湛良傳，黎起富，羅 瑤，滕召金

恒天九五重工有限公司 湖南長(zhǎng)沙 410100

旋挖鉆機(jī)是一種全液壓驅(qū)動(dòng)施工設(shè)備，廣泛使用于垂直鉆進(jìn)取土成孔的灌注樁施工。因施工環(huán)境惡劣，旋挖鉆機(jī)駕駛室對(duì)落物保護(hù)結(jié)構(gòu)(FOPS)、翻車保護(hù)結(jié)構(gòu) (ROPS) 均有著較高要求。由于旋挖鉆機(jī)從國(guó)外引進(jìn)的歷史不長(zhǎng)，相對(duì)于挖掘機(jī)、起重機(jī)等其他工程設(shè)備來(lái)說(shuō)，市場(chǎng)保有量不多，整個(gè)旋挖鉆機(jī)行業(yè)從事研發(fā)的人士也較少，旋挖鉆機(jī)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)在一定程度上主要以借鑒和參照其他工程機(jī)械國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)為產(chǎn)品的驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)，如旋挖鉆機(jī)駕駛室設(shè)計(jì)研發(fā)的國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)就是以土方機(jī)械國(guó)標(biāo) GB/T 17771—2010《土方機(jī)械 落物保護(hù)結(jié)構(gòu) 試驗(yàn)室試驗(yàn)和性能要求》的設(shè)計(jì)要求為標(biāo)準(zhǔn)。但是，旋挖鉆機(jī)終究和其他土方機(jī)械不一樣，如動(dòng)力頭轉(zhuǎn)矩為 450 kN·m的旋挖設(shè)備，其工作質(zhì)量可達(dá)到 150 t，工作高度超過(guò)25 m，在硬層鉆孔作業(yè)時(shí)設(shè)備振動(dòng)較大，而在鉆桅頂端吊錨架的振動(dòng)比車身還大，能把吊錨架鏈接緊固螺栓振松掉落甚至釀成事故，因此從旋挖鉆機(jī)工作特點(diǎn)的角度出發(fā)，對(duì)旋挖鉆機(jī)駕駛室 F OPS、ROPS進(jìn)行研究有著重要的現(xiàn)實(shí)意義。

筆者以卡特 GC 挖掘機(jī)底盤的全電控液壓旋挖鉆機(jī)駕駛室為研究對(duì)象，采用 CAE 模擬計(jì)算，根據(jù)GB/T 17771—2010《土方機(jī)械 落物保護(hù)結(jié)構(gòu) 試驗(yàn)室試驗(yàn)和性能要求》中的驗(yàn)收要求，結(jié)合旋挖鉆機(jī)自身工況用大能量球撞擊駕駛室前頂、后頂，得出應(yīng)力分布云圖、塑性應(yīng)變分布云圖和位移變化曲線，并根據(jù)有限元結(jié)果增設(shè)防護(hù)措施，以保證駕駛員的人身安全。

1 旋挖鉆機(jī)駕駛室建模與約束

卡特 GC 挖掘機(jī)底盤的全電控液壓旋挖鉆機(jī)駕駛室外形尺寸為 1 800 mm×995 mm×1 653 mm，駕駛室采用優(yōu)質(zhì)合金鋼，總質(zhì)量為 300 kg。駕駛室車身采用沖壓件+電阻焊點(diǎn)焊+關(guān)鍵部位保護(hù)焊加強(qiáng)的工藝方式，其中側(cè)圍沖壓件采用內(nèi)、外板整體式，中間增加高強(qiáng)度加強(qiáng)板形成整體高強(qiáng)度的型腔框架。駕駛室底部 4 個(gè)角用螺栓固定于平臺(tái)結(jié)構(gòu)件上。采用SoildWorks 軟件建立駕駛室模型，并約束駕駛室底部4 個(gè)角，如圖 1 所示。

圖1 旋挖鉆機(jī)駕駛室模型與約束Fig.1 Model and restraint of cab of rotary drilling rig

2 自由落物撞擊旋挖鉆機(jī)駕駛室

GB/T 21682—2019《旋挖鉆機(jī)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)》[1]指出旋挖鉆機(jī)駕駛室需符合 GB/T 17771—2010《土方機(jī)械 落物保護(hù)結(jié)構(gòu) 試驗(yàn)室試驗(yàn)和性能要求》的驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)[2]，即：仿真計(jì)算時(shí)小能量球質(zhì)量m=45 kg，撞擊能量E=1 365 J；大能量球質(zhì)量m=227 kg，撞擊能量E=11 600 J。由于大能量球撞擊的破壞力更大，筆者采用大能量球撞擊驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)做為旋挖鉆機(jī)駕駛室自由落物撞擊的加載條件。

2.1 大能量球撞擊駕駛室前頂

根據(jù)公式E=mv2/2，得出大能量球的撞擊速度v=10.109 m/s。采用 SoildWorks 軟件對(duì)質(zhì)量為 227 kg的能量球以 10.109 m/s 的速度撞擊駕駛室前頂進(jìn)行建模，如圖 2 所示。

圖2 大能量球撞擊駕駛室前頂模型Fig.2 Model of big energy ball impacting front top of cab

經(jīng)有限元分析，得到應(yīng)力分布云圖如圖 3 所示，塑性應(yīng)變分布云圖如圖 4 所示。

圖3 大能量球撞擊駕駛室前頂應(yīng)力分布云圖Fig.3 Stress distribution contours while big energy ball impacting front top of cab

圖4 大能量球撞擊駕駛室前頂塑性應(yīng)變分布云圖Fig.4 Plastic strain distribution contours while big energy ball impacting front top of cab

有限元分析結(jié)果表明：質(zhì)量為 227 kg 的試驗(yàn)球以 10.109 m/s 的速度撞擊駕駛室前頂，產(chǎn)生的最大應(yīng)力為 729.493 MPa，最大塑性應(yīng)變?yōu)?0.101。在 227 kg試驗(yàn)球的沖擊下，駕駛室產(chǎn)生變形，但沒有斷裂。

根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機(jī)械 滾翻保護(hù)結(jié)構(gòu) 實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和性能要求》規(guī)定[3]2，乘員生存空間為車頂以下 330 mm×330 mm×270 mm (長(zhǎng)×寬×高) 區(qū)域，頂部最大高度位移量在 270 mm 之內(nèi)為合格。駕駛室前頂位移的變化曲線如圖 5 所示。從圖 5 可以看出，最大位移為 186.58 mm，駕駛室變形后駕駛員不會(huì)有任何部位侵入 VDL 區(qū)，滿足國(guó)標(biāo)要求。

圖5 駕駛室前頂位移變化曲線Fig.5 Variation curve of front top of cab

2.2 大能量球撞擊駕駛室后頂

采用 SoildWorks 軟件對(duì)質(zhì)量為 227 kg 的能量球以 10.109 m/s 的速度撞擊駕駛室后頂進(jìn)行建模，如圖6 所示。

圖6 大能量球撞擊駕駛室后頂模型Fig.6 Model of big energy ball impacting rear top of cab

經(jīng)有限元分析，得到應(yīng)力分布云圖如圖 7 所示，塑性應(yīng)變分布云圖如圖 8 所示。

圖7 大能量球撞擊駕駛室后頂應(yīng)力分布云圖Fig.7 Stress distribution contours while big energy ball impacting rear top of cab

圖8 大能量球撞擊駕駛室后頂塑性應(yīng)變分布云圖Fig.8 Plastic strain distribution contours while big energy ball impacting rear top of cab

有限元分析結(jié)果表明：質(zhì)量為 227 kg 的試驗(yàn)球以 10.109 m/s 的速度撞擊駕駛室后頂，產(chǎn)生的最大應(yīng)力為 629.202 MPa，最大塑性應(yīng)變?yōu)?0.081。在 227 kg試驗(yàn)球的沖擊下，駕駛室產(chǎn)生變形，但沒有斷裂。

根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機(jī)械 滾翻保護(hù)結(jié)構(gòu) 實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和性能要求》規(guī)定，乘員生存空間為車頂以下 330 mm×330 mm×270 mm (長(zhǎng)×寬×高) 區(qū)域，頂部最大高度位移量在 270 mm 之內(nèi)為合格。駕駛室后頂位移的變化曲線如圖 9 所示。從圖 9 可以看出，駕駛室后頂最大位移為 162.27 mm，駕駛室變形后駕駛員不會(huì)有任何部位侵入 V DL 區(qū)，滿足國(guó)標(biāo)要求。

圖9 駕駛室后頂位移變化曲線Fig.9 Variation curve of rear top of cab

但是，由于旋挖鉆機(jī)的工況比較特殊，特別是在工作狀態(tài)下桅桿豎起來(lái)高度超過(guò) 20 m，如果從 20 m高處掉落下來(lái)一個(gè)零件，根據(jù)H=gt2/2，得出該零件自由落體到駕駛室頂部的速度為 20 m/s，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于GB/T 17771—2010 規(guī)定的駕駛室驗(yàn)收條件的落物撞擊速度 10.109 m/s，因此需對(duì)旋挖鉆機(jī)駕駛室進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化后駕駛室如圖 10 所示。

圖10 優(yōu)化后的旋挖鉆機(jī)駕駛室Fig.10 Optimized cab of rotary drilling rig

從圖 10 可以看出，旋挖鉆機(jī)駕駛室的頂部和 A柱處都增加了護(hù)欄，2 個(gè)護(hù)欄材料均為 Q345B，由板厚為 6 mm、寬度為 20 mm 的肋板與連接板焊接成柵格形狀。2 個(gè)護(hù)欄各有 4 個(gè)支撐點(diǎn)，當(dāng)大能量物件落下時(shí)，護(hù)欄將能量分散，避免駕駛室發(fā)生較大變形，從而更好地保護(hù)駕駛員的人身安全。

3 駕駛室的側(cè)梁碰撞與壓頂測(cè)試

目前，對(duì)旋挖鉆機(jī)駕駛室的側(cè)梁碰撞與壓頂?shù)臏y(cè)試暫無(wú)相應(yīng)法規(guī)要求，但考慮在實(shí)際工作情況下可能出現(xiàn)的情況，故增加此工況測(cè)試，參考 GB 26512—2020《商用車駕駛室乘員保護(hù)》以及 F OPS法規(guī)進(jìn)行仿真。

3.1 試驗(yàn)球撞擊 A 柱

參照 GB 26512—2020《商用車駕駛室乘員保護(hù)》中的要求[4]對(duì)試驗(yàn)球撞擊 A 柱進(jìn)行仿真分析，撞擊能量E=29.4 kJ，試驗(yàn)剛性球?yàn)橘|(zhì)量m≥ 1 000 kg、直徑=600 mm、長(zhǎng)度 ≥ 2 500 mm 的圓柱。

根據(jù)公式E=mv2/2，得出剛性球的撞擊速度v=7.668 m/s。采用 SoildWorks 軟件對(duì)質(zhì)量為 1 000 kg的剛性球以 7.668 m/s 的速度撞擊駕駛室前面的 A 柱進(jìn)行建模，如圖 11 所示。

圖11 剛性球撞擊 A 柱模型Fig.11 Model of rigid ball impacting column A

經(jīng)有限元分析，得到應(yīng)力分布云圖如圖 12 所示，塑性應(yīng)變分布云圖如圖 13 所示。

圖12 剛性球撞擊 A 柱應(yīng)力分布云圖Fig.12 Stress distribution contours while rigid ball impacting column A

圖13 剛性球撞擊 A 柱塑性應(yīng)變分布云圖Fig.13 Plastic strain distribution contours while rigid ball impacting column A

有限元分析結(jié)果表明：質(zhì)量為 1 000 kg 的剛性球以 7.668 m/s 的速度撞擊駕駛室前面的 A 柱，產(chǎn)生的最大應(yīng)力為 1 453.793 MPa，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.141。在質(zhì)量為 1 000 kg、能量為 29.4 kJ 的試驗(yàn)球沖擊駕駛室前面的 A 柱后，駕駛室產(chǎn)生較大變形，但沒有斷裂。

根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機(jī)械 滾翻保護(hù)結(jié)構(gòu) 實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和性能要求》中規(guī)定，乘員生存空間為車頂以下 330 mm×330 mm×270 mm (長(zhǎng)×寬×高)區(qū)域，前后方向 (長(zhǎng)度) 最大位移量在 330 mm 之內(nèi)為合格。A 柱位移變化曲線如圖 14 所示。

圖14 A 柱位移變化曲線Fig.14 Variation curve of column A

從圖 14 可以看出，在 80 ms 內(nèi) A 柱最大位移沒有超過(guò) 330 mm，駕駛室變形后駕駛員不會(huì)有任何部位侵入 VDL 區(qū)，滿足國(guó)標(biāo)要求。同樣，由于旋挖鉆機(jī)的工況特殊，對(duì)駕駛室的 A 柱增加護(hù)欄 (見圖 13)將能量分散[5]，避免駕駛室發(fā)生較大變形。

3.2 壓頂

根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機(jī)械 滾翻保護(hù)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和性能要求》中要求[3]13，垂直加載力F=19.61mg，按旋挖鉆機(jī)總質(zhì)量m=100 t 計(jì)算，即垂向加載力要達(dá) 19.61×106N 為合格。C AE 仿真計(jì)算時(shí)，根據(jù) GB/T 17922—2014 要求加載 1 m/s 的強(qiáng)制速度。采用 SoildWorks 軟件對(duì)駕駛室壓頂測(cè)試進(jìn)行建模，如圖 15 所示。

圖15 駕駛室壓頂測(cè)試模型Fig.15 Model of cab top pressing test

駕駛室壓頂測(cè)試的反作用力變化曲線如圖 16 所示。

圖16 頂板反作用力變化曲線Fig.16 Variation curve of counterforce of top plate

此項(xiàng)測(cè)試是仿真車輛在發(fā)生 180°翻車事故時(shí)保證駕駛室不發(fā)生嚴(yán)重變形而設(shè)置的[6]。從圖 16 可以看出，頂板的反作用力遠(yuǎn)大于 19.61×106N，滿足國(guó)標(biāo)要求。

3.3 加載板加載側(cè)壓

本項(xiàng)測(cè)試根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機(jī)械 滾翻保護(hù)結(jié)構(gòu) 實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和性能要求》測(cè)試程序[3]20，CAE 仿真分析時(shí)加載 1 m/s 的強(qiáng)制速度。采用 Solid-Works 對(duì)加載板加載側(cè)壓進(jìn)行建模，如圖 17 所示。

圖17 加載板加載側(cè)壓測(cè)試模型Fig.17 Model of side pressing test with loading plate

旋挖鉆機(jī)駕駛室加載板加載側(cè)壓測(cè)試的加載反作用力變化曲線如圖 18 所示。

圖18 加載反作用力變化曲線Fig.18 Variation curve of loading counterforce

從圖 18 可以看出，旋挖鉆機(jī)駕駛室的最大加載反作用力為 136 817 N，此時(shí)駕駛室變形量為 125.3 mm，如圖 19 所示。

圖19 最大加載反作用力時(shí)駕駛室變形分布云圖Fig.19 Deformation distribution contours of cab at maximum loading counterforce

最大反作用力時(shí)駕駛室的應(yīng)力分布云圖如圖 20所示，最大應(yīng)力為 687.1 MPa。

圖20 最大加載反作用力時(shí)駕駛室應(yīng)力分布云圖Fig.20 Stress distribution contours of cab at maximum loading counterforce

4 結(jié)語(yǔ)

卡特 GC 挖掘機(jī)底盤的全電控液壓旋挖鉆機(jī)駕駛室經(jīng)仿真分析完全合格，側(cè)壓能力和車身整體工藝及性能等各項(xiàng)指標(biāo)均符合國(guó)標(biāo)要求。該研究結(jié)果可為旋挖鉆機(jī)駕駛室的設(shè)計(jì)制造廠家提供一定的參考。