刮板輸送機驅動鏈輪結構強度優化研究

段曉波

（山西焦煤集團霍州煤電呂梁山煤電有限公司， 山西 方山 033100）

引言

刮板輸送機作為采煤工作面中常用連續輸送設備，隨著各類科學技術的影響，其也開始實現自動化、智能化發展，此種發展對刮板輸送機整體結構及各零部件提出更高的實際要求，所以為滿足發展要求，需要對刮板輸送機關鍵零部件進行分析研究。驅動輪鏈作為刮板輸送機最重要的零部件之一，對其進行優化完善，將可以有效提高刮板輸送機的整體性能[1]。因此，對刮板輸送機驅動輪鏈結構強度進行優化分析，將有著一定的研究價值。

1 刮板輸送機驅動輪鏈的主要失效形式

刮板輸送機驅動輪鏈失效主要表現為磨損、壓潰、斷齒三種形式，其中磨損是指驅動輪鏈在持續運行過程中形成的疲勞磨損和磨粒磨損；壓潰則是指驅動輪鏈在加工過程中未嚴格按照必要的加工工序進行加工，或者所采用材料性能不符合要求等情況導致驅動輪鏈整體性能不符合設計要求，最終導致使用中出現驅動輪鏈形變；斷齒則是指刮板輸送機啟動時出現過載啟動，進而導致驅動輪鏈施加力超過齒輪輪齒整體材料性能，但事實上驅動輪鏈較少出現斷齒問題，其他兩種失效形式發生概率較高[2]。

2 基于ANSYS 軟件的驅動輪鏈模型構建

2.1 模型參數設置

本文將以SGB420/17 刮板輸送機驅動輪鏈為研究對象，通過ANSYS 有限元分析軟件對驅動輪鏈受力特征進行仿真分析，基于驅動輪鏈實際特點，構建三維立體模型如圖1 所示。

圖1 驅動輪鏈與鏈窩三維模型

將驅動輪鏈與鏈窩三維模型導入ANSYS 軟件中，并將驅動輪鏈與圓環鏈相結合，進而形成接觸模型如圖2 所示。

圖2 驅動輪鏈與圓環鏈接觸模型

2.2 模型網格劃分

通過ANSYS 軟件對圖2 進行網格劃分，但由于驅動輪鏈整體結構相對復雜，所以在網格劃分中將會選擇自動劃分模式，以此來實現驅動輪鏈與圓環鏈接觸模型的具體網格細化。此外，為保障網格劃分后模型有限元分析的精準性，還需要合理設置各單元參數，此過程中驅動輪鏈齒底面、鏈窩齒形圓側面以及圓環鏈的網格單元邊長將會分別設置為0.003 m，而窩鏈齒根側面網格單元邊長則會設置為0.001 m，其他部位的網格單元邊長則會設置為0.01 m。具體網格劃分結果如圖3 所示。

2.3 模型接觸計算分析

基于圖3 中的網格劃分結果，通過ANSYS 軟件進行有限元分析，進而獲取模型接觸計算結果如下頁圖4 所示。

圖3 模型網格劃分示意圖

如下頁圖4 所示，通過有限元分析可知，驅動輪鏈在運行時應力主要集中在窩鏈位置，其中應力集中點處于窩鏈底部平面與側面立環槽等位置，其他部位的驅動輪鏈受力則相對較小[3]，其中最大應力值為168.2 MPa，最大變形值為0.001 142 m。

圖4 驅動輪鏈和窩鏈應力變化云圖

3 刮板輸送機驅動輪鏈結構強度優化分析

3.1 正交試驗設計

基于工程實踐經驗，正交試驗設計中會分別對驅動輪鏈的短齒厚度、齒根圓弧半徑、齒形圓弧半徑以及窩鏈弧半徑4 種參數進行分析研究，并根據試驗結果確定各類參數的權重，為后續驅動輪鏈的結構優化提供結果參考[4-5]。根據驅動輪鏈結構參數尺寸，從中確定4 種參數值：A 為短齒厚度分別為46 mm、45 mm、44 mm；B 為齒根圓弧半徑分別為 6 mm、7 mm、8 mm；C 為齒形圓弧半徑分別為 29 mm、28 mm、30 mm；D 為窩鏈弧半徑分別為25 mm、24 mm、23 mm。

3.2 正交試驗分析

基于4 種參數及其取值進行正交試驗分析，具體分析結果如表1 所示。

通常情況下，為保障驅動輪鏈使用安全性，要求其運行所受應力值盡可能較低。結合表1 可知，在9種正交試驗方案中，方案2 和方案7 的最大應力值最小。同時，Ri值可用于判斷該類因素對正交試驗分析結果的影響權重，其中數值越大，說明此項因素對正交試驗結果的影響越大。由表1 可知，B 因素權重最大，C 因素和D 因素其次，A 因素相對較小。由此可見，4 種因素的權重排序為齒根圓弧半徑、窩鏈弧半徑、齒形圓弧半徑、短齒厚度。以此為基礎開展二次正交試驗優化，此過程中將會優先考慮B、D、C 三種權重較高的因素，進而通過正交試驗獲取3 種最佳試驗結果如下：結果一為 A（46 mm）、B（7 mm）、C（29 mm）、D（24 mm）；結果二為 A（44 mm）、B（6 mm）、C（30 mm）、D（24 mm）；結果三為 A（46 mm）、B（7 mm）、C（30 mm）、D（24 mm）。

表1 正交試驗分析結果

通過兩次正交試驗所獲取的結果中，4 種參數中，齒根圓弧半徑、窩鏈弧半徑、齒形圓弧半徑均小于現有驅動輪鏈的尺寸參考，而短齒厚度對試驗所造成的影響相對較小，所以可以在參數確定時應以其他3種參數為主要參考。綜合分析后，在設計中將會增加齒輪圓弧半徑，減少齒根圓弧半徑、窩鏈弧半徑。

3.3 基于正交試驗的模型優化分析

在兩次正交試驗后所獲取的最佳試驗結果中選擇第3 種結果進行仿真模型分析，最終獲取優化后模型有限元分析結果如圖5 所示。

圖5 優化后模型有限元分析結果

由圖5 可知，優化后驅動輪鏈模型的最大應力區域雖然沒有發生較大變化，但最大應力值和最大變形值卻分別變化為156.7 MPa 和0.001 067 m，均低于原有驅動輪鏈有限元分析中所獲取的最大應力和最大變形值，說明此設計方案具有較強有效性。

4 應用效果評價

相對于原有驅動輪鏈結構，優化后驅動輪鏈結構中齒根圓弧半徑和窩鏈弧半徑分別減小4.7%和3.6%，齒形圓弧半徑則增大3.4%，將此優化方案應用于工程實踐，并開展為期6 個月的工程應用實踐，最終發現相對于原有驅動輪鏈結構設計方案，優化后的驅動輪鏈結構設計在工程應用實踐期間并沒有表現出過多故障情況，并且相對于原有驅動輪鏈結構來說，優化后驅動輪鏈結構更適用于刮板輸送機復雜的工作環境，有效保障刮板輸送機的長時間持續工作效果，避免因驅動輪鏈故障所引發的刮板輸送機故障停止情況，進而綜合保障生產安全性和整體經濟效益，值得在后續刮板輸送機驅動輪鏈結構優化設計中進行參考應用。

5 結語

本文通過有限元分析與正交試驗分析相結合的方式對刮板輸送機驅動輪鏈結構強度進行分析研究，在此過程中獲取以下研究結果：在驅動輪鏈結構強度4 種主要影響參數中，根據影響權重由大到小可將4種影響參數排序為齒根圓弧半徑、窩鏈弧半徑、齒形圓弧半徑、短齒厚度。通過兩次正交試驗法對4 種參數權重進行分別研究分析，進而獲取3 種最佳優化方案，選取第3 種優化方案進行模型有限元分析后，確認優化后方案相較于原有方案具有一定優勢。

本研究雖然獲取一定的研究結果，但由于研究中主要以SGB420/17 刮板輸送機驅動輪鏈為研究對象，所以具體研究結果在應用于其他刮板輸送機驅動輪鏈時可能會存在一定的不適用情況，此種問題需要在后續研究中引入其他類型驅動輪鏈進行補充完善。即便如此，本研究仍然具有一定的參考價值，可為后續驅動輪鏈結構設計提供一定理論參考。