基于碰撞國標的旋挖鉆機駕駛室仿真分析與優(yōu)化設計

湛良傳，黎起富，羅 瑤，滕召金

恒天九五重工有限公司 湖南長沙 410100

旋挖鉆機是一種全液壓驅(qū)動施工設備，廣泛使用于垂直鉆進取土成孔的灌注樁施工。因施工環(huán)境惡劣，旋挖鉆機駕駛室對落物保護結構(FOPS)、翻車保護結構 (ROPS) 均有著較高要求。由于旋挖鉆機從國外引進的歷史不長，相對于挖掘機、起重機等其他工程設備來說，市場保有量不多，整個旋挖鉆機行業(yè)從事研發(fā)的人士也較少，旋挖鉆機國家標準在一定程度上主要以借鑒和參照其他工程機械國家標準為產(chǎn)品的驗收標準，如旋挖鉆機駕駛室設計研發(fā)的國家標準就是以土方機械國標 GB/T 17771—2010《土方機械 落物保護結構 試驗室試驗和性能要求》的設計要求為標準。但是，旋挖鉆機終究和其他土方機械不一樣，如動力頭轉(zhuǎn)矩為 450 kN·m的旋挖設備，其工作質(zhì)量可達到 150 t，工作高度超過25 m，在硬層鉆孔作業(yè)時設備振動較大，而在鉆桅頂端吊錨架的振動比車身還大，能把吊錨架鏈接緊固螺栓振松掉落甚至釀成事故，因此從旋挖鉆機工作特點的角度出發(fā)，對旋挖鉆機駕駛室 F OPS、ROPS進行研究有著重要的現(xiàn)實意義。

筆者以卡特 GC 挖掘機底盤的全電控液壓旋挖鉆機駕駛室為研究對象，采用 CAE 模擬計算，根據(jù)GB/T 17771—2010《土方機械 落物保護結構 試驗室試驗和性能要求》中的驗收要求，結合旋挖鉆機自身工況用大能量球撞擊駕駛室前頂、后頂，得出應力分布云圖、塑性應變分布云圖和位移變化曲線，并根據(jù)有限元結果增設防護措施，以保證駕駛員的人身安全。

1 旋挖鉆機駕駛室建模與約束

卡特 GC 挖掘機底盤的全電控液壓旋挖鉆機駕駛室外形尺寸為 1 800 mm×995 mm×1 653 mm，駕駛室采用優(yōu)質(zhì)合金鋼，總質(zhì)量為 300 kg。駕駛室車身采用沖壓件+電阻焊點焊+關鍵部位保護焊加強的工藝方式，其中側圍沖壓件采用內(nèi)、外板整體式，中間增加高強度加強板形成整體高強度的型腔框架。駕駛室底部 4 個角用螺栓固定于平臺結構件上。采用SoildWorks 軟件建立駕駛室模型，并約束駕駛室底部4 個角，如圖 1 所示。

圖1 旋挖鉆機駕駛室模型與約束Fig.1 Model and restraint of cab of rotary drilling rig

2 自由落物撞擊旋挖鉆機駕駛室

GB/T 21682—2019《旋挖鉆機國家標準》[1]指出旋挖鉆機駕駛室需符合 GB/T 17771—2010《土方機械 落物保護結構 試驗室試驗和性能要求》的驗收標準[2]，即：仿真計算時小能量球質(zhì)量m=45 kg，撞擊能量E=1 365 J；大能量球質(zhì)量m=227 kg，撞擊能量E=11 600 J。由于大能量球撞擊的破壞力更大，筆者采用大能量球撞擊驗收標準做為旋挖鉆機駕駛室自由落物撞擊的加載條件。

2.1 大能量球撞擊駕駛室前頂

根據(jù)公式E=mv2/2，得出大能量球的撞擊速度v=10.109 m/s。采用 SoildWorks 軟件對質(zhì)量為 227 kg的能量球以 10.109 m/s 的速度撞擊駕駛室前頂進行建模，如圖 2 所示。

圖2 大能量球撞擊駕駛室前頂模型Fig.2 Model of big energy ball impacting front top of cab

經(jīng)有限元分析，得到應力分布云圖如圖 3 所示，塑性應變分布云圖如圖 4 所示。

圖3 大能量球撞擊駕駛室前頂應力分布云圖Fig.3 Stress distribution contours while big energy ball impacting front top of cab

圖4 大能量球撞擊駕駛室前頂塑性應變分布云圖Fig.4 Plastic strain distribution contours while big energy ball impacting front top of cab

有限元分析結果表明：質(zhì)量為 227 kg 的試驗球以 10.109 m/s 的速度撞擊駕駛室前頂，產(chǎn)生的最大應力為 729.493 MPa，最大塑性應變?yōu)?0.101。在 227 kg試驗球的沖擊下，駕駛室產(chǎn)生變形，但沒有斷裂。

根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機械 滾翻保護結構 實驗室試驗和性能要求》規(guī)定[3]2，乘員生存空間為車頂以下 330 mm×330 mm×270 mm (長×寬×高) 區(qū)域，頂部最大高度位移量在 270 mm 之內(nèi)為合格。駕駛室前頂位移的變化曲線如圖 5 所示。從圖 5 可以看出，最大位移為 186.58 mm，駕駛室變形后駕駛員不會有任何部位侵入 VDL 區(qū)，滿足國標要求。

圖5 駕駛室前頂位移變化曲線Fig.5 Variation curve of front top of cab

2.2 大能量球撞擊駕駛室后頂

采用 SoildWorks 軟件對質(zhì)量為 227 kg 的能量球以 10.109 m/s 的速度撞擊駕駛室后頂進行建模，如圖6 所示。

圖6 大能量球撞擊駕駛室后頂模型Fig.6 Model of big energy ball impacting rear top of cab

經(jīng)有限元分析，得到應力分布云圖如圖 7 所示，塑性應變分布云圖如圖 8 所示。

圖7 大能量球撞擊駕駛室后頂應力分布云圖Fig.7 Stress distribution contours while big energy ball impacting rear top of cab

圖8 大能量球撞擊駕駛室后頂塑性應變分布云圖Fig.8 Plastic strain distribution contours while big energy ball impacting rear top of cab

有限元分析結果表明：質(zhì)量為 227 kg 的試驗球以 10.109 m/s 的速度撞擊駕駛室后頂，產(chǎn)生的最大應力為 629.202 MPa，最大塑性應變?yōu)?0.081。在 227 kg試驗球的沖擊下，駕駛室產(chǎn)生變形，但沒有斷裂。

根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機械 滾翻保護結構 實驗室試驗和性能要求》規(guī)定，乘員生存空間為車頂以下 330 mm×330 mm×270 mm (長×寬×高) 區(qū)域，頂部最大高度位移量在 270 mm 之內(nèi)為合格。駕駛室后頂位移的變化曲線如圖 9 所示。從圖 9 可以看出，駕駛室后頂最大位移為 162.27 mm，駕駛室變形后駕駛員不會有任何部位侵入 V DL 區(qū)，滿足國標要求。

圖9 駕駛室后頂位移變化曲線Fig.9 Variation curve of rear top of cab

但是，由于旋挖鉆機的工況比較特殊，特別是在工作狀態(tài)下桅桿豎起來高度超過 20 m，如果從 20 m高處掉落下來一個零件，根據(jù)H=gt2/2，得出該零件自由落體到駕駛室頂部的速度為 20 m/s，遠遠大于GB/T 17771—2010 規(guī)定的駕駛室驗收條件的落物撞擊速度 10.109 m/s，因此需對旋挖鉆機駕駛室進行優(yōu)化，優(yōu)化后駕駛室如圖 10 所示。

圖10 優(yōu)化后的旋挖鉆機駕駛室Fig.10 Optimized cab of rotary drilling rig

從圖 10 可以看出，旋挖鉆機駕駛室的頂部和 A柱處都增加了護欄，2 個護欄材料均為 Q345B，由板厚為 6 mm、寬度為 20 mm 的肋板與連接板焊接成柵格形狀。2 個護欄各有 4 個支撐點，當大能量物件落下時，護欄將能量分散，避免駕駛室發(fā)生較大變形，從而更好地保護駕駛員的人身安全。

3 駕駛室的側梁碰撞與壓頂測試

目前，對旋挖鉆機駕駛室的側梁碰撞與壓頂?shù)臏y試暫無相應法規(guī)要求，但考慮在實際工作情況下可能出現(xiàn)的情況，故增加此工況測試，參考 GB 26512—2020《商用車駕駛室乘員保護》以及 F OPS法規(guī)進行仿真。

3.1 試驗球撞擊 A 柱

參照 GB 26512—2020《商用車駕駛室乘員保護》中的要求[4]對試驗球撞擊 A 柱進行仿真分析，撞擊能量E=29.4 kJ，試驗剛性球為質(zhì)量m≥ 1 000 kg、直徑=600 mm、長度 ≥ 2 500 mm 的圓柱。

根據(jù)公式E=mv2/2，得出剛性球的撞擊速度v=7.668 m/s。采用 SoildWorks 軟件對質(zhì)量為 1 000 kg的剛性球以 7.668 m/s 的速度撞擊駕駛室前面的 A 柱進行建模，如圖 11 所示。

圖11 剛性球撞擊 A 柱模型Fig.11 Model of rigid ball impacting column A

經(jīng)有限元分析，得到應力分布云圖如圖 12 所示，塑性應變分布云圖如圖 13 所示。

圖12 剛性球撞擊 A 柱應力分布云圖Fig.12 Stress distribution contours while rigid ball impacting column A

圖13 剛性球撞擊 A 柱塑性應變分布云圖Fig.13 Plastic strain distribution contours while rigid ball impacting column A

有限元分析結果表明：質(zhì)量為 1 000 kg 的剛性球以 7.668 m/s 的速度撞擊駕駛室前面的 A 柱，產(chǎn)生的最大應力為 1 453.793 MPa，最大塑性應變?yōu)?.141。在質(zhì)量為 1 000 kg、能量為 29.4 kJ 的試驗球沖擊駕駛室前面的 A 柱后，駕駛室產(chǎn)生較大變形，但沒有斷裂。

根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機械 滾翻保護結構 實驗室試驗和性能要求》中規(guī)定，乘員生存空間為車頂以下 330 mm×330 mm×270 mm (長×寬×高)區(qū)域，前后方向 (長度) 最大位移量在 330 mm 之內(nèi)為合格。A 柱位移變化曲線如圖 14 所示。

圖14 A 柱位移變化曲線Fig.14 Variation curve of column A

從圖 14 可以看出，在 80 ms 內(nèi) A 柱最大位移沒有超過 330 mm，駕駛室變形后駕駛員不會有任何部位侵入 VDL 區(qū)，滿足國標要求。同樣，由于旋挖鉆機的工況特殊，對駕駛室的 A 柱增加護欄 (見圖 13)將能量分散[5]，避免駕駛室發(fā)生較大變形。

3.2 壓頂

根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機械 滾翻保護結構實驗室試驗和性能要求》中要求[3]13，垂直加載力F=19.61mg，按旋挖鉆機總質(zhì)量m=100 t 計算，即垂向加載力要達 19.61×106N 為合格。C AE 仿真計算時，根據(jù) GB/T 17922—2014 要求加載 1 m/s 的強制速度。采用 SoildWorks 軟件對駕駛室壓頂測試進行建模，如圖 15 所示。

圖15 駕駛室壓頂測試模型Fig.15 Model of cab top pressing test

駕駛室壓頂測試的反作用力變化曲線如圖 16 所示。

圖16 頂板反作用力變化曲線Fig.16 Variation curve of counterforce of top plate

此項測試是仿真車輛在發(fā)生 180°翻車事故時保證駕駛室不發(fā)生嚴重變形而設置的[6]。從圖 16 可以看出，頂板的反作用力遠大于 19.61×106N，滿足國標要求。

3.3 加載板加載側壓

本項測試根據(jù) GB/T 17922—2014《土方機械 滾翻保護結構 實驗室試驗和性能要求》測試程序[3]20，CAE 仿真分析時加載 1 m/s 的強制速度。采用 Solid-Works 對加載板加載側壓進行建模，如圖 17 所示。

圖17 加載板加載側壓測試模型Fig.17 Model of side pressing test with loading plate

旋挖鉆機駕駛室加載板加載側壓測試的加載反作用力變化曲線如圖 18 所示。

圖18 加載反作用力變化曲線Fig.18 Variation curve of loading counterforce

從圖 18 可以看出，旋挖鉆機駕駛室的最大加載反作用力為 136 817 N，此時駕駛室變形量為 125.3 mm，如圖 19 所示。

圖19 最大加載反作用力時駕駛室變形分布云圖Fig.19 Deformation distribution contours of cab at maximum loading counterforce

最大反作用力時駕駛室的應力分布云圖如圖 20所示，最大應力為 687.1 MPa。

圖20 最大加載反作用力時駕駛室應力分布云圖Fig.20 Stress distribution contours of cab at maximum loading counterforce

4 結語

卡特 GC 挖掘機底盤的全電控液壓旋挖鉆機駕駛室經(jīng)仿真分析完全合格，側壓能力和車身整體工藝及性能等各項指標均符合國標要求。該研究結果可為旋挖鉆機駕駛室的設計制造廠家提供一定的參考。