高 英，岳俊澤，常晨雨，郭 彬，韓 剛

(太原科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，太原 030024)

隨著世界經(jīng)濟(jì)高速發(fā)展，鋼鐵需求和產(chǎn)能快速增加，帶動(dòng)焦化產(chǎn)業(yè)的持續(xù)發(fā)展，我國(guó)是焦炭生產(chǎn)大國(guó)，產(chǎn)量居世界第一。為了實(shí)現(xiàn)可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略目標(biāo)，先進(jìn)、環(huán)保的煉焦工藝，擁有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的焦化設(shè)備是實(shí)現(xiàn)向焦化強(qiáng)國(guó)轉(zhuǎn)型的必由之路。其中，搗固煉焦工藝，無(wú)論從節(jié)約資源和清潔生產(chǎn)，還是提高生產(chǎn)效率和焦炭質(zhì)量等方面都存在巨大的優(yōu)勢(shì)[1-2]。

搗固煉焦工藝過(guò)程中，搗固煤餅在推送進(jìn)入焦?fàn)t時(shí)存在塌餅的現(xiàn)象，對(duì)生產(chǎn)具有很大的影響。塌餅的原因很多，其中最主要的是由煤的配比及含水率引起的塌餅和推煤機(jī)構(gòu)引起的機(jī)械式塌餅。SCP搗固裝煤車推煤機(jī)構(gòu)的布置形式，在很大程度上影響鏈?zhǔn)酵扑拖到y(tǒng)的運(yùn)行穩(wěn)定性，本文通過(guò)對(duì)6.25 m側(cè)裝煤搗固裝煤推焦SCP一體機(jī)推煤機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析，探究其對(duì)機(jī)械式塌餅的影響因素。

1 SCP搗固裝煤車推煤機(jī)構(gòu)簡(jiǎn)化及建模

6.25 m搗固焦?fàn)tSCP機(jī)主要設(shè)有煤料的儲(chǔ)運(yùn)裝置、搗固裝置、走行裝置、裝煤裝置、推焦裝置、爐門啟閉與清掃裝置、密封與吸煙等。裝煤裝置中鏈?zhǔn)酵泼簷C(jī)構(gòu)是裝煤工藝的核心設(shè)備[3-4]，工作時(shí)，搗固煤餅放置在托煤底板上，托煤底板可沿導(dǎo)軌滑動(dòng)，在托煤底板的下方有一個(gè)連接銷耳與鏈條通過(guò)銷軸聯(lián)接，結(jié)構(gòu)示意如圖1.

1.后擋板;2.煤餅;3.托煤底板;4.鏈輪 5.101、102鏈節(jié)與底板栓接部分。

圖1 托煤底板鏈接簡(jiǎn)易圖
Fig.1 Schematic of coal floor link

驅(qū)動(dòng)可以分別布置于兩端的鏈輪，牽引鏈為板鏈結(jié)構(gòu)，每一個(gè)鏈節(jié)的運(yùn)動(dòng)方式相同，可視為一個(gè)整體，整根鏈條不均勻分布有26個(gè)支撐滾輪，圖2所示為各支撐位置。表1和表2分別為鏈節(jié)和鏈輪參數(shù)。

圖2 各支撐位置
Fig.2 Each supporting position表1 鏈節(jié)主要參數(shù)
Tab.1 Parameters of chain link

鏈節(jié)距/mm滾子外徑/mm銷軸直徑/mm內(nèi)鏈接內(nèi)寬/mm內(nèi)鏈節(jié)外寬/mm內(nèi)鏈板高度/mm20988585155160

表2 鏈輪主要參數(shù)
Tab.2 Parameters of chain wheel

齒數(shù)分度圓直徑/mm齒頂圓直徑/mm齒根圓直徑/mm齒寬/mm12792.059890.059694.059802

根據(jù)各數(shù)據(jù)基于Solidworks三維建模軟件對(duì)鏈傳動(dòng)實(shí)體建模[5]，鏈輪中心距為20 m，如圖3所示為鏈傳動(dòng)系統(tǒng)虛擬裝配體模型。

圖3 鏈傳動(dòng)系統(tǒng)虛擬裝配體
Fig.3 Virtual assemblyof chain drive system

2 基于ADAMS對(duì)輸送鏈動(dòng)力學(xué)分析

ADAMS軟件是目前虛擬樣機(jī)技術(shù)CAE最重要的組成部分，是世界上使用范圍最廣，最出色的的機(jī)械系統(tǒng)仿真分析軟件。下文將基于ADAMS軟件分別對(duì)輸送鏈前后驅(qū)動(dòng)情況動(dòng)力學(xué)分析。

將上文中使用Solidworks軟件建好的鏈傳動(dòng)模型轉(zhuǎn)換為中間格式導(dǎo)入到ADAMS中，使用Model verify模塊檢驗(yàn)?zāi)Ｐ偷恼_性，重新定義模型材料、質(zhì)量，使用宏命令添加各接觸關(guān)系及約束，接觸力關(guān)系分別為鏈節(jié)之間、鏈節(jié)與鏈輪之間、鏈節(jié)與支撐間，鏈節(jié)間為連續(xù)接觸，鏈輪與鏈節(jié)間、鏈節(jié)與支撐間為間斷接觸；約束分別為主從動(dòng)鏈輪與大地之間、內(nèi)鏈節(jié)與外鏈節(jié)之間的旋轉(zhuǎn)副(Joint:Revolute)[6-7].

2.1 緊邊受力分析

要分析輸送鏈動(dòng)力特性，首先要對(duì)其緊邊的受力情況進(jìn)行分析。其受力情況如下：

式中：F1(t)為有效圓周力；F2(t)為鏈條克服下垂引起的張力；Fm(t)為鏈條帶動(dòng)煤餅水平加速度產(chǎn)生的力；Fc(t)為離心力引起的張力；FL(t)為從動(dòng)鏈輪角加速度產(chǎn)生的力；Fd(t)為其他附加動(dòng)載荷；f(t)為鏈條與支撐產(chǎn)生的摩擦力。

2.2 前后驅(qū)動(dòng)下101鏈節(jié)在X軸方向位移對(duì)比分析

分析托煤底板的結(jié)構(gòu)，底板在導(dǎo)軌上滑動(dòng)，煤餅的質(zhì)量很大，底板整體不會(huì)隨鏈條上下擺動(dòng)，所以鏈傳動(dòng)橫向振動(dòng)對(duì)塌餅現(xiàn)象影響的可能很小，本文主要對(duì)縱向振動(dòng)做研究。通過(guò)大量現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)采集，可以得出塌餅現(xiàn)象主要發(fā)生在啟制動(dòng)時(shí)期，這是由于此時(shí)間段多邊形效應(yīng)及嚙合沖擊產(chǎn)生的振動(dòng)最大。在其他條件相同的情況下，比較前后驅(qū)動(dòng)形式下101鏈節(jié)在X軸方向的加速度波動(dòng)曲線。圖3所示為后部驅(qū)動(dòng)形式下的101鏈節(jié)在X軸方向加速度曲線局部放大圖；圖4所示為前部驅(qū)動(dòng)形式下的101鏈節(jié)在X軸方向的加速度波動(dòng)曲線局部放大圖。

圖4 后部驅(qū)動(dòng)下101鏈節(jié)在X軸方向加速度波動(dòng)曲線局部放大圖
Fig.4 The partially enlarged acceleration fluctuation curve of rearwardly driven 101-link in the X-axis direction

圖5 前部驅(qū)動(dòng)下鏈節(jié)101在X軸方向的加速度波動(dòng)曲線局部放大圖
Fig.5 The partially enlarged X-axis acceleration fluctuation curve of the front drive subrack 101

對(duì)圖4、圖5分析比較，101鏈節(jié)在后驅(qū)狀態(tài)下X軸方向的加速度波動(dòng)曲線，在加速啟動(dòng)過(guò)程中，101鏈節(jié)突然受到很大的嚙合沖擊力，在曲線圖Y軸方向的位置急劇變化，0.07 s內(nèi)從Y軸起始位置-254.943 m加速移動(dòng)到波峰58.776 m，之后由于鏈條的張力作用急速回調(diào)，在0.119 s內(nèi)回調(diào)達(dá)到波谷-53.567 m，之后反復(fù)上下波動(dòng)，在1.804 s基本趨于平穩(wěn)；前驅(qū)狀態(tài)下運(yùn)行情況與后驅(qū)基本相同，但波動(dòng)次數(shù)要明顯增多，在受到突然的沖擊力后，101鏈節(jié)在0.18 s時(shí)間內(nèi)從起始位置加速運(yùn)行到18.05 m，之后由于鏈條張力作用回調(diào)，并反復(fù)運(yùn)行，在0.619 s內(nèi)達(dá)到波谷-76.304 m，緊接著在1.722 s達(dá)到波峰48.798 m，之后反復(fù)不規(guī)則上下波動(dòng)，在2.345 s趨于平穩(wěn)。對(duì)比情況如表3所示。

表3 前后驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下101鏈節(jié)在Y軸方向的位移波動(dòng)比較
Tab.3 The comparison of Y-axis displacement fluctuation of driving conditions before and after 101 link

對(duì)比項(xiàng)前驅(qū)后驅(qū)加速啟動(dòng)狀態(tài)波峰值48.798 m58.776 m波谷值-76.304 m-53.567 m波動(dòng)值19.8017.06相對(duì)波動(dòng)次數(shù)多適中

2.3 前后驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動(dòng)曲線對(duì)比分析

如圖6所示，為后部驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動(dòng)曲線圖；圖7為前部驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動(dòng)曲線圖。

圖6 后部驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動(dòng)曲線圖
Fig.6 The graph of X-axis velocity fluctuations rear drive condition 101 link

圖7 鏈節(jié)101在X軸的速度波動(dòng)曲線
Fig.7 The X-axis curve of velocity fluctuations of 101 link

對(duì)圖6、圖7作比較，后部驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下101鏈節(jié)在加速啟動(dòng)過(guò)程中，由于突然受到一個(gè)很大的沖擊力立刻以1.681 m/s的波峰速度反向轉(zhuǎn)動(dòng)，緊接著以-1.347m/s的波谷速度正向轉(zhuǎn)動(dòng)，差值為3.028 m/s；而前驅(qū)狀態(tài)下此數(shù)據(jù)分別為1.135 m/s和-0.407 m/s，差值為1.542 m/s.前后驅(qū)勻速狀態(tài)下波動(dòng)值分別為為0.226、0.245 m/s.對(duì)比如下表4所示。

表4 前后驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動(dòng)曲線對(duì)比
Tab.4 The contrast of X-axis speed fluctuation curves of driving conditions before and after 101 link

對(duì)比項(xiàng)前驅(qū)后驅(qū)加速啟動(dòng)狀態(tài)波峰值1.135 m/s1.681 m/s波谷值-0.407 m/s-1.347 m/s差值1.542 m/s3.028 m/s勻速運(yùn)行狀態(tài)波動(dòng)值0.226 m/s0.245 m/s

2.4 前后驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下從動(dòng)鏈輪Z軸方向的角速度曲線對(duì)比分析

如圖8所示為后部驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下從動(dòng)輪角速度波動(dòng)曲線圖；圖9所示為前部驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下從動(dòng)輪角速度波動(dòng)曲線圖。

圖8 后部驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下從動(dòng)輪角速度波動(dòng)曲線圖
Fig.8 The angular velocity fluctuation curves of driven wheel under the rear drive

圖9 從動(dòng)鏈輪在Z軸的角速度變化曲線圖
Fig.9 The Z-axis angular velocity curve of driven sprocket

將圖8、圖9做對(duì)比，后部驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下從動(dòng)輪在加速啟動(dòng)過(guò)程中，由于突然受到鏈條帶給他的沖擊力，立刻以很大的加速度在0.2 s的時(shí)間內(nèi)反轉(zhuǎn)，角速度達(dá)到-217.925 d/s，接著以比初始加速度大近一倍的加速度逆轉(zhuǎn)，在0.1 s內(nèi)達(dá)到129.963 d/s，之后反復(fù)復(fù)制這個(gè)過(guò)程，并逐漸穩(wěn)定下來(lái)；而驅(qū)動(dòng)輪為前驅(qū)的與后驅(qū)狀態(tài)下運(yùn)行情況相反，在受到?jīng)_擊力后先以更大的加速度在0.073 s內(nèi)加速到256.613 d/s，接著以相對(duì)較小的加速度逆向轉(zhuǎn)動(dòng)，在0.11 s內(nèi)加速到-124.525 d/s,之后同樣反復(fù)這個(gè)過(guò)程，直到平穩(wěn)運(yùn)行，但是后驅(qū)在反復(fù)這個(gè)過(guò)程的時(shí)間和次數(shù)都要明顯大于前驅(qū)。在勻速運(yùn)行階段，通過(guò)對(duì)兩幅圖做對(duì)比，我們可以很明顯的觀測(cè)到后驅(qū)運(yùn)行不平穩(wěn)性要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于前驅(qū)，由于受到多邊形效應(yīng)和周期性的嚙合沖擊引起的動(dòng)載荷的影響而產(chǎn)生的角速度周期性波動(dòng)中，后驅(qū)狀態(tài)下波峰和波谷在數(shù)量和量值方面都大于前驅(qū)，前驅(qū)運(yùn)行平穩(wěn)性更加優(yōu)異[8]。對(duì)比情況如表5所示。

3 前后驅(qū)動(dòng)結(jié)果對(duì)比分析

通過(guò)對(duì)前后驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下101鏈節(jié)在X軸方向的加速度曲線，101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動(dòng)曲線，從動(dòng)鏈輪在Z軸方向的角速度曲線的對(duì)比，我們可以得出前驅(qū)的各項(xiàng)性能總體優(yōu)于后驅(qū)的結(jié)論。

101鏈節(jié)在X軸方向的加速度曲線圖中，可以得出在加速啟動(dòng)狀態(tài)，前驅(qū)的波峰波谷的差值為125.102，后驅(qū)波峰波谷的差值為112.343，此項(xiàng)數(shù)據(jù)相差不大，但是后驅(qū)在此狀態(tài)下的波動(dòng)次數(shù)卻要比前驅(qū)少很多，波動(dòng)值分別為17.06、19.80，這說(shuō)明在加速度波動(dòng)方面，后驅(qū)要優(yōu)于前驅(qū)；101鏈節(jié)在X軸方向的速度波動(dòng)曲線圖中，不管在加速啟動(dòng)狀態(tài)還是在勻速運(yùn)行狀態(tài)，前驅(qū)無(wú)論在波動(dòng)量還是在波動(dòng)次數(shù)，都要小于后驅(qū)，在加速狀態(tài)波動(dòng)差前驅(qū)為1.542 m/s，后驅(qū)為3.028 m/s，勻速狀態(tài)波動(dòng)量分別是0.226 m/s、0.245 m/s；從動(dòng)輪在Z軸方向的角速度曲線中，在加速狀態(tài)前驅(qū)波動(dòng)差為381.14 d/s，后驅(qū)波動(dòng)差為347.89 m/s，前驅(qū)大于后驅(qū)，但是在波動(dòng)次數(shù)方面前驅(qū)要遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于后驅(qū)。

表5 前后驅(qū)動(dòng)狀態(tài)下從動(dòng)鏈輪角速度曲線對(duì)比
Tab.5 The contrast of angular velocity of driven sprocket before and after driving condition

對(duì)比項(xiàng)前驅(qū)(d/s)后驅(qū)(d/s)加速啟動(dòng)狀態(tài)波峰256.613129.963波谷-124.525-217.925差值381.138347.888波動(dòng)次數(shù)較少較多勻速運(yùn)行狀態(tài)波動(dòng)值32.48436.315波動(dòng)次數(shù)較少較多

綜上所述，基于6.25 m側(cè)裝搗固煉焦輸送系統(tǒng)的研究中，鏈傳動(dòng)驅(qū)動(dòng)方式為前驅(qū)狀態(tài)下在運(yùn)行平穩(wěn)性方面性能總體要優(yōu)于后驅(qū)，可以減小塌餅的概率。所以，工程設(shè)計(jì)人員在設(shè)計(jì)裝備時(shí)，在安裝維修方便的基礎(chǔ)上，要盡量使用前驅(qū)。