杜尚宇

(1.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；2.煤炭科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，北京 100013)

目前，Sandvik MB670-1掘錨機(jī)在我國煤礦得到廣泛應(yīng)用，為了解掘錨機(jī)與我國煤礦地質(zhì)條件的適應(yīng)性及其可靠性，需要對(duì)掘錨機(jī)在巷道底板行駛狀態(tài)以及行走機(jī)構(gòu)的力學(xué)特性進(jìn)行研究。MB670-1掘錨機(jī)行走機(jī)構(gòu)主要由履帶系統(tǒng)組成，在履帶車輛的地面力學(xué)的研究中，Bekker先后推導(dǎo)出了土壤剪切特性和承壓特性的應(yīng)力-應(yīng)變公式，并且得到了廣泛的應(yīng)用[1]。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，Wong等[2]得到了軍用履帶車的履帶-地面接觸面的法向應(yīng)力和剪切應(yīng)力隨位置的分布情況。AL-MILLI[3]提出了新的履帶式車輛動(dòng)態(tài)分析和軟地面通過性能預(yù)測(cè)模型。近年來，何健等[4]綜合考慮剪應(yīng)力、加卸載過程和加卸載速率因素，得到了履帶車輛的振動(dòng)特性。戴瑜等[5]獲得了履帶式深海采礦系統(tǒng)聯(lián)動(dòng)過程的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和動(dòng)力學(xué)特性。陳昱衡等[6]提出了一種自適應(yīng)無跡粒子濾波算法對(duì)履帶車的動(dòng)力學(xué)參數(shù)預(yù)算的方法。董超等[7-10]建立了包含土壤剪切變形和履帶滑移/滑轉(zhuǎn)特征的履帶車原地轉(zhuǎn)向運(yùn)動(dòng)與動(dòng)力學(xué)模型，分別對(duì)履帶車俯仰運(yùn)動(dòng)性能以及有無離心力影響的轉(zhuǎn)向性能進(jìn)行了分析。李力等[11]建立了海底履帶式移動(dòng)平臺(tái)的虛擬樣機(jī)模型，對(duì)其翻越障礙的動(dòng)力學(xué)特性進(jìn)行了仿真分析。

以上的研究中多將地面假設(shè)為不可變形的靜態(tài)或準(zhǔn)靜態(tài)，而在煤礦生產(chǎn)環(huán)境中，巷道底板作為離散型物質(zhì)，傳統(tǒng)研究方法便不再適用。為確保仿真模型更加接近實(shí)際情況，本文采用DEM-MBD雙向耦合技術(shù)進(jìn)行研究。其優(yōu)點(diǎn)在于：通過對(duì)底板的離散化建模實(shí)現(xiàn)底板與履帶間的交互，從而更準(zhǔn)確的刻畫履帶與底板的接觸過程。在履帶對(duì)底板產(chǎn)生影響的同時(shí)，還能使底板對(duì)履帶運(yùn)動(dòng)與載荷產(chǎn)生一定反饋。

目前，通過上述耦合技術(shù)對(duì)掘錨機(jī)履帶系統(tǒng)的研究主要是掘進(jìn)過程中外部載荷對(duì)履帶系統(tǒng)的影響以及行駛過程中掘錨機(jī)對(duì)巷道底板影響[12-14]。而在掘進(jìn)作業(yè)完成后，仍需要掘錨機(jī)向前行駛進(jìn)行下一步掘進(jìn)工作。此時(shí)，巷道底板表面由于掘進(jìn)作業(yè)掉落的煤巖會(huì)發(fā)生一定變化，在此情況下掘錨機(jī)向前行駛會(huì)受到影響，從而產(chǎn)生偏移等問題，間接降低掘進(jìn)效率。

為此，通過EDEM軟件建立巷道底板模型[15]，RecurDyn軟件建立掘錨機(jī)的運(yùn)動(dòng)分析模型[16]，對(duì)掘錨機(jī)履帶系統(tǒng)和巷道底板進(jìn)行精細(xì)化描述，仿真分析掘進(jìn)機(jī)在巷道底板行駛過程中的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)及其履帶系統(tǒng)受力情況，為提高掘錨機(jī)掘進(jìn)效率以及工作穩(wěn)定性提供依據(jù)。

1 掘錨機(jī)動(dòng)力學(xué)模型建立

掘錨機(jī)模型如圖1所示，MB670-1掘錨機(jī)主要由截割系統(tǒng)、支護(hù)系統(tǒng)、運(yùn)輸系統(tǒng)、電氣系統(tǒng)和行走系統(tǒng)組成，采用RecurDyn軟件中履帶模塊構(gòu)建掘錨機(jī)履帶系統(tǒng)，每個(gè)履帶系統(tǒng)由1個(gè)后置驅(qū)動(dòng)輪、1個(gè)前置誘導(dǎo)輪、1個(gè)誘導(dǎo)輪張緊裝置、16個(gè)承重輪、8個(gè)托帶輪、1個(gè)履帶架和93個(gè)履帶板組成。根據(jù)掘錨機(jī)實(shí)際工況，設(shè)置履帶系統(tǒng)各部件的約束關(guān)系見表1。

表1 各部件約束關(guān)系

圖1 掘錨機(jī)模型

采用STEP函數(shù)作為掘錨機(jī)驅(qū)動(dòng)函數(shù)：

STEP(x，x0，h0，x1，h1)

(1)

式中，x為時(shí)間函數(shù)；x0、x1分別為時(shí)間初始值和終止值，s；h0、h1分別為函數(shù)初始角速度和終止角速度，rad/s。

掘錨機(jī)理論行駛速度為：

式中，v為理論行駛速度，mm/s；ω為驅(qū)動(dòng)輪角速度，rad/s；r為行駛驅(qū)動(dòng)半徑，mm；Rp為驅(qū)動(dòng)輪節(jié)圓半徑，mm；θ為驅(qū)動(dòng)輪相鄰齒度角度，(°)；Hb為履帶板下半部分高度，mm；n為驅(qū)動(dòng)輪齒數(shù)。

由于相鄰履帶板裝配方式為銷軸連接，在裝配時(shí)會(huì)產(chǎn)生一個(gè)約束履帶板運(yùn)動(dòng)的軸套力，防止履帶產(chǎn)生過大的位移和轉(zhuǎn)角，履帶板軸套的力學(xué)模型如圖2所示，相鄰兩個(gè)履帶板的軸套力學(xué)計(jì)算如式(3)。

圖2 軸套力力學(xué)模型

式中，F(xiàn)i為力，N；Ti為力矩，N·mm；Kii為剛度系數(shù)；Cii為阻尼系數(shù)；Fi0為預(yù)載荷力，N；Ti0為預(yù)載荷力矩，N·mm；si為相對(duì)位移，mm；θi為相對(duì)轉(zhuǎn)角，(°)；vi為速度，mm/s；ωi為角速度，rad/s。軸套力剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)可以通過表2計(jì)算，其中E、G為彈性模量和剪切模量，N/mm2；A為銷軸截面積，mm2；L為銷軸長度，mm；d1為銷軸直徑，mm；d2為軸套外徑，mm；I為慣性矩，mm4，I=π(d1/2)4/64。

表2 軸套力參數(shù)計(jì)算

2 巷道底板模型建立

基于離散元基本理論與煤巖特性，將巷道底板視為由若干不同尺寸的煤顆粒與巖石顆粒相互混合粘結(jié)而成。在生成煤顆粒時(shí)，顆粒間接觸模型選擇為Hertz-Mindlin(no slip)，巷道底板物理及力學(xué)參數(shù)[17]，見表3。

表3 煤層物理及力學(xué)參數(shù)

為使煤顆粒間接觸性能更接近于實(shí)際情況，使用Hertz-Mindlin with Bonding接觸模型對(duì)煤顆粒添加粘結(jié)參數(shù)，使顆粒間產(chǎn)生一個(gè)大小有限的“Bond”粘結(jié)鍵，粘結(jié)鍵能夠承受一定的切向和法向應(yīng)力，從而限制了顆粒沿切向和法向方向的相對(duì)運(yùn)動(dòng)。當(dāng)外界力足夠大時(shí)，會(huì)使粘結(jié)鍵斷裂而失效，顆粒間接觸方式轉(zhuǎn)換成為未施加粘結(jié)力前的Hertz-Mindlin(no slip)接觸模型。

設(shè)置煤顆粒粘結(jié)力在tBOND開始生成，顆粒間的力和力矩隨時(shí)間增加而更新，其計(jì)算公式為[18]：

式中，δFn，δFt分別為顆粒的法向力和切向力，N；δTn，δTt分別為顆粒法向力矩和切向力矩，N·m；δt為仿真步長，s；Sn，St分別為顆粒單位面積法向和切向剛度，N/m3；vn，vt分別為顆粒法向和切向速度，m/s；ωn，ωt分別為顆粒法向和切向角速度，rad/s；A為顆粒接觸面積，m2；J為顆粒極性慣矩，mm4；RB為粘結(jié)半徑，m。

顆粒單位面積剛度為：

式中，G為等效彈性模量，Pa；D顆粒間粘結(jié)鍵長度，m；k為剛度折算系數(shù)，通常取0.4。

處于粘結(jié)力下的臨界應(yīng)力計(jì)算公式為：

將表3數(shù)據(jù)代入式(4)—(6)可得煤顆粒粘結(jié)參數(shù)，見表4。

表4 顆粒粘結(jié)參數(shù)

根據(jù)上述計(jì)算的物理參數(shù)，建立掘錨機(jī)與巷道底板耦合模型如圖3所示。其中，X方向?yàn)榭v向、Y方向?yàn)樨Q直方向、Z方向?yàn)闄M向。參照文獻(xiàn)[19]設(shè)定煤顆粒與巖石顆粒初始半徑為20 mm，生成顆粒半徑范圍為0.2～1.2R。巷道底板長×寬×高為6500 mm×4000 mm×300 mm，履帶板與巷道底板的接觸參數(shù)為：履帶泊松比為0.28，履帶剪切模量G1為7.2×1010Pa，履帶密度為7800 kg/m3，履帶-底板碰撞恢復(fù)系數(shù)為0.5；履帶-底板靜摩擦系數(shù)為0.4，履帶-底板動(dòng)摩擦系數(shù)為0.05，開啟EDEM與RecurDyn耦合接口，在EDEM仿真軟件中設(shè)置數(shù)據(jù)存儲(chǔ)間隔為0.05 s，網(wǎng)格尺寸為最小顆粒半徑的3倍，在Recurdyn中設(shè)置總仿真時(shí)長為10 s，設(shè)置完成后開始仿真。

圖3 掘錨機(jī)與巷道底板耦合模型

3 掘錨機(jī)行駛狀態(tài)分析

3.1 縱向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

掘錨機(jī)縱向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)曲線如圖4所示，圖中0～0.5 s為仿真初始階段，由于掘錨機(jī)與巷道底板尚未接觸，曲線波動(dòng)無明顯規(guī)律。從圖4(a)中可以看出，由于掘錨機(jī)啟動(dòng)慣性的沖擊，驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩會(huì)產(chǎn)生較大的波動(dòng)，幅值最大可達(dá)8.8 kN·m。隨后掘錨機(jī)進(jìn)入平穩(wěn)行駛時(shí)，由于履帶板和驅(qū)動(dòng)輪之間不斷的嚙合進(jìn)入和退出，造成運(yùn)動(dòng)的不均勻性，從而使其驅(qū)動(dòng)輪驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩變化曲線無法保持在一條直線上，隨著仿真的進(jìn)行，其轉(zhuǎn)矩趨于規(guī)則的周期性變化。從圖4(b)中可以看出，1.5 s以后驅(qū)動(dòng)輪角速度加速到最大值，由于掘錨機(jī)行駛在巷道底板上產(chǎn)生沉陷量較大和履帶多邊形效應(yīng)的影響，使驅(qū)動(dòng)輪運(yùn)動(dòng)不平穩(wěn)，導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)輪角速度會(huì)產(chǎn)生周期性變化，其變化區(qū)間為1.17～1.21 rad/s。從圖4(c)中可以看出，1.5 s后掘錨機(jī)穩(wěn)定行駛，行駛速度同樣處于波動(dòng)的狀態(tài)，在此階段，平均行駛速度為202.5 mm/s，最大行駛速度為248.6 mm/s，最小速度為163.5 mm/s。

圖4 掘錨機(jī)縱向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

車輛的滑移率大小表現(xiàn)了車輛的行駛能力，滑移率過大，導(dǎo)致車輛行駛功率損失較大，影響車輛的正常行駛，掘錨機(jī)在巷道底板行駛的滑移率可按式(7)計(jì)算。

式中，i為掘錨機(jī)行駛滑移率；v為實(shí)際行駛速度，mm/s；vt為掘理論行駛速度，mm/s。

根據(jù)式(7)計(jì)算得到1.5 s后掘錨機(jī)行駛最大滑移率為35.6%，最小滑移率為0.5%，平均滑移率為19%，掘錨機(jī)在巷道底板上行駛性能良好，掘錨機(jī)行駛滑移率如圖5所示。

圖5 行駛滑移率

3.2 豎直方向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

掘錨機(jī)豎直方向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)曲線如圖6所示，從圖6(a)中可以看出，掘描機(jī)原始位置為1500 mm，0.5 s后掘錨機(jī)處于行駛狀態(tài)，并隨著時(shí)間的增長，掘錨機(jī)沉陷量越來越大，在第10 s時(shí)相對(duì)于原始位置其沉陷量達(dá)到20.2 mm，這是由于掘錨機(jī)在行駛過程中，承重輪對(duì)履帶板施加載荷時(shí)，履帶板與巷道底板接觸會(huì)產(chǎn)生沉陷，當(dāng)承重輪離開履帶板，由于巷道底板存在彈塑性，會(huì)發(fā)生回彈，但由于整個(gè)機(jī)身的重量，此時(shí)煤層回彈較小，當(dāng)承重輪再次對(duì)履帶板施加載荷時(shí)，履帶板會(huì)繼續(xù)產(chǎn)生沉陷，之后的每一次承重輪對(duì)履帶板的加載和卸載都遵循這個(gè)規(guī)律，從而使掘錨機(jī)沉陷量形成一個(gè)隨著時(shí)間的增加而變大的趨勢(shì)，但當(dāng)其沉陷量達(dá)到一定程度時(shí)，沉陷量增加量趨于平穩(wěn)狀態(tài)。受巷道底板的沉陷影響，導(dǎo)致掘錨機(jī)在行駛過程中俯仰角時(shí)刻變化，如圖6(b)所示，當(dāng)俯仰角大于0時(shí)，掘錨機(jī)處于上坡行駛狀態(tài)，反之則處于下坡行駛狀態(tài)。

圖6 掘錨機(jī)豎直方向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

3.3 橫向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

掘錨機(jī)橫向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)曲線如圖7所示，其中圖7(a)中，正值代表掘錨機(jī)向其右側(cè)方向行駛，負(fù)值代表掘錨機(jī)向其左側(cè)方向行駛，從圖中可知，掘錨機(jī)在行駛過程主要向左偏移行駛，并且在第5 s時(shí)偏移量最大，為-3.8 mm，隨后在-3 mm左右的地方波動(dòng)行駛。由于巷道底板內(nèi)部顆粒處于隨機(jī)分布狀態(tài)，各部位的孔隙率不同，當(dāng)孔隙率大時(shí)，能承受的抗壓強(qiáng)度小，相反當(dāng)孔隙率小時(shí)，抗壓強(qiáng)度大；并且底板最上層由顆粒堆積而成，顆粒與掘錨機(jī)履帶接觸高度會(huì)有一定差值；這兩種情況導(dǎo)致掘錨機(jī)左右兩側(cè)履帶在巷道底板行駛過程中產(chǎn)生不同的沉陷量，進(jìn)一步影響兩側(cè)驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩的大小不同。從圖7(c)可以看出，在行駛過程中，掘錨機(jī)右側(cè)驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩略大于左側(cè)驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩，由于驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩越大，其牽引力越大，根據(jù)張耀娟等人對(duì)履帶車輛牽引力的分析可知[20]，在不超過地面所提供的最大附著力的情況下，牽引力越大時(shí)，其滑移率越小。因此，掘錨機(jī)向其左側(cè)方向偏移行駛，并在加速階段偏移量更大。

圖7 掘錨機(jī)橫向運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

4 履帶系統(tǒng)受力分析

4.1 履帶張力

履帶張力在掘錨機(jī)行駛中起重要因素，為了解掘錨機(jī)履帶在各段張力變化，對(duì)履帶板張力進(jìn)行分析，選取右側(cè)履帶9號(hào)、25號(hào)、58號(hào)和90號(hào)履帶板作為研究對(duì)象，不同時(shí)刻履帶板位置如圖8所示。

圖8 不同時(shí)刻履帶板位置示意

掘錨機(jī)在運(yùn)行時(shí)4個(gè)履帶板張力變化如圖9所示，由于履帶多邊形效應(yīng)，履帶張力會(huì)產(chǎn)生波峰波谷交替現(xiàn)象。在仿真開始時(shí)，由于履帶預(yù)張緊裝置對(duì)履帶施加預(yù)張緊力，履帶初始張力增加到一定數(shù)值，并且在驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩的作用下，9和25號(hào)履帶板張力處于增加的趨勢(shì)，并隨著驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩的變化而波動(dòng)，此時(shí)履帶張力變化較大；而58和90號(hào)履帶板張力減少并處于平穩(wěn)變化。在掘錨機(jī)行駛3 s后，9號(hào)履帶板張力增長量開始下降，到4 s后與58和90號(hào)履帶板張力變化趨勢(shì)相同；58號(hào)履帶板張力在掘錨機(jī)行駛5.7 s后開始處于隨驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩變化而增加的趨勢(shì)；25和90號(hào)履帶板在掘錨機(jī)行駛過程中始終處于一種趨勢(shì)變化。造成各位置履帶板張力不同的主要原因在于掘錨機(jī)在行駛過程中，由于在驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩的作用下，使整條履帶分成緊邊區(qū)和松邊區(qū)兩個(gè)部分，由四個(gè)履帶板張力變化可知，掘錨機(jī)驅(qū)動(dòng)輪下方到承重輪下方履帶為緊邊區(qū)，其余部分為松邊區(qū)。松邊區(qū)的履帶張力基本一致，而緊邊區(qū)的張力主要與驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩有關(guān)。

圖9 履帶板張力變化示意

4.2 帶輪受力

帶輪是支撐掘錨機(jī)行駛的關(guān)鍵，當(dāng)帶輪受力過大時(shí)，容易造成帶輪損壞，為了解各帶輪在行駛過程中的受力情況，對(duì)掘錨機(jī)各帶輪受力分析。為方便描述，對(duì)承重輪和拖帶輪編號(hào)：承重輪1—16、拖帶輪1—8，如圖10所示。

圖10 帶輪編號(hào)

掘錨機(jī)在行駛過程中各輪受力載荷變化趨勢(shì)如圖11—圖13所示，掘錨機(jī)1.5 s后穩(wěn)定行駛下承重輪和拖帶輪平均載荷，由于履帶傳動(dòng)多邊形效應(yīng)，掘錨機(jī)帶輪所受到的載荷為趨于規(guī)則的周期性變化如圖14和15所示。

圖11 驅(qū)動(dòng)輪和誘導(dǎo)輪受力載荷

圖12 承重輪受力載荷

圖13 拖帶輪受力載荷

圖14 承重輪平均受力載荷

從圖11可以看出驅(qū)動(dòng)輪受力載荷波動(dòng)較大，誘導(dǎo)輪載荷波動(dòng)較小，造成這種現(xiàn)象的原因是由于驅(qū)動(dòng)輪處履帶為緊邊區(qū)，而誘導(dǎo)輪處于松邊區(qū)，并且驅(qū)動(dòng)輪載荷變化規(guī)律與其轉(zhuǎn)矩變化規(guī)律相似，兩種帶輪平均受力載荷分別為129 kN和110 kN。從圖12和圖14可以看出，掘錨機(jī)16號(hào)承重輪平均受力載荷最大，為78 kN，其次是1號(hào)承重輪，為54.5 kN，造成左右兩端承重輪受力載荷大的原因主要是履帶存在一定張力，并且左右兩側(cè)承重輪處的履帶呈一定角度，使其與帶輪的接觸面積增加，從而承受更大的載荷。而右側(cè)承重輪受力載荷大于左側(cè)承重輪是是因?yàn)槲挥谟覀?cè)的履帶角度小于左側(cè)，接觸面積要比左側(cè)大；其余承重輪平均受力載荷大約為30 kN左右，并且后端承重輪受力要大于前端承重輪，說明掘錨機(jī)整車重心在后半段。從圖13和圖15可以看出，3號(hào)拖帶輪受力最大，為5.7 kN，這是因?yàn)槁膸г诖宋恢米呦蛳蛳聝A斜呈一定角度，使其與3號(hào)托帶輪接觸面積要大于其他托帶輪，從而導(dǎo)致3號(hào)托帶輪受力要大于其他托帶輪；1號(hào)拖帶輪和8號(hào)拖帶輪受到的載荷波動(dòng)較大，但平均受力載荷相較于其他拖帶輪來說較小。

圖15 拖帶輪平均受力載荷

5 結(jié) 論

為研究MB670-1型掘錨機(jī)在煤礦巷道內(nèi)掘進(jìn)工作結(jié)束后的向前行駛性能，采用DEM-MBD耦合技術(shù)，建立了掘錨機(jī)的運(yùn)動(dòng)模型，仿真求解了掘錨機(jī)在煤礦巷道內(nèi)的行駛狀態(tài)以及履帶系統(tǒng)的力學(xué)特性，結(jié)論如下：

1)掘錨機(jī)縱向行駛最大滑移率為35.6%，最小滑移率為0.5%，平均滑移率為19%，掘錨機(jī)在巷道底板上行駛性能良好。豎直方向上由于巷道底板自身的彈塑性與掘錨機(jī)整車重力間的相互作用，使底板沉陷量以往復(fù)波動(dòng)的形式逐漸增加，并在最終趨于平穩(wěn)狀態(tài)，最大沉陷量為20.2 mm。由于巷道底板表面并非平整且內(nèi)部顆粒為隨機(jī)分布狀態(tài)，使掘錨機(jī)在行駛過程中存在細(xì)微的傾斜，從而使整機(jī)產(chǎn)生了橫向偏移，最大偏移量為3.8 mm。

2)履帶板張力主要分兩個(gè)區(qū)域，分別為承重輪下面的緊邊區(qū)，其余的為松邊區(qū)，履帶張力在緊邊區(qū)隨驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩變化而變化，驅(qū)動(dòng)輪轉(zhuǎn)矩越大緊邊區(qū)張緊力越大，而松邊區(qū)處的履帶張力基本一致。

3)掘錨機(jī)帶輪受力最大是驅(qū)動(dòng)輪，行駛過程中的平均載荷為129.6 kN，其次是誘導(dǎo)輪，平均載荷為111.1 kN，造成此種現(xiàn)象主要是因?yàn)轵?qū)動(dòng)輪處于緊邊區(qū)，且驅(qū)動(dòng)輪與履帶接觸較多，從而使其受力最大，而誘導(dǎo)輪雖處在松邊區(qū)，但與履帶的接觸面積要遠(yuǎn)大于其他帶輪，因此，誘導(dǎo)輪受力載荷僅次于驅(qū)動(dòng)輪。位于兩側(cè)的承重輪由于下方履帶呈一定角度，使其接觸面積相比于其他位置的承重輪要大，因此所受載荷也大于其他承重輪，而16號(hào)承重輪與履帶的接觸面積要大于1號(hào)承重輪，因此，16號(hào)承重輪所受載荷最大，為78 kN，可達(dá)其他承重輪所受平均載荷的2倍多，其次是1號(hào)承重輪，為54.5 kN。位于機(jī)身中后部的拖帶輪受重心位置的影響受力要大于前端，為5.7 kN。