箕斗定量裝載系統(tǒng)緩沖倉的強(qiáng)度和穩(wěn)定性分析

王囡囡，胡志鵬，王積永

（1.山東建筑大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山東濟(jì)南250101；2.山東省高校機(jī)械工程創(chuàng)新技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東濟(jì)南250101；3.國家知識產(chǎn)權(quán)局專利局專利審查協(xié)作河南中心，河南鄭州450002）

箕斗定量裝載系統(tǒng)緩沖倉的強(qiáng)度和穩(wěn)定性分析

王囡囡1，2，胡志鵬3，王積永1，2

（1.山東建筑大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山東濟(jì)南250101；2.山東省高校機(jī)械工程創(chuàng)新技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東濟(jì)南250101；3.國家知識產(chǎn)權(quán)局專利局專利審查協(xié)作河南中心，河南鄭州450002）

緩沖倉是箕斗定量裝載系統(tǒng)中的關(guān)鍵部件，物料的不同載荷作用將導(dǎo)致緩沖倉發(fā)生破壞。文章根據(jù)承載能力極限狀態(tài)和殼體薄膜理論研究緩沖倉的強(qiáng)度和穩(wěn)定性條件，通過ANSYSWorkbench研究緩沖倉的應(yīng)力分布狀態(tài)，利用Linear Bucking模塊對緩沖倉進(jìn)行線性屈曲分析。結(jié)果表明:緩沖倉的最大等效應(yīng)力并不是位于筒倉最底部與環(huán)梁相接處，而是距離環(huán)梁約1.8 m處，此處引起倉壁應(yīng)力的急劇變化，產(chǎn)生“象腿”破壞現(xiàn)象；緩沖倉發(fā)生結(jié)構(gòu)屈曲破壞主要由徑向大變形引起，隨著儲料載荷的增大，結(jié)構(gòu)在發(fā)生屈曲破壞前已出現(xiàn)強(qiáng)度破壞，緩沖倉的主要破壞形式為強(qiáng)度破壞。

緩沖倉；強(qiáng)度分析；穩(wěn)定性分析；屈曲分析；ANSYSWorkbench

0 引言

箕斗定量裝載系統(tǒng)是廣泛應(yīng)用于建筑、煤炭、糧食、電力、化工等行業(yè)的貯裝與計量裝置，其工作要求是實(shí)現(xiàn)定量、定時、準(zhǔn)確和快速的裝載［1］。目前，在煤礦領(lǐng)域，綜合PLC和液壓控制技術(shù)提高了裝載系統(tǒng)的自動化稱量技術(shù)，但在定量斗裝卸過程中，一方面含水量較高的粉末煤質(zhì)經(jīng)常導(dǎo)致定量斗堵塞滯煤現(xiàn)象，另一方面煤塊對定量斗有一定的沖擊作用，在長期頻繁的工作下，該沖擊瞬時力將嚴(yán)重影響稱重系統(tǒng)的精度［2］。針對上述問題，在現(xiàn)有裝載系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，提出一種新的結(jié)構(gòu)設(shè)計方法，即在定量斗上方安裝一個小型緩沖倉。緩沖倉屬于筒倉結(jié)構(gòu)，在實(shí)際使用中經(jīng)常出現(xiàn)筒倉破壞現(xiàn)象，即使在技術(shù)較為先進(jìn)的歐美國家，也常報道筒倉破壞事故，如1997年法國的一起糧食筒倉倒塌事故甚至造成了嚴(yán)重的人員傷亡［3］。

因此，筒倉的強(qiáng)度和穩(wěn)定性是需要考慮的重要指標(biāo)，Janssen提出的靜壓理論至今仍是筒倉設(shè)計規(guī)范的基礎(chǔ)［4］；八旬隆道研究筒倉倉壁壓力時指出筒倉卸料時由于流動中的散體形成的拱體，會在倉壁上產(chǎn)生異常超壓，考慮了散體重力流動規(guī)律與倉壁壓力變化的關(guān)系［5］；Sanjay等研究了非粘性應(yīng)力顆粒對傾斜儲料倉壁的靜載荷時指出儲料倉的應(yīng)力分布預(yù)測在工業(yè)應(yīng)用中非常重要，推導(dǎo)出有效應(yīng)力系數(shù)表達(dá)式［6］。常雙君分析了大直徑圓筒倉結(jié)構(gòu)邊緣受力效應(yīng)，根據(jù)計算模型得到相應(yīng)的沿倉壁高度的邊緣效應(yīng)分布曲線［7］；俞激采用數(shù)值分析方法研究了倉壁柱支承鋼筒倉的強(qiáng)度和穩(wěn)定性，詳細(xì)分析了筒倉各主要幾何參數(shù)以及初始幾何缺陷對結(jié)構(gòu)受力行為的影響［8］。

上述研究成果主要針對筒倉結(jié)構(gòu)的研究，而對礦井中箕斗定量裝載系統(tǒng)的緩沖倉的研究甚少，文章根據(jù)實(shí)際工況設(shè)計緩沖倉的結(jié)構(gòu)形式，基于Janssen理論并結(jié)合相關(guān)規(guī)范對設(shè)計的緩沖倉進(jìn)行強(qiáng)度和穩(wěn)定性計算，研究定量斗在儲料靜載作用下和卸料裝料過程中動載作用下的倉壁的受力情況，進(jìn)一步利用有限元分析軟件對緩沖倉強(qiáng)度和穩(wěn)定性屈曲分析進(jìn)行分析，以保證筒倉結(jié)構(gòu)能夠安全可靠的運(yùn)行。

1 緩沖倉參數(shù)

根據(jù)相關(guān)工況、GB 50077—2003《鋼筋混凝土筒倉設(shè)計規(guī)范》［9］和GB 50322—2001《糧食鋼板筒倉設(shè)計規(guī)范》［10］，設(shè)計緩沖倉的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)是:筒倉內(nèi)徑為2800 mm，筒倉高為2000 mm，漏斗卸料口直徑為1000 mm，漏斗高為1000 mm；當(dāng)倉中儲料選取煙煤時，其物料參數(shù)有:重力密度γ＝8.0～11.5 kN／m3，內(nèi)摩擦角φ＝33°，對鋼板倉壁的摩擦系數(shù)。

2 緩沖倉強(qiáng)度與穩(wěn)定性計算

2.1 載荷計算

根據(jù)承載能力極限狀態(tài)理論對筒倉進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計，則儲料作用于緩沖倉倉壁的荷載組合分以下幾種情況［11］:

作用于單位面積倉壁上的水平壓力組合由式（1）計算為

無風(fēng)載時作用于單位面積倉壁上的豎向壓力組合由式（2）計算為

有風(fēng)載時單位面積倉壁上的豎向壓力組合由式（3）計算為

式中:Ch為水平壓力修正系數(shù)；Phk為倉壁水平壓力，kN／m；Cf為豎向壓力修正系數(shù)；qgk為永久載荷作用于倉壁單位周長上的豎向壓力，kN／m；qfk為儲料作用于倉壁單位周長上的總摩擦力，kN／m；ψi為可變荷載組合系數(shù)；qQik為可變載荷作用于倉壁單位周長上的豎向壓力，kN／m；qwk為風(fēng)荷載作用于倉壁單位周長上的豎向壓力，kN／m。

2.2 強(qiáng)度計算

2.2.1 筒倉強(qiáng)度計算

緩沖倉由筒倉和漏斗組成。對于不設(shè)加勁筋的筒倉倉壁，根據(jù)薄膜理論計算筒倉倉壁的強(qiáng)度。

考慮儲料對倉壁的水平壓力作用時，倉壁的環(huán)向拉應(yīng)力由式（4）計算為

考慮倉壁承受的豎向壓力作用時，其豎向壓應(yīng)力由式（5）計算為

在豎向壓力和水平壓力的共同作用下，應(yīng)力折算由式（6）計算為

式中:t為倉壁厚度，m；f為材料抗壓或抗拉強(qiáng)度，MPa。

由于緩沖倉位于井下硐室中，其上部沒有設(shè)置其他機(jī)構(gòu)，因此計算緩沖倉載荷時，只考慮倉內(nèi)儲料對緩沖倉的作用，根據(jù)緩沖倉的相關(guān)參數(shù)，計算得到緩沖倉所承受的載荷，并進(jìn)行強(qiáng)度計算，其結(jié)果見表1。

表1 緩沖倉強(qiáng)度計算結(jié)果

2.2.2 漏斗強(qiáng)度計算

根據(jù)漏斗的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)按照圓錐殼對薄膜內(nèi)力進(jìn)行強(qiáng)度計算。漏斗的計算簡圖如圖1所示。

圖1 漏斗計算簡圖

截面處單位寬度斜壁上的環(huán)向拉力設(shè)計值由式（7）計算為

截面處單位寬度斜壁上的徑向拉力設(shè)計值由式（8）計算為

式中:γQ為儲料荷載分項(xiàng)系數(shù)；l為計算截面到錐頂?shù)木嚯x，m；pv1為儲料作用于漏斗底部單位面積上的豎向壓力值，Pa；pv2為儲料作用于漏斗頂部單位面積上的豎向壓力值，Pa。

漏斗壁在薄膜內(nèi)力作用下雙向受拉，其強(qiáng)度由式（9）和式（10）計算為

式中:t為漏斗壁厚度，m。

將漏斗基本參數(shù)代入上述各式中得到漏斗受力計算結(jié)果見表2。

表2 漏斗受力計算結(jié)果

2.3 穩(wěn)定性計算

筒倉倉壁在軸向荷載的作用下，根據(jù)薄殼結(jié)構(gòu)彈性穩(wěn)定性理論進(jìn)行穩(wěn)定性計算［12］。

在軸向壓力作用下由式（11）計算為

在軸向壓力和儲料的水平壓力共同過用下由式（13）和式（14）計算為

式中:σc為倉壁的豎向壓應(yīng)力，Pa；σcr為倉壁失穩(wěn)臨界應(yīng)力，Pa；E為材料彈性模量；R為筒倉半徑，m；kp、k為穩(wěn)定系數(shù)。根據(jù)式（13）和式（14）計算得到倉壁的失穩(wěn)臨界應(yīng)力為614 MPa，對比表1中倉壁豎向壓應(yīng)力的計算結(jié)果，其最大值遠(yuǎn)小于失穩(wěn)臨界應(yīng)力，因此，倉壁穩(wěn)定性滿足設(shè)計要求。

3 緩沖倉強(qiáng)度分析

3.1 緩沖倉有限元建模

不考慮焊接因素對結(jié)構(gòu)的影響，將倉壁看作一個整體；忽略螺栓等連接件對結(jié)構(gòu)的影響；同時忽略結(jié)構(gòu)件上的圓角、倒角等次要因素，首先利用Pro／E軟件建立緩沖倉的三維模型，然后導(dǎo)入ANSYS Workbench中，采用智能網(wǎng)格方式進(jìn)行劃分，為了獲得準(zhǔn)確結(jié)果，根據(jù)強(qiáng)度計算結(jié)果設(shè)置緩沖倉模型關(guān)鍵位置的網(wǎng)格大小，即進(jìn)行局部細(xì)化，緩沖倉的有限元建模［13-14］，如圖2所示。

3.2 緩沖倉強(qiáng)度分析

3.2.1 載荷與邊界條件

除結(jié)構(gòu)本身的自重外，緩沖倉所承受的荷載主要來自儲料對緩沖倉倉壁的作用，而緩沖倉倉壁主要承受來自儲料的水平壓力和豎向摩擦力，漏斗主要承受儲料的重力作用。同時，為了考慮緩沖倉裝卸料過程的動態(tài)作用對結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響，在進(jìn)行荷載計算時，在靜態(tài)壓力的計算結(jié)果上乘以動態(tài)壓力修正系數(shù)，并考慮荷載的效應(yīng)組合，如圖3所示為緩沖倉加載效果圖。

圖2 緩沖倉有限元模型圖

由于緩沖倉通過環(huán)梁置于硐室內(nèi)的支座上，因此將環(huán)梁底面設(shè)置為固定全約束，緩沖倉上端僅對其環(huán)向及徑向的位移進(jìn)行約束，豎向位移保持自由。

3.2.2 強(qiáng)度分析結(jié)果

對緩沖倉施加荷載和邊界約束后，進(jìn)行強(qiáng)度分析，緩沖倉等效應(yīng)力分布圖如圖4所示。

圖4 緩沖倉等效應(yīng)力分布圖

從圖4中可以看出，緩沖倉的最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在筒倉部分下端靠近環(huán)梁處的內(nèi)壁上，最小應(yīng)力位于筒倉頂端。從最大應(yīng)力的數(shù)值可以看出，材料遠(yuǎn)未達(dá)到屈服極限，強(qiáng)度滿足要求?？傮w來看，筒倉部分上部的應(yīng)力較小，中部應(yīng)力變化較為均勻，而底部應(yīng)力相對較大，而漏斗部分整體應(yīng)力較大，這是因?yàn)槁┒凡糠謳缀醭惺芰司彌_倉內(nèi)物料的所有重力荷載。

圖5所示為緩沖倉內(nèi)壁上沿母線方向的應(yīng)力變化，圖5（a）描述了筒倉內(nèi)壁環(huán)梁以上部分的應(yīng)力變化，其中x坐標(biāo)表示距離筒倉頂端的深度，圖5（b）描述了整個漏斗內(nèi)壁沿母線的應(yīng)力變化，其中x坐標(biāo)表示與漏斗頂端的距離。

圖5 緩沖倉應(yīng)力變化曲線圖

從圖5（a）中可以看出緩沖倉筒倉部分內(nèi)壁的最大應(yīng)力并不是位于筒倉最底部與環(huán)梁相接處，而是出現(xiàn)在距離環(huán)梁大約0.18 m處，應(yīng)力曲線在該位置發(fā)生突變，這是由于筒倉底部的位移受到限制，儲料水平壓力與豎向摩擦力的共同作用使該處倉壁出現(xiàn)了彎曲內(nèi)力，從而引起倉壁應(yīng)力在該處出現(xiàn)急劇變化。在圖5（b）中，漏斗頂部的應(yīng)力很小，在距離頂部約0.2 m處發(fā)生突變迅速增大并出現(xiàn)最大值，這是因?yàn)閺?qiáng)度計算時，沒有考慮環(huán)梁對漏斗壁應(yīng)力的影響所導(dǎo)致的。

3.3 緩沖倉穩(wěn)定性分析

3.3.1 線性屈曲分析

緩沖倉屬于典型的圓柱薄殼結(jié)構(gòu)，當(dāng)外載荷較大時，應(yīng)力集中出現(xiàn)在環(huán)梁附近，此時緩沖倉除了出現(xiàn)強(qiáng)度破壞外，倉壁承受的豎向力也可能導(dǎo)致倉壁發(fā)生屈曲破壞，其中，該豎向力來自倉頂結(jié)構(gòu)的自重和儲料作用于倉壁上的豎向摩擦力。

利用Linear Bucking模塊對緩沖倉進(jìn)行線性屈曲分析［15］，根據(jù)靜力分析結(jié)果進(jìn)行特征值屈曲分析，得到屈曲荷載系數(shù)和屈曲模態(tài)。

3.3.2 穩(wěn)定性分析結(jié)果

在Workbench軟件中首先將Linear Bucking模塊拖入靜力分析模塊（Static Structural）的Solution項(xiàng)，以實(shí)現(xiàn)兩模塊之間的連接，然后進(jìn)行特征值求解，得到緩沖倉在儲料荷載作用下的屈曲分析結(jié)果。圖6所示為緩沖倉一階屈曲模態(tài)，圖7所示為相對應(yīng)的沿母線方向的屈曲變形曲線，其中，x、y、z分別為緩沖倉內(nèi)壁徑向位移、軸向位移和切向位移。

圖6 緩沖倉一階屈曲模態(tài)圖

從圖6、7可以看出，在儲料荷載作用下緩沖倉屈曲荷載系數(shù)為297.57，且相對變形量最大值為1.0003 mm，因此儲料作用于倉壁的荷載遠(yuǎn)小于結(jié)構(gòu)發(fā)生屈曲失穩(wěn)時的臨界荷載；結(jié)構(gòu)發(fā)生屈曲失穩(wěn)時的變形主要出現(xiàn)于筒倉部分，而漏斗倉壁幾乎不發(fā)生失穩(wěn)變形；變形區(qū)域集中在距離環(huán)梁0～0.7 m范圍內(nèi)，切向變形與軸向變形的數(shù)值較小，最大變形出現(xiàn)于距離環(huán)梁約0.25 m處，該位置與強(qiáng)度分析中的倉壁最大應(yīng)力和最大變形位置接近，表明緩沖倉發(fā)生結(jié)構(gòu)屈曲破壞主要是由徑向的大變形引起的，即強(qiáng)度分析中提到的“象腿”破壞現(xiàn)象，基于最大變形位置，為后續(xù)緩沖倉的加固設(shè)計提供理論依據(jù)。

圖7 緩沖倉屈曲變形曲線圖

4 結(jié)論

文章根據(jù)實(shí)際工況對緩沖倉進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計，根據(jù)承載能力極限狀態(tài)，利用薄膜理論，對筒倉在不同載荷作用下的強(qiáng)度進(jìn)行計算，進(jìn)一步根據(jù)薄殼結(jié)構(gòu)彈性穩(wěn)定性理論對緩沖倉進(jìn)行了穩(wěn)定性計算；通過ANSYSWorkbench對緩沖倉進(jìn)行強(qiáng)度和穩(wěn)定性分析可知:

（1）緩沖倉結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力和最大變形均出現(xiàn)在靠近環(huán)梁的倉壁處，最大應(yīng)力出現(xiàn)在0.18 m處；

（2）緩沖倉豎直倉壁承受的軸向力是結(jié)構(gòu)發(fā)生穩(wěn)定性破壞的主要誘因，較容易出現(xiàn)穩(wěn)定性破壞的區(qū)域位于豎直倉壁上靠近環(huán)梁處；由于緩沖倉承受的軸向力較小，其穩(wěn)定性較高，破壞的主要形式為強(qiáng)度破壞。

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（責(zé)任編輯：李雪蕾）

Strength and stability analysis of surge bunker in skip loading system

Wang Nannan1，2，Hu Zhipeng3，Wang Jiyong1，2

（1.School of Mechanical and Electronic Engineering，Shandong Jianzhu University，Jinan 250101，China；2.Key Laboratory of Mechanical Engineering＆Innovation Technology in Universities of Shandong，Jinan 250101，China；3.Patent Examination Cooperation Center of the Patent Office，SIPO，Henan 450002，China）

In traditional skip weight-fixed loading system，in order to improve the coal-stagnating and the coal's impact effect on skip，a surge bunker is designed on top of hopper.Surge bunker is a key component in skip loading system，and different loads from materials will lead to structural damage.Therefore，according to limit status of bearing capability and membrane theory of shells，strength calculation and stability analysis of surge bunker is studied.Thereafter，bunker＇s stress distributing state is conducted with ANSYSWorkbench，and based on the results，the linear buckling analysis is carried out by employing the linear bucking module.The results show that the maximum stress of bunker has certain distance from ring beam which is not located in the joint of bottom and ring beam，and the rapidly change of stress leads to the“elephant foot”damage.The yield bending damage is caused by radial deformation，and with the increase of load，the strength destroy has produced before yield bending damage，which identify themajor failure of surge bunker is strength failure.

surge bunker；strength analysis；stability analysis；buckling analysis；ANSYS Workbench

TU312

A

1673-7644（2014）06-0535-06

2014-06-09

山東建筑大學(xué)博士科研基金項(xiàng)目（XNBS1325）

王囡囡（1983-），女，講師，博士，主要從事結(jié)構(gòu)設(shè)計及優(yōu)化分析等方面的研究.E-mail:wangnannan_333＠163.com