基于不同工作載荷的鏟斗結構特性分析*

任志貴，孫浩然，王軍利，劉菊蓉，朱昊杰

(1.陜西理工大學 機械工程學院，陜西 漢中 723001；2.陜西省工業自動化重點實驗室，陜西 漢中 723001)

0 引 言

液壓挖掘機是一種常用的工程機械，其作業效率在很大程度上取決于工作裝置的性能。鏟斗作為任務執行終端，直接與土壤接觸，鏟斗的損壞在工程應用中十分常見。因此，鏟斗的結構強度是否滿足挖掘機的工作需求成為挖掘機設計的關鍵。

在以往的研究中，有限元法是國內外學者分析工作裝置結構強度的常用方法[1-3]。崔國華[4]基于4種典型工況，提出了液壓挖掘機工作裝置整體集成的有限元分析法。PATEl[5]基于強度理論，使用有限元法對鏟斗進行了結構特性分析。SHAIKH[6]基于單獨挖掘理論，對不同構的斗齒進行了靜力學分析和拓撲優化。許莉鈞等[7]基于經驗公式，計算得到了挖掘阻力，對典型工況下鏟斗的結構特性進行了優化。HADI[8]基于油缸結構參數計算了單獨挖掘的理論挖掘力，使用有限元法對梯形鏟斗進行了結構特性分析。

綜上所述，現有研究主要基于經驗公式，或者鏟斗、斗桿的單獨挖掘方式，進行鏟斗的強度分析。而筆者發現，斗桿和鏟斗共同作用的復合挖掘是實際挖掘過程中常用的挖掘方式。另外，在實際挖掘過程中，鏟斗往往在未達到理論壽命之前便發生了嚴重的磨損或斷裂等破壞。因此，復合挖掘或許是一種被忽略的造成鏟斗破壞的重要因素。

為驗證該猜想，本文將分別基于挖掘阻力經驗公式、單獨挖掘理論挖掘力模型和復合挖掘理論挖掘力模型，計算出某21 T挖掘機鏟斗齒尖載荷，利用有限元法計算鏟斗在不同載荷作用下的應力、變形情況，根據計算結果分析復合挖掘方式對挖掘機鏟斗結構強度的影響。

1 載荷計算

工作載荷是計算結構強度的基礎，現有挖掘機載荷計算主要包括兩種方法：一種是基于經驗公式的挖掘阻力計算模型；另一種是基于挖掘機主動挖掘液壓缸工作能力充分發揮的理論挖掘力計算模型。前者與土壤特性和鏟斗的結構參數有關，后者與挖掘機結構參數、油缸壓力和具體挖掘工況有關。

為求解挖掘機在最危險工況下的理論挖掘力，本文根據挖掘機工作裝置法的應力特性，選定4種典型工況作為理論挖掘力的計算依據[9]。

挖掘機工況如圖1所示。

圖1 挖掘機工作裝置工況示意圖

令θ1表示動臂AB與水平方向的夾角，θ2表示斗桿BG與動臂AB的夾角；θ3表示鏟斗GJ與斗桿BG的夾角。

4種典型工況對應的角度值如表1所示。

表1 各工況關鍵角度

1.1 挖掘阻力載荷

根據經驗公式[10],鏟斗液壓缸進行挖掘時，切向挖掘阻力為：

(1)

當使用斗桿液壓缸進行挖掘時，斗桿挖掘的切向挖掘阻力計算公式為：

(2)

式(1，2)中的參數及取值如表2所示。

表2 參數含義及取值

將表2中參數值代入式(1,2)中,可分別計算出鏟斗挖掘和斗桿挖掘兩種挖掘方式下的最大切向阻力。取法向阻力為切向阻力的0.2倍，計算得到鏟斗挖掘方式下的最大阻力為：

(3)

同理，斗桿挖掘方式下的最大阻力為：

(4)

1.2 單獨挖掘力載荷

理論挖掘力是評價挖掘性能的關鍵參數，現有關于鏟斗或斗桿單獨挖掘理論挖掘力模型的研究較為成熟[11]。基于這些模型，可以計算出21T挖掘機鏟斗在4種典型工況下的齒尖載荷，如表3所示。

表3 各工況單獨挖掘力數值

表3中，方向角表示鏟斗或斗桿單獨挖掘力的反力(即單獨挖掘能克服的最大挖掘阻力)與水平方向的夾角。

1.3 復合挖掘力載荷

在挖掘過程中，挖掘機既可單獨使用鏟斗液壓缸或者斗桿液壓缸進行挖掘，也可使用復合動作進行挖掘，即動臂液壓缸、斗桿液壓缸、鏟斗液壓缸三缸聯動挖掘。其中，使用斗桿和鏟斗的復合挖掘最為常見。因此，對挖掘機工作裝置進行分析時，有必要考慮復合挖掘方式。

本文根據文獻[12]中給出的復合挖掘力計算模型，計算出了4種典型工況下的復合挖掘力，其中工況四對應的復合挖掘力較大。

復合挖掘力隨方向角的變化情況如圖2所示。

圖2 復合挖掘力隨方向角的變化

由圖2可知：同一挖掘工況中，不同方向角對應的復合挖掘力大小不同。

結構分析應考慮最危險情況，因此在4種典型工況中分別選取最大復合挖掘力作為鏟斗齒尖載荷，如表4所示。

表4 各工況最大復合挖掘力

表4中方向角表示復合挖掘力的反力(即復合挖掘能克服的最大挖掘阻力)與水平方向的夾角。

以上計算結果表明：(1)在相同工況條件下，鏟斗挖掘力一般不小于斗桿挖掘力；(2)復合挖掘力大于由經驗公式得到的挖掘阻力和單獨挖掘理論挖掘力。

因此，現有分析方法中只考慮經驗挖掘阻力或單獨挖掘力對鏟斗結構特性進行的分析是不夠全面的，本文基于不同工作載荷分析鏟斗結構特性，從而對比不同載荷的應力和變形情況，判斷復合挖掘是否為一種被忽略的導致鏟斗破壞的重要因素。

2 結構特性分析

2.1 鏟斗有限元模型建立

經過對鏟斗結構特征的分析，本文確定了每個特征的建模方法，并使用建模軟件創建鏟斗三維實體模型。

為節省計算時間，本研究將鏟斗模型進行簡化，去除兩側的切削刃及細小螺栓孔，忽略不影響鏟斗整體結構的倒角、圓角，只保留鏟斗主體。

其材料如表5所示。

表5 鏟斗材料表

鏟斗主體作為焊接件，各部位的尺寸精度較低且留有焊縫，不符合有限元模型建模要求，因此本研究在建模時對各尺寸進行修整，以消除間隙，從而創建合格的鏟斗模型并將建好的模型導入分析軟件后，使用solid186單元對鏟斗模型進行網格劃分，其單元數為226 872，節點數為420 233。

2.2 加載與約束

鏟斗施加載荷與約束情況如圖3所示。

以第一節中計算得到的幾組數值作為工作載荷施加于各斗齒尖(挖掘機正載)，工作載荷在XZ平面內，與坐標軸X的夾角θ即為計算得到的方向角；取各組數值的0.2倍作為側向力施加于最右側斗齒側(挖掘機偏載)，其方向垂直于XZ平面；在鏟斗與斗桿鉸接孔內表面、鏟斗與連桿鉸接孔內表面建立全約束。

圖3 鏟斗載荷與約束示意圖

2.3 仿真計算

2.3.1 施加挖掘阻力載荷的仿真計算

挖掘阻力載荷由1.1節得到，按照2.2節的方法施加約束與載荷，分別得到鏟斗挖掘與斗桿挖掘的應力、變形結果，如圖4所示。

圖4 挖掘阻力載荷仿真結果

由圖4可知：應力較大的部位為與側向力施加部位相異一側的斗后壁處、耳板和背板連接處等。其中，斗后壁處的應力最大，鏟斗挖掘時最大應力為228.913 MPa，斗桿挖掘時最大應力為80.712 MPa；最大變形部位為左側斗齒尖處，鏟斗挖掘最大變形為7.545 mm，斗桿挖掘最大變形為2.661 mm。

2.3.2 施加單獨挖掘力載荷的仿真計算

以表3所示的計算結果為載荷，仿真計算得到4種典型工況對應的鏟斗應力變形結果：工況三對應的應力和變形最大。

工況三對應的鏟斗與斗桿單獨挖掘應力和變形結果如圖5所示。

圖5 單獨挖掘載荷仿真結果

由圖5可知：

4種典型工況對應的應力、變形分布規律具有一致性；鏟斗和斗桿單獨挖掘的應力較大部位出現在右側加強板和切削板的連接處、左側斗后壁處、耳板和背板連接處。其中，右側加強板和切削板連接處的應力最大，鏟斗挖掘時最大應力為427.434 MPa，斗桿挖掘時最大應力為348.192 MPa；鏟斗和斗桿單獨挖掘的最大變形都出現在左側斗齒尖處，鏟斗挖掘時最大變形為16.470 mm，斗桿挖掘時最大變形為14.068 mm。

2.3.3 施加復合挖掘力載荷的仿真計算

以表4所示的計算結果為載荷，仿真計算得到4種典型工況對應的鏟斗應力變形結果表明：工況三對應的應力和變形最大。

工況三對應的復合挖掘應力和變形結果如圖6所示。

圖6 復合挖掘載荷仿真結果

由圖6可知：

較大應力部位分別出現在左側斗后壁處、右側加強板和切削板的連接處、耳板和背板連接處；右側加強板和切削板連接處的應力最大，最大應力為653.716 MPa。最大變形部位為鏟斗左側的斗齒尖處，最大變形為22.041 mm。

2.4 計算結果分析

由應力仿真結果圖看出，在施加側向集中載荷位置相近區域，主要是側加強板和切削板連接處產生了較大的應力集中。根據圣維蘭原理，施加集中載荷處的應力集中可以忽略。

對比所有應力和變形分布圖，結果表明：盡管載荷不同、工況不同，鏟斗的應力和變形分布規律呈現出較強的一致性。

在4種典型工況下，施加單獨挖掘力與復合挖掘力載荷對應的鏟斗最大應力和變形結果對比如表6所示。

表6 不同載荷鏟斗應力

在4種典型工況下，施加單獨挖掘力與復合挖掘力載荷對應的鏟斗最大應力和變形結果對比如表7所示。

表7 不同載荷鏟斗變形

表7結果表明：

(1)兩種挖掘方式下，工況三的應力和變形均高于其他工況，工況三為4種典型工況中的最危險工況；

(2)復合挖掘方式對應的應力和變形普遍高于單獨挖掘方式，工況三中最大應力為653.716 MPa，是單獨挖掘最大應力的153%，最大變形為22.041 mm，是單獨挖掘最大變形的134%。

以上結果說明，復合挖掘方式比單獨挖掘方式更容易造成鏟斗結構的破壞，該結論驗證了復合挖掘是一種被忽略的造成鏟斗破壞的重要因素這一猜想。

3 結束語

本文研究了復合挖掘方式對鏟斗結構特性的影響，并得到以下結論：

(1)在相同工況條件下，鏟斗液壓缸單獨挖掘力一般不小于斗桿液壓缸單獨挖掘力；復合挖掘力大于由經驗公式得到的挖掘阻力和單獨挖掘理論挖掘力；

(2)盡管載荷不同、工況不同，鏟斗的應力和變形分布規律呈現出較強的一致性，最大應力、變形出現位置相同；工況三為4種典型工況中的最危險工況；

(3)復合挖掘方式比單獨挖掘方式更容易對鏟斗結構造成破壞，導致鏟斗未達到理論壽命之前便發生嚴重磨損或斷裂等破壞現象，即復合挖掘動作是一種造成鏟斗破壞的重要因素。