周紹利，趙雪利，趙克利，葉文麗，石 振

(1.河北鋼鐵集團(tuán) 宣工公司，河北 宣化 075100;2.吉林大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，吉林 長(zhǎng)春 130025)

頂推梁是推土機(jī)前工作裝置的關(guān)鍵部件，在結(jié)構(gòu)上應(yīng)能有效地保證推土鏟實(shí)現(xiàn)各種作業(yè)位置，并能滿足強(qiáng)度、剛度和耐磨性的要求.地面作用于行走機(jī)構(gòu)的強(qiáng)大推力，經(jīng)頂推梁傳遞到推土板，該載荷隨機(jī)、復(fù)雜且動(dòng)載系數(shù)較大.目前大型推土機(jī)的頂推梁基本上有兩種結(jié)構(gòu)型式:一種是適用于回轉(zhuǎn)式推土鏟的拱形鋼架;另一種是適用于直線型固定式推土鏟的直線形鋼架，從結(jié)構(gòu)力學(xué)的觀點(diǎn)來(lái)看，在相同頂推力作用下，直線形鋼架的受力情況比拱形鋼架好，實(shí)際應(yīng)用中大型推土機(jī)多采用固定式推土鏟及直線形鋼架［1－2］，本文的研究對(duì)象為該類型.

本文所研究的頂推梁與推土鏟用橫拉桿連接［3］，此時(shí)推土鏟的橫向力只由橫拉桿承受，不會(huì)導(dǎo)致頂推梁過(guò)于笨重，應(yīng)力狀態(tài)也不復(fù)雜.本文針對(duì)大型高驅(qū)動(dòng)履帶推土機(jī)前工作裝置，建立其動(dòng)態(tài)分析模型，并將分析對(duì)象——頂推梁建立柔性分析體，考慮動(dòng)力系統(tǒng)及作業(yè)裝置反饋到被分析對(duì)象的動(dòng)態(tài)極限載荷，分析頂推梁所受的應(yīng)力及分布情況，進(jìn)而根據(jù)應(yīng)力及分布特點(diǎn)，優(yōu)化頂推梁結(jié)構(gòu)，以提高其強(qiáng)度及優(yōu)化其性能.

1 頂推梁破壞情況及側(cè)向載荷作用位置的確定

推土機(jī)的頂推梁作為其前工作裝置關(guān)鍵承力部件之一，其使用性能影響整個(gè)推土機(jī)的性能.對(duì)于進(jìn)行塊狀礫石作業(yè)的大型推土機(jī)，作業(yè)料堆中的塊狀礫石進(jìn)入頂推梁與機(jī)體間側(cè)隙情況時(shí)有發(fā)生，從而造成頂推梁側(cè)向受礫石動(dòng)態(tài)擠壓受力，實(shí)際作業(yè)中常出現(xiàn)由于上述原因造成的頂推梁變形破壞，如圖1所示.被分析頂推梁的材料為Q460，密度為7 850 kg·m－3，屈服極限為 460 MPa.前工作裝置的三維模型如圖2所示.

圖1 頂推梁側(cè)向受載所造成的破壞圖Fig.1 Broken pushing beam under lateral load pile

圖2 前工作裝置的Pro/E 模型Fig.2 Pro/E model of working device

設(shè)定頂推梁與推土板和履帶架兩連接點(diǎn)分別為A，B，據(jù)頂推梁實(shí)際破壞情況，測(cè)得其破壞受力中心區(qū)域的位置在D點(diǎn)，三點(diǎn)的位置關(guān)系如圖3所示，D靠近B端，實(shí)測(cè)AD段長(zhǎng)度為2 490 mm，DB段長(zhǎng)度為1 635 mm.

圖3 頂推梁關(guān)鍵點(diǎn)位置關(guān)系圖Fig.3 Position graph of the key points on pushing beam

2 載荷大小及加載方式的確定

推土機(jī)作業(yè)以黑云變粒巖為對(duì)象，該礦石致密堅(jiān)硬，其抗壓強(qiáng)度一般為147 ～196 MPa，平均為171.5 MPa，分析時(shí)采用最大值 196 MPa.

鑒于頂推梁受載面積大小具有隨機(jī)性，分析中假定受載面積為以D為中心的方形區(qū)域，且面積大小分別為4，20 cm2兩種工況，側(cè)向單位面積作用載荷漸變，逐漸增大至最大值.兩工況分別模擬巖石的一角、巖石的一個(gè)側(cè)面擠壓推土機(jī)的頂推梁，所需加載載荷極值經(jīng)計(jì)算可知分別為78.4，392.0 kN.

在前工作裝置動(dòng)態(tài)系統(tǒng)中，將頂推梁柔性化，將計(jì)算的載荷依照工況施加在頂推梁的內(nèi)側(cè)側(cè)向進(jìn)行仿真分析.

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 原模型各工況仿真分析

合理設(shè)置仿真參數(shù)并對(duì)兩種工況進(jìn)行仿真分析［4］，分析可得頂推梁的應(yīng)力分布狀況，其中局部放大圖為頂推梁側(cè)向載荷作用位置和頂推梁與推土板、斜支承及履帶架連接端的頂推梁的應(yīng)力分布狀況.3 個(gè)連接端依次標(biāo)記為連接端1，2，3，具體見(jiàn)圖4和圖5.

圖4 原模型工況1 的應(yīng)力云圖Fig.4 Stress nephograms of original model in operation condition 1

圖5 原模型工況2 的應(yīng)力云圖Fig.5 Stress nephograms of original model in operation condition 2

從以上結(jié)果中可以看出，兩工況應(yīng)力較大值主要分布在外載荷作用位置及頂推梁與其他構(gòu)件的連接處，梁體其余部分應(yīng)力值相對(duì)較小，兩工況應(yīng)力結(jié)果匯總?cè)绫?所示.

表1 原模型仿真結(jié)果匯總Tab.1 Simulation results of original model

從表中可以看出，當(dāng)巖石一角撞擊頂推梁內(nèi)側(cè)時(shí)，頂推梁最大應(yīng)力值為103 MPa，未超過(guò)材料的屈服極限，由應(yīng)力值可以看出對(duì)3 個(gè)連接端的沖擊大小不同，連接端2 最大、連接端3 次之、連接端1 最小，此工況最大的應(yīng)力值出現(xiàn)在載荷作用位置處，連接端2 處應(yīng)力較大值出現(xiàn)在孔的下邊緣，連接端3 的應(yīng)力較大值出現(xiàn)在頂推梁與機(jī)架連接處球鉸的連接座處;而當(dāng)巖石一個(gè)側(cè)面撞擊頂推梁時(shí)(即工況2)，相應(yīng)測(cè)試位置的應(yīng)力值較工況1 變大，且最大應(yīng)力值為468 MPa，超過(guò)了材料的屈服極限，頂推梁危險(xiǎn)，此時(shí)，三連接處應(yīng)力值尚未達(dá)到材料的許用極限，且其應(yīng)力分布同工況1.

3.2 優(yōu)化模型各工況仿真分析

由原模型的分析結(jié)果及實(shí)際應(yīng)用反饋可知，側(cè)向受載造成頂推梁變形破壞的不安全因素存在，所以有必要對(duì)其結(jié)構(gòu)優(yōu)化.頂推梁梁體質(zhì)量過(guò)大影響頂推梁作業(yè)性能的有效發(fā)揮，所以在盡可能不增加梁體質(zhì)量的前提下，作以下優(yōu)化:加厚頂推梁與機(jī)架連接處球鉸的連接座(即連接處3)，且由原來(lái)的單排螺栓變成雙排螺栓，具體見(jiàn)圖6.

對(duì)上述兩種工況再次進(jìn)行同樣載荷工況的仿真分析，計(jì)算可得兩工況頂推梁的應(yīng)力云圖如圖7和圖8所示.

圖6 原模型與優(yōu)化模型對(duì)比圖Fig.6 Contrast between origin model and optimized model

圖7 優(yōu)化模型工況1 的應(yīng)力云圖Fig.7 Stress nephograms of optimized model in operation condition 1

圖8 優(yōu)化模型工況2 的應(yīng)力云圖Fig.8 Stress nephograms of optimized model in operation condition 2

從以上結(jié)果中可以看出，兩工況應(yīng)力及其較大值分布位置未變，而極值得到了改善.兩工況結(jié)果匯總?cè)绫?所示.

表2 優(yōu)化模型仿真結(jié)果匯總Tab.2 Simulation results of optimized model

從表2中可以看出，當(dāng)巖石一角撞擊優(yōu)化后的頂推梁內(nèi)側(cè)時(shí)，頂推梁最大應(yīng)力值為92.8 MPa，相對(duì)于原模型應(yīng)力值103 MPa，下降率為10%，未超過(guò)材料的屈服極限，且最大應(yīng)力值出現(xiàn)的位置相同即外載荷作用位置處;當(dāng)巖石一個(gè)側(cè)面撞擊頂推梁時(shí)，應(yīng)力狀況跟原模型類似，但是最大應(yīng)力值由468 MPa降低至402 MPa，下降率為14%，應(yīng)力狀況得到改善，且2 種工況3 連接處的應(yīng)力均不同程度降低.

原模型和優(yōu)化模型仿真結(jié)果對(duì)比見(jiàn)圖9.

圖9 原模型與優(yōu)化模型仿真結(jié)果對(duì)比圖Fig.9 Analysis results contrast between origin model and optimized model

從圖9中可以看出，優(yōu)化模型相對(duì)于原模型對(duì)側(cè)向載荷的承受力總體增強(qiáng)，優(yōu)化有效.

4 結(jié) 論

大型機(jī)械設(shè)備的結(jié)構(gòu)性能和使用性能的完善，是機(jī)械行業(yè)亟待解決的問(wèn)題，本文就大型高驅(qū)動(dòng)履帶推土機(jī)的頂推梁側(cè)向受載工況進(jìn)行了動(dòng)應(yīng)力分析，綜合分析了頂推梁的不同載荷作用面積下頂推梁的動(dòng)應(yīng)力情況，并根據(jù)分析結(jié)果對(duì)頂推梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行初步優(yōu)化，分析結(jié)果顯示優(yōu)化有效，所得仿真試驗(yàn)結(jié)果可為進(jìn)一步系統(tǒng)分析其整個(gè)前工作裝置的力學(xué)特性提供有效的理論指導(dǎo).

［1］諸文農(nóng).履帶推土機(jī)結(jié)構(gòu)與設(shè)計(jì)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1985.ZHU Wennong.Structure and design of crawler bulldozer［M］.Beijing:China Machine Press，1985.

［2］徐希民，黃宗益.鏟土運(yùn)輸機(jī)械設(shè)計(jì)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1989.XU Ximin，HUANG Zongyi.Shoveling transport machinery design［M］.Beijing:China Machine Press，1989.

［3］黃宗益.橫拉桿式推土板側(cè)傾機(jī)構(gòu)的位移分析［J］.工程機(jī)械，1989(5):11－16.HUANG Zongyi.Displacement analysis of cross the bulldozing plate roll drawbars institutions［J］.Construction Machinery，1989(5):11－16.

［4］范建成，熊光明，周明飛.MSC.ADAMS 應(yīng)用與提高［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2006.FAN Jiancheng，XIONG Guangming，ZHOU Mingfei.Application and advance of ADAMS［M］.Beijing:China Machine Press，2006.