李廉明 周佳立
(?嘉興新嘉愛斯熱電有限公司 嘉興 314016)
(??浙江工業(yè)大學(xué)理學(xué)院 杭州 310023)
隨著我國城鎮(zhèn)化的快速推進,市政和工業(yè)產(chǎn)生的污泥日益劇增[1],當前我國對污泥的處理方式仍以填埋為主,而該手段對農(nóng)田、水土、環(huán)境、大氣、民生等造成較大的危害[2]。污泥干化焚燒技術(shù)是解決這一困境的創(chuàng)新途徑,是污泥減量化、穩(wěn)定化、資源化的優(yōu)選方案[3-4]。污泥干化過程中的含水量是干化機運行過程中的重要指標,直接決定了干化污泥的燃燒熱值,其水分自動檢測裝置可進行污泥含水量實時檢測和調(diào)控,并與干化機進行低時延溫控反饋,實現(xiàn)溫度調(diào)節(jié)、補償及自動控制等,對提升干化污泥燃燒熱值具有重要意義[5]。
呂國鈞等人[6]針對污泥干化焚燒系統(tǒng)開展了熱效率實驗研究并進行了能質(zhì)平衡計算,通過提高干化機的處理量和調(diào)整干化蒸汽消耗量等方式,顯著提高了干化焚燒的整體運行效率。劉澤慶[7]對污泥干化系統(tǒng)中不同外熱及內(nèi)熱比例進行熱平衡計算,并結(jié)合安全、物料輸送等方面進行了綜合分析。裴鋒初等人[8]開展了不同工況下循環(huán)風(fēng)特性的數(shù)值計算研究,極大地降低了整個系統(tǒng)的能耗。錢柯貞等人[9]深入研究了熱值、一次風(fēng)溫度等參數(shù)對污泥燃燒溫度和輔助燃料需要量等的影響,結(jié)果表明干化-焚燒系統(tǒng)的輔助燃料需要量隨著入爐含水率的減少而增加。劉平元等人[10]提出了一種基于機械蒸汽再壓縮的兩級污泥干化系統(tǒng),深入分析了干化系統(tǒng)污泥出口含水率對系統(tǒng)能耗及外來補充蒸汽量的影響。
當前學(xué)者們的研究主要針對污泥干化機干化過程中的工藝方法、工況參數(shù)、燃燒溫度等方面進行研究,關(guān)于干化機中污泥含水率自動檢測方面的研究較少,而污泥含水率是工藝方法、工況參數(shù)、燃燒溫度等綜合影響的結(jié)果,是提升干化污泥燃燒熱值的重要參考指標,具有重要的理論研究意義。同時,污泥干化水分自動檢測裝置需實時對污泥干化機中的污泥進行數(shù)據(jù)采集與檢測,長期處于高溫高濕、連續(xù)沖擊的工作環(huán)境,其沖擊振動與疲勞壽命等方面仍有待進一步研究。鄭利本[11]通過EDEM 方法數(shù)值模擬研究了不同形狀的煤炭顆粒的法向和切向裝載沖擊載荷特性,得出了箕斗襯板沖擊磨損規(guī)律。潘青等人[12]通過離散元EDEM 仿真技術(shù),分析了流槽坡度、底部攔擋結(jié)構(gòu)角度和顆粒級配對固體顆粒運動過程及沖擊性能的影響。由前人研究成果可知,結(jié)合離散元和有限元方法,可高效準確地分析取料機構(gòu)的落料沖擊特性與疲勞壽命。
因此,本文采用離散元和有限元方法(discrete element method-finite element method,DEM-FEM),基于DEM-FEM 對污泥干化水分檢測裝置模型進行網(wǎng)格劃分和數(shù)值仿真分析,結(jié)合裝置的實際工程應(yīng)用需求,對污泥干化水分自動檢測裝置取料機構(gòu)進行落料沖擊與疲勞壽命等特性的分析,得到了不同顆粒粒度下的沖擊載荷分布、不同取料角度下的沖擊特性、不同激勵下的模態(tài)振型、幅頻響應(yīng)變化規(guī)律以及不同載荷下的疲勞壽命分布和安全系數(shù)分布規(guī)律。
污泥干化水分自動檢測裝置的取料機構(gòu)示意圖如圖1 所示,機構(gòu)由料斗、電機、連接桿、支撐板、直線推桿、固定底座等部分組成。取料機構(gòu)正常取料時,由電機2 旋轉(zhuǎn)推動直線推桿使得料斗完成伸出和收縮動作;取料機構(gòu)正常放料時,由電機1 旋轉(zhuǎn)帶動連接桿轉(zhuǎn)動實現(xiàn)料斗完成旋轉(zhuǎn)動作。
圖1 取料機構(gòu)示意圖
利用EDEM 顆粒仿真方法,計算污泥流顆粒的完整運動和沖擊過程,開展落料過程中沖擊特性研究。在EDEM 離散元仿真分析中,接觸模型用于表征相互接觸的單元體之間的接觸行為,針對污泥落料過程的離散元仿真計算,污泥顆粒與料斗之間的接觸模型選用Hertz-Mindlin 模型,獲得仿真計算過程中顆粒體對幾何實體的法向沖擊載荷和切向沖擊載荷。料斗沖擊載荷模擬示意見圖2。
圖2 料斗沖擊載荷模擬示意圖
本文運用控制變量法,選取對落料過程及沖擊特性影響較大的2 個因素作為自變量,即取料角度α以及污泥顆粒粒度φ。EDEM 離散元仿真分析中,準確的土壤顆粒形狀是保證結(jié)果精度的基礎(chǔ),常見的土壤顆粒的結(jié)構(gòu)形式有球形顆粒、柱狀顆粒、核狀顆粒,如圖3 所示。由于土壤在干化過程中,處于旋轉(zhuǎn)攪拌狀態(tài),土壤顆粒與攪拌槽的碰撞以及土壤顆粒之間的碰撞,導(dǎo)致顆粒不規(guī)則,故落料仿真實驗中污泥顆粒設(shè)置為核狀顆粒,該土壤顆粒模型能更好地反映出工程實際中污泥顆粒的狀態(tài)。污泥顆粒粒度φ設(shè)置為1 mm、2 mm、3 mm、4 mm、5 mm,取料角度α設(shè)置為15 °、30 °、45 °。
圖3 土壤顆粒模型
取料機構(gòu)所有組成部件的材質(zhì)均勻連續(xù),料斗/取料機構(gòu)模型材料參數(shù)如表1 所示。
表1 相關(guān)材料參數(shù)
裝載速度10 m·s-1、裝載量為0.1 kg 時,不同污泥顆粒粒度對料斗沖擊載荷的分布規(guī)律如圖4 所示。
圖4 不同顆粒粒度沖擊載荷分布規(guī)律
從圖4 可以看出,污泥顆粒粒度對料斗沖擊載荷有著顯著影響,隨著污泥顆粒粒度增大,料斗所受的法向沖擊載荷及切向沖擊載荷均呈增大趨勢。顆粒粒度為1 mm 時,污泥顆粒粒度對料斗沖擊載荷最小,其法向沖擊載荷在小于0.1 N 范圍內(nèi)分布最多,切向沖擊載荷也集中在小于0.1 N 范圍內(nèi);隨污泥顆粒粒度增大,污泥顆粒粒度對料斗的沖擊載荷也隨之增大,2 mm、3 mm 顆粒粒度對應(yīng)的法向沖擊載荷都集中分布于0.5~1 N、1~5 N 范圍內(nèi),而切向沖擊載荷分別集中分布于0.1~0.5 N、1~5 N 范圍內(nèi);顆粒粒度增加到4 mm 時,1~5 N 范圍內(nèi)的法向沖擊載荷和切向沖擊載荷接觸數(shù)量占比最高,法向沖擊載荷接觸數(shù)量高達2289,切向沖擊載荷接觸數(shù)量高達1389;顆粒粒度增大到5 mm 時,污泥顆粒粒度對料斗的沖擊載荷最大,10~100 N 的法向沖擊載荷和切向沖擊載荷的接觸數(shù)量占比都最高,法向沖擊載荷接觸數(shù)量高達2165,切向沖擊載荷接觸數(shù)量高達1774,最大法向沖擊載荷為99.6 N,最大切向沖擊載荷為20.7 N;結(jié)果表明,污泥顆粒粒度對料斗的法向沖擊載荷總體大于切向沖擊載荷。
2.2.1 取料角度對顆粒運動速度的影響
圖5 為裝載速度為2 m·s-1、裝載量為0.1 kg時,不同取料角度α下污泥顆粒運動速度時程曲線。觀察到落料角度α越小,污泥顆粒的運動速度峰值越高,污泥顆粒越慢到峰值;且峰值越高,同時后續(xù)速度也相應(yīng)越高。經(jīng)分析,認為增加落料角度變相增大了污泥顆粒的下落行程,由于重力加速度的作用,影響了污泥顆粒的運動速度峰值。
圖5 不同取料角度下污泥顆粒運動速度時程曲線
2.2.2 取料角度對沖擊力的影響
圖6 所示為裝載速度為2 m·s-1、裝載量為0.1 kg時,不同取料角度α下污泥顆粒沖擊力時程曲線。觀察到?jīng)_擊力峰值集中在t=0.1 s 附近,隨后時間內(nèi),沖擊力處在一個較低范圍內(nèi),偶爾出現(xiàn)相對較高值。這是由于在t=0.1 s 附近,最先下落的污泥顆粒到達落料盤,對其產(chǎn)生直接沖擊,此時落料盤受最大沖擊力。隨后下落的污泥顆粒在落料過程中與其他顆粒產(chǎn)生碰撞、堆積,造成力的分散,對落料盤產(chǎn)生間接沖擊,故后續(xù)沖擊力處在相對較低范圍。由于最先下落的污泥顆粒未將落料盤表面完全覆蓋,后續(xù)時間內(nèi)下落的一些污泥顆粒直接沖擊落料盤裸露的表面,產(chǎn)生了偶爾出現(xiàn)的相對較高值。
圖6 不同取料角度下污泥顆粒沖擊力時程曲線
此外,落料角度α越小,污泥顆粒沖擊力峰值越高,15 °時沖擊力峰值達到10.2 N。同上一節(jié)分析,增加落料角度變相減小了污泥顆粒的下落行程,由于重力的作用,影響了污泥顆粒的沖擊力峰值。
利用有限元法對取料機構(gòu)進行模態(tài)分析,可以高效快速地得到機構(gòu)的固有頻率和各階振型,指導(dǎo)結(jié)果對控制取料機構(gòu)的激勵頻率、避免激勵頻率造成的結(jié)構(gòu)共振具有重要意義[13]。在取料機構(gòu)模態(tài)分析結(jié)果的基礎(chǔ)上,再對取料機構(gòu)進行諧響應(yīng)分析,不僅可以進一步分析特定沖擊或外界激勵對取料機構(gòu)的影響,還可以利用諧響應(yīng)分析獲得取料機構(gòu)在不同沖擊載荷作用下結(jié)構(gòu)關(guān)鍵位置的幅頻關(guān)系。
3.1.1 邊界條件
在數(shù)值模擬求解過程中,沖擊振動特性與機構(gòu)的材料參數(shù)有重要關(guān)聯(lián),取料機構(gòu)的主要材料物理性能參數(shù)如表2 所示。
表2 取料機構(gòu)的主要材料物理性能參數(shù)
將取料機構(gòu)的三維模型導(dǎo)入到數(shù)值模擬軟件ANSYS 中,設(shè)定取料機構(gòu)的固定底座面為固定邊界條件,同時采用四面體/六面體混合劃分方法對取料機構(gòu)進行網(wǎng)格劃分[14-15],以獲得高質(zhì)量網(wǎng)格,取料機構(gòu)網(wǎng)格如圖7 所示。
圖7 取料機構(gòu)網(wǎng)格劃分
3.1.2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證
本文對取料機構(gòu)的網(wǎng)格劃分策略是整體劃分、分區(qū)域調(diào)整,對電機、連接桿和料斗網(wǎng)格較為復(fù)雜的部位進行單獨調(diào)整,采用分塊控制策略進行精細控制,總體網(wǎng)格單元數(shù)為101 409,節(jié)點數(shù)為76 913。根據(jù)取料機構(gòu)料斗實際工況下的取樣承載,對料斗盤施加2 N 的垂向載荷進行數(shù)值模擬計算,并將取料機構(gòu)整體的最大總應(yīng)變作為評價指標,總應(yīng)變圖如圖8 所示。因為各個部件的變形量級相差較大,取料機構(gòu)本體結(jié)構(gòu)大部分變形量較小,僅在受垂直載荷的料斗及連接桿部分存在明顯變形,但最大變形量約為1.2 mm。
圖8 總體應(yīng)變圖
為了進一步分析取料機構(gòu)本體結(jié)構(gòu)變形大小,單獨提取出與固定底座進行剛性連接的直線推桿外殼進行分析,可以看出最大變形量約為0.298 ×10-3mm,如圖9 所示。這一變形量的尺度相較于取料機構(gòu)本體結(jié)構(gòu)整體尺寸的尺度,存在巨大的量級差,該變形量對取料機構(gòu)本體結(jié)構(gòu)的影響較小。
圖9 直線推桿外殼的應(yīng)變圖
在上述分析的基礎(chǔ)上,開展了不同網(wǎng)格數(shù)量下的取料機構(gòu)最大應(yīng)變數(shù)值計算,不同網(wǎng)格數(shù)下的總應(yīng)變對比結(jié)果如表3 所示。
表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果
通過對比表3 中不同網(wǎng)格的最大應(yīng)變結(jié)果和網(wǎng)格無關(guān)性驗證分析可得到結(jié)論如下。當對網(wǎng)格進行處理后,觀察5 萬、10 萬、25 萬級別下網(wǎng)格的數(shù)值計算結(jié)果,可以發(fā)現(xiàn),當對網(wǎng)格進行加密處理之后,求解偏差并不大,偏差大概在1.7%~2.4%左右。因此,可以認為當網(wǎng)格總體數(shù)量達到10 萬級別左右時,已經(jīng)獲得網(wǎng)格無關(guān)解,后續(xù)的分析可以采用此網(wǎng)格數(shù)經(jīng)行網(wǎng)格劃分。
在開展取料機構(gòu)的模態(tài)分析時,有如下2 個假設(shè)。
(1) 模態(tài)分析的邊界條件與靜力學(xué)分析時邊界條件相同。
(2) 取料機構(gòu)工作時,鋁結(jié)構(gòu)的振動屬于線性振動,結(jié)構(gòu)的阻尼很小,可忽略不計[16]。
根據(jù)取料機構(gòu)料斗實際工況下的沖擊特性,設(shè)定結(jié)構(gòu)的外界激勵頻率為0~50 Hz,所以在分析時選擇頻率范圍為0~80 Hz 已經(jīng)能夠滿足要求。利用ANSYS 軟件的模態(tài)分析模塊,求解得到結(jié)構(gòu)在此頻率范圍內(nèi)共有6 階模態(tài)[17]。前6 階模態(tài)振型如圖10 所示。
圖10 取料機構(gòu)前六階振型
取料機構(gòu)在工作時所受的外界激勵源包括以下2 個方面。
(1) 取料時取料機構(gòu)前進時的電機頻率f1為50 Hz。f1與取料機構(gòu)的第四階頻率38.013 Hz 相近,二者相差=24.0%。
由分析結(jié)果可以看出,取料機構(gòu)工作時各激勵源產(chǎn)生的頻率與共振頻率相差甚遠,對機構(gòu)產(chǎn)生的影響并不大。
取料機構(gòu)在執(zhí)行取料動作時,污泥的落下會對料斗產(chǎn)生一定的沖擊力,在諧響應(yīng)分析時將沖擊力等效作用在料斗盤中心節(jié)點處。根據(jù)模態(tài)分析的結(jié)果,諧響應(yīng)分析的強制頻率范圍為0~80 Hz,定義頻率步數(shù)為20 步,即設(shè)置均勻分布的20 個激振頻率點[18],分別為4 Hz、8 Hz、12 Hz、16 Hz、20 Hz、24 Hz、28 Hz、32 Hz、36 Hz、40 Hz、44 Hz、48 Hz、52 Hz、56 Hz、60 Hz、64 Hz、68 Hz、72 Hz、76 Hz、80 Hz。
在數(shù)值模擬分析過程中,總體變形在X、Y、Z3 個方向上得到的幅頻響應(yīng)曲線如圖11 所示。
圖11 幅頻響應(yīng)曲線
綜合3 個位置的幅頻響應(yīng)曲線可以發(fā)現(xiàn),取料機構(gòu)在X向、Y向的響應(yīng)幅值小于Z向的響應(yīng)幅值,這是因為施加的外界沖擊振動方向為Z方向。根據(jù)X向幅頻響應(yīng)曲線,取料機構(gòu)在二階固有頻率(28 Hz)、三階固有頻率(31 Hz、35 Hz)附近有3 處響應(yīng)點,說明當激勵頻率在二、三階固有頻率處,機構(gòu)會發(fā)生X向共振。根據(jù)Y向幅頻響應(yīng)曲線,取料機構(gòu)在二階固有頻率(20 Hz)、三階固有頻率(35 Hz)附近有2 處響應(yīng)點,說明當激勵頻率在二、三階固有頻率處,機構(gòu)會發(fā)生Y向共振。根據(jù)Z向幅頻響應(yīng)曲線,取料機構(gòu)在一階固有頻率(15Hz)、二階固有頻率(20 Hz)、三階固有頻率(35 Hz)附近有3 處響應(yīng)點,說明當激勵頻率在二、三階固有頻率處,機構(gòu)會發(fā)生Z向共振。綜上所述,機構(gòu)最有可能在第二、三階發(fā)生共振,通過模態(tài)分析結(jié)果驗證了取料機構(gòu)前進時電機的頻率(50 Hz)與結(jié)構(gòu)的第四階固有頻率(38.013 Hz)的避開率為24%,因此該激勵頻率不會對機構(gòu)產(chǎn)生共振[19]。
基于上述取料機構(gòu)的模態(tài)分析結(jié)果,得到了機構(gòu)的前六階固有頻率和振型,根據(jù)得到的結(jié)果驗證了機構(gòu)在激勵源影響下不會產(chǎn)生共振現(xiàn)象。另外,利用模態(tài)疊加法對取料機構(gòu)進行了諧響應(yīng)分析,得到機構(gòu)總體在沖擊下的幅頻響應(yīng)曲線。根據(jù)幅頻響應(yīng)曲線,確定機構(gòu)在前幾階頻率段3 個方向發(fā)生共振時的激勵頻率,驗證了取料機構(gòu)的穩(wěn)定性可行。
疲勞是材料在循環(huán)應(yīng)力和應(yīng)變作用下,在一處或幾處產(chǎn)生永久性累計損傷,經(jīng)過一定循環(huán)次數(shù)后產(chǎn)生裂紋或者突然發(fā)生完全斷裂的過程[20]。大多數(shù)機械結(jié)構(gòu)不僅僅承受靜載荷,往往還要承受交變載荷的作用,交變載荷是機械結(jié)構(gòu)產(chǎn)生疲勞的重要原因之一,因此機械結(jié)構(gòu)的設(shè)計過程必須考慮交變載荷對機械結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的影響[21]。污泥干化水分自動檢測裝置取料機構(gòu)在取樣時會受到污泥下落時的沖擊,取料機構(gòu)會承受一定的交變載荷。隨著使用年限的增加,可能將導(dǎo)致取料機構(gòu)發(fā)生疲勞失效。若取料機構(gòu)發(fā)生疲勞失效,將對整個污泥干化水分自動檢測裝置產(chǎn)生重大影響,甚至直接導(dǎo)致裝置損壞和整機停工。因此,本文以取料機構(gòu)為研究對象,重點開展在脈動循環(huán)載荷作用和對稱循環(huán)載荷作用下的疲勞壽命分析。
將污泥干化水分自動檢測裝置取料機構(gòu)的材料屬性定義為鋁合金,材料的S-N 曲線如圖12 所示。
圖12 鋁合金的S-N 曲線
材料屬性定義之后,根據(jù)實際載荷情況,對模型設(shè)置接觸和施加約束是影響結(jié)果精度的關(guān)鍵因素[22]。本文對取料機構(gòu)接觸的設(shè)置按照實際情況進行設(shè)置,對4 個底部固定支架上施加固定支撐約束,平均應(yīng)力修正理論采用Goodman 理論[23]。根據(jù)取料機構(gòu)的實際工作需求,取料機構(gòu)每次取樣量較少,所受的沖擊載荷的振幅變化并不大,因此可近似等效為恒定振幅載荷,載荷類型為脈動循環(huán)載荷。對取料機構(gòu)受到的沖擊力等效作用在料斗盤中心處,在輕度載荷情況下,等效載荷大小設(shè)定為2 N,如圖13 所示。
圖13 等效載荷作用圖
本節(jié)對取料機構(gòu)在2 種載荷作用下進行疲勞分析,第1 種是輕度載荷,大小為2 N,以驗證取料機構(gòu)正常工作時的疲勞性能;第2 種是重度載荷,大小為100 N,以驗證取料機構(gòu)在受到重度沖擊作用下的疲勞性能。
4.2.1 輕度載荷下的疲勞分析
污泥干化水分自動檢測裝置的設(shè)計壽命一般為25~30 a,以裝置每年工作12 個月,每個月工作24 d,每天工作8 h,污泥干化水分自動檢測裝置應(yīng)力循環(huán)一次大約需要180 s,以最高設(shè)計壽命30 a 計算,則壽命范圍內(nèi)總的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為30 ×12 ×24×8 ×60 ×60 ÷180=1.38 ×106次。
圖14 所示為取料機構(gòu)在脈動循環(huán)載荷下的壽命分布云圖,從圖中可得知取料機構(gòu)各處所能夠承受的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為1 ×108,大于設(shè)計壽命1.38 ×106次。結(jié)果表明,該取料機構(gòu)滿足30 a 的設(shè)計壽命要求[24-25]。
圖15 所示為取料機構(gòu)在脈動循環(huán)載荷下的安全系數(shù)分布圖,從圖中可以看出取料機構(gòu)各處的安全系數(shù)均為15。取料機構(gòu)考慮到溫度和腐蝕等條件對疲勞強度的影響,許用安全系數(shù)取1.5。取料機構(gòu)各處安全系數(shù)均大于1.5,故滿足設(shè)計要求。
圖15 輕度載荷下取料機構(gòu)安全系數(shù)分布圖
4.2.2 重度載荷下的疲勞分析
圖16 和圖17 為施加100 N 重度載荷下,取料機構(gòu)的疲勞壽命分布和安全系數(shù)分布圖。
圖16 重度載荷下取料機構(gòu)疲勞壽命分布圖
圖17 重度載荷下取料機構(gòu)安全系數(shù)分布圖
如圖16 和圖17 所示,在施加100 N 載荷下取料機構(gòu)的疲勞性能出現(xiàn)了大幅降低,主要集中在與料斗盤連接的連接桿上,且在連接桿的支撐部位表現(xiàn)較為明顯。此時最大應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為1 ×108,最小應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為58 051,最小安全系數(shù)也較低,約為0.54。綜合分析可以得出:取料機構(gòu)的薄弱部位為連接桿,在受到重度沖擊載荷時較易發(fā)生疲勞失效甚至斷裂[26-27]。因此在使用過程中要注意對連接桿的保護,防止其受到重度沖擊。
基于上述分析,在2 種不同大小的載荷下,取料機構(gòu)的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)和安全系數(shù)相差較大,載荷越大,應(yīng)力循環(huán)次數(shù)和安全系數(shù)越小,其中安全系數(shù)下降較大,危險部位主要集中在連接桿上,在設(shè)備定期維護過程中需重點關(guān)注[28]。
通過基于DEM-FEM 的數(shù)值模擬方法,開展了污泥干化水分自動檢測裝置取料機構(gòu)的落料沖擊與疲勞壽命等特性研究,對沖擊載荷分布、沖擊特性、模態(tài)振型、幅頻響應(yīng)、疲勞壽命以及安全系數(shù)分布等方面進行了深入分析,具體結(jié)論如下。
(1) 隨著污泥顆粒粒度增大,料斗所受的法向沖擊載荷及切向沖擊載荷均呈增大趨勢,且污泥顆粒粒度對料斗的法向沖擊載荷總體大于切向沖擊載荷。
(2) 落料角度α越小,污泥顆粒的運動速度峰值越高,且峰值越高,同時后續(xù)速度也相應(yīng)越高。落料角度α越小,污泥顆粒沖擊力峰值越高,15 °時沖擊力峰值達到10.2 N。
(3) 取料機構(gòu)前進時電機的頻率與結(jié)構(gòu)固有頻率的避開率可達到24%,在正常輕度載荷工作情況下,各處的安全系數(shù)均為15,能承受的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為1 ×108,滿足各項疲勞壽命要求;在100 N 重載下,最小應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為58 051,最小安全系數(shù)約為0.54,薄弱部位為連接桿,易發(fā)生疲勞失效甚至斷裂。