李國霞 王義亮 楊兆建

(1.太原理工大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，山西省太原市，030024；2.煤礦綜采裝備山西省重點實驗室，山西省太原市，030024)

在掘進(jìn)機(jī)截割煤巖時，由于存在工作環(huán)境惡劣、工況復(fù)雜、截割載荷多變等因素，因此掘進(jìn)機(jī)極易產(chǎn)生劇烈振動，而劇烈的振動又會造成截齒磨損、關(guān)鍵零部件疲勞破壞、液壓系統(tǒng)失效、電氣元件破壞等問題，直接導(dǎo)致掘進(jìn)機(jī)生產(chǎn)效率下降。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對掘進(jìn)機(jī)的振動特性進(jìn)行了大量研究，但大多集中在對截割機(jī)構(gòu)振動特性的研究，由于掘進(jìn)機(jī)在實際工作過程中除截割臂外，后支撐、電控箱振動也很劇烈，且電控箱作為掘進(jìn)機(jī)各類電氣元件的載體，對其振動特性的研究也非常必要?；诖耍疚慕⒘艘越馗畋?、機(jī)架、回轉(zhuǎn)臺、后支撐、電控箱為柔性體的掘進(jìn)機(jī)剛?cè)狁詈夏Ｐ停瑢ζ涫┘咏馗钶d荷進(jìn)行動力學(xué)分析，得到掘進(jìn)機(jī)各關(guān)鍵部件的振動特性，為掘進(jìn)機(jī)及電控箱的動力學(xué)研究提供理論依據(jù)。

1 截割載荷模擬

在UG中建立掘進(jìn)機(jī)截割頭和巖壁的三維模型，并導(dǎo)入LS-DYNA中。因為截齒在截割煤巖過程中的變形較小，且此次仿真主要關(guān)注截齒在截割煤巖過程中受到的動態(tài)合外力，故將截割頭設(shè)定為剛體，選用剛體材料(Rigid)，而巖壁是一種各向異性且顯示脆性、非均勻的材料，故選用193#材料(MAT_DRUCKER_PRAGER)，巖壁和截齒的材料參數(shù)見表1。

表1 巖壁和截齒的材料參數(shù)

根據(jù)精度要求，對截割頭采用精度為3的自由網(wǎng)格劃分，巖壁采用單元長度為0.03 m的四面體網(wǎng)格劃分，建立有限元模型。為了保證巖壁被截割單元失效刪除后，剩下的單元仍能夠參與接觸，將截割頭和巖壁的接觸類型設(shè)置為面面接觸中的侵蝕接觸(ESTS)。同時為了模擬真實工況的巖壁，對其不參與截割的面施加無反射邊界條件，并根據(jù)某型縱軸式掘進(jìn)機(jī)的實際截割工況，對截割頭施加41.6 rad/min 的恒定旋轉(zhuǎn)速度和3 m/min 的橫切速度，仿真時長選取8 s，導(dǎo)出的文件在LS-DYNA求解器中進(jìn)行求解。截割仿真的有限元模型如圖1所示。

由圖1(b)可以看出，在截割過程中，參與截割的巖壁單元所受應(yīng)力較大，未截割巖壁也會受到截割載荷的影響，仿真較好地模擬了巖壁實際工況下的受載狀態(tài)。

掘進(jìn)機(jī)橫截工況下截割頭所受的載荷曲線如圖2所示。

圖2中Fx、Fy、Fz分別為截割頭所受到的牽引阻力、側(cè)向力和截割阻力，由于煤巖各向異性的性質(zhì)以及煤巖崩落導(dǎo)致截割載荷以隨機(jī)載荷為主，且實際工況中煤巖材質(zhì)復(fù)雜多變，難以得到其具體參數(shù)，截割仿真所選用的是較為理想化的巖壁模型，得到的載荷與實際值相比偏小且相對趨于平穩(wěn)。

2 建立剛?cè)狁詈夏Ｐ?/h2>

為了保證有限元仿真能順利進(jìn)行，在遵從原結(jié)構(gòu)特征的前提下，對該掘進(jìn)機(jī)的三維模型進(jìn)行簡化，并選用一塊長方體薄板來模擬地面，確保簡化模型無干涉后，導(dǎo)入workbench中。

由于掘進(jìn)機(jī)的振動來源主要是截齒在截割過程中受到的非線性瞬時沖擊載荷，而傳動齒輪在嚙合過程中產(chǎn)生的內(nèi)部激勵對振動影響較小，故本次仿真主要考慮掘進(jìn)機(jī)自身的固有特性。

根據(jù)剛?cè)狁詈夏Ｐ偷慕⒗碚?，將掘進(jìn)機(jī)各部件中振動較小以及自身變形可忽略不計的部件(鏟板、履帶、運(yùn)輸機(jī)構(gòu)、操作室、泵站)設(shè)置為剛性體；由于電控箱在振動傳遞路徑的尾端，其箱體變形對其他部件影響較小，且仿真研究對象為電控箱質(zhì)心的振動特性，故也將電控箱設(shè)置為剛性體；因為在截割仿真中，截割頭為剛體材料，為了保證兩次仿真中載荷條件的一致性，需將此次仿真的截割頭也設(shè)置為剛性體。將截割臂、回轉(zhuǎn)臺、機(jī)架、后支撐設(shè)置為柔性體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，建立的掘進(jìn)機(jī)剛?cè)狁詈夏Ｐ腿鐖D3所示。

圖3 掘進(jìn)機(jī)剛?cè)狁詈夏Ｐ?/p>

3 受迫振動分析

3.1 仿真設(shè)置

除自身重力外，將截割仿真所得到的三向力、三向力矩曲線施加到掘進(jìn)機(jī)剛?cè)狁詈夏Ｐ蜕?，并根?jù)實際工況將鏟板、履帶、后支撐與底板的接觸設(shè)置μ為0.7的摩擦接觸，其余為綁定接觸，對底板底面施加固定約束。

由于掘進(jìn)機(jī)振動的優(yōu)勢頻率主要集中在200 Hz以下，為了保證仿真順利進(jìn)行且采樣結(jié)果不失真，將掘進(jìn)機(jī)受迫振動仿真的采樣頻率設(shè)置為1000 Hz。求解設(shè)置中的求解類型和弱彈簧設(shè)置都保持默認(rèn)設(shè)置，打開大變形開關(guān)。

3.2 仿真結(jié)果分析

對仿真所得的橫截工況下各關(guān)鍵傳遞部件的總振動加速度a及三向振動加速度ax、ay、az的最大值和均值進(jìn)行統(tǒng)計，統(tǒng)計結(jié)果見表2。截割部、機(jī)架、電控箱的三向振動加速度響應(yīng)及其頻譜分析曲線分別如圖4、圖5和圖6所示，其中x、y、z三向分別為掘進(jìn)機(jī)的水平橫向、水平縱向和豎直方向。

表2 振動加速度統(tǒng)計表 m·s-2

圖4 截割部三向振動加速度響應(yīng)及其頻譜分析曲線

由表2可以看出，振動傳遞路徑上各關(guān)鍵部件的振動加速度a的大小關(guān)系為：截割部>回轉(zhuǎn)臺>機(jī)架；且各關(guān)鍵部件的三向振動情況均為x向、z向振動劇烈，y向振動較弱。仿真所得與實際工況掘進(jìn)機(jī)振動響應(yīng)相符，仿真結(jié)果可信。

圖5 機(jī)架三向振動加速度響應(yīng)及其頻譜分析曲線

由圖4、圖5和圖6的加速度響應(yīng)曲線可知，截割部從0.01 s開始振動，電控箱在0.04 s左右開始振動，體現(xiàn)了振動的傳遞性；由圖4、圖5和圖6的頻譜分析曲線可知，截割部在14 Hz、28 Hz以及63 Hz左右振動劇烈，機(jī)架振動較弱，無明顯峰值，電控箱在25 Hz以下、62 Hz和125 Hz左右振動劇烈。

圖6 電控箱三向振動加速度響應(yīng)及其頻譜分析曲線

對比表2各關(guān)鍵部件的振動響應(yīng)可見，電控箱振動加速度高于機(jī)架，說明該掘進(jìn)機(jī)現(xiàn)有的后支撐及隔振器減振效果不理想；且橫截工況下，截割部、回轉(zhuǎn)臺、機(jī)架的三向振動加速度大小關(guān)系均為x向>z向>y向，后支撐z向振動加速度略高于x向，y向振動最弱，而電控箱z向振動加速度明顯高于x向高于y向，表明該掘進(jìn)機(jī)現(xiàn)有隔振器z向減振效果較差，分析結(jié)果為掘進(jìn)機(jī)的減振研究提供了理論方向。

4 結(jié)語

該剛?cè)狁詈夏Ｐ偷氖芷日駝臃抡娼Y(jié)果較真實地反映了橫向截割工況下掘進(jìn)機(jī)的振動特性：截割部在14 Hz、28 Hz以及63 Hz左右振動劇烈；本體部振動較弱，頻譜圖無明顯峰值；電控箱在25 Hz以下、62 Hz以及125 Hz左右振動劇烈。且由分析結(jié)果可知，現(xiàn)有的電控箱減振措施在豎直方向上的減振效果較差，該仿真結(jié)果為掘進(jìn)機(jī)的進(jìn)一步動力學(xué)分析及減振研究提供了理論基礎(chǔ)。