張濤，盧峻達(dá)，許林云，周杰，張超，姜東，杭曉晨，劉軍

(南京林業(yè)大學(xué)機(jī)械電子工程學(xué)院，江蘇 南京 210037)

近20年來，振動(dòng)篩作為最有效的一種物料粒度分類機(jī)械，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定可靠、效率高、處理量大，被廣泛應(yīng)用于各種物料的分離、分級以及雜質(zhì)的篩選[1-2]。同時(shí)，為了進(jìn)一步提高篩分的速度和效率，國內(nèi)外研制的振動(dòng)篩開始向大型化、重型化和標(biāo)準(zhǔn)化的方向發(fā)展。隨著振動(dòng)篩結(jié)構(gòu)加大、振動(dòng)強(qiáng)度增加，對機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度的要求也相應(yīng)提高，篩體所需要的激振力、參振質(zhì)量和動(dòng)載荷也相應(yīng)增大，經(jīng)常導(dǎo)致振動(dòng)篩結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度不足，引起振動(dòng)篩篩體變形、橫梁或側(cè)板斷裂、焊縫開裂等，從而縮短振動(dòng)篩的使用壽命。國內(nèi)對振動(dòng)篩分設(shè)備的研發(fā)和設(shè)計(jì)起步較晚，設(shè)備參數(shù)和使用壽命與國外同類型產(chǎn)品相比有較大差距，仍需要對此方面進(jìn)行深入研究[3]。

篩箱作為振動(dòng)篩的重要組成部分，在強(qiáng)大的交變激振力作用下很容易發(fā)生疲勞破壞。大量學(xué)者對各種型號(hào)振動(dòng)篩進(jìn)行了動(dòng)強(qiáng)度研究，Slepyan等[4]針對矩形振動(dòng)篩質(zhì)量受到自平衡作用產(chǎn)生共振和振幅非線性限制問題，建立了動(dòng)力學(xué)模型，基于系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性估算了受自平衡作用過程下的能量耗散，能夠有效減輕矩形振動(dòng)篩抖動(dòng)問題。孫玉濤等[5]對ZK3648振動(dòng)篩的橫梁進(jìn)行數(shù)值仿真，對不同橫梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過比較靜力學(xué)和動(dòng)力學(xué)數(shù)值仿真的計(jì)算結(jié)果，依據(jù)橫梁截面抗彎模量相等原則確定了最佳的橫梁結(jié)構(gòu)形式，為橫梁的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了思路。

圖1 刨花振動(dòng)篩結(jié)構(gòu)Fig. 1 Structure of particle swing screen

上述研究多是針對煤礦行業(yè)大量使用的直線振動(dòng)篩進(jìn)行分析的，這種類型的振動(dòng)篩利用安裝在篩體側(cè)板處的偏心激振器帶動(dòng)激振軸激振，產(chǎn)生的激振力強(qiáng)迫篩體做近似直線往復(fù)運(yùn)動(dòng)[6]，大型刨花振動(dòng)篩則是采用擺動(dòng)篩的結(jié)構(gòu)形式，通過驅(qū)動(dòng)裝置帶動(dòng)篩箱底部中心位置處的偏心軸旋轉(zhuǎn)，迫使篩箱進(jìn)行擺動(dòng)運(yùn)動(dòng)[7]。實(shí)際上大型刨花振動(dòng)篩長期處于工作狀態(tài)下，工作部件多，篩箱作為振動(dòng)篩的主體部件，振動(dòng)受力更為復(fù)雜，相較其他部件也更易出現(xiàn)損壞[8]。本研究依據(jù)刨花振動(dòng)篩的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，以某公司研制的BF14260刨花振動(dòng)篩(以下簡稱振動(dòng)篩)為研究對象，運(yùn)用電阻應(yīng)變測量法測試振動(dòng)篩篩箱的力學(xué)性能，得出振動(dòng)篩篩箱整體應(yīng)變分布規(guī)律，以期為降低刨花振動(dòng)篩整體應(yīng)變提供參考。

1 刨花振動(dòng)篩工作原理與存在的問題

1.1 刨花振動(dòng)篩工作機(jī)理

BF14260刨花振動(dòng)篩整體尺寸為8.8 m(長)×4.5 m(寬)×5.5 m(高)，質(zhì)量約10 t，最高工作振幅為30 mm，最大回轉(zhuǎn)速率為175 r/min，工作回轉(zhuǎn)速率為165 r/min，其主體結(jié)構(gòu)由進(jìn)料箱、出料箱、篩箱和支撐腿等組成，如圖1所示。篩箱為長方體箱式結(jié)構(gòu)，以進(jìn)料箱為前、出料箱為后確定方位，去除篩箱門板與覆蓋板后的篩箱骨架如圖1b所示。因左右兩側(cè)對稱分布，只對左側(cè)骨架主支承梁進(jìn)行命名說明其構(gòu)成，即由3條豎直方向布置的豎梁A、B、C，以及3條水平方向布置的橫梁A、B、C構(gòu)成。3條豎梁采用同一型號(hào)的方鋼，而3條橫梁則由上到下橫截面尺寸按照80，120和150 mm的方式布置，便于承受整體靜動(dòng)態(tài)應(yīng)力。4個(gè)支撐腿分別與左右兩側(cè)前后4個(gè)豎梁相連，支撐整個(gè)振動(dòng)篩的質(zhì)量，同時(shí)約束振動(dòng)篩在偏心振幅激振下只能以平面振動(dòng)形式響應(yīng)。支撐腿采用ROSTA公司的AK系列彈柔性支撐腿，內(nèi)置橡膠起彈性與阻尼作用，可較好地消耗振動(dòng)篩傳遞給基座的振動(dòng)能量，從而在一定程度上保護(hù)振動(dòng)篩的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)[7]。篩箱內(nèi)部由上下兩層分選室組成，兩分選室結(jié)構(gòu)完全相同，每層分選室內(nèi)裝有3層篩孔直徑不同的篩網(wǎng)，使混合在一起的刨花經(jīng)篩箱分選后形成4級不同規(guī)格的刨花，上下兩層經(jīng)分選后對應(yīng)的同種規(guī)格刨花再通過同一出料通道出料并輸送出去。

刨花振動(dòng)篩的動(dòng)力驅(qū)動(dòng)裝置如圖2所示，動(dòng)力由驅(qū)動(dòng)電機(jī)→帶輪→主傳動(dòng)軸→偏心傳動(dòng)軸→X型板傳動(dòng)，X型板的4個(gè)伸出端(圖1b)與靠近4個(gè)支撐腿的篩箱主骨架下端內(nèi)側(cè)框架相連，從而將偏心振動(dòng)傳遞給振動(dòng)篩。偏心距可通過調(diào)偏裝置調(diào)節(jié)，偏心振動(dòng)頻率可通過電機(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)。

1.驅(qū)動(dòng)電機(jī)；2.配重塊a；3.X型板；4.偏心軸；5.調(diào)偏裝置； 6.主傳動(dòng)軸；7.配重塊b；8.帶輪。圖2 振動(dòng)篩驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)Fig. 2 Vibrating screen drive system

1.2 刨花振動(dòng)篩存在的問題

BF14260刨花振動(dòng)篩整機(jī)質(zhì)量約為10 t，其中振動(dòng)體部分的質(zhì)量約為7.5 t，其余主要為4條支撐腿和動(dòng)力傳動(dòng)裝置的質(zhì)量。該型號(hào)振動(dòng)篩工作振幅最高為30 mm，回轉(zhuǎn)速率最高為175 r/min。振動(dòng)篩由于質(zhì)量較大，且振動(dòng)篩的動(dòng)態(tài)平衡性不易控制，當(dāng)偏心振幅超過30 mm或振動(dòng)頻率高于175 r/min 工作時(shí)，振動(dòng)篩會(huì)發(fā)生較強(qiáng)烈的抖動(dòng)，甚至支撐腿與地面接觸處會(huì)產(chǎn)生周期性跳動(dòng)現(xiàn)象，致使振動(dòng)篩無法正常工作，同時(shí)也極易導(dǎo)致振動(dòng)篩的疲勞壽命過短，產(chǎn)品整體耐久性壽命過短，影響產(chǎn)品的使用性能[9]。由圖2可知，振動(dòng)篩是由驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)帶動(dòng)X型板運(yùn)動(dòng)進(jìn)而推動(dòng)篩箱的，X型板與篩箱橫梁A焊接連接，因此X型板在推動(dòng)篩箱運(yùn)動(dòng)時(shí)是通過迫使橫梁A位移，進(jìn)而使整個(gè)篩箱進(jìn)行篩分運(yùn)動(dòng)，橫梁A應(yīng)為篩箱上應(yīng)變最大的位置。國產(chǎn)類似結(jié)構(gòu)的刨花振動(dòng)篩在長時(shí)間不間斷工作下發(fā)生疲勞破壞產(chǎn)生裂紋，并在裂紋表面焊接連接板與輔助加強(qiáng)筋進(jìn)行補(bǔ)救處理的情況見圖3。從圖3中可以看出，發(fā)生裂紋破壞的位置出現(xiàn)于橫梁A與各豎梁連接位置處，并且發(fā)生在橫梁上。國外同類型的振動(dòng)篩轉(zhuǎn)速可達(dá)200 r/min，最大振幅可達(dá)40 mm，因此不分析主龍骨出現(xiàn)裂紋破壞的關(guān)鍵因素，會(huì)嚴(yán)重制約該振動(dòng)篩的壽命和產(chǎn)能。

圖3 橫梁A裂紋破壞情況Fig. 3 Crack failure of Beam A

2 應(yīng)變試驗(yàn)與方法

2.1 測試方法與裝置

分析機(jī)械結(jié)構(gòu)振動(dòng)時(shí)各零件的強(qiáng)度或疲勞特性，最直接最可靠的方法是在構(gòu)件的關(guān)注點(diǎn)上粘貼電阻應(yīng)變片，測試其應(yīng)力或應(yīng)變變化關(guān)系[10]。本研究中的振動(dòng)篩因疲勞破壞裂紋主要發(fā)生在橫梁A上，則應(yīng)變測點(diǎn)也應(yīng)布置在該橫梁側(cè)表面上，如圖4a所示。為消除溫度變化的影響，采用同種電阻值的電阻應(yīng)變片作為溫度補(bǔ)償片連接到電橋電路中[11]，如圖4b所示，并連接成惠斯通半橋雙臂電橋電路結(jié)構(gòu)形式。

圖4 應(yīng)變測試實(shí)物Fig. 4 Physical images of strain tests

應(yīng)變測試系統(tǒng)由DH5922D動(dòng)態(tài)信號(hào)采集裝置和DHDAS動(dòng)態(tài)信號(hào)采集分析系統(tǒng)(江蘇東華測試技術(shù)股份有限公司)構(gòu)成[12-13]。每次試驗(yàn)前均需對DHDAS動(dòng)態(tài)信號(hào)采集分析系統(tǒng)進(jìn)行調(diào)零處理，試驗(yàn)時(shí)通過無級變速器調(diào)整振動(dòng)篩從零轉(zhuǎn)速到工作轉(zhuǎn)速(165 r/min)，穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)一段時(shí)間后逐步減速并斷電，記錄振動(dòng)篩從啟動(dòng)到穩(wěn)定，再到停機(jī)的整個(gè)時(shí)間過程，試驗(yàn)重復(fù)3次[14-16]。

2.2 試驗(yàn)方案與測點(diǎn)布置

2.2.1 橫梁A主體疲勞破壞區(qū)測點(diǎn)布置

雖然在橫梁A上極易出現(xiàn)疲勞破壞裂紋，但無法斷定橫梁最大應(yīng)變出現(xiàn)在哪個(gè)方向上，因此先在橫梁A上處于豎梁A與B之間的區(qū)段上采用應(yīng)變花(圖4c為其中一個(gè)測點(diǎn)粘貼的應(yīng)變花結(jié)構(gòu)形式)進(jìn)行測試。試驗(yàn)共布置12個(gè)測點(diǎn)，如圖5a所示，其中測點(diǎn)1、2、3與測點(diǎn)7、8、9在該區(qū)段內(nèi)對稱布置，測點(diǎn)4、5與10、11對稱布置。在整個(gè)橫梁龍骨兩側(cè)面均覆蓋了一層鋼板通過焊接連接，且在覆蓋鋼板上對應(yīng)橫梁位置處開了多個(gè)長槽孔，用于加強(qiáng)鋼板與橫梁的焊接連接。該區(qū)段內(nèi)12個(gè)測點(diǎn)中，長槽孔處的測點(diǎn)5與11均是將電阻應(yīng)變花直接粘貼在橫梁A表面上，其余各測點(diǎn)處的電阻應(yīng)變花均為粘貼在橫梁A側(cè)表面對應(yīng)位置的鋼板上。因篩箱以傾斜5°的角度安裝便于刨花在篩網(wǎng)上實(shí)現(xiàn)自動(dòng)進(jìn)料與分級功能，因此無論是橫梁還是豎梁在實(shí)際工作時(shí)均處于傾斜狀態(tài)，但本研究中的測點(diǎn)分布相關(guān)圖均以橫梁水平方向、豎梁垂直方向表示。本研究設(shè)沿橫梁A長軸方向?yàn)閤方向，沿豎梁長軸方向?yàn)閦方向，與x及z方向夾角45°方向?yàn)閠方向，正好對應(yīng)電阻應(yīng)變花的3個(gè)測試方向，如圖4c與d所示。

圖5 主體疲勞破壞區(qū)測點(diǎn)及應(yīng)變分布Fig. 5 Measured points and strain distribution of the main body fatigue failure zone

2.2.2 橫梁A整體應(yīng)變分布測點(diǎn)

在研究橫梁A整體應(yīng)變的試驗(yàn)中，將測點(diǎn)均布置在長槽孔內(nèi)，即均為測取橫梁A梁體側(cè)表面上的應(yīng)變情況。每相鄰兩個(gè)豎梁區(qū)段內(nèi)及區(qū)段外橫梁A上均布置2個(gè)測點(diǎn)，共8個(gè)測點(diǎn)，從左到右順序依次為測點(diǎn)13、14、5、11、15、16、17和18，如圖6所示。

圖6 側(cè)面橫梁整體測點(diǎn)分布Fig. 6 Distribution of overall measuring points on the side beam

2.2.3 單側(cè)所有橫梁應(yīng)變分布測點(diǎn)

雖然疲勞破壞裂紋極易出現(xiàn)在橫梁A上，但各橫梁上的應(yīng)變分布情況還需作比較分析，從而為研究振動(dòng)篩疲勞破壞原因及振動(dòng)篩結(jié)構(gòu)重新優(yōu)化設(shè)計(jì)提供試驗(yàn)數(shù)據(jù)。因此，在橫梁B與C上各布置2個(gè)測點(diǎn)19、21及20、22，分別與橫梁A上的測點(diǎn)5與16相對應(yīng)，如圖6所示。

3 結(jié)果與分析

3.1 啟停全過程動(dòng)態(tài)信號(hào)分析

刨花振動(dòng)篩測點(diǎn)5在x方向啟停全過程中的典型應(yīng)變情況如圖7所示，可將啟停全過程分為5個(gè)階段：調(diào)零階段、啟動(dòng)階段、加速階段、穩(wěn)定階段和停止階段。調(diào)零階段：刨花振動(dòng)篩處于待命狀態(tài)，每次測試開始前均進(jìn)行調(diào)零。啟動(dòng)階段：緩慢低速啟動(dòng)電機(jī)，帶動(dòng)刨花振動(dòng)篩開始運(yùn)轉(zhuǎn)，由于振動(dòng)篩的啟動(dòng)力矩較大，只要一啟動(dòng)，應(yīng)變信號(hào)就會(huì)出現(xiàn)突變，且應(yīng)變幅值出現(xiàn)比較劇烈的波動(dòng)，然后逐漸減小并趨于穩(wěn)定，該測點(diǎn)信號(hào)穩(wěn)定在3.2με。加速階段：隨著電機(jī)轉(zhuǎn)速不斷提高，測點(diǎn)應(yīng)變振幅也隨之增大。穩(wěn)定階段：當(dāng)電機(jī)轉(zhuǎn)速增至165 r/min 并穩(wěn)定在該轉(zhuǎn)速時(shí)，測點(diǎn)應(yīng)變幅值穩(wěn)定在(-9.3～13.5)με范圍內(nèi)，作周期性簡諧變化。停止階段：電機(jī)斷電，刨花振動(dòng)篩逐漸減速到停止，測點(diǎn)應(yīng)變的振幅逐漸減小，直到最后完全停止；在電機(jī)斷電的瞬間，測點(diǎn)應(yīng)變幅值的中心(即均值)位置會(huì)突然降至零值附近，說明刨花振動(dòng)篩在振動(dòng)工作過程中支承橫梁上會(huì)附加一恒定偏置應(yīng)變，只要振動(dòng)停止，偏置應(yīng)變就會(huì)消失。

圖7 振動(dòng)篩的測點(diǎn)5在x方向啟停全過程的應(yīng)變情況Fig. 7 The strain situation of measuring Point 5 of the vibrating screen in the whole process of start and stop in the x direction

3.2 橫梁A主體疲勞破壞區(qū)

在橫梁A主體疲勞破壞區(qū)內(nèi)均采用3片直角形電阻應(yīng)變花進(jìn)行測量，應(yīng)變花的3個(gè)測試方向分別對應(yīng)橫梁上的x、t和z方向，對穩(wěn)定階段的信號(hào)進(jìn)行處理可得各測點(diǎn)的應(yīng)變振幅與均值，如表1所示。

表1 橫梁測點(diǎn)應(yīng)變值Table 1 Strain value of measuring point of beam με

3片直角形應(yīng)變花主應(yīng)變?chǔ)藕椭鲬?yīng)變與x方向的夾角α可由式(1)和(2)計(jì)算。應(yīng)變花沿x、t、z方向測試的應(yīng)變分別對應(yīng)ε0、ε45、ε90，且各值均取穩(wěn)定階段應(yīng)變信號(hào)的有效值。

主應(yīng)變：

(1)

(2)

將所有計(jì)算結(jié)果全部列入表1中。各測點(diǎn)各方向的應(yīng)變振幅，包括最大主應(yīng)變和夾角α如圖5b所示。

比較測點(diǎn)1、2、3的應(yīng)變數(shù)值可知，位于橫梁上下邊緣上的測點(diǎn)1和3的x方向應(yīng)變振幅均明顯大于其他2個(gè)方向，測點(diǎn)1達(dá)到最大振幅15.0με，而中間測點(diǎn)2的x方向應(yīng)變值非常小，只有1.9με。同時(shí)，與測點(diǎn)1、2、3相對應(yīng)的測點(diǎn)7、8、9，其x、z方向也表現(xiàn)出與測點(diǎn)1、2、3一致的現(xiàn)象，如果只考慮x方向的應(yīng)變，橫梁A具有橫向彎曲交變振動(dòng)的特點(diǎn)，但測點(diǎn)7、8、9處斜向45°的t方向應(yīng)變值又明顯較大，說明橫梁A還存在較大的剪切應(yīng)變。測點(diǎn)1、2、3的主應(yīng)變方向處于-16.5°～-35.3°范圍內(nèi)，而測點(diǎn)7、8、9的主應(yīng)變方向處于-2.7°～43.4°范圍內(nèi)，因此各位置點(diǎn)的主應(yīng)變方向相差較大。

對于左側(cè)第2列測點(diǎn)4、5、6，因測點(diǎn)5直接粘貼在橫梁A的表面上，可直接反映橫梁A上的應(yīng)變情況，測點(diǎn)4、6與測點(diǎn)1、2的應(yīng)變值基本一致，只是測點(diǎn)6的t方向應(yīng)變較大，達(dá)到10.3με，而對于直接反映橫梁表面應(yīng)變的梁中間測點(diǎn)5明顯表現(xiàn)出與測點(diǎn)2、8不相同的數(shù)值，x與t方向的值均明顯較大，分別達(dá)到14.2με和13.2με。同樣對于右側(cè)第2列的測點(diǎn)11，其也為橫梁A上的點(diǎn)，同樣沿x與t方向呈現(xiàn)出在所有測點(diǎn)中的最大值，分別為17.4με和16.5με。

根據(jù)以上分析，實(shí)際橫梁A側(cè)表面上下邊緣處的應(yīng)變值應(yīng)遠(yuǎn)大于覆蓋鋼板上對應(yīng)測點(diǎn)的值。

3.3 橫梁A總體應(yīng)變分布關(guān)系

通過對橫梁A主體疲勞破壞區(qū)的12個(gè)測點(diǎn)測試結(jié)果分析，所有測點(diǎn)的z方向應(yīng)變振幅均較小，因此在分析橫梁A總體應(yīng)變分布時(shí)，只考慮x方向應(yīng)變，且將所有測點(diǎn)均布置在橫梁A上所有槽孔位置處，共8個(gè)測點(diǎn)，其應(yīng)變均值、振幅如圖8a所示。主要應(yīng)變區(qū)在3個(gè)豎梁之間，即應(yīng)變發(fā)生在2個(gè)支撐腿之間的4個(gè)測點(diǎn)5、11、15、16處，支撐腿之外4個(gè)測點(diǎn)13、14、17、18的應(yīng)變?nèi)穹鶠?.8με～8.9με，而中間區(qū)段4個(gè)測點(diǎn)的應(yīng)變?nèi)穹哌_(dá)28.3με～36.2με，且測點(diǎn)11、15、16的全振幅值明顯大于測點(diǎn)5。中間區(qū)段4個(gè)測點(diǎn)的均值差別也較大，且不是所有測點(diǎn)經(jīng)過調(diào)零后啟動(dòng)時(shí)應(yīng)變均值均呈現(xiàn)如圖7所示的向正值跳動(dòng)突變的現(xiàn)象，有些測點(diǎn)會(huì)向負(fù)值跳變。測點(diǎn)5向正值高跳6.3με應(yīng)變值，而測點(diǎn)11又向負(fù)值深跳6.7με應(yīng)變值；測點(diǎn)15與16均以小幅值正向或負(fù)向略微跳變。

3.4 單側(cè)所有橫梁應(yīng)變分布關(guān)系

橫梁A、B、C上的2列6個(gè)測點(diǎn)5、19、20及16、21、22的x方向應(yīng)變值如圖8b所示。橫梁A上2個(gè)測點(diǎn)的應(yīng)變值均最大，最上端橫梁C上應(yīng)變值次之，其測點(diǎn)20、22分別比橫梁A上的測點(diǎn)5、16的應(yīng)變值低23.0%和49.2%；中間橫梁B應(yīng)變值最小，測點(diǎn)19與21的應(yīng)變?nèi)穹挥?.5με和13.6με，遠(yuǎn)低于橫梁A與C的應(yīng)變值。

圖8 橫梁測點(diǎn)x方向應(yīng)變均值與全振幅Fig. 8 The mean value and full amplitude of the strain in the x direction at the measuring point of the beam

3.5 應(yīng)變信號(hào)相位差

單一測點(diǎn)1、2的3個(gè)方向應(yīng)變信號(hào)隨時(shí)間變化的曲線見圖9。以x→t→z的方向順序，測點(diǎn)1、2各方向之間分別滯后65°→120°和63°→229°。圖9c為測點(diǎn)1、2、3沿x方向的應(yīng)變信號(hào)隨時(shí)間變化的曲線，橫梁A同一橫截面上3點(diǎn)既不同相也不反相，而是從上至下出現(xiàn)一定相位負(fù)差，即測點(diǎn)2比測點(diǎn)1、測點(diǎn)3比測點(diǎn)2的相位均滯后約15°。圖9d為橫梁A表面覆蓋鋼板上接近橫梁上邊緣的從左至右5個(gè)測點(diǎn)1、4、12、10、7沿x方向的應(yīng)變信號(hào)曲線，呈現(xiàn)出各測點(diǎn)的應(yīng)變相位從左至右逐步滯后的現(xiàn)象，但與各幾何位置點(diǎn)與旋轉(zhuǎn)中心，以及夾角與應(yīng)變信號(hào)滯后角度并無完全一致的對應(yīng)關(guān)系。

圖9 測點(diǎn)相位關(guān)系Fig. 9 Phase relationship of measuring points

3.6 結(jié)果與討論

測試結(jié)果分析說明，前后支撐腿之間的橫梁A上存在較大應(yīng)變。梁體不僅存在橫向彎曲交變應(yīng)變變化，還存在剪切應(yīng)變變化，同時(shí)因橫梁內(nèi)外兩側(cè)均覆蓋鋼板焊接連接，橫梁A上部鋼板開了大窗口用于安裝門板，下部又連接了結(jié)構(gòu)復(fù)雜的各種小型支撐梁，左右兩側(cè)龍骨之間又連接了各種支撐梁，因此橫梁A的受力結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，致使各測點(diǎn)三向應(yīng)變信號(hào)、各測點(diǎn)同向應(yīng)變信號(hào)之間均存在不同的相位關(guān)系，使得瞬時(shí)主應(yīng)變與方向一直在變。橫梁A所用材料為Q345，彈性模量為206 GPa，其最大應(yīng)變值為-24.7με，計(jì)算可得橫梁A在運(yùn)轉(zhuǎn)過程中承受的最大壓應(yīng)力約為5.1 MPa。同時(shí)，因主梁結(jié)構(gòu)上覆蓋了鋼板，本研究只能測取橫梁A中心處表面的應(yīng)變，無法測取橫梁上下邊緣處的應(yīng)變值，從而無法真實(shí)反映橫梁A整體實(shí)際表面應(yīng)變分布情況，因此有待于采用仿真模擬方法或其他方法進(jìn)一步分析研究。受到試驗(yàn)條件限制，本研究未能進(jìn)行振動(dòng)篩的共振測試，后續(xù)將會(huì)對刨花振動(dòng)篩進(jìn)行進(jìn)一步研究，通過改變設(shè)備結(jié)構(gòu)、偏心距及頻率等參數(shù)，研究其對刨花振動(dòng)篩運(yùn)轉(zhuǎn)過程的影響。

4 結(jié) 論

1)電機(jī)啟動(dòng)后，各測點(diǎn)會(huì)增加正向或負(fù)向偏置靜態(tài)應(yīng)變，停機(jī)后偏置靜態(tài)應(yīng)變會(huì)消失。

2)橫梁A表面的鋼板上，接近橫梁A上下邊緣處的應(yīng)變值明顯大于中間位置處的應(yīng)變值，且主要以水平方向和斜向45°應(yīng)變?yōu)橹?，而垂直方向?yīng)變值均較小，即橫梁A主要承受橫向彎曲及剪切交變應(yīng)變。

3)整體3根橫梁上應(yīng)變最大的為橫梁A，同時(shí)橫梁A上應(yīng)變最大位置出現(xiàn)在前后支撐腿之間，這與通過傳動(dòng)原理分析出的最大應(yīng)變位置一致，該區(qū)域內(nèi)極易產(chǎn)生疲勞破壞的現(xiàn)象。

因此，整體支撐梁龍骨結(jié)構(gòu)應(yīng)重新進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過減小橫梁兩側(cè)尺寸并加強(qiáng)橫梁支撐腿間的結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步降低橫梁A最大應(yīng)變區(qū)域的應(yīng)變值，同時(shí)應(yīng)適當(dāng)調(diào)整橫梁B的位置以提升橫梁B的應(yīng)變承受能力。