刨花振動篩運轉(zhuǎn)工況下主結(jié)構(gòu)振動應變測試與分析

張濤，盧峻達，許林云，周杰，張超，姜東，杭曉晨，劉軍

(南京林業(yè)大學機械電子工程學院，江蘇 南京 210037)

近20年來，振動篩作為最有效的一種物料粒度分類機械，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定可靠、效率高、處理量大，被廣泛應用于各種物料的分離、分級以及雜質(zhì)的篩選[1-2]。同時，為了進一步提高篩分的速度和效率，國內(nèi)外研制的振動篩開始向大型化、重型化和標準化的方向發(fā)展。隨著振動篩結(jié)構(gòu)加大、振動強度增加，對機械結(jié)構(gòu)強度和剛度的要求也相應提高，篩體所需要的激振力、參振質(zhì)量和動載荷也相應增大，經(jīng)常導致振動篩結(jié)構(gòu)強度和剛度不足，引起振動篩篩體變形、橫梁或側(cè)板斷裂、焊縫開裂等，從而縮短振動篩的使用壽命。國內(nèi)對振動篩分設備的研發(fā)和設計起步較晚，設備參數(shù)和使用壽命與國外同類型產(chǎn)品相比有較大差距，仍需要對此方面進行深入研究[3]。

篩箱作為振動篩的重要組成部分，在強大的交變激振力作用下很容易發(fā)生疲勞破壞。大量學者對各種型號振動篩進行了動強度研究，Slepyan等[4]針對矩形振動篩質(zhì)量受到自平衡作用產(chǎn)生共振和振幅非線性限制問題，建立了動力學模型，基于系統(tǒng)動力學特性估算了受自平衡作用過程下的能量耗散，能夠有效減輕矩形振動篩抖動問題。孫玉濤等[5]對ZK3648振動篩的橫梁進行數(shù)值仿真，對不同橫梁結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設計，通過比較靜力學和動力學數(shù)值仿真的計算結(jié)果，依據(jù)橫梁截面抗彎模量相等原則確定了最佳的橫梁結(jié)構(gòu)形式，為橫梁的優(yōu)化設計提供了思路。

圖1 刨花振動篩結(jié)構(gòu)Fig. 1 Structure of particle swing screen

上述研究多是針對煤礦行業(yè)大量使用的直線振動篩進行分析的，這種類型的振動篩利用安裝在篩體側(cè)板處的偏心激振器帶動激振軸激振，產(chǎn)生的激振力強迫篩體做近似直線往復運動[6]，大型刨花振動篩則是采用擺動篩的結(jié)構(gòu)形式，通過驅(qū)動裝置帶動篩箱底部中心位置處的偏心軸旋轉(zhuǎn)，迫使篩箱進行擺動運動[7]。實際上大型刨花振動篩長期處于工作狀態(tài)下，工作部件多，篩箱作為振動篩的主體部件，振動受力更為復雜，相較其他部件也更易出現(xiàn)損壞[8]。本研究依據(jù)刨花振動篩的結(jié)構(gòu)特點，以某公司研制的BF14260刨花振動篩(以下簡稱振動篩)為研究對象，運用電阻應變測量法測試振動篩篩箱的力學性能，得出振動篩篩箱整體應變分布規(guī)律，以期為降低刨花振動篩整體應變提供參考。

1 刨花振動篩工作原理與存在的問題

1.1 刨花振動篩工作機理

BF14260刨花振動篩整體尺寸為8.8 m(長)×4.5 m(寬)×5.5 m(高)，質(zhì)量約10 t，最高工作振幅為30 mm，最大回轉(zhuǎn)速率為175 r/min，工作回轉(zhuǎn)速率為165 r/min，其主體結(jié)構(gòu)由進料箱、出料箱、篩箱和支撐腿等組成，如圖1所示。篩箱為長方體箱式結(jié)構(gòu)，以進料箱為前、出料箱為后確定方位，去除篩箱門板與覆蓋板后的篩箱骨架如圖1b所示。因左右兩側(cè)對稱分布，只對左側(cè)骨架主支承梁進行命名說明其構(gòu)成，即由3條豎直方向布置的豎梁A、B、C，以及3條水平方向布置的橫梁A、B、C構(gòu)成。3條豎梁采用同一型號的方鋼，而3條橫梁則由上到下橫截面尺寸按照80，120和150 mm的方式布置，便于承受整體靜動態(tài)應力。4個支撐腿分別與左右兩側(cè)前后4個豎梁相連，支撐整個振動篩的質(zhì)量，同時約束振動篩在偏心振幅激振下只能以平面振動形式響應。支撐腿采用ROSTA公司的AK系列彈柔性支撐腿，內(nèi)置橡膠起彈性與阻尼作用，可較好地消耗振動篩傳遞給基座的振動能量，從而在一定程度上保護振動篩的基礎結(jié)構(gòu)[7]。篩箱內(nèi)部由上下兩層分選室組成，兩分選室結(jié)構(gòu)完全相同，每層分選室內(nèi)裝有3層篩孔直徑不同的篩網(wǎng)，使混合在一起的刨花經(jīng)篩箱分選后形成4級不同規(guī)格的刨花，上下兩層經(jīng)分選后對應的同種規(guī)格刨花再通過同一出料通道出料并輸送出去。

刨花振動篩的動力驅(qū)動裝置如圖2所示，動力由驅(qū)動電機→帶輪→主傳動軸→偏心傳動軸→X型板傳動，X型板的4個伸出端(圖1b)與靠近4個支撐腿的篩箱主骨架下端內(nèi)側(cè)框架相連，從而將偏心振動傳遞給振動篩。偏心距可通過調(diào)偏裝置調(diào)節(jié)，偏心振動頻率可通過電機轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)。

1.驅(qū)動電機；2.配重塊a；3.X型板；4.偏心軸；5.調(diào)偏裝置； 6.主傳動軸；7.配重塊b；8.帶輪。圖2 振動篩驅(qū)動系統(tǒng)Fig. 2 Vibrating screen drive system

1.2 刨花振動篩存在的問題

BF14260刨花振動篩整機質(zhì)量約為10 t，其中振動體部分的質(zhì)量約為7.5 t，其余主要為4條支撐腿和動力傳動裝置的質(zhì)量。該型號振動篩工作振幅最高為30 mm，回轉(zhuǎn)速率最高為175 r/min。振動篩由于質(zhì)量較大，且振動篩的動態(tài)平衡性不易控制，當偏心振幅超過30 mm或振動頻率高于175 r/min 工作時，振動篩會發(fā)生較強烈的抖動，甚至支撐腿與地面接觸處會產(chǎn)生周期性跳動現(xiàn)象，致使振動篩無法正常工作，同時也極易導致振動篩的疲勞壽命過短，產(chǎn)品整體耐久性壽命過短，影響產(chǎn)品的使用性能[9]。由圖2可知，振動篩是由驅(qū)動系統(tǒng)帶動X型板運動進而推動篩箱的，X型板與篩箱橫梁A焊接連接，因此X型板在推動篩箱運動時是通過迫使橫梁A位移，進而使整個篩箱進行篩分運動，橫梁A應為篩箱上應變最大的位置。國產(chǎn)類似結(jié)構(gòu)的刨花振動篩在長時間不間斷工作下發(fā)生疲勞破壞產(chǎn)生裂紋，并在裂紋表面焊接連接板與輔助加強筋進行補救處理的情況見圖3。從圖3中可以看出，發(fā)生裂紋破壞的位置出現(xiàn)于橫梁A與各豎梁連接位置處，并且發(fā)生在橫梁上。國外同類型的振動篩轉(zhuǎn)速可達200 r/min，最大振幅可達40 mm，因此不分析主龍骨出現(xiàn)裂紋破壞的關鍵因素，會嚴重制約該振動篩的壽命和產(chǎn)能。

圖3 橫梁A裂紋破壞情況Fig. 3 Crack failure of Beam A

2 應變試驗與方法

2.1 測試方法與裝置

分析機械結(jié)構(gòu)振動時各零件的強度或疲勞特性，最直接最可靠的方法是在構(gòu)件的關注點上粘貼電阻應變片，測試其應力或應變變化關系[10]。本研究中的振動篩因疲勞破壞裂紋主要發(fā)生在橫梁A上，則應變測點也應布置在該橫梁側(cè)表面上，如圖4a所示。為消除溫度變化的影響，采用同種電阻值的電阻應變片作為溫度補償片連接到電橋電路中[11]，如圖4b所示，并連接成惠斯通半橋雙臂電橋電路結(jié)構(gòu)形式。

圖4 應變測試實物Fig. 4 Physical images of strain tests

應變測試系統(tǒng)由DH5922D動態(tài)信號采集裝置和DHDAS動態(tài)信號采集分析系統(tǒng)(江蘇東華測試技術股份有限公司)構(gòu)成[12-13]。每次試驗前均需對DHDAS動態(tài)信號采集分析系統(tǒng)進行調(diào)零處理，試驗時通過無級變速器調(diào)整振動篩從零轉(zhuǎn)速到工作轉(zhuǎn)速(165 r/min)，穩(wěn)定運轉(zhuǎn)一段時間后逐步減速并斷電，記錄振動篩從啟動到穩(wěn)定，再到停機的整個時間過程，試驗重復3次[14-16]。

2.2 試驗方案與測點布置

2.2.1 橫梁A主體疲勞破壞區(qū)測點布置

雖然在橫梁A上極易出現(xiàn)疲勞破壞裂紋，但無法斷定橫梁最大應變出現(xiàn)在哪個方向上，因此先在橫梁A上處于豎梁A與B之間的區(qū)段上采用應變花(圖4c為其中一個測點粘貼的應變花結(jié)構(gòu)形式)進行測試。試驗共布置12個測點，如圖5a所示，其中測點1、2、3與測點7、8、9在該區(qū)段內(nèi)對稱布置，測點4、5與10、11對稱布置。在整個橫梁龍骨兩側(cè)面均覆蓋了一層鋼板通過焊接連接，且在覆蓋鋼板上對應橫梁位置處開了多個長槽孔，用于加強鋼板與橫梁的焊接連接。該區(qū)段內(nèi)12個測點中，長槽孔處的測點5與11均是將電阻應變花直接粘貼在橫梁A表面上，其余各測點處的電阻應變花均為粘貼在橫梁A側(cè)表面對應位置的鋼板上。因篩箱以傾斜5°的角度安裝便于刨花在篩網(wǎng)上實現(xiàn)自動進料與分級功能，因此無論是橫梁還是豎梁在實際工作時均處于傾斜狀態(tài)，但本研究中的測點分布相關圖均以橫梁水平方向、豎梁垂直方向表示。本研究設沿橫梁A長軸方向為x方向，沿豎梁長軸方向為z方向，與x及z方向夾角45°方向為t方向，正好對應電阻應變花的3個測試方向，如圖4c與d所示。

圖5 主體疲勞破壞區(qū)測點及應變分布Fig. 5 Measured points and strain distribution of the main body fatigue failure zone

2.2.2 橫梁A整體應變分布測點

在研究橫梁A整體應變的試驗中，將測點均布置在長槽孔內(nèi)，即均為測取橫梁A梁體側(cè)表面上的應變情況。每相鄰兩個豎梁區(qū)段內(nèi)及區(qū)段外橫梁A上均布置2個測點，共8個測點，從左到右順序依次為測點13、14、5、11、15、16、17和18，如圖6所示。

圖6 側(cè)面橫梁整體測點分布Fig. 6 Distribution of overall measuring points on the side beam

2.2.3 單側(cè)所有橫梁應變分布測點

雖然疲勞破壞裂紋極易出現(xiàn)在橫梁A上，但各橫梁上的應變分布情況還需作比較分析，從而為研究振動篩疲勞破壞原因及振動篩結(jié)構(gòu)重新優(yōu)化設計提供試驗數(shù)據(jù)。因此，在橫梁B與C上各布置2個測點19、21及20、22，分別與橫梁A上的測點5與16相對應，如圖6所示。

3 結(jié)果與分析

3.1 啟停全過程動態(tài)信號分析

刨花振動篩測點5在x方向啟停全過程中的典型應變情況如圖7所示，可將啟停全過程分為5個階段：調(diào)零階段、啟動階段、加速階段、穩(wěn)定階段和停止階段。調(diào)零階段：刨花振動篩處于待命狀態(tài)，每次測試開始前均進行調(diào)零。啟動階段：緩慢低速啟動電機，帶動刨花振動篩開始運轉(zhuǎn)，由于振動篩的啟動力矩較大，只要一啟動，應變信號就會出現(xiàn)突變，且應變幅值出現(xiàn)比較劇烈的波動，然后逐漸減小并趨于穩(wěn)定，該測點信號穩(wěn)定在3.2με。加速階段：隨著電機轉(zhuǎn)速不斷提高，測點應變振幅也隨之增大。穩(wěn)定階段：當電機轉(zhuǎn)速增至165 r/min 并穩(wěn)定在該轉(zhuǎn)速時，測點應變幅值穩(wěn)定在(-9.3～13.5)με范圍內(nèi)，作周期性簡諧變化。停止階段：電機斷電，刨花振動篩逐漸減速到停止，測點應變的振幅逐漸減小，直到最后完全停止；在電機斷電的瞬間，測點應變幅值的中心(即均值)位置會突然降至零值附近，說明刨花振動篩在振動工作過程中支承橫梁上會附加一恒定偏置應變，只要振動停止，偏置應變就會消失。

圖7 振動篩的測點5在x方向啟停全過程的應變情況Fig. 7 The strain situation of measuring Point 5 of the vibrating screen in the whole process of start and stop in the x direction

3.2 橫梁A主體疲勞破壞區(qū)

在橫梁A主體疲勞破壞區(qū)內(nèi)均采用3片直角形電阻應變花進行測量，應變花的3個測試方向分別對應橫梁上的x、t和z方向，對穩(wěn)定階段的信號進行處理可得各測點的應變振幅與均值，如表1所示。

表1 橫梁測點應變值Table 1 Strain value of measuring point of beam με

3片直角形應變花主應變ε和主應變與x方向的夾角α可由式(1)和(2)計算。應變花沿x、t、z方向測試的應變分別對應ε0、ε45、ε90，且各值均取穩(wěn)定階段應變信號的有效值。

主應變：

(1)

(2)

將所有計算結(jié)果全部列入表1中。各測點各方向的應變振幅，包括最大主應變和夾角α如圖5b所示。

比較測點1、2、3的應變數(shù)值可知，位于橫梁上下邊緣上的測點1和3的x方向應變振幅均明顯大于其他2個方向，測點1達到最大振幅15.0με，而中間測點2的x方向應變值非常小，只有1.9με。同時，與測點1、2、3相對應的測點7、8、9，其x、z方向也表現(xiàn)出與測點1、2、3一致的現(xiàn)象，如果只考慮x方向的應變，橫梁A具有橫向彎曲交變振動的特點，但測點7、8、9處斜向45°的t方向應變值又明顯較大，說明橫梁A還存在較大的剪切應變。測點1、2、3的主應變方向處于-16.5°～-35.3°范圍內(nèi)，而測點7、8、9的主應變方向處于-2.7°～43.4°范圍內(nèi)，因此各位置點的主應變方向相差較大。

對于左側(cè)第2列測點4、5、6，因測點5直接粘貼在橫梁A的表面上，可直接反映橫梁A上的應變情況，測點4、6與測點1、2的應變值基本一致，只是測點6的t方向應變較大，達到10.3με，而對于直接反映橫梁表面應變的梁中間測點5明顯表現(xiàn)出與測點2、8不相同的數(shù)值，x與t方向的值均明顯較大，分別達到14.2με和13.2με。同樣對于右側(cè)第2列的測點11，其也為橫梁A上的點，同樣沿x與t方向呈現(xiàn)出在所有測點中的最大值，分別為17.4με和16.5με。

根據(jù)以上分析，實際橫梁A側(cè)表面上下邊緣處的應變值應遠大于覆蓋鋼板上對應測點的值。

3.3 橫梁A總體應變分布關系

通過對橫梁A主體疲勞破壞區(qū)的12個測點測試結(jié)果分析，所有測點的z方向應變振幅均較小，因此在分析橫梁A總體應變分布時，只考慮x方向應變，且將所有測點均布置在橫梁A上所有槽孔位置處，共8個測點，其應變均值、振幅如圖8a所示。主要應變區(qū)在3個豎梁之間，即應變發(fā)生在2個支撐腿之間的4個測點5、11、15、16處，支撐腿之外4個測點13、14、17、18的應變?nèi)穹鶠?.8με～8.9με，而中間區(qū)段4個測點的應變?nèi)穹哌_28.3με～36.2με，且測點11、15、16的全振幅值明顯大于測點5。中間區(qū)段4個測點的均值差別也較大，且不是所有測點經(jīng)過調(diào)零后啟動時應變均值均呈現(xiàn)如圖7所示的向正值跳動突變的現(xiàn)象，有些測點會向負值跳變。測點5向正值高跳6.3με應變值，而測點11又向負值深跳6.7με應變值；測點15與16均以小幅值正向或負向略微跳變。

3.4 單側(cè)所有橫梁應變分布關系

橫梁A、B、C上的2列6個測點5、19、20及16、21、22的x方向應變值如圖8b所示。橫梁A上2個測點的應變值均最大，最上端橫梁C上應變值次之，其測點20、22分別比橫梁A上的測點5、16的應變值低23.0%和49.2%；中間橫梁B應變值最小，測點19與21的應變?nèi)穹挥?.5με和13.6με，遠低于橫梁A與C的應變值。

圖8 橫梁測點x方向應變均值與全振幅Fig. 8 The mean value and full amplitude of the strain in the x direction at the measuring point of the beam

3.5 應變信號相位差

單一測點1、2的3個方向應變信號隨時間變化的曲線見圖9。以x→t→z的方向順序，測點1、2各方向之間分別滯后65°→120°和63°→229°。圖9c為測點1、2、3沿x方向的應變信號隨時間變化的曲線，橫梁A同一橫截面上3點既不同相也不反相，而是從上至下出現(xiàn)一定相位負差，即測點2比測點1、測點3比測點2的相位均滯后約15°。圖9d為橫梁A表面覆蓋鋼板上接近橫梁上邊緣的從左至右5個測點1、4、12、10、7沿x方向的應變信號曲線，呈現(xiàn)出各測點的應變相位從左至右逐步滯后的現(xiàn)象，但與各幾何位置點與旋轉(zhuǎn)中心，以及夾角與應變信號滯后角度并無完全一致的對應關系。

圖9 測點相位關系Fig. 9 Phase relationship of measuring points

3.6 結(jié)果與討論

測試結(jié)果分析說明，前后支撐腿之間的橫梁A上存在較大應變。梁體不僅存在橫向彎曲交變應變變化，還存在剪切應變變化，同時因橫梁內(nèi)外兩側(cè)均覆蓋鋼板焊接連接，橫梁A上部鋼板開了大窗口用于安裝門板，下部又連接了結(jié)構(gòu)復雜的各種小型支撐梁，左右兩側(cè)龍骨之間又連接了各種支撐梁，因此橫梁A的受力結(jié)構(gòu)非常復雜，致使各測點三向應變信號、各測點同向應變信號之間均存在不同的相位關系，使得瞬時主應變與方向一直在變。橫梁A所用材料為Q345，彈性模量為206 GPa，其最大應變值為-24.7με，計算可得橫梁A在運轉(zhuǎn)過程中承受的最大壓應力約為5.1 MPa。同時，因主梁結(jié)構(gòu)上覆蓋了鋼板，本研究只能測取橫梁A中心處表面的應變，無法測取橫梁上下邊緣處的應變值，從而無法真實反映橫梁A整體實際表面應變分布情況，因此有待于采用仿真模擬方法或其他方法進一步分析研究。受到試驗條件限制，本研究未能進行振動篩的共振測試，后續(xù)將會對刨花振動篩進行進一步研究，通過改變設備結(jié)構(gòu)、偏心距及頻率等參數(shù)，研究其對刨花振動篩運轉(zhuǎn)過程的影響。

4 結(jié) 論

1)電機啟動后，各測點會增加正向或負向偏置靜態(tài)應變，停機后偏置靜態(tài)應變會消失。

2)橫梁A表面的鋼板上，接近橫梁A上下邊緣處的應變值明顯大于中間位置處的應變值，且主要以水平方向和斜向45°應變?yōu)橹?，而垂直方向應變值均較小，即橫梁A主要承受橫向彎曲及剪切交變應變。

3)整體3根橫梁上應變最大的為橫梁A，同時橫梁A上應變最大位置出現(xiàn)在前后支撐腿之間，這與通過傳動原理分析出的最大應變位置一致，該區(qū)域內(nèi)極易產(chǎn)生疲勞破壞的現(xiàn)象。

因此，整體支撐梁龍骨結(jié)構(gòu)應重新進行優(yōu)化設計，通過減小橫梁兩側(cè)尺寸并加強橫梁支撐腿間的結(jié)構(gòu)，進一步降低橫梁A最大應變區(qū)域的應變值，同時應適當調(diào)整橫梁B的位置以提升橫梁B的應變承受能力。