雙臥軸混凝土攪拌機(jī)機(jī)架沿軸向晃動研究

孔鮮寧，趙利軍，徐鵬杰，余志龍

(長安大學(xué) 道路施工技術(shù)與裝備教育部重點實驗室，西安 710064)

雙臥軸混凝土攪拌機(jī)以攪拌質(zhì)量好、生產(chǎn)率高［1］等突出優(yōu)點，在混凝土拌合設(shè)備中應(yīng)用最為廣泛，但是雙臥軸混凝土攪拌機(jī)機(jī)架在整個水平面內(nèi)經(jīng)常有晃動現(xiàn)象，尤其沿攪拌機(jī)軸向晃動較為明顯，這就要求攪拌機(jī)機(jī)架整體具有較好的穩(wěn)定性。攪拌機(jī)機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向晃動經(jīng)過長時間的工作循環(huán)之后，對機(jī)架的整體穩(wěn)定性以及剛度、強(qiáng)度有較高的要求，且存在一定的安全隱患，這種現(xiàn)象在瀝青混凝土攪拌站也是常見的。為此，本文通過對雙臥軸混凝土攪拌機(jī)實際工作特點的分析，得出產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因，并對現(xiàn)有機(jī)架結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，利用Ansys有限元分析軟件對改進(jìn)前后的機(jī)架進(jìn)行仿真分析，對比整體機(jī)架應(yīng)力、應(yīng)變改善情況。

1 軸向晃動的主要原因

根據(jù)實際情況分析可知，影響雙臥軸混凝土攪拌機(jī)軸向晃動的因素主要有以下幾個方面:1)不同機(jī)架的結(jié)構(gòu)形式會對機(jī)架整體剛度有較大影響，進(jìn)而影響機(jī)架的軸向晃動程度。2)物料在攪拌過程中形成的料流對攪拌機(jī)側(cè)壁周期性的沖擊作用最終傳遞到攪拌機(jī)機(jī)架上，該作用力是使機(jī)架產(chǎn)生軸向晃動的最主要原因。3)攪拌站的地基不穩(wěn)、機(jī)架預(yù)埋深度不夠等對機(jī)架剛性影響較大。4)機(jī)架支腿與加強(qiáng)鋼板和主機(jī)連接是否牢固，也會影響機(jī)架的晃動程度。

1.1 物料運動特點

目前，國內(nèi)外各廠家的雙臥軸強(qiáng)制式攪拌機(jī)，幾乎都采用攪拌臂圍流排列的形式，如圖1所示。物料料流特征如圖2所示。物料的流向符合右(左)手定則，即當(dāng)右(左)手四指順著攪拌軸旋轉(zhuǎn)方向時，拇指的指向就是物料的流動方向;并且兩軸上攪拌葉片推動物料的軸向流動分量和徑向流動分量的方向相反［2］。

從圖1、圖2可以看出:雙臥軸混凝土攪拌機(jī)在對物料進(jìn)行攪拌作業(yè)過程中，物料的運動是復(fù)雜的空間運動，攪拌葉片不僅會對物料進(jìn)行剪切、拋擲作用，并且會對物料產(chǎn)生推移作用。當(dāng)物料投入攪拌筒體內(nèi)后，其中一根攪拌軸上的攪拌葉片會將物料沿軸向向一個方向推移，另一根攪拌軸上的攪拌葉片則會將物料沿軸向向另一個方向推移，與此同時，由于攪拌葉片具有一定的安裝角，物料還會沿徑向、周向運動，在2根攪拌軸的相互作用下形成大小循環(huán)，物料受到攪拌葉片周而復(fù)始的作用。

圖1 攪拌臂圍流排列

圖2 圍流排列的料流

1.2 晃動原因

良好的攪拌過程物料的位移必須由良好的對流運動和擴(kuò)散運動來完成［3］。因此混合料在攪拌機(jī)筒體內(nèi)的實際運動是復(fù)雜的。對攪拌機(jī)筒壁的作用力也不可能是平衡的。由圖1可知沿攪拌軸徑向，由于2根攪拌軸上的攪拌葉片是相互交錯安裝的，即使攪拌葉片所受的水平方向的力是平衡的，根據(jù)力學(xué)原理，將所有的攪拌葉片所受到的水平方向的力簡化到攪拌機(jī)幾何中心處，最終會得到一個力偶，這個力偶會傳遞到攪拌機(jī)機(jī)架上。由于攪拌過程是一個周而復(fù)始的循環(huán)過程，因此會使攪拌機(jī)機(jī)架產(chǎn)生水平面內(nèi)的晃動現(xiàn)象。由于這種徑向力理論上可以相互抵消一部分，故形成的力偶作用產(chǎn)生的晃動并不很明顯。在軸向，由于攪拌葉片周期性的將物料沿軸向從攪拌機(jī)側(cè)壁的一側(cè)推移至另一側(cè)，雖然在兩根攪拌軸的端部均設(shè)置有攪拌側(cè)刮刀，但其主要作用是將粘附在攪拌筒體側(cè)壁上的物料刮掉并使之繼續(xù)參與攪拌，并且一側(cè)只安裝一把，因此無法阻擋沿軸向推移過來的物料對攪拌側(cè)壁的沖擊，這種周期性沖擊不斷地作用在整個攪拌機(jī)筒體側(cè)壁上，由于攪拌機(jī)主機(jī)與支撐機(jī)架之間為螺栓連接，因此物料對攪拌機(jī)筒體側(cè)壁的沖擊力最終會傳遞到攪拌機(jī)機(jī)架上，導(dǎo)致攪拌機(jī)主機(jī)沿軸向產(chǎn)生明顯晃動。

圖3是混凝土攪拌機(jī)現(xiàn)場試驗照片，可以清楚的看到物料在攪拌過程中會形成如海浪一樣的“料流波”，并且隨著攪拌大循環(huán)沖擊攪拌機(jī)筒體右側(cè)壁，在接下來某一時刻則會沖擊攪拌機(jī)筒體左側(cè)壁，由于2根攪拌軸上的攪拌葉片交互布置，且存在一定的相位角，因此物料以一定周期對攪拌機(jī)筒體側(cè)壁進(jìn)行間斷的沖擊作用，機(jī)架軸向晃動是由雙臥軸攪拌機(jī)的工作特點決定的，最優(yōu)的方法就是通過改進(jìn)機(jī)架的結(jié)構(gòu)來改善機(jī)架的穩(wěn)定性。

圖3 混凝土攪拌機(jī)現(xiàn)場試驗

2 三維實體建模及仿真分析

2.1 機(jī)架ProE三維模型

根據(jù)某公司1 m3雙臥軸混凝土攪拌機(jī)機(jī)架結(jié)構(gòu)尺寸以及固定安裝位置，利用ProE三維實體建模軟件建立原始機(jī)架以及沿軸向傾斜5°的改進(jìn)機(jī)架實體模型，如圖4、5所示。機(jī)架上方4個突出方塊是用于固定攪拌機(jī)支腿所做的簡化。由圖4、5可以看出，改進(jìn)前后整體結(jié)構(gòu)并未做大的改動，僅是將兩側(cè)機(jī)架支腿沿攪拌機(jī)軸向向外傾斜5°。

圖4 原始機(jī)架模型

圖5 改進(jìn)機(jī)架模型

2.2 機(jī)架受物料軸向沖擊力簡化分析

機(jī)架受物料軸向沖擊力簡圖如圖6所示。假設(shè)在某一時刻，料流對攪拌機(jī)筒體軸向的沖擊力簡化到該攪拌軸中心處的集中力F，最終簡化到攪拌機(jī)機(jī)架上平面并通過攪拌機(jī)機(jī)架的反力進(jìn)行平衡，盡管該集中力F近似為一種階躍沖擊載荷，但是在F作用過程中，兩側(cè)突出方塊處所受的力應(yīng)該按照靜力平衡下的比例進(jìn)行分配，并且由于力F作用時間較短，按照平衡條件施加的載荷是一種較為保守的估計，此時假設(shè)4個突出方塊的反力分別為集中載荷F1、F2，將所有力簡化到一個水平面內(nèi)。

由靜力平衡條件可得

圖6 機(jī)架受物料軸向沖擊力簡圖

根據(jù)理論分析以及現(xiàn)場視頻記錄資料，F(xiàn)單側(cè)側(cè)壁作用周期大約為1 s，根據(jù)結(jié)構(gòu)的對稱性，其作用過程可近似簡化為如圖7所示的階躍沖擊載荷，其中虛線表示同樣大小的力作用在攪拌機(jī)另一側(cè)壁。

2.3 ProE三維實體導(dǎo)入及Ansys仿真分析

在ProE中將建立好的原始機(jī)架三維實體模型主單位調(diào)整為國標(biāo)，然后保存為IGES格式并導(dǎo)入Ansys有限元軟件中，在Ansys有限元軟件［4］中做如下處理:

圖7 力F簡化圖

1)為文件命名，并選擇瞬態(tài)分析。

單元類型選擇solid185，材料的彈性模量及泊松比分別為2.06×1011Pa、0.3，考慮支架重量，機(jī)架材料為Q235，密度設(shè)置為7 850 kg/m3。

2)進(jìn)行網(wǎng)格劃分

選擇智能劃分，等級10;網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖8所示。

3)添加約束及載荷

機(jī)架支腿底部平面添加位移約束，約束所有自由度;添加重力;考慮支撐攪拌主機(jī)的自身重力，以及1 m3混凝土的重量，已知該攪拌主機(jī)的質(zhì)量為9 020 kg，1 m3商品混凝土的質(zhì)量大約為2 040 kg，不考慮物料在攪拌過程中的慣性載荷，計算得到每個立方塊上應(yīng)施加310 878 N/m2的壓力;已知L1、L2分別為500，1 520 mm，為使得原始機(jī)架變形接近實際，載荷F近似取20 000 N，根據(jù)式(1)、(2)計算得F1、F2分別為7 525，2 475 N，并按照圖7形式進(jìn)行載荷的分段多步施加。

4)求解

在時間歷程后處理器POST26中繪制原機(jī)架在1個周期內(nèi)沿攪拌機(jī)軸向的應(yīng)變—時間曲線如圖9所示。

通過以上分析可知，原機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向正反方向的晃動量不同，總的晃動量大約為6.5 mm，在每一個階躍載荷階段應(yīng)變—時間曲線表現(xiàn)為線性變化規(guī)律，且不同的階段變化速度不同，可以看出在t=0.4～0.5 s過程中變化最快，并且在t=0.5 s時機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向的應(yīng)變最大，機(jī)架在不斷變化的周期性載荷作用下沿軸向晃動，并得到此刻原機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向的晃動量以及機(jī)架總晃動量如圖10所示(單位為mm)。

圖8 網(wǎng)格劃分結(jié)果

圖9 軸向的應(yīng)變—時間曲線

由圖10可知，t=0.5 s時原機(jī)架沿軸向的最大晃動量為3.703mm，最大總晃動量為3.835mm，這與現(xiàn)場實際機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向的晃動量較為接近，可以認(rèn)為約束以及載荷是有效的，在此基礎(chǔ)上對改進(jìn)后機(jī)架進(jìn)行相同的分析，同樣得到在1個周期內(nèi)應(yīng)變—時間曲線如圖11所示。

圖10 原機(jī)架晃動量

圖11 改進(jìn)機(jī)架軸向的應(yīng)變—時間曲線

由圖11可知，改進(jìn)后機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向的應(yīng)變—時間曲線與原機(jī)架相似，在每一個階躍載荷階段應(yīng)變—時間曲線也表現(xiàn)為線性變化規(guī)律，且不同的階段變化速度不同，但是沿攪拌機(jī)軸向正反方向的晃動量基本相近，總的晃動量大約為4.3 mm，在t=0.9～1 s過程中變化最快，在t=0.5 s時機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向的應(yīng)變最大，原機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向的晃動量以及整個機(jī)架晃動量如圖12所示。

由圖12可知，在t=0.5 s時改進(jìn)后機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向最大晃動量為2.175mm，最大總晃動量為2.372 mm，最大晃動量較改進(jìn)前有明顯降低。t=0.5 s時，原機(jī)架和改進(jìn)后機(jī)架的總應(yīng)力云圖如圖13所示(單位為MPa)。

由圖13可知，在t=0.5 s時原機(jī)架與改進(jìn)后機(jī)架最大應(yīng)力分別為177，129 MPa，機(jī)架整體材料為Q235，材料的屈服強(qiáng)度為235 MPa，可知晃動過程中最大應(yīng)力小于材料的屈服強(qiáng)度，滿足使用要求，并且改進(jìn)后機(jī)架最大應(yīng)力較改進(jìn)前明顯降低。改進(jìn)前后結(jié)果如表1所示。

由表1可知，在相同的約束條件及載荷作用下，保持原有機(jī)架整體結(jié)構(gòu)形式不變，僅將機(jī)架沿著攪拌機(jī)軸向傾斜5°便可以使機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向最大晃動量減小為原來的41.3%，總晃動量減小為原來的38.1%，最大應(yīng)力減小為原來的27. 1%，應(yīng)力、晃動量均有較為明顯的降低，結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性提高，證明該方法是一種簡單且行之有效的方法。

圖12 改進(jìn)后機(jī)架晃動量

圖13 t=0.5 s時改進(jìn)前后機(jī)架應(yīng)力云圖

表1 改進(jìn)前后機(jī)架最大應(yīng)力、晃動量數(shù)據(jù)對比表

3 結(jié)論

1)攪拌機(jī)筒體兩側(cè)壁周期性的受到物料的沖擊作用是機(jī)架沿軸向產(chǎn)生較為明顯晃動的主要原因。

2)在一定的載荷假設(shè)前提下，利用ProE三維建模軟件及Ansys有限元分析軟件對機(jī)架軸向晃動過程進(jìn)行三維實體建模及仿真模擬，并在原機(jī)架基礎(chǔ)上僅將機(jī)架沿著攪拌機(jī)軸向傾斜5°，結(jié)果顯示機(jī)架沿攪拌機(jī)軸向最大應(yīng)變量減小到原來的41.3%，總應(yīng)變減小到原來的38.1%，最大應(yīng)力減小到原來的27.1%，證明了改進(jìn)結(jié)構(gòu)的可行性，改善了雙臥軸攪拌機(jī)機(jī)架沿軸向晃動問題。

3)目前市場上所用的雙臥軸混凝土攪拌機(jī)機(jī)架大多為門架結(jié)構(gòu)，沿攪拌軸徑向由于門架跨度大，同樣也會存在一定的晃動問題，上述方法亦可作為簡單易行的解決方案。

［1］趙利軍，馮忠緒.雙臥軸攪拌機(jī)葉片排列的實驗［J］.長安大學(xué)學(xué)報，2004，24(2):94－96.

［2］趙利軍.雙臥軸攪拌機(jī)參數(shù)優(yōu)化及其試驗研究［D］.西安:長安大學(xué)，2012.

［3］馮忠緒.工程機(jī)械理論［M］.北京:人民交通出版社，2004:133－159.

［4］鄧凡平.Ansys10.0有限元分析自學(xué)手冊［M］.北京:人民交通出版社，2007:283－291.