蘭 宇，趙振鹿，張 超，孫瑞濱，萬書亭

（1.內蒙古大唐國際托克托發(fā)電有限責任公司，內蒙古 呼和浩特 010200；2.河北省電力機械裝備健康維護與失效預防重點實驗室（華北電力大學），河北 保定 071003）

0 引言

帶式輸送機廣泛應用于電廠、選煤廠、港口等生產領域，目前已經發(fā)展成一種具有運輸距離大、運輸效率高的現代化設備；但是其穩(wěn)定性和可靠性仍然受到很多因素影響。在復雜實際工作條件下，輸送機由于保養(yǎng)維修不到位，以及物料、矸石等落入回程輸送帶、卷入卸載輥筒與驅動滾筒內等原因，導致輸送膠帶跑偏、撕裂甚至斷帶等事故時有發(fā)生。

對于皮帶機的狀態(tài)監(jiān)測[1-5]，文獻[1]設計了一種礦用帶式輸送機智能監(jiān)測系統(tǒng)。該系統(tǒng)包括基于弱磁檢測法的鋼絲繩芯輸送帶損傷監(jiān)測系統(tǒng)、基于紅外熱成像溫度檢測法的帶式輸送機關鍵部件故障診斷與預警系統(tǒng)和基于視覺檢測法的煤流監(jiān)測、異物監(jiān)測、膠帶撕裂監(jiān)測及人員安全監(jiān)測系統(tǒng)。文獻[2-4]研究了基于視覺的皮帶撕裂、跑偏監(jiān)測方法。文獻[5]研究了基于激光傳感器技術的膠帶縱向撕裂監(jiān)測方法。

對于帶式輸送機膠帶清掃器研究[6-9]，文獻[7]在現有接觸式刮板清掃器的基礎上，對清掃器結構進行優(yōu)化改造，使得刮板受力均勻。文獻[8]設計了一種雙一字形輸送帶非工作面清掃器，可以有效將物料清掃到輸送機一側。文獻[9]設計了一種應用于帶式輸送機頭部的雙向清掃器，采用特殊結構刀頭、鎖緊套以及補償和退讓裝置實現膠帶機頭部的雙向清掃。

某發(fā)電公司帶式輸送機雙向空段清掃器在冬季使用時，由于部分皮帶表面粘黏物密度較大，粘黏厚度較厚，凍結成大塊冰楞；當刮刀觸碰到堅硬且光滑的冰楞時，會產生大幅度彈起，同時伴隨著一段時間的振蕩，影響了清掃效果。由于冬季氣溫低，皮帶由于各種原因有時出現破損，此時刮刀也會出現同樣的現象。為保證清掃器正常清掃工況下有較小損傷，需要分析清掃器刮刀在運行工況下的運動特性；但目前鮮有文獻研究該問題。

本文結合工程實際，分析清掃器刮刀的工作狀況，并通過虛擬樣機技術建立刮刀的動力學模型。通過參數的設置，針對刮刀運動特性隨其初始設計的俯仰角度以及扭簧剛度的變化作出分析，發(fā)現其中影響規(guī)律，為清掃器的設計優(yōu)化提供數據支撐。

1 雙向空段清掃器結構

1.1 結構概述

由于某電廠采用的帶式輸送機為雙向帶式運輸機，在生產過程中需要轉換運輸方向，所以清掃器要具備雙向清掃能力。如圖1所示，清掃器主要由刮掃部分和轉換部分組成。刮掃部分分為正向刮掃單元和反向刮掃單元；轉換部分則通過電機驅動四連桿機構轉動一定的角度，實現正反工作位置的轉換。

圖1 雙向清掃器側視圖Fig.1 Side view of two-way sweeper

該清掃器刮刀采用分體式刮刀，圖2為刮刀單元分解示意圖。

圖2 刮刀單元分解示意圖Fig.2 Disassembly diagram of scraper assembly

圖2中，刮刀體9通過銷軸5連接在刮刀座上，并通過定位擋圈2、4對刮刀體進行軸向的定位；在刮刀體9和銷軸5之間設置襯套，以提高刮刀體9的使用壽命；銷軸5尾端小孔安裝插銷6，用于銷軸5的軸向固定；扭簧7、10分別嵌套在刮刀體兩側的空腔內，其一端卡在刮刀體9空腔內的小孔內，另一端卡在刮刀體9空腔內的方形槽內，實現刮刀體的定位和緩沖。

1.2 存在的問題

該雙向清掃器可以方便可靠地實現雙向清掃功能，其刮掃部分設計可以應對復雜的燃煤發(fā)電廠帶式輸送機，使得清掃更為高效。由于皮帶長期使用帶來的老化，皮帶上經常會有部分撕裂以及較為嚴重的凸起情況發(fā)生；冬季時，煤料會凍結在皮帶表面，形成堅固的附著層。實際應用中，在上述情況發(fā)生時，刮刀由于受到較大沖擊力，自身會產生大幅度彈起，并伴隨著一段時間的振蕩，使其不能始終與皮帶表面貼合，導致漏掃現象發(fā)生，嚴重影響了清掃器的使用效果。

2 刮刀動力學建模

建立刮刀的動力學模型，首先需要構建其3維實體模型。利用建模軟件 Pro/E建立了該清掃器刮刀組件整體的3維模型，如圖3所示。

圖3 刮刀單元三維實體模型Fig.3 3D solid model of a scraper

由于刮刀單元中僅有刮刀頭部與扭簧為活動部件，而扭簧可以通過ADAMS軟件進行仿真，所以：簡化模型，將刮刀體與刮刀片組合為刮刀，保存為（*x_t）格式文件，然后將其導入ADAMS軟件，建立動力學仿真模型。具體步驟如下：

（1）修改環(huán)境單位為MMKS（mm，kg，N）形式。

（2）設置重力方向為Z向，添加零部件的材料屬性。由于刮刀體與刮刀片的材料均為合金，其質量密度與鋼材較為接近，這里將刮刀整體材料設置為ADAMS軟件內置材料Steel。

（3）添加運動副約束并設置摩擦系數：在刮刀尾部回轉中心與大地之間創(chuàng)建轉動副JOINT_1。刮刀體與襯套為過盈配合，襯套材料為銅合金。銷軸材料為 Q345b，在無潤滑條件下，其動摩擦系數選取為0.19，在JOINT_1的運動副摩擦中設置其動摩擦系數為0.19。

（4）扭簧力的添加。同樣，在刮刀尾部回轉中心與大地之間創(chuàng)建扭簧力TORSION_SPRING_1。

（5）接觸力的添加。根據刮刀受力分析，在刮刀頂端定義豎直力 SFORCE_2與水平力SFORCE_3。

設置完成后的刮刀動力學模型如圖4所示。

圖4 刮刀動力學模型Fig.4 Scraper dynamic model

清掃器處于工作位置時，為了保證刮掃效果，刮刀會與皮帶緊密貼合產生一定的壓緊力FN；同時，當輸送機運行時，皮帶會與刮刀產生滑動摩擦力FT；由扭簧提供的扭矩T作用在刮刀體回轉中心位置。3個力的合力使得刮刀整體處于平衡狀態(tài)，其受力如圖 5所示。設置正常工作狀態(tài)下刮刀與皮帶間壓強設置為 30 kPa，則根據刮刀與皮帶接觸面積，計算得到FN為33 N、FT為18.15 N。

圖5 刮刀受力分析Fig.5 Force analysis of a scraper

3 俯仰角度對刮刀運動特性影響

3.1 設置刮刀沖擊力

刮刀受到沖擊力后彈起高度與刮刀自身避障能力相關，其決定了刮刀在遇到特殊情況時的自身保護性能；而沖擊力消失后的刮刀振蕩幅度、振蕩時間決定了刮刀漏掃距離。在刮刀頂端施加一個大小為500 N的水平力，以模擬刮刀在上述情況下所受沖擊力；將FT與該沖擊力合并為新的FT，即在ADAMS仿真模型中將水平力SFORCE_3的大小參數設置為隨時間變化，曲線如圖6所示。

圖6 FT隨時間變化曲線Fig.6 Curve of FT versus time

基于ADAMS軟件，分析在工作壓力受到沖擊力時，刮刀彈起幅度、振蕩幅度以及振蕩持續(xù)時間隨刮刀主要設計參數變化的情況。

3.2 設置刮刀俯仰角度

在不同的俯仰角度下，刮刀所受外部載荷FT與FN，以及刮刀自身重力對刮刀回轉中心產生扭矩大小均不同，相應地也會使得刮刀單元內的扭簧產生不同的扭矩，得到不同的刮刀運動特性和清掃器的清掃效果。刮刀俯仰角度θ如圖7所示。保證工作狀態(tài)下，刮刀片與膠帶來向段夾角α應當大于 90°，即刮刀俯仰角度θ大于 0°。俯仰角過大時，水平力FT作用力臂過大，會導致刮刀狀態(tài)不穩(wěn)定，所以只針對俯仰角度θ在0°～60°范圍的刮刀工作狀態(tài)進行仿真分析。

圖7 刮刀俯仰角度示意圖Fig.7 Schematic diagram of scraper angle

3.3 結果分析

不同俯仰角度下的刮刀運動特性參數統(tǒng)計結果如表1所示。表中，將刮刀在受到沖擊力前的靜態(tài)位置記為Z0，刮刀受到沖擊力后的彈起幅度記為Zmax，振蕩階段最大振幅記為Zm′ax，振蕩持續(xù)時間記為t。分析表中數據可以發(fā)現，對于不同俯仰角度下的刮刀，其彈起幅度Zmax差別很大；隨著刮刀俯仰角度的改變，其振蕩的幅度以及振蕩持續(xù)時間也存在明顯的變化。

表1 不同俯仰角度下的刮刀運動特性Tab.1 Motion characteristics of scraper under different pitch angles

圖8為曲線為刮刀在不同俯仰角度下，受到沖擊載荷后的Z向（豎直方向）位移響應曲線。

圖8 刮刀頂部Z向位移曲線Fig.8 Z-Direction displacement curve of scraper top

圖中從上至下所對應俯仰角度分別為0°～60°，監(jiān)測位置在刮刀頂部。由圖8可以直觀看到刮刀的運動狀態(tài)：對于不同俯仰角度下的刮刀，受到沖擊力后，均會發(fā)生相應的大幅度彈起；隨著沖擊力的消失，刮刀快速回落，進入振蕩階段，在摩擦力的作用下逐漸趨于平穩(wěn)。在沖擊力作用之后的振蕩階段中，隨著刮刀俯仰角度的改變，其振蕩的幅度以及振蕩持續(xù)時間存在明顯的不同。因為帶式輸送機皮帶運行速度與刮刀脫離皮帶表面時間決定了漏掃距離，所以刮刀彈起幅度對漏掃距離影響很小，而振蕩階段的振幅與時間均對漏掃率有較大影響。

根據表1中數據繪制如圖9所示的點線圖，從中可以看到：隨著刮刀俯仰角度的增加，刮刀在受到沖擊力前的靜態(tài)位置Z0的變動越來越小。這是因為刮刀俯仰角度越大，刮刀自身重力和施加在刮刀上的壓力對其回轉中心的力臂越短，對扭簧施加的扭矩越小，所以刮刀轉動角度越小越好。這符合扭矩平衡條件，驗證了仿真模型的準確性。

圖9 不同俯仰角度下的刮刀運動特性點線圖Fig.9 Point line diagram of scraper motion characteristics under different pitch angles

在實際運行中，皮帶凸起或者附著層厚度小于30 mm。為保證刮刀要具有一定的越障能力，刮刀彈起幅度Zmax應不小于此厚度。同時，刮刀受到沖擊力后，刮刀頂部Z向位移呈現為幅值不斷衰減的振蕩曲線。為降低漏掃率，應當盡量減小振蕩階段的振蕩幅值和持續(xù)時間。分析表1和圖9中數據可知，隨著刮刀俯仰角度的增加，刮刀彈起幅度Zmax呈現增大的趨勢，振蕩持續(xù)時間t小幅振蕩后呈現增大的趨勢，振蕩最大振幅Z′max則小幅振蕩后呈現出減小的趨勢。綜合考慮以上因素，選擇刮刀俯仰角度θ取值在 20°～30°范圍內比較合適。此時刮刀受到沖擊載荷后最大彈起幅度Zmax＞30 mm，滿足刮刀越障要求。同時，刮刀在振蕩過程中最大Z向振幅較小，振蕩階段持續(xù)時間t也在角度系列中最短，說明在其他條件保持一致時，刮刀俯仰角度取值在20°～30°時，其漏掃率最低。

4 扭簧剛度對刮刀運動特性影響

扭簧作為清掃器刮刀的施力和緩沖部件，其剛度的大小直接影響著刮刀在實際工況下的運動特性，從而影響到清掃器的使用效果。現在針對不同的扭簧剛度對刮刀進行運動仿真。基于前面的討論，設定刮刀仿真俯仰角度θ=30°。

扭簧扭力主要取決于扭簧的材料、橫截面積、單位長度內的圈數?；诠蔚扼w的設計，確定扭簧線徑d=6 mm、中徑D=20 mm，使其更好地嵌入刮刀體的腔體內。扭簧在刮刀體中安裝方式以及扭簧基本尺寸見圖10。

圖10 扭簧安裝示意圖Fig.10 Installation diagram of torsion spring installation

確定扭簧圈數n取值范圍，以便后續(xù)仿真工作進行。已知刮刀體腔體深度L=16 mm，為了使得刮刀設計結構緊湊，扭簧應當完全嵌入刮刀體腔體內；同時應當保證扭簧在刮刀體腔體內定位穩(wěn)定，使其軸線與刮刀體回轉中心軸線基本重合，所以扭簧圈數n取值范圍為1≤n≤2.46。為方便零件加工與機構組裝，以圈為扭簧圈數系列差值，取最大圈數為nmax=2.25。

扭簧轉角計算公式如下：

式中：θ為扭簧旋轉角度，（°）；M為扭簧承受扭矩，N·mm；D為扭簧中徑，mm；E為扭簧材料彈性模量；扭簧材料為65Mn，其彈性模量E=2×105MPa；d為扭簧線徑，取值為6 mm。

扭簧旋轉角度θ與扭簧剛度F′之間有如下關系：

式中：F′為扭簧剛度，N·mm/(°)；N為扭簧個數。該清掃器刮刀體中扭簧為對稱布置，N=2。根據公式可知，在施加相同載荷的情況下，扭簧剛度越小，旋轉角度越大，刮刀的彈起幅度也越大。

聯(lián)立式（1）（2）得到扭簧剛度計算公式如下：

根據扭簧圈數得到對應的扭簧剛度。在對ADAMS仿真模型進行參數設置后進行仿真，得到其運動特性，如表2和圖11所示。

表2 不同扭簧剛度下的刮刀運動特性Tab.2 Motion characteristics of scraper under different torsion spring stiffness

圖11 不同扭簧圈數下的刮刀運動特性點線圖Fig.11 Point line diagram of scraper motion characteristics under different torsion spring coil numbers

分析表2和圖11數據發(fā)現，隨著圈數的增加，扭簧剛度明顯降低；受到沖擊力后，刮刀彈起幅度Zmax也逐漸增大，符合扭簧旋轉角度與刮刀彈起幅度的關系，說明模型仿真正確。由圖11可知，振蕩階段的刮刀最大振幅Zm′ax和振蕩時間t均隨著扭簧剛度的降低呈現出逐漸增大的趨勢；在系列扭簧圈數下，彈起幅度Zmax均大于30 mm，滿足刮刀越障要求。為盡量降低清掃器漏掃率，應當選則扭簧圈數n為1，此時扭簧剛度F′=883.15 N·mm/(°)。

綜上分析，扭簧剛度對清掃器的運動特性影響較大。隨著扭簧剛度F′的降低，刮刀的彈起幅度Zmax、振蕩最大振幅Zm′ax以及振蕩持續(xù)時間t均增大。若扭簧剛度能盡量增大，則可減小刮刀在受到沖擊力后的振蕩階段的最大振幅Zm′ax以及振蕩持續(xù)時間，可以有效降低清掃器的漏掃率；但同時也要考慮過大的扭簧剛度會使得彈起幅度Zmax＜30 mm，不能安全越過難以刮除的障礙物。所以在對清掃器進行優(yōu)化的工作中，選取合適的扭簧剛度對于清掃器的使用效果十分關鍵。

5 結論

本文主要研究了清掃器刮刀俯仰角度和扭簧剛度參數對清掃器刮刀運動特性的影響規(guī)律，結果表明：

（1）處于不同俯仰角度下的刮刀，在受到沖擊力后，其彈起的幅度差別很大，但彈起持續(xù)時間卻基本一致；隨著沖擊力的消失，刮刀快速回落，進入振蕩階段，在摩擦力的作用下逐漸趨于平穩(wěn)。在沖擊力作用之后的振蕩階段中，隨著刮刀俯仰角度的改變，其振蕩的幅度以及振蕩持續(xù)時間存在明顯的變化。最終選擇俯仰角度θ在20°～30°范圍內，即可保證彈起幅度滿足刮刀越障要求，同時振蕩階段最大振幅和振蕩持續(xù)時間相對較小，進而達到綜合性能最佳。

（2）隨著扭簧剛度的提高，刮刀的彈起幅度、振蕩最大振幅以及振蕩持續(xù)時間均減小。但是，過大的扭簧剛度會導致刮刀系統(tǒng)緩沖性能下降，使得其受到沖擊后的彈起幅度減小，易產生損傷。