双缸式混凝土输送泵泵送机构的有限元分析

陈义得， 张立秀， 刘瑞庆， 李大伟， 周远航

(1. 中铁隧道局集团有限公司专用设备中心， 河南 洛阳 471009； 2. 武汉城市职业学院， 湖北 武汉 430070)

0 引言

混凝土输送和浇筑是钻爆法铁路隧道施工过程中必不可少的工序，混凝土输送泵是混凝土输送的专用设备，能够将泵的液压能转化成机械能，通过管道输送混凝土[1-2]。目前，国内设计的双缸60混凝土输送泵的结构宽度均在1.8 m以上[3]，单线铁路隧道二次衬砌之后的宽度约为3.5 m，隧道内施工净剩余宽度约为1.7 m，不能满足单线铁路隧道二次衬砌之后其他施工车辆通行的需要，且双缸60混凝土输送泵S管阀容易损坏失效[4-5]，制约了混凝土输送泵的使用寿命。单缸40混凝土输送泵结构宽度在1.3 m以下[6-7]，能够满足单线铁路隧道施工会错车需要，但每小时输送混凝土量仅为40 m3，输送效率低，泵送距离短，不能满足输送量和输送效率的要求。我国中西部地区地质条件较差，运输能力要求相对较低，铁路隧道以单线为主，其设计断面窄，洞内错车困难，亟需研制一款输送量大、泵送距离远、设备宽度小的混凝土输送泵。本文介绍一种窄体双缸S阀混凝土输送泵，阐述其结构和工作原理，并采用Ansys软件对混凝土输送泵的活塞杆、主油缸、混凝土输送缸以及S阀体的力学性能进行分析。

1 泵送机构的结构设计及工作原理

1.1 泵送机构的结构设计

泵送机构是混凝土输送泵的执行机构，能够将系统的液压能转化成执行机构的机械能，通过主油缸的活塞杆推动混凝土输送缸的活塞杆交替往复运动，将搅拌后混凝土连续不断输送至浇筑部位。混凝土输送泵采用双缸式泵送机构，主要由法兰、S阀体、混凝土输送缸、洗涤室及主油缸等组成，如图1所示。主油缸与混凝土输送缸之间安装有洗涤室，用于清洗混凝土输送缸壁上残留的混凝土。主油缸的2个活塞杆分别与混凝土输送缸的活塞杆对应连接； 混凝土输送缸的一端与洗涤室连接，出口端与S阀体连接，通过支撑架固定在机架上。

1—法兰； 2—S阀体； 3—混凝土输送缸(一)； 4—混凝土输送缸(二)； 5—洗涤室； 6—主油缸(一)； 7—主油缸(二)。

图1泵送机构结构图

Fig. 1 Sketch of pumping structure

泵送机构是通过主油缸的液压油推动活塞杆，进而推动混凝土输送缸的活塞杆往复运动，实现双缸式混凝土泵连续不断地泵送混凝土。混凝土输送缸的活塞杆分别与主油缸的活塞杆对应连接，在主油缸的作用下，2个混凝土输送缸处于相反的输送状态。将洗涤室设在混凝土输送缸和主油缸之间，在输送混凝土的同时完成对混凝土输送缸的清洗，使混凝土输送缸始终保持清洁状态； 减小主油缸和混凝土输送缸双缸之间的距离，从而减小整机的宽度，使整机宽度为1.49 m； 在主油缸、混凝土输送缸与机架连接的位置增加加强筋板，从而消除因减小主油缸和混凝土输送缸双缸之间的距离而产生的大频率震动的危害。混凝土输送泵的工作性能如表1所示。

表1窄体双缸混凝土输送泵工作性能

Table 1 Performance of narrow body double-cylinder concrete pump

宽度/m泵送压力/MPa水平泵送距离/m混凝土输送量/(m3/h)1．490．7480042～72

1.2 泵送机构的工作原理

当混凝土泵送机构处于泵送状态时，在主油缸(一)的推进压力作用下，混凝土输送缸(一)的活塞杆前进，混凝土输送缸(一)与S阀连通，将混凝土输送缸(一)内的混凝土输送至S阀内进行搅拌，再经阀体上的出料口排出； 而混凝土输送缸(二)的活塞杆处于后退状态，料斗与混凝土输送缸(二)连通，在主油缸(二)的回程压力作用下，将料斗中的混凝土吸入混凝土输送缸(二)内。当主油缸带动混凝土输送缸(二)退至洗涤室时，将会触及安装在洗涤室上的换向阀开关，使换向开关接通，控制系统发出电信号，电磁换向阀接收电信号，控制2主油缸换向，2混凝土输送缸的活塞杆前进和后退状态更换。如此交替往复运动，使混凝土输送泵完成混凝土的连续泵送动作。

当混凝土输送泵发生故障时，通过控制反泵开关，使主油缸在后退状态下，相对应的混凝土输送缸分别与S阀和料斗连通，将泵送机构管道中的混凝土抽回到料斗中。

2 泵送机构的有限元分析

2.1 模型建立

泵送机构是由多个零件组成的装配体，在对各个零件进行分析之前应对零件进行如下简化： 1)对于零件上的焊缝，忽略焊缝对零件结构性能的影响； 2)将各零件上的倒角和圆角简化成直角，工艺孔、装配孔忽略不计； 3)各零件上的材料视为密度均匀分布材料。

利用Solidworks软件建立泵送机构的三维模型，将简化后的各关键部件的三维模型导入Ansys软件，并对导入的模型进行有限元分析。选择静力学分析模块，按照材料属性表1分别对活塞杆、主油缸和混凝土输送缸的参数进行设定，然后导入三维模型[4]，并将各关键部件三维模型的单元格尺寸设置为5 mm，对活塞杆、主油缸和混凝土输送缸进行网格划分。

表2 材料属性

2.2 载荷和约束的确定

由于主油缸和混凝土输送缸的活塞杆主要承受轴向载荷，因此将活塞杆的一端设置为固定约束，另一端施加轴向载荷； 而主油缸主要承受液压油的压力，混凝土输送缸主要承受混凝土的高压力，因此将主油缸和混凝土输送缸的两端都设置为固定约束[5-7]，在主油缸和混凝土输送缸的内壁施加径向压力，压力值分别取主油缸设计理论压力值和混凝土泵送理论压力值的1.2倍。在最大受力状态下，分析各关键部件的变形量和应力，各关键部件的主要静载荷及施加方式如表3所示。

表3 静载荷及施加方式

2.3 泵送机构的静力学分析

2.3.1 活塞杆的静力学分析

在泵送机构中，活塞杆承受的压力为主油缸的最大推力，将活塞杆的一端固定，利用Ansys软件对活塞杆进行静力学分析，得到活塞杆的应力云图和变形云图，如图2和图3所示。由图2和图3可知： 活塞杆的最大等效应力为139.15 MPa，发生在活塞杆固定端圆周附近； 活塞杆的最大变形量为0.785 64 mm，发生在活塞杆的固定端。

图2 活塞杆应力云图(单位： MPa)

图3 活塞杆变形云图(单位： mm)

活塞杆材料为40Cr不锈钢，具有耐腐蚀、耐冲击的特点，其屈服极限为785 MPa，结合活塞杆的最大等效应力139.15 MPa，参照《机械设计手册》选择安全系数n1为3，对活塞杆的强度进行校核。

(1)

式中：σ1max为活塞杆的最大等效应力，MPa；σb1为活塞杆材料的屈服极限，MPa；σp1为许用应力，MPa。

由式(1)可知，活塞杆强度满足结构强度设计要求。

2.3.2 主油缸的静力学分析

在泵送机构中，主油缸所承受的压力取为液压系统的液压油对缸内壁的最大压力，将主油缸的两端固定，利用Ansys软件对主油缸筒进行静力学分析，得到主油缸的应力云图和变形云图，如图4和图5所示。由图4和图5可知： 主油缸的最大等效应力为182.25 MPa，发生在主油缸的两固定端内表面； 主油缸的最大变形量约为0.024 3 mm，发生在主油缸的两固定端的外表面。

图4 主油缸应力云图(单位： MPa)

图5 主油缸变形云图(单位： mm)

主油缸所选材料45钢的屈服极限为610 MPa，结合主油缸的最大等效应力182.25 MPa，参照《机械设计手册》，选择安全系数n2为3，对主油缸的强度进行校核。

(2)

式中：σ2max为主油缸的最大等效应力，MPa；σb2为主油缸材料的屈服极限，MPa；σp2为许用应力，MPa。

由式(2)可知，主油缸强度满足结构强度设计要求。

2.3.3 混凝土输送缸的静力学分析

在泵送机构中，混凝土输送缸所承受的压力取为混凝土对缸壁的最大压力，将混凝土输送缸的两端固定，利用Ansys软件对混凝土输送缸进行静力学分析，得到混凝土输送缸的应力云图和变形云图，如图6和图7所示。由图6和图7可知： 混凝土输送缸的最大等效应力为101.25 MPa，发生在混凝土输送缸的两固定端内表面； 混凝土输送缸的最大变形量约为0.019 4 mm，发生在混凝土输送缸的两固定端外表面。

图6 混凝土输送缸应力云图(单位： MPa)

图7 混凝土输送缸变形云图(单位： mm)

Fig. 7 Deformation nephogram of concrete pumping cylinder(unit： mm)

混凝土输送缸所选材料45钢的屈服极限为610 MPa，结合混凝土输送缸的最大等效应力101.25 MPa，参照《机械设计手册》选择安全系数n3为3，对混凝土输送缸的强度进行校核。

(3)

式中：σ3max为混凝土输送缸的最大等效应力，MPa；σb3为混凝土输送缸材料的屈服极限，MPa；σp3为许用应力，MPa。

由式(3)可知，混凝土输送缸强度满足结构强度设计要求。

2.4 S阀体的动力学分析

在泵送机构中，S阀体不仅承受静载荷的作用，还承受动载荷的作用，而瞬态分析是在模态分析的基础上进行的。根据模态分析的结果，设置瞬态分析的频率为20～100 Hz[8]，在动载荷的作用下，利用Ansys软件对S阀体进行动力学分析[9]，得到S阀体的最大等效应力随频率的变化曲线，如图8所示。

图8 应力-频率响应曲线

S阀体所选材料ZGMn13高锰耐磨钢的屈服极限为635 MPa，结合S阀体的最大等效应力为394.78 MPa，参照《机械设计手册》，在安全系数n4为1.5的条件下，对S阀体的强度进行校核。

(4)

式中：σ4max为S阀体的最大等效应力，MPa；σb4为S阀体材料的屈服极限，MPa；σp4为许用应力，MPa。

由式(4)可知，S阀体强度满足结构强度设计要求。

3 S阀体的疲劳寿命计算

利用Ansys软件对S阀体进行动态分析，可得S阀体的最大等效应力为394.78 MPa、最小等效应力为36.04 MPa。结合S阀体材料的应力-频率响应曲线、线性累积损伤理论和应力修正法[10-11]，计算平均应力的修正应力

(5)

式中：σn为修正应力，MPa；σ5max为最大应力，MPa；σ5min为最小应力，MPa；σb5为材料的屈服极限，MPa。

将相关数据带入式(5)，可计算出修正应力为271.38 MPa。

根据S阀体所选材料ZGMn13高锰耐磨钢的固有特性，可知lgN0=6、lgσ0=7.94，再由S阀体的应力-频率响应曲线图可得lgN=2、lgσ=9.15，结合计算出的修正应力σn，计算S阀体的疲劳寿命[12-15]，计算公式如下。

(6)

(7)

(8)

式中：N0为循环次数，取1×106；σ0为循环次数1×106时的应力，MPa。

将相关数据带入式(6)—式(8)，可计算出S阀体的疲劳寿命N1=1.415×106，在疲劳敏感曲线的50%～90%内，满足S阀体疲劳寿命设计要求。

4 结论与讨论

1) 本文介绍了一种窄体双缸S阀混凝土输送泵，通过改变元器件的结构位置及对部分元器件结构设计，使整机宽度在1.5 m以下，泵送能力达到42～72 m3/h。采用Ansys软件对该混凝土输送泵泵送机构进行静动态分析和疲劳分析，计算疲劳寿命，验证结构设计的合理性。

2) 本文采用虚拟仿真技术分析了窄体双缸S阀混凝土输送泵泵送机构的应力、应变和疲劳寿命，为混凝土输送泵易损件的疲劳寿命和可靠性分析提供了思路。下一步将对该窄体混凝土输送泵进行现场应用试验，并跟踪试验情况，以进一步完善该混凝土输送泵。

[1] 穆晨.拖式混凝土泵技术的发展[J].建筑机械,1999(3): 30.

MU Chen. Technical development of trail concrete pump[J]. Construction Machinery, 1999(3): 30.

[2] 柏红专, 罗亮平. 我国拖式混凝土泵发展趋势探讨[J].建筑机械化, 2007(11): 33.

BAI Hongzhuan, LUO Liangping. Discussion of development trend of towed concrete pump in China[J]. Construction Mechanization, 2007(11): 33.

[3] 江国耀. 混凝土泵的技术发展趋势和市场前景[J]. 建筑机械, 2008(8): 16.

JIANG Guoyao. Technology development trends and market prospects of concrete pump in China[J]. Construction Machinery, 2008(8): 16.

[4] HWANG S C,MCMEEKING R M. A finite element model of ferroelastic polycrystals[J].International Journal of Solids and Structures, 1999, 36(10): 1541.

[5] 樊文端. 基于虚拟样机技术的混凝土泵推进机构的设计研究[D]. 西安: 西安建筑科技大学, 2007.

FAN Wenduan. Design and research of concrete pump push-pull mechanism based on virtual prototyping[D]. Xi′an: Xi′an University of Architecture and Technology, 2007.

[6]ERDOGAN Madenci, IBRAHIM Guven. Finite element method and application in engineering using ANSYS[M].Berlin： Springer-Verlag Press, 2005.

[7] 厉秀珍. 混凝土泵泵送机构设计研究及动力学仿真[D].长沙: 长沙理工大学, 2012.

LI Xiuzhen. Research on the designing and dynamics simulation of pumping mechanism of the concrete pump[D]. Changsha: Changsha University of Science & Technology, 2012.

[8] 张大庆, 吕彭民, 何清华, 等. 混凝土泵车结构动强度试验研究[J]. 振动与冲击, 2005, 24(3): 111.

ZHANG Daqing,LYU Pengmin,HE Qinghua, et al.Experimental research on structural dynamic strength of a concrete pump auto[J]. Journal of Vibration and Shock, 2005, 24(3): 111.

[9] 刘龙涛, 李传日, 程祺, 等. 某结构件的随机振动疲劳分析[J]. 振动与冲击, 2013, 32(21) : 97.

LIU Longtao,LI Chuanri,CHENG Qi, et al.Random vibration fatigue analysis for a structure[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(21): 97.

[10] 刘杰, 戴丽, 赵丽娟, 等. 混凝土泵车臂架柔性多体动力学建模与仿真[J].机械工程学报, 2017, 43(11): 131.

LIU Jie, DAI Li, ZHAO Lijuan, et al. Modeling and simulation of flexible multi-body dynamics of concrete pump truck arm[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2017, 43(11): 131.

[11] 刘会勇, 李伟, 林勇刚, 等. 基于泵送压力的混凝土泵排量计量方法[J]. 机械工程学报, 2009, 45(5): 165.

LIU Huiyong, LI Wei, LIN Yonggang, et al. Measuring method of concrete pump discharge based on pumping pressure[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2009, 45(5): 165.

[12] ZHANG Y M, FAN M, XIAO Z M, et al. Fatigue analysis of offshore pipelines with embedded cracks[J].Ocean Engineering, 2016, 117(1): 45.

[13]YAPICI A,SARACOGLU G.Fatigue analysis of bolted flange joints of a rotary dryer[J].Engineering Failure Analysis, 2016, 63(2): 182.

[14] 李琳琳, 王丽红, 坎杂, 等. 骑跨式机架的随机振动疲劳分析[J]. 农机化研究, 2017(10): 23.

LI Linlin,WANG Lihong,KAN Za, et al.Vibration reduction design of a straddle chassis frame[J].Journal of Agricultural Mechanization Research, 2017(10): 23.

[15] 文孝霞, 杜子学, 姜保军, 等. 随机载荷作用下微车车身结构疲劳寿命仿真分析[J].现代制造工程, 2012(7): 78.

WEN Xiaoxia, DU Zixue, JIANG Baojun, et al. Simulation analysis of fatigue life of micro-car body structure under random load[J]. Modern Manufacturing Engineering, 2012(7): 78.