲線圖。

圖6 后部驅動狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動曲線圖
Fig.6 The graph of X-axis velocity fluctuations rear drive condition 101 link

圖7 鏈節(jié)101在X軸的速度波動曲線
Fig.7 The X-axis curve of velocity fluctuations of 101 link

對圖6、圖7作比較，后部驅動狀態(tài)下101鏈節(jié)在加速啟動過程中，由于突然受到一個很大的沖擊力立刻以1.681 m/s的波峰速度反向轉動，緊接著以-1.347m/s的波谷速度正向轉動，差值為3.028 m/s；而前驅狀態(tài)下此數(shù)據(jù)分別為1.135 m/s和-0.407 m/s，差值為1.542 m/s.前后驅勻速狀態(tài)下波動值分別為為0.226、0.245 m/s.對比如下表4所示。

表4 前后驅動狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動曲線對比
Tab.4 The contrast of X-axis speed fluctuation curves of driving conditions before and after 101 link

對比項前驅后驅加速啟動狀態(tài)波峰值1.135 m/s1.681 m/s波谷值-0.407 m/s-1.347 m/s差值1.542 m/s3.028 m/s勻速運行狀態(tài)波動值0.226 m/s0.245 m/s

2.4 前后驅動狀態(tài)下從動鏈輪Z軸方向的角速度曲線對比分析

如圖8所示為后部驅動狀態(tài)下從動輪角速度波動曲線圖；圖9所示為前部驅動狀態(tài)下從動輪角速度波動曲線圖。

圖8 后部驅動狀態(tài)下從動輪角速度波動曲線圖
Fig.8 The angular velocity fluctuation curves of driven wheel under the rear drive

圖9 從動鏈輪在Z軸的角速度變化曲線圖
Fig.9 The Z-axis angular velocity curve of driven sprocket

將圖8、圖9做對比，后部驅動狀態(tài)下從動輪在加速啟動過程中，由于突然受到鏈條帶給他的沖擊力，立刻以很大的加速度在0.2 s的時間內(nèi)反轉，角速度達到-217.925 d/s，接著以比初始加速度大近一倍的加速度逆轉，在0.1 s內(nèi)達到129.963 d/s，之后反復復制這個過程，并逐漸穩(wěn)定下來；而驅動輪為前驅的與后驅狀態(tài)下運行情況相反，在受到?jīng)_擊力后先以更大的加速度在0.073 s內(nèi)加速到256.613 d/s，接著以相對較小的加速度逆向轉動，在0.11 s內(nèi)加速到-124.525 d/s,之后同樣反復這個過程，直到平穩(wěn)運行，但是后驅在反復這個過程的時間和次數(shù)都要明顯大于前驅。在勻速運行階段，通過對兩幅圖做對比，我們可以很明顯的觀測到后驅運行不平穩(wěn)性要遠遠大于前驅，由于受到多邊形效應和周期性的嚙合沖擊引起的動載荷的影響而產(chǎn)生的角速度周期性波動中，后驅狀態(tài)下波峰和波谷在數(shù)量和量值方面都大于前驅，前驅運行平穩(wěn)性更加優(yōu)異[8]。對比情況如表5所示。

3 前后驅動結果對比分析

通過對前后驅動狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的加速度曲線，101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動曲線，從動鏈輪在Z軸方向的角速度曲線的對比，我們可以得出前驅的各項性能總體優(yōu)于后驅的結論。

101鏈節(jié)在X軸方向的加速度曲線圖中，可以得出在加速啟動狀態(tài)，前驅的波峰波谷的差值為125.102，后驅波峰波谷的差值為112.343，此項數(shù)據(jù)相差不大，但是后驅在此狀態(tài)下的波動次數(shù)卻要比前驅少很多，波動值分別為17.06、19.80，這說明在加速度波動方面，后驅要優(yōu)于前驅；101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動曲線圖中，不管在加速啟動狀態(tài)還是在勻速運行狀態(tài)，前驅無論在波動量還是在波動次數(shù)，都要小于后驅，在加速狀態(tài)波動差前驅為1.542 m/s，后驅為3.028 m/s，勻速狀態(tài)波動量分別是0.226 m/s、0.245 m/s；從動輪在Z軸方向的角速度曲線中，在加速狀態(tài)前驅波動差為381.14 d/s，后驅波動差為347.89 m/s，前驅大于后驅，但是在波動次數(shù)方面前驅要遠遠小于后驅。

表5 前后驅動狀態(tài)下從動鏈輪角速度曲線對比
Tab.5 The contrast of angular velocity of driven sprocket before and after driving condition

對比項前驅(d/s)后驅(d/s)加速啟動狀態(tài)波峰256.613129.963波谷-124.525-217.925差值381.138347.888波動次數(shù)較少較多勻速運行狀態(tài)波動值32.48436.315波動次數(shù)較少較多

綜上所述，基于6.25 m側裝搗固煉焦輸送系統(tǒng)的研究中，鏈傳動驅動方式為前驅狀態(tài)下在運行平穩(wěn)性方面性能總體要優(yōu)于后驅，可以減小塌餅的概率。所以，工程設計人員在設計裝備時，在安裝維修方便的基礎上，要盡量使用前驅。