本文關(guān)鍵詞：EBZ-135型懸臂式掘進(jìn)機(jī)履帶板的優(yōu)化設(shè)計(jì)，由筆耕文化傳播整理發(fā)布。

太原理工大學(xué) 碩士學(xué)位論文 EBZ-135型懸臂式掘進(jìn)機(jī)履帶板的優(yōu)化設(shè)計(jì) 姓名：凌靜秀 申請學(xué)位級別：碩士 專業(yè)：機(jī)械設(shè)計(jì)與理論 指導(dǎo)教師：李春英;牛衛(wèi)兵 20100501

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EBZ-135 型懸臂式掘進(jìn)機(jī)履帶板的優(yōu)化設(shè)計(jì) 摘 要
掘進(jìn)機(jī)是煤礦井下巷道掘進(jìn)的關(guān)鍵設(shè)備之一。履帶是掘進(jìn)機(jī)的支撐、 行

走機(jī)構(gòu)，主要承受掘進(jìn)機(jī)行走和切割時的支反力、傾覆力矩及動載荷。 本文涉及的 EBZ-135 型掘進(jìn)機(jī)在掘進(jìn)時，存在履帶對地面附著力不夠，易 打滑，不能自動排除淤泥等缺點(diǎn)。據(jù)此，對履帶板的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)成 為該課題的主要研究內(nèi)容。 論文課題為太原礦山機(jī)器集團(tuán)有限公司的委托項(xiàng)目， EBZ-135 型 以 掘進(jìn)機(jī)（以下簡稱掘進(jìn)機(jī)）為研究對象，采用三維建模軟件 UG 對各構(gòu) 件建模，裝配完后導(dǎo)入到仿真軟件 ADAMS 中建立虛擬樣機(jī)，進(jìn)行動力學(xué) 仿真，得出載荷邊界條件，利用仿真結(jié)果在有限元分析軟件 ANSYS 中對 履帶板有限元分析。 在 UG 中主要創(chuàng)建驅(qū)動輪、導(dǎo)向輪、履帶板以及機(jī)架，并進(jìn)行虛擬 裝配和簡單干涉檢查，完成掘進(jìn)機(jī)三維簡化模型的創(chuàng)建。將建立好的三 維模型導(dǎo)入到 ADAMS 軟件中，施加約束、載荷等，完成虛擬樣機(jī)模型， 然后對水平巷道、上坡以及轉(zhuǎn)彎三種工況進(jìn)行仿真，并利用扭矩理論值 驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性，研究履帶板的載荷變化曲線。提取履帶板載荷 曲線中最大載荷作為有限元分析的邊界條件， ANSYS 軟件中對原履帶 在

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板結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析，校核原結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度。最后分別從提高掘進(jìn)機(jī)對 地附著性能和自動排除淤泥的方面優(yōu)化原履帶板結(jié)構(gòu)，達(dá)到預(yù)期目的。

關(guān)鍵詞：虛擬樣機(jī)，掘進(jìn)機(jī)，履帶板，有限元，優(yōu)化設(shè)計(jì)

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OPTIMAL DESIGN ABOUT CRAWLER BOARD OF EBZ-135 CANTILEVER TYPE ROADHEADER

ABSTRACT

The roadheader is one of the key equipments under the coal mine drifting. The crawler is the walking mechanism of roadheader,and it supports the whole machine,mainly withstands reaction force, the overturning moment,and the dynamic load.While the EBZ-135 roadheader is tunnelling,crawler has not sufficient adhesion,and it makes the machine slip easily and can not remove the solt automatically.Therefore, carrying on the optimization design to crawler board is the main research content of this paper. The project of this paper originates from the factory and school cooperative project,optimizes the crawler board of roadheader for the Design Institute of Taiyuan Mining Machinery This paper is based on the EBZ135 roadheader as the research object,.We use UG software to model the parts, and import into the simulation software ADAMS after assembling the part, then carry on the dynamic simulation, and obtain the load boundary condition. Finally,we utilize the simulation result to analysis the crawler board in finite element analysis software ANSYS. This paper mainly establishs the following parts using the UG software: Driving wheel, guiding wheel, crawler board as well as the walkingframe, then assembles into the whole machine and carries out the simple interference
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inspection, completes the simplified roadheader.Then the model is imported into the ADAMS software,and exerting the restrains,loads,and so on.The virtual prototype is completed,then carry on onward , climbing and turning simulation.Verify the accuracy of the simulation results though torque theoretical value,and research the load curve of crawler board.The paper extracts the maximum load of crawler board as the load boundary condition of finite element analysis,and proceeds finite element analysis in ANSYS software,so as to check the intensity of original crawler board.Finally,this paper carries on the structure optimization to the original crawler board from enhancing the slip-resistant and the automatic elimination silt function,so as to the achieve intended purpose.

KEY WORDS: virtual prototype, roadheader, crawler board, finite element,optimal design

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第一章
1.1 課題研究目的和意義

緒 論

本課題研究的掘進(jìn)機(jī)是 EBZ－135 型，該掘進(jìn)機(jī)是縱軸懸臂式，主要適用于截割井 下半斷面巷道的開采，其特點(diǎn)是集開挖、裝載功能于一身、成巷質(zhì)量高等，在目前的煤 炭行業(yè)應(yīng)用廣泛，是必不可少的設(shè)備。隨著虛擬樣機(jī)技術(shù)及采掘能力的提高，我國懸臂 式掘進(jìn)機(jī)有了較大的發(fā)展，但還遠(yuǎn)遠(yuǎn)落后于發(fā)達(dá)國家[1][2][3]。 履帶行走機(jī)構(gòu)支撐掘進(jìn)機(jī)的重量和驅(qū)動整機(jī)向前鉆進(jìn)，是掘進(jìn)機(jī)的重要組成部分。 掘進(jìn)機(jī)工作環(huán)境惡劣，履帶板是行走機(jī)構(gòu)中承受各種載荷的關(guān)鍵部件，對其結(jié)構(gòu)性能要 求較高。因此，履帶板結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)對掘進(jìn)機(jī)綜合性能的提高意義重大。 目前，本課題研究的履帶在惡劣工況下運(yùn)行，尤其是掘進(jìn)機(jī)向前鉆進(jìn)時對地附著力 太小，容易打滑，而且不能自動清除附著在履帶板上的淤泥，切割效率大幅度降低。本 文研究的目的就是要通過改進(jìn)履帶板結(jié)構(gòu)，在滿足材料強(qiáng)度要求的前提下，進(jìn)而提高掘 進(jìn)機(jī)對地附著力和自動排泥功能。 部件改進(jìn)的傳統(tǒng)方法往往基于物理樣機(jī)模式，該模式周期長，使產(chǎn)品無法適應(yīng)快速 變化的市場需求。本文采用虛擬樣機(jī)技術(shù)，結(jié)合各軟件的優(yōu)點(diǎn)對掘進(jìn)機(jī)進(jìn)行仿真和履帶 板作有限元分析， 對履帶板各部分的應(yīng)力情況有一個全面準(zhǔn)確的了解， 優(yōu)化履帶板結(jié)構(gòu)， 達(dá)到預(yù)期研究目的。 本文這種分析方法擺脫了傳統(tǒng)設(shè)計(jì)思想，既能節(jié)省試驗(yàn)經(jīng)費(fèi)，同時也可縮短產(chǎn)品的 開發(fā)周期，提高了掘進(jìn)機(jī)開采效率，符合國內(nèi)外掘進(jìn)機(jī)履帶行走裝置設(shè)計(jì)且能提高企業(yè) 在市場中的競爭力，同時對其他履帶行走機(jī)構(gòu)的仿真設(shè)計(jì)具有一定借鑒意義。

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1.2 履帶國內(nèi)外研究動態(tài)
目前， 市場上履帶板形狀有很多種， 在不同機(jī)器上就有不同形狀的結(jié)構(gòu)， 如挖掘機(jī)、 履帶起重機(jī)、坦克、掘進(jìn)機(jī)等。為了對履帶板整體形成感性認(rèn)識，本文收集以下幾種具 有代表性的履帶板實(shí)物圖：

圖 1-1 各種履帶板實(shí)物圖 Fig.1-1 Material object of crawler board

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上圖中，前五張圖都是不同型號掘進(jìn)機(jī)的履帶板實(shí)物，最后一張是坦克履帶板。不 同結(jié)構(gòu)履帶板都有各自的優(yōu)點(diǎn)，圖中第一幅圖片就是本文所研究的原履帶板結(jié)構(gòu)，和第 二幅結(jié)構(gòu)相同，都屬于平履帶，沒有履刺，路面泥濘時對地附著力不夠容易打滑，但強(qiáng) 度和剛度都較高，適用于堅(jiān)硬路面行走。 早在 20 世紀(jì) 50 年代，美國 Michigan 大學(xué)就已經(jīng)開始應(yīng)用仿真技術(shù)對坦克展開動 力學(xué)仿真研究，進(jìn)而分析坦克履帶板受力情況。在美國，某大學(xué)對車輛動態(tài)系統(tǒng)進(jìn)行建 模和求解，公布出的地面車輛機(jī)動性模型，都已成功地應(yīng)用于多國各種履帶車輛的仿真 定量評價(jià)與鑒定，而且一直沿用至今。上個世紀(jì) 80 年代，美國采用通用機(jī)械系統(tǒng)動力 學(xué)軟件完成了對主戰(zhàn)坦克及其他裝甲車輛的動力學(xué)分析與仿真研究。之后，美國坦克機(jī) 動車局便開始大力推薦采用機(jī)械系統(tǒng)動力學(xué)軟件如 ADMAS、DADS 等，對一大批坦克裝甲 車輛進(jìn)行更進(jìn)一步的動力學(xué)仿真與分析[4][5]。 此外，以色列學(xué)者 D.Rubinstein 和 R.Hitron 用動力學(xué)仿真軟件 LMS-DADS 對 M113 裝甲運(yùn)輸車展開了研究，分別建立了單塊履帶和地面的數(shù)學(xué)模型，對履帶做了理論上的 分析。他們用 LMS-DADS 建立出裝甲車的虛擬樣機(jī)模型，介紹了接觸力的等效替代方法， 并對其動力學(xué)做了相關(guān)研究。最后還對單塊履帶分別作了剪切和下沉試驗(yàn)，得出在不同 載荷下的剪切力曲線以及在加載和不加載情況下整機(jī)對路面的壓力曲線， 發(fā)現(xiàn)牽引力在 不同位置和方向的壓力有很大的不同， 對機(jī)構(gòu)的質(zhì)心加速度做了頻譜分析和前人的試驗(yàn)
[6] 對比下得出了低赫茲下和高赫茲下的加速度曲線 。

在國內(nèi)，關(guān)于履帶板結(jié)構(gòu)的開發(fā)研究主要還是由高校和研究所承擔(dān)，在實(shí)際生產(chǎn) 中還沒有大量開發(fā)和利用。吉林大學(xué)孔德文，李海偉等人以礦用挖掘機(jī)履帶行走裝置作 為研究對象[7][8][9]，以 ADAMS/View 為主要手段，對履帶行走裝置的動力學(xué)展開研究；吉 林大學(xué)石利敏同樣用 ADAMS 軟件分析研究了 410 型履帶式推土機(jī)行走機(jī)構(gòu)[10]， 并對驅(qū)動 輪齒的個數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化； 湖南大學(xué)董新建在 ADAMS/ATV 虛擬環(huán)境下對履帶車輛行動部分 進(jìn)行了分析與仿真
[11][12]

，為履帶車輛機(jī)動性的評測和行駛裝置的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論指

導(dǎo)； 湖南大學(xué)與北京特種車輛研究所馬傳帥等人基于 ADAMS 軟件中的 ATV 模塊對某型履 帶裝甲車輛建立了動力學(xué)模型，針對各托帶輪所受履帶的垂向沖擊力大小不均勻的問

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題，綜合動力學(xué)仿真分析，優(yōu)選托帶輪的分布方式，改善其動力學(xué)性能[13]；東南大學(xué)和 安陽工學(xué)院朱艷芳等人針對某型履帶車輛,運(yùn)用 ADAMS 軟件建立其行走系統(tǒng)的虛擬樣機(jī) 模型,解決車輛在高速行駛過程中的“脫輪”問題,為履帶車輛的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)[14]； 揚(yáng)州大學(xué)陳淑艷和陳文家以履帶車輛為研究對象， 利用 ADAMS/View 的二次開發(fā)技術(shù),根 據(jù)要求開發(fā)了履帶車輛的參數(shù)化設(shè)計(jì)系統(tǒng)， 解決了在 ATV 模塊欠缺的情況下履帶車輛在 ADAMS/View 中仿真分析模型的建模問題[15]， 這種參數(shù)化的建模對類似復(fù)雜模型在不同軟 件間的導(dǎo)入導(dǎo)出困難提供了一定的指導(dǎo)；中國北方車輛研究所盧進(jìn)軍，魏來生，趙韜碩 采用多體動力學(xué)仿真軟件 RecurDyn 的履帶車輛子系統(tǒng) Track(HM),建立某型履帶車輛多 體動力學(xué)模型,對履帶車輛在硬、 軟兩種地面的高速轉(zhuǎn)向過程進(jìn)行動力學(xué)仿真分析,著重 討論履帶車輛在軟地面高速轉(zhuǎn)向的動力學(xué)特性,為履帶車輛轉(zhuǎn)向性能的研究與高速轉(zhuǎn)向 的正確操作提供指導(dǎo)[16]。 從這些研究的成果中可以看出，目前國內(nèi)對履帶行走機(jī)構(gòu)研究主要集中在履帶車輛 的仿真分析，對于掘進(jìn)機(jī)上的履帶板研究很少，比較接近的也就只有對礦用挖掘機(jī)行走 機(jī)構(gòu)的研究，但所有的這些有關(guān)履帶的研究都可以借鑒，在前人已有成果的基礎(chǔ)上結(jié)合 本次研究的目的爭取有所突破。

1.3 本文研究的主要內(nèi)容
本文以虛擬樣機(jī)技術(shù)為支持，利用 UG、ADAMS 及 ANSYS 工程應(yīng)用軟件為分析工具， 結(jié)合 EBZ-135 型號的掘進(jìn)機(jī)為研究對象，主要對其進(jìn)行以下內(nèi)容的研究： 利用 UG 建立掘進(jìn)機(jī)的簡化模型，導(dǎo)入到 ADAMS 軟件中，建立虛擬樣機(jī)模型，并進(jìn) 行各種工況的仿真及分析， 仿真后利用仿真結(jié)果對履帶板用 ANSYS 軟件進(jìn)行有限元分析， 優(yōu)化其形狀，提高掘進(jìn)機(jī)對地附著力和自動排泥的功能。具體研究內(nèi)容如下： 1.校核掘進(jìn)機(jī)原履帶板的強(qiáng)度： （1）建立掘進(jìn)機(jī)三維簡化模型。 （2）創(chuàng)建掘進(jìn)機(jī)的虛擬樣機(jī)模型。將 UG 中的掘進(jìn)機(jī)三維簡化模型導(dǎo)入到 ADAMS 中，分析實(shí)際約束情況，施加旋轉(zhuǎn)副、固定副等約束和外部載荷，然后利用 4

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宏命令施加接觸力，完成虛擬樣機(jī)的創(chuàng)建。 （3）掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)的仿真研究，該研究分以下四步進(jìn)行： ①計(jì)算掘進(jìn)機(jī)水平巷道、上坡、轉(zhuǎn)彎工況下的牽引扭矩和速度的理論值； ②對掘進(jìn)機(jī)水平巷道、上坡以及轉(zhuǎn)彎三種工況進(jìn)行動力學(xué)仿真； ③仿真值和理論值的比較； ④研究各工況下驅(qū)動輪與履帶板的嚙合力曲線規(guī)律 （4）用有限元的方法校核掘進(jìn)機(jī)原履帶板的強(qiáng)度。 2.優(yōu)化原履帶板結(jié)構(gòu) （1）分析原履帶板的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，為優(yōu)化做好準(zhǔn)備。 （2） 對掘進(jìn)機(jī)原履帶板進(jìn)行優(yōu)化， 從而達(dá)到提高掘進(jìn)機(jī)對地附著性能的目的。 （3）參考坦克履帶板設(shè)計(jì)，優(yōu)化掘進(jìn)機(jī)原履帶板結(jié)構(gòu)，從而達(dá)到提高掘進(jìn)機(jī) 自動排除淤泥功能的目的。 （4）最終確定優(yōu)化后的履帶板結(jié)構(gòu)，提高掘進(jìn)機(jī)的對地附著性能以及自動排 除淤泥的功能。

1.4 本章小結(jié)
本章論述了履帶板課題研究的目的和意義，及其履帶國內(nèi)外的發(fā)展動態(tài)，并且闡明 了本論文主要研究內(nèi)容。

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第二章

掘進(jìn)機(jī)原履帶板的強(qiáng)度校核

本章將從四個方面來展開研究：1）建立掘進(jìn)機(jī)三維簡化模型；2）建立掘進(jìn)機(jī)的虛 擬樣機(jī)模型；3）掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)的仿真研究；4）用有限元的方法校核掘進(jìn)機(jī)原履帶板 的強(qiáng)度。在研究前先了解一下掘進(jìn)機(jī)及履帶行走機(jī)構(gòu)。

2.1 掘進(jìn)機(jī)及履帶行走機(jī)構(gòu)概述
目前，國內(nèi)外使用的巷道掘進(jìn)機(jī)種類繁多，主要分為全斷面巷道掘進(jìn)機(jī)和部分?jǐn)嗝?巷道掘進(jìn)機(jī)。前者主要用于掘進(jìn)巖石巷道，截割斷面形狀單一；后者僅能同時截割工作 面煤巖斷面的一部分，主要用于掘進(jìn)煤或半巖煤巷道。本文研究的 EBZ-135 型號掘進(jìn)機(jī) 屬于部分?jǐn)嗝婢蜻M(jìn)機(jī)，總體主要由截割機(jī)構(gòu)、裝載機(jī)構(gòu)、轉(zhuǎn)運(yùn)機(jī)構(gòu)、行走機(jī)構(gòu)、液壓系 統(tǒng)和電氣系統(tǒng)等組成，見圖 2-1。

圖 2-1 EBZ-135 掘進(jìn)機(jī)總體構(gòu)成及行走機(jī)構(gòu)構(gòu)成 Fig. 2-1 The structure of walking mechanism and roadheader of EBZ-135

履帶行走機(jī)構(gòu)的特點(diǎn)如下：有良好的通過性，能適應(yīng)不同路面，對土壤的接地比壓 小，有足夠好的機(jī)動性，方便通過各種路面或進(jìn)行轉(zhuǎn)彎；功率消耗大，構(gòu)造復(fù)雜，制造 費(fèi)用高，零件易磨損，需經(jīng)常更換[17][7]。但是，在礦山工作環(huán)境下，履帶行走機(jī)構(gòu)優(yōu)點(diǎn) 是主要的。因此，掘進(jìn)機(jī)普遍采用的是履帶式行走機(jī)構(gòu)。 6

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掘進(jìn)機(jī)履帶行走機(jī)構(gòu)有支重輪和無支重輪兩種結(jié)構(gòu)[18]， 每種機(jī)構(gòu)都有其特點(diǎn)和適用 條件。有支重輪結(jié)構(gòu)盡管內(nèi)摩擦阻力要小，但當(dāng)密封性差時，巷道中的泥水易進(jìn)入機(jī)構(gòu) 內(nèi)部，導(dǎo)致其內(nèi)阻力大大增大，使整機(jī)行走困難。本文采用無支重輪結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)簡單， 重量輕，對于工況惡劣（泥水）的工程機(jī)械，不易出現(xiàn)行走困難的現(xiàn)象。 掘進(jìn)機(jī)行走機(jī)構(gòu)由液壓馬達(dá)、行走減速機(jī)、鏈輪、履帶鏈、張緊機(jī)構(gòu)、行走架等幾 部分組成[19]（見圖 2－1）。其工作原理是：由液壓馬達(dá)發(fā)出的扭矩經(jīng)減速器和驅(qū)動輪把 履帶的工作區(qū)段張緊,引起履帶板和地面間的相互作用而產(chǎn)生牽引力。地面?zhèn)鬟f給履帶 板一個切向反作用力,推動掘進(jìn)機(jī)前進(jìn)。本文研究的主要是履帶板結(jié)構(gòu)，以下簡單介紹 下驅(qū)動輪和履帶板的相關(guān)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)： 1．驅(qū)動輪結(jié)構(gòu)特點(diǎn)[7][8] 驅(qū)動輪是將傳動系統(tǒng)的動力傳至履帶，以產(chǎn)生使掘進(jìn)機(jī)運(yùn)動的驅(qū)動力。驅(qū)動輪齒形 分直線齒形和凹形齒形，與履帶板的嚙合形式有關(guān)。本文研究的驅(qū)動輪為凹形齒形，與 履帶板凸齒正好相嚙合，此結(jié)構(gòu)履帶板彎度大，驅(qū)動輪結(jié)構(gòu)較簡單，嚙合平穩(wěn)，不易發(fā) 生沖擊，適用于礦用掘進(jìn)機(jī)。驅(qū)動輪位于行走機(jī)構(gòu)后部，這樣可縮短驅(qū)動段的長度、減 少功率損失，又可提高履帶的使用壽命。 2．履帶板結(jié)構(gòu)特點(diǎn)[8] 履帶是用來將整機(jī)的重力傳給地面，并保證機(jī)械發(fā)出足夠驅(qū)動力的裝置，由履帶銷 將履帶板連接起來構(gòu)成的封閉環(huán)支撐著整機(jī)，并傳遞壓力及牽引力而使整機(jī)運(yùn)行。履帶 板直接與地面接觸， 除受到地面磨損外， 還要承受整機(jī)重力和工作載荷， 并經(jīng)常處于泥、 煤、水等惡劣環(huán)境中工作，受到較大的沖擊載荷作用，所以要求履帶板的筋部有較高的 硬度，板體應(yīng)有較高的強(qiáng)度，一般采用耐磨的合金鋼鑄造，本文研究的履帶板材料為精 鑄 32CrMoV，經(jīng)過調(diào)質(zhì)處理，屈服強(qiáng)度 σs 可達(dá)到 930MPa。 履帶通常有整體式和組合式兩種結(jié)構(gòu)。 整體式履帶板是整體澆鑄的， 履帶銷孔較長， 加工困難，使履帶銷與銷孔之間存在較大間隙，泥沙容易進(jìn)入，磨損快，可用于不經(jīng)常 行走的重型機(jī)器上。組合式履帶板摩擦阻力小，轉(zhuǎn)動靈活，但該結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，重量大，

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拆裝不便，適用于經(jīng)常行走的工程機(jī)械上。本文研究的掘進(jìn)機(jī)采用整體式履帶，用兩節(jié) 履帶銷連接，在履帶板中部鑄出誘導(dǎo)齒，方便驅(qū)動輪驅(qū)動。 企業(yè)提供的原履帶板圖紙是平底履帶板，沒有履刺，適合在硬質(zhì)地面上行走，在惡 劣工況下附著力小且要人工去除留在凹槽中的淤泥。實(shí)際除該形式之外，還有單筋和三 筋兩種結(jié)構(gòu)。掘進(jìn)機(jī)在掘進(jìn)工況下時需要較大的牽引力，履刺越高，切入土壤越深，土 壤的抗剪切能力越能充分利用，發(fā)揮的驅(qū)動力就越大；但履刺過高會加劇土壤的擾動， 不僅破壞路面，還會增加滾動阻力，從而影響整機(jī)機(jī)動性，故履刺不宜過高，一般為 20-80mm。

2.2 掘進(jìn)機(jī)三維簡化模型的建立
利用 UG 軟件主要創(chuàng)建以下零件：驅(qū)動輪、導(dǎo)向輪、履帶板以及機(jī)架，然后進(jìn) 行虛擬裝配和簡單干涉檢查。 掘進(jìn)機(jī)三維簡化模型建立采用的是 UG 軟件。UG 是集 CAD/CAE/CAM 一體的三維參 數(shù)化軟件，是當(dāng)今世界最先進(jìn)的計(jì)算機(jī)輔助設(shè)計(jì)、分析和制造軟件之一，廣泛應(yīng)用于各 種行業(yè)。本課題主要用到其中的建模模塊和裝配模塊。在建模環(huán)境下，可以完成掘進(jìn)機(jī) 各構(gòu)件的二維草圖繪制及三維模型創(chuàng)建；通過裝配環(huán)境可以將驅(qū)動輪、履帶板等構(gòu)件進(jìn) 行虛擬裝配，組裝成整機(jī)模型。 另外，UG 是基于 Parasolid 建模內(nèi)核，可以和 ADAMS 軟件兼容共享數(shù)據(jù)，這樣在 UG 中建立的掘進(jìn)機(jī)簡化模型可以順利導(dǎo)入到 ADAMS 軟件中，不會丟失質(zhì)量等關(guān)鍵參數(shù)。 2.2.1 模型簡化說明 掘進(jìn)機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，若將全部零件都精確建模，使后繼仿真無法進(jìn)行，而且由于 仿真的重點(diǎn)只要求質(zhì)量、質(zhì)心等參數(shù)符合要求就可以得到實(shí)際仿真效果，所以應(yīng)該盡量 簡化模型使仿真順利進(jìn)行。 本文對掘進(jìn)機(jī)三維模型作如下簡化：

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（1）對驅(qū)動輪和導(dǎo)向輪內(nèi)部都進(jìn)行簡化，只繪出其三維輪廓，但對仿真結(jié)果影響 較大的接觸部位需要精確建模； （2）將各履帶板之間連接的履帶銷、滾套等簡化掉，用后繼仿真軟件中旋轉(zhuǎn)副代 替，使履帶板只能沿銷孔周向轉(zhuǎn)動，對仿真結(jié)果影響不大； （3）將左右行走架內(nèi)部復(fù)雜結(jié)構(gòu)省略，繪出整體外部輪廓，并和機(jī)身固接成一個 構(gòu)件，將掘進(jìn)機(jī)回轉(zhuǎn)臺等機(jī)構(gòu)簡化成一個圓柱體，也和行走架聯(lián)成一體，整機(jī)重力直接 折合到這一“復(fù)合體”上（以下簡稱機(jī)架）； （4）簡化掉驅(qū)動輪的傳動系統(tǒng)，直接將驅(qū)動輪鉸接到機(jī)架上，通過驅(qū)動輪直接輸 出轉(zhuǎn)速，驅(qū)動整機(jī)運(yùn)行； （5）將張緊裝置簡化，仿真中可以在導(dǎo)向輪和機(jī)架之間創(chuàng)建移動副，通過給導(dǎo)向 輪一個距離使其移動，從而張緊整條履帶。 2.2.2 零件的建模 掘進(jìn)機(jī)簡化模型包括如下零件：驅(qū)動輪、導(dǎo)向輪、履帶板、機(jī)架。 在 UG 軟件中，根據(jù)各個零件特征采用不同的方法建模。 （1）驅(qū)動輪：采用軸線拉伸的方法建模，先參照二維圖紙?jiān)诓輬D中繪出驅(qū)動輪橫 向平面圖，要求草圖必須閉合，不能有多余交叉線，然后沿軸線拉伸至零件實(shí)際厚度， 驅(qū)動輪三維簡化圖見圖 2-2。 （2）導(dǎo)向輪：采用回轉(zhuǎn)方法對其進(jìn)行建模，繪出導(dǎo)向輪軸向半截面圖，也要求閉 合，然后回轉(zhuǎn) 180 ° 完成建模，導(dǎo)向輪三維簡化圖見圖 2-3。 （3）履帶板：履帶板是本文研究重點(diǎn)，除不必要的倒圓角外，其余部位要求精確 建模；板體結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，先采用整體拉伸方法繪出大體尺寸圖；然后在局部平面建立基 準(zhǔn)，局部拉伸出零件中凹槽等形狀，和整體求差即可，因履帶板左右對稱，繪出其一半 特征，采用鏡像特征方法完成履帶板三維圖，履帶板三維簡化圖見圖 2-4。

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（4）機(jī)架：機(jī)架左右對稱，只要繪出一半即可鏡像成整體，要求支撐履帶板部位 精確建模，其余部位簡化，如回轉(zhuǎn)臺等直接用一圓柱體代替，建模方法較簡單，采用簡 單布爾運(yùn)算即可，機(jī)架三維簡化圖見 2-5。

圖 2-2 驅(qū)動輪三維簡化模型

圖 2-3 導(dǎo)向輪三維簡化模型

Fig.2-2 The simplified 3-D model of driving wheel Fig.2-3 The simplified 3-D model of guiding wheel

圖 2-4 履帶板三維簡化模型 Fig.2-4The simplified 3-D model of crawler board

圖 2-5 機(jī)架三維簡化模型 Fig.2-5The simplified 3-Dmodel of walkingframe

2.2.3 掘進(jìn)機(jī)簡化模型的裝配
UG 中裝配方法主要有從底向上和自頂向下兩種設(shè)計(jì)方法， 本文綜合兩種方法對掘進(jìn) 機(jī)進(jìn)行裝配，裝配中要注意兩接觸體間不能有干涉，可以有邊緣面相切而引起的干涉。

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首先進(jìn)入 UG 的裝配環(huán)境， 將驅(qū)動輪作為父本組件且放置定位在絕對原點(diǎn)， 然后通 過添加組件來添加履帶板模型， 通過與驅(qū)動輪之間的接觸對齊約束來限制履帶板的自由 度，完成驅(qū)動輪和履帶板的裝配模型見圖 2-6 所示。 本文研究的履帶行走機(jī)構(gòu)單邊履帶總共有 61 塊履帶板，對于與驅(qū)動輪嚙合區(qū)域外 的履帶板若要一塊塊添加比較麻煩，所以在裝配完驅(qū)動輪和履帶板嚙合部分后，先將每 個履帶板之間用對齊約束裝配成一個組件，再在上步中已裝配好的模型中添加該組件， 重復(fù)調(diào)用該組件直至到實(shí)際履帶板接地長度為止，履帶板組件裝配模型見圖 2-7。

圖 2-6 驅(qū)動輪與履帶板的裝配 Fig.2-6 The assmble between driving wheel and crawler

圖 2-7 履帶板組件裝配 Fig.2-7 The assmble between crawlers

最后用距離約束以及接觸對齊約束添加導(dǎo)向輪和機(jī)架， 通過控制導(dǎo)向輪與驅(qū)動輪中 心距離以及導(dǎo)向輪和履帶板的接觸來約束其自由度，用同樣的方法來約束機(jī)架，最終完 成的掘進(jìn)機(jī)簡化裝配模型見圖 2-8 所示。

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圖 2-8 EBZ-135 掘進(jìn)機(jī)簡化三維模型 Fig.2-8 The simplified 3-D model of EBZ135 roadheader

2.2.4 干涉檢查 建立完掘進(jìn)機(jī)簡化裝配模型后，需要進(jìn)行簡單干涉檢查，分析裝配體中各零部件之 間是否存在靜態(tài)干涉，發(fā)現(xiàn)可能存在的干涉，需進(jìn)行相應(yīng)的調(diào)整，以保證虛擬裝配模型 的正確性。特別是驅(qū)動輪和履帶板存在多處嚙合情況，該嚙合裝配的好壞會直接影響后 繼的仿真工作，因此需要重點(diǎn)對相接觸的零件進(jìn)行干涉檢查，檢查完后結(jié)果提示行走機(jī) 構(gòu)內(nèi)部無干涉現(xiàn)象，見圖 2-9 所示。

圖 2-9 無干涉信息框 Fig.2-9 Information box of non- interference

2.3 掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)模型的建立
本課題的虛擬樣機(jī)是在 ADAMS 軟件中建立的，以下簡單介紹下該軟件：

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ADAMS 軟件是美國 MSC 公司開發(fā)的集建模、 求解、 可視化技術(shù)于一體的虛擬樣機(jī)分 析軟件，目前在仿真領(lǐng)域市場上應(yīng)用很廣。利用 ADAMS 交互式圖形環(huán)境和零件約束、力 庫等創(chuàng)建虛擬樣機(jī)，進(jìn)行各種工況仿真分析和比較。軟件內(nèi)部求解器采用多剛體系統(tǒng) 動力學(xué)理論中的拉格郎日方程方法，建立系統(tǒng)動力學(xué)方程，可輸出仿真動畫，同 時可用于預(yù)測機(jī)器內(nèi)部碰撞檢測、峰值載荷以及計(jì)算有限元的邊界載荷，支持 ADAMS 同 大多數(shù) CAD、FEA 及控制設(shè)計(jì)軟件包之間的雙向通訊[20][21]。 虛擬樣機(jī)的建立是將在 UG 中建立的三維簡化模型導(dǎo)入到 ADAMS 中， 修改模型各 構(gòu)件質(zhì)量,根據(jù)實(shí)際情況需要在各構(gòu)件上施加約束、 接觸力和外部載荷,確定各個構(gòu)件間 的運(yùn)動關(guān)系,組成一個完整的虛擬樣機(jī)動力學(xué)模型 2.3.1 將掘進(jìn)機(jī)簡化三維模型導(dǎo)入到 ADAMS 中 要想將 UG 中創(chuàng)建的掘進(jìn)機(jī)簡化三維模型導(dǎo)入到 ADAMS 中，兩個軟件必須具有相同 的幾何數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換模塊，先要將 UG 的數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換成中性(不依賴于 UG 系統(tǒng))數(shù)據(jù)，然后將中 性數(shù)據(jù)通過幾何數(shù)據(jù)模塊轉(zhuǎn)換成 ADAMS 軟件的數(shù)據(jù)。 和 ADAMS 這兩種軟件具有相同的 UG 幾何數(shù)據(jù)模塊，可以將 UG 導(dǎo)出為 Parasolid 格式的數(shù)據(jù)，該數(shù)據(jù)鏈接非常方便，而且 不會有數(shù)據(jù)丟失，具有很強(qiáng)的兼容性。 先將掘進(jìn)機(jī)簡化三維模型用 Parasolid 格式導(dǎo)出，導(dǎo)出后文件的后綴為.x_t,然后 將該文件導(dǎo)入到 ADAMS／View 環(huán)境中。導(dǎo)入模型后要進(jìn)行一下的觀察和設(shè)定。 (1)通過觀察掘進(jìn)機(jī)內(nèi)部所有零件顯示均正常，沒有數(shù)據(jù)丟失。 (2)為了控制結(jié)果數(shù)值大小，需要將默認(rèn)系統(tǒng)單位重新設(shè)置：系統(tǒng)單位設(shè)定為 Length/m；Mass/kg；Force/kN；Time/s；Angle/ Degree；Frequency/Hertz。 2.3.2 建立路面模型 在 ADAMS 中建立路面剛體模型，修改其材料參數(shù)，使之盡量和實(shí)際路面相符，路面 材料主要有以下幾種參數(shù)： 楊氏彈性模量 （Youngs Modulus） 泊松比(Poissons Ratio)， ， 密度(Density)，大小見圖 2-10 所示，建立完后用固定副將其固定在空間內(nèi)。
[22][23]

。

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圖 2-10 路面材料參數(shù) Fig.2-10 Material parameter of ground

2.3.3 虛擬樣機(jī)的設(shè)定

1．添加運(yùn)動副
將掘進(jìn)機(jī)三維簡化模型導(dǎo)入到 ADAMS 中后，需要在每個構(gòu)件上施加約束，也就是 定義各個構(gòu)件與之相關(guān)構(gòu)件之間的運(yùn)動關(guān)系，從而限制構(gòu)件在某個方向上的相對運(yùn)動， 通過約束將各個獨(dú)立的構(gòu)件連接組成一個具有相對運(yùn)動的完整的仿真模型。 本 文 用 到 了 以 下 幾 種 類 型 的 約 束 ： 旋 轉(zhuǎn) 副 （ Revolute ） (Cylindrical) (Fixed) 、 移 動 副 (Translational) 、圓柱副

、 點(diǎn) 點(diǎn) 副 (Atpoint) 、 固 定 副

、接觸副（Contact）

。掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)各構(gòu)件約束關(guān)系見表 2-1。

表 2-1 EBZ-135 掘進(jìn)機(jī)內(nèi)部構(gòu)件約束關(guān)系 Tab.2-1 Internal component restraint relations of EBZ-135 roadheader 構(gòu)件 履帶板 驅(qū)動輪 導(dǎo)向輪 機(jī)架 地面 履帶板 旋轉(zhuǎn)副 接觸副 接觸副 接觸副 接觸副 旋轉(zhuǎn)副 移動副 固定副 驅(qū)動輪 接觸副 導(dǎo)向輪 接觸副 機(jī)架 接觸副 旋轉(zhuǎn)副 移動副 地面 接觸副

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各個構(gòu)件間運(yùn)動副施加說明如下： （1）將驅(qū)動輪和機(jī)架以及履帶板之間均用旋轉(zhuǎn)副定義其運(yùn)動關(guān)系，約束作用點(diǎn)在 驅(qū)動輪和銷孔的幾何中心軸線上，方向沿軸線方向，剩一個旋轉(zhuǎn)自由度； （2）導(dǎo)向輪和機(jī)架之間施加移動副，作用點(diǎn)在導(dǎo)向輪幾何中心，方向垂直軸線方 向，剩一個移動自由度，引導(dǎo)履帶旋轉(zhuǎn)； （3）在各個相鄰履帶板之間先全部施加旋轉(zhuǎn)副，由于旋轉(zhuǎn)副聯(lián)接限制了銷軸部分 的軸向移動，而首尾相連形成一個環(huán)狀，會使整個裝置過約束，故應(yīng)該將其中任意兩個 旋轉(zhuǎn)副修改為圓柱副和點(diǎn)點(diǎn)副來減少限制機(jī)構(gòu)的自由度。

2．各構(gòu)件重命名
在添加接觸力之前，首先要將掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)內(nèi)部各個構(gòu)件重命名，是為了方便后 繼接觸力程序的編寫，本文對各構(gòu)件的重命名見表 2-2 所示。
表 2-2 EBZ-135 掘進(jìn)機(jī)各構(gòu)件名稱 Tab.2-2 The part name of EBZ-135 roadheader 左履帶板 1~61 重命名 lefttrack1~61 右驅(qū)動輪 重命名 rightdriverwheel 右導(dǎo)向輪 重命名 leftguidewheel 右履帶板 1~61 righttrack1~61 機(jī)架 walkingframe 地面 ground 左驅(qū)動輪 leftdriverwheel 左導(dǎo)向輪 leftguidewheel

3．添加接觸力[24]
在 ADAMS 中，接觸力的定義是：當(dāng)兩個構(gòu)件有表面接觸時，就會在接觸的位置產(chǎn) 生接觸力。接觸力是一種特殊的力，本文涉及的是時斷時續(xù)的接觸，在這種情況下，兩 個構(gòu)件從不接觸到接觸，再到不接觸，由于存在相對運(yùn)動，并伴隨著能量相互轉(zhuǎn)換。 計(jì)算接觸力的方法有 Restitution（補(bǔ)償法）、Impact（沖擊函數(shù)法）和 UserDefined （用戶自定義法）。補(bǔ)償法懲罰系數(shù)要求較高，要真實(shí)模擬兩個構(gòu)件之間的接觸情況非 常不方便；沖擊函數(shù)法則需要反復(fù)試驗(yàn)接觸力參數(shù)值才能達(dá)到實(shí)際接觸效果。相對補(bǔ)償 15

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法而言，使用沖擊函數(shù)法比較適合，因此本文選擇使用 Impact（沖擊函數(shù)法）。接觸力 （Impact）公式可表示如下：

F = ? kx e ? d x
式中： k —接觸剛度， Nm ；
x —切入深度，m；

(2-1)

e—接觸力指數(shù)； d—阻尼， Ns m ；
x —變形速度， m s 。

因此，在添加接觸力前需要確定各個構(gòu)件間接觸力的參數(shù)，這些參數(shù)對履帶板力值 有較大影響，必須選擇合適的數(shù)值。 （1）確定接觸力參數(shù)[8][10] 接觸力可以選擇多種接觸類型， 本文選擇 Solid to Solid 實(shí)體接觸能真實(shí)反應(yīng)兩接觸 體之間的碰撞關(guān)系。沖擊函數(shù)法中需要確定接觸剛度（Stiffness）、接觸力指數(shù)（Force

Exponent）、阻尼（Damping）、穿透深度（Penetration Depth）等參數(shù)。
①Stiffness 為接觸剛度，大體取值范圍是 10 2 kN / m ~ 10 5 kN / m 之間，鋼與剛之間 的推薦默認(rèn)值為 10 5 kN/m。 ②Force Exponent 是該接觸力的計(jì)算指數(shù)，表示材料的非線性特性，金屬一般取

1.3~1.5，路面材料等推薦取 2~3。
③Damping 是阻尼，指的是兩接觸體之間的最大阻尼（max damping），用于表征 接觸體之間相互作用時的能量損失，該值一般取剛度的 0.1%~1%。 ④Penetration Depth 為最大阻尼時的穿透深度，當(dāng)開始接觸時，沒有阻尼，隨著侵 入深度的增加，阻尼力會不斷加大，該值系統(tǒng)默認(rèn)為 10 ?4 m，若值過小計(jì)算起來會比較 困難，一般推薦取 10 ?3 m 即可。 此外，接觸力中還可以加摩擦，本文摩擦力（Friction Force）用庫倫法（Coulomb） 來計(jì)算，其中金屬間的靜態(tài)系數(shù)（Static Coefficient）推薦取 0.15，動態(tài)系數(shù)(Dynamic

Coefficient)取 0.1，金屬與土壤間的靜態(tài)系數(shù)和動態(tài)系數(shù)均取 0.73。
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通過反復(fù)試驗(yàn)和對比，最終確定各構(gòu)件之間的接觸力參數(shù)見表 2-3，2-4，2-5 所示：
表 2-3 驅(qū)動輪、導(dǎo)向輪與履帶板之間的接觸力參數(shù) Tab.2-3 The contact parameter among driving wheel,guiding wheel and crawler board Stiffness(剛度 k) Damping（阻尼 d） Dmax Force Exponent（力指數(shù) e） Coulomb Friction Static Coefficient Dynamic Coefficient Stiction Vel. Friction Vel. 10 kN/m 1000kNs/m 0.001 1.5 on 0.15 0.1 0.1 1.0
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表 2-4 機(jī)架與履帶板之間的接觸力參數(shù) Tab.2-4 The contact parameter between walkingframe and crawler board Stiffness(剛度 k) Damping（阻尼 d） Dmax Force Exponent（力指數(shù) e） Coulomb Friction Static Coefficient Dynamic Coefficient Stiction Vel. Friction Vel. 10 kN/m 1000kNs/m 0.001 1.5 on 0.35 0.35 0.1 1.0
5

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太原理工大學(xué)碩士研究生學(xué)位論文 表 2-5 地面與履帶板之間的接觸力參數(shù) Tab.2-5 The contact parameter between ground and crawler board Stiffness(剛度 k) Damping（阻尼 d） Dmax Force Exponent（力指數(shù) e） Coulomb Friction Static Coefficient Dynamic Coefficient Stiction Vel. Friction Vel. 50000kN/m 5000kNs/m 0.001 2.2 on 0.73 0.73 0.1 1.0

確定好接觸力參數(shù)后，就可以用 ADAMS 中的宏命令語言編寫程序。 （2）添加接觸力 本文研究的掘進(jìn)機(jī)中，有左右各 61 塊履帶板、2 個導(dǎo)向輪和驅(qū)動輪、一個機(jī)架以及 固定在空間中的地面構(gòu)件。每個有接觸的地方都要創(chuàng)建接觸力，因此需要施加每個履帶 板與其余各個構(gòu)件間的接觸，總共有 488 個接觸力，手動操作非常麻煩且容易出錯，所 主要是利用其循環(huán)命令來完成復(fù) 以利用 ADAMS 自帶的宏命令實(shí)現(xiàn)對接觸的自動添加， 雜重復(fù)的操作命令。本文自編的每塊履帶板分別與驅(qū)動輪、機(jī)架、導(dǎo)向輪以及地面之間 接觸力宏命令程序見附錄 1。 然后將編輯好的程序復(fù)制到宏命令編輯窗口中，在 ADAMS/View 菜單欄中，使用 宏編輯器方式來創(chuàng)建宏命令。 創(chuàng)建完宏命令后，然后使用宏命令測試工具來測試程序編寫是否正確，測試完沒有 錯誤后，最后使用命令瀏覽器執(zhí)行宏命令，自動完成接觸力的添加。

4．修改構(gòu)件質(zhì)量

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在掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)中，各構(gòu)件的質(zhì)量對仿真結(jié)果影響很大，要按照構(gòu)件實(shí)際重量來 修改，其中機(jī)架重量包含截割頭、回轉(zhuǎn)臺、行走架等構(gòu)件的重量，確定各構(gòu)件質(zhì)量見表

2-6 所示。
表 2-6 掘進(jìn)機(jī)各構(gòu)件質(zhì)量 Tab.2-6 The part mass of roadheader 履帶板 質(zhì)量（kg） 22 導(dǎo)向輪 145 驅(qū)動輪 150 機(jī)架 37000

由于總共有 122 節(jié)履帶板，各節(jié)履帶板的質(zhì)量相同，均為 22kg，若用手工一個個修 改起來也十分繁瑣，故也可用宏命令編寫循環(huán)程序來修改每塊履帶板的質(zhì)量，本文自編 的修改履帶板質(zhì)量程序代碼見附錄 2。 同樣與添加接觸力的方法一樣，將程序復(fù)制到宏命令編輯窗口，測試無誤后執(zhí)行該 命令即可自動完成所有履帶板質(zhì)量的修改。其余構(gòu)件少，直接手動即可修改其質(zhì)量。

5．施加外部載荷
本文中，掘進(jìn)機(jī)外部載荷即為整機(jī)所受的重力，重力是通過將整機(jī)質(zhì)量整合到機(jī)架 上，然后在 ADAMS 菜單欄中設(shè)置 Y 軸負(fù)方向的重力加速度，最后在驅(qū)動輪和導(dǎo)向輪 上分別施加轉(zhuǎn)速驅(qū)動和位移驅(qū)動。

6．掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)
添加完所有運(yùn)動副、約束、外部載荷及驅(qū)動后，最終完成掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)的創(chuàng)建， 見圖 2-11 所示。

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圖 2-11 EBZ135 掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)模型 Fig.2-11 The virtual prototype of EBZ135 roadheader

7．虛擬樣機(jī)模型自檢
完成掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)后需要利用 ADAMS/View 提供的樣機(jī)模型自檢工具對整機(jī)模型 進(jìn)行自檢，系統(tǒng)自動完成自檢后，會顯示自檢成功的對話框，見圖 2-12 所示。

圖 2-12 模型自檢信息對話框 Fig.2-12 Dialog box of model verifying

自檢后可以看出模型總部件數(shù)目為 128 個移動部件（不包括大地），分別有 120 個 旋轉(zhuǎn)副、2 個移動副、1 個固定副、2 個點(diǎn)點(diǎn)副和圓柱副約束，另外加上驅(qū)動輪上的兩個 速度驅(qū)動和導(dǎo)向輪上的兩個位移驅(qū)動，系統(tǒng)能自動計(jì)算出模型自由度為 134，沒有多余 的冗余方程，自檢成功，模型能夠進(jìn)行動力學(xué)仿真。 20

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2.4 掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)的動力學(xué)仿真研究
掘進(jìn)機(jī)動力學(xué)仿真研究將從以下四個方面展開：1）計(jì)算掘進(jìn)機(jī)的牽引扭矩和速 度的理論值；2）對掘進(jìn)機(jī)水平巷道、上坡以及轉(zhuǎn)彎三種工況進(jìn)行動力學(xué)仿真；3） 仿真值和理論值的比較；4）研究各工況下驅(qū)動輪與履帶板的嚙合力曲線規(guī)律。

2.4.1 計(jì)算掘進(jìn)機(jī)的牽引扭矩和質(zhì)心速度的理論值
掘進(jìn)機(jī)是通過馬達(dá)輸出的扭矩將履帶的工作段張緊， 引起履帶和地面間的相互擠壓 產(chǎn)生作用力使整個機(jī)器動作。當(dāng)左右兩個驅(qū)動輪轉(zhuǎn)動方向一致，掘進(jìn)機(jī)才能克服各種阻 力向前推進(jìn)。 掘進(jìn)機(jī)在行走時，需要克服行走過程中的各種阻力，這些阻力主要包括：履帶運(yùn)行 的內(nèi)阻力、由履帶引起的土壤變形的阻力、坡度阻力、轉(zhuǎn)彎阻力、傳動損失等【8】。而牽 引力計(jì)算準(zhǔn)則是行走機(jī)構(gòu)的牽引力應(yīng)大于或者等于總阻力， 而又不超過掘進(jìn)機(jī)與地面的 附著力。 1.掘進(jìn)機(jī)水平巷道時牽引扭矩和質(zhì)心速度的理論計(jì)算 （1）扭矩理論計(jì)算 掘進(jìn)機(jī)在前進(jìn)時，內(nèi)摩擦阻力和外摩擦阻力等運(yùn)行阻力同時阻礙整機(jī)的運(yùn)行，牽引 力需要克服總的阻力才能使整機(jī)前進(jìn)。掘進(jìn)機(jī)前進(jìn)時受力簡圖見 2-13 所示，圖中 G 為 整個掘進(jìn)機(jī)所受的重力， Fn 為內(nèi)阻力的合力， Ff 為地面對履帶板的滾動阻力， F? 為地 面和履帶板之間的摩擦力， FN 地面對機(jī)器的支持力。

21

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圖 2-13 掘進(jìn)機(jī)前進(jìn)受力簡圖 Fig.2-13 The force diagram of roadheader moving forward

對掘進(jìn)機(jī)進(jìn)行受力分析后，參考煤炭標(biāo)準(zhǔn)懸臂式掘進(jìn)機(jī)-履帶行走機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)導(dǎo)則， 分別對牽引力和各種阻力進(jìn)行計(jì)算。 一般情況，掘進(jìn)機(jī)在行走時內(nèi)摩擦阻力主要包括履帶和驅(qū)動輪的嚙合阻力、履帶板 與銷軸的轉(zhuǎn)動摩擦阻力、 驅(qū)動輪軸頸的轉(zhuǎn)動摩擦力以及履帶運(yùn)行不均質(zhì)造成的不均勻阻 力等[18]。本文研究的是無支重輪結(jié)構(gòu)的掘進(jìn)機(jī)，靠機(jī)架直接將履帶支撐住，其中內(nèi)摩擦 阻力主要來自機(jī)架與履帶之間的滑動摩擦，其內(nèi)摩擦阻力系數(shù) f 2 取 0.32~0.37[25]，本文 內(nèi)摩擦阻力系數(shù) f 2 取 0.35。由于掘進(jìn)機(jī)在前進(jìn)時速度非常緩慢，空氣阻力可以忽略不 計(jì)，所受的外部行駛阻力主要是煤巷底板由于受到履帶擠壓而產(chǎn)生的變形阻力，該阻力 系數(shù)與土壤性質(zhì)直接相關(guān)，不同路面的滾動阻力系數(shù) f 3 見表 2-7。
表 2-7 不同土質(zhì)路面的滾動阻力系數(shù)[25] Tab.2-7 Coefficient of rolling resistance of different roads 路面土質(zhì) 堅(jiān)實(shí)土路 凍結(jié)冰雪地 混凝土 松散土路 泥濘煤、沙地 滾動阻力系數(shù) 0.07 0.03~0.04 0.05 0.1 0.1~0.15

22

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本文仿真的全部路面均按照松散路面設(shè)置，滾動阻力系數(shù)取 0.1，因此，掘進(jìn)機(jī)在 前進(jìn)時，運(yùn)行阻力 Fr 約等于內(nèi)摩擦阻力和滾動阻力之和： Fr = f 2 + f 3 ) ? G = ( f 2 + f 3 ) ? mg （ 式中： f 2 —內(nèi)摩擦阻力系數(shù)， f 2 = 0.35 ； f 3 —滾動阻力系數(shù)， f 3 = 0.1 ； m—掘進(jìn)機(jī)質(zhì)量，m=40t； g—重力加速度， g = 9.8m s 2 。 代入數(shù)據(jù)即可計(jì)算出掘進(jìn)機(jī)運(yùn)行阻力大�。�
Fr = (0.35 + 0.1) × 40 × 9.8 = 176.4 kN

（2-2）

由于本文仿真的工況都是恒定轉(zhuǎn)速行走，所以掘進(jìn)機(jī)平道前進(jìn)時，牽引力 Ft 等于平 道運(yùn)行阻力： Ft = Fr = 176.4 kN 根據(jù)扭矩計(jì)算公式即可計(jì)算出驅(qū)動輪理論扭矩：
Mr = Ft ? D 2

（2-3）

（2-4）

式中： Ft —牽引力，kN； D—驅(qū)動輪節(jié)圓半徑，D=615mm。 代入數(shù)值得掘進(jìn)機(jī)水平巷道兩驅(qū)動輪理論合扭矩 176.4 × 0.615 Mr = ≈ 54.24 kNm 2 所以單邊驅(qū)動輪理論扭矩為 27.12kNm。 （2）質(zhì)心速度的理論計(jì)算 在驅(qū)動輪上加上 30 ° s （下文仿真速度）的角速度時，可以計(jì)算出整機(jī)在 X 方向即 水平方向的速度：

V =

ω ? D ?π
2 ? 180
23

（2-5）

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式中：ω—角速度，ω= 30 ° /s ；

D —驅(qū)動輪節(jié)圓半徑， D =615mm。
代入數(shù)值得掘進(jìn)機(jī)水平巷道理論質(zhì)心速度：
V= 30 × 3.14 × 0.615 ≈ 0.16 m s 180 × 2

2．掘進(jìn)機(jī)上 18 ° 坡時牽引扭矩和質(zhì)心速度的理論計(jì)算
（1）扭矩理論計(jì)算 掘進(jìn)機(jī)在上坡時除受到運(yùn)行阻力外， 還受到因整機(jī)重量而產(chǎn)生沿斜坡向下的坡道阻 力，其中運(yùn)行阻力計(jì)算方法與前進(jìn)時相同。 本文仿真的上坡工況是松散路面上 18 斜坡，其坡道阻力 Fs 計(jì)算如下：
ο

Fs = G ? sin α = mg ? sin α
式中：m—掘進(jìn)機(jī)質(zhì)量，m=40t；

（2-6）

α —坡道斜角， α = 18 ° 。
代入數(shù)值得：

Fs = 40 × 9.8 × sin 18 ° ≈ 121.1 kN
因此，掘進(jìn)機(jī)上坡時牽引力等于運(yùn)行阻力和坡道阻力之和：

Fts = Fs + Fr ? cos α = 121.1 + 176.4 × cos18 ° ≈ 288.9 kN
同樣代入扭矩計(jì)算公式 2-4 可得掘進(jìn)機(jī)上坡兩驅(qū)動輪理論合扭矩：

（2-7）

Mr =

297.5 × 0.615 ≈ 88.8 kNm 2

所以單邊驅(qū)動輪理論扭矩為 44.4kNm。 （2）質(zhì)心速度的理論計(jì)算 掘進(jìn)機(jī)在恒定轉(zhuǎn)速下上坡時，要考慮驅(qū)動輪的額定功率，驅(qū)動輪轉(zhuǎn)速要利用額定功 率進(jìn)行推算，根據(jù)公式：

P額 = Ft ? V
式中： P額 —掘進(jìn)機(jī)驅(qū)動輪額定功率， P額 = 11 × 2 = 22 kW； 24

（2-8）

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Ft —掘進(jìn)機(jī)上坡牽引力， Ft = 288.9kN ； V—掘進(jìn)機(jī)上坡速度，m/s。
所以，掘進(jìn)機(jī)上 18 ° 坡質(zhì)心理論速度：

V =

P額 Ft

=

22 ≈ 0.074 m s 288.9

然后代入數(shù)據(jù)計(jì)算驅(qū)動輪的角速度ω：

ω=

V ?π V ?π 0.074 × 2 × 180 ≈ 13.8 ° = = s 180 ? R 180 ? D 2 0.615 × 3.14

（2-9）

3．掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90° 彎時牽引扭矩和質(zhì)心速度的理論計(jì)算
（1）扭矩理論計(jì)算 掘進(jìn)機(jī)在轉(zhuǎn)彎時也要受到平道運(yùn)行阻力，另外，掘進(jìn)機(jī)相對地面滑動而產(chǎn)生轉(zhuǎn)向滑 動阻力，實(shí)踐表明轉(zhuǎn)向阻力系數(shù)要遠(yuǎn)大于滾動摩擦系數(shù)，掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn)向總阻力等于平道運(yùn) 行阻力和轉(zhuǎn)向滑動阻力之和。 對于轉(zhuǎn)彎工況，掘進(jìn)機(jī)一般可以實(shí)現(xiàn)以下三種轉(zhuǎn)彎方式[10]：a）當(dāng)一邊驅(qū)動輪轉(zhuǎn)動， 另一個驅(qū)動輪無轉(zhuǎn)速制動，掘進(jìn)機(jī)繞制動一側(cè)的履帶中心點(diǎn)轉(zhuǎn)彎；b）當(dāng)一邊驅(qū)動輪向 前運(yùn)動，另一個驅(qū)動鏈輪向后運(yùn)動，兩者轉(zhuǎn)速大小相等，方向相反，掘進(jìn)機(jī)則繞整機(jī)的 質(zhì)心作原地轉(zhuǎn)彎；c）當(dāng)兩個驅(qū)動輪同時向同一個方向運(yùn)動，但轉(zhuǎn)速大小不同，則掘進(jìn) 機(jī)會向轉(zhuǎn)速相對較小的一側(cè)轉(zhuǎn)彎。研究表明，掘進(jìn)機(jī)在第一種轉(zhuǎn)向時履帶受力最大，即 一邊制動一邊有驅(qū)動的情況下，履帶受力最為惡劣，因此對該轉(zhuǎn)彎工況進(jìn)行受力分析。 掘進(jìn)機(jī)左轉(zhuǎn)受力簡圖見圖 2-14 所示：

25

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圖 2-14 掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn)彎受力簡圖 Fig.2-14 The force diagram of roadheader turning

上圖中，左邊履帶前后加制動力使其制動,右邊履帶在驅(qū)動輪的驅(qū)動下,整機(jī)繞左邊 履帶的中心 O1 點(diǎn)旋轉(zhuǎn),同時履帶與地面作用產(chǎn)生轉(zhuǎn)向阻力矩 M r ， 參考煤炭標(biāo)準(zhǔn)懸臂式掘 進(jìn)機(jī)-履帶行走機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)導(dǎo)則計(jì)算其大小：
M
r

=

? GL
4

? (1 ?

? mgL 4n 2 4n 2 )= ? (1 ? 2 ) 4 L2 L

（2-10）

式中： ? —履帶與地面的轉(zhuǎn)向阻力系數(shù)，μ=0.8~1，一般情況下μ按較大值選��；
n —掘進(jìn)機(jī)重心與履帶行走機(jī)構(gòu)接地形心的縱向偏心距離，n=400mm；

L —單邊履帶行走機(jī)構(gòu)的接地長度，L=2750mm；
m —掘進(jìn)機(jī)質(zhì)量，m=40t；

g—重力加速度， g = 9.8m s 2 。
代入數(shù)值得：

Mr =

1 × 40 × 9.8 × 2.75 4 × 0.4 2 × 1? （ ） 246.693kNm ≈ 4 2.75 2

對 O1 點(diǎn)取矩即可求得掘進(jìn)機(jī)在轉(zhuǎn)向時單邊履帶的驅(qū)動力 Ft ：
Ft = Fr Mr + B 2

（2-11）

式中： Fr —平道運(yùn)行阻力， Fr =176.4kN； 26

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M r —轉(zhuǎn)向阻力矩， M r =246.693kNm；

B—左右兩條履帶的中心距，B=1680mm。
所以代入數(shù)據(jù)可得轉(zhuǎn)彎時單邊履帶牽引力： 176.4 246.693 + ≈ 235.04kN Ft = 2 1.68 代入扭矩計(jì)算公式 2-4 即可得掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 ° 彎單邊驅(qū)動輪理論扭矩： 235.04 × 0.615 ≈ 72.27kNm Mr = 2 （2）質(zhì)心速度的理論計(jì)算 在左側(cè)履帶加制動，令其驅(qū)動輪轉(zhuǎn)速為零，同樣和上坡一樣，要考慮驅(qū)動輪的額定 功率， 轉(zhuǎn)彎時只有右邊驅(qū)動輪有驅(qū)動， 因此代入公式 2-8 計(jì)算出轉(zhuǎn)彎時右驅(qū)動輪線速度：

V =

P額 Ft

=

11 ≈ 0.047 m s 235.04

所以可得右驅(qū)動輪角速度大�。�

ω=

V ?π 0.047 × 2 × 180 = ≈ 8.8 ° s 180 ? D 2 0.615 × 3.14

為了方便各工況掘進(jìn)機(jī)扭矩和速度的統(tǒng)計(jì)和對比， 將上文各理論計(jì)算值統(tǒng)計(jì)如下表

2-8 所示：
表 2-8 各工況理論質(zhì)心速度和扭矩 Tab.2-8 Theoretical centroid velocity and torque of different working conditions

工況 水平巷道 上 18 ° 坡 轉(zhuǎn) 90 ° 彎

質(zhì)心理論速度（ m s ）

單邊驅(qū)動輪理論扭矩 kNm） （

0.16 0.074

27.12 44.4 72.27

27

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2.4.2 掘進(jìn)機(jī)水平巷道、上坡以及轉(zhuǎn)彎動力學(xué)仿真
1．ADAMS 仿真求解器的選擇與仿真輸出步長的參數(shù)設(shè)置 （1）ADAMS 仿真求解器的選擇 ADAMS 中主要有以下幾個積分求解器：Gstiff、WSTIFF、CONSTANT_BDF。每個 求解器都有各自的特點(diǎn)，比如 Gstiff 對于平滑問題的求解非常有效,而且速度較快，但是 頻繁的步長變化可能會造成系統(tǒng)不穩(wěn)定；WSTIFF 積分器對位移速度求解精度高，計(jì)算 速度慢等。不同求解器下有不同的積分格式：I3、SI2、SI1，其中 I3 計(jì)算速度快，但可 能會造成系統(tǒng)不穩(wěn)定，對速度、加速度和約束反力的計(jì)算精度較差，SI2 和 SI1 穩(wěn)定， 不會產(chǎn)生奇異或病態(tài)，速度較 I3 慢，精度高，其中 SI1 對摩擦、接觸的模型敏感[26]。 在使用 ADAMS 進(jìn)行多體動力學(xué)仿真時,應(yīng)該根據(jù)具體的模型進(jìn)行不同的選擇,才能獲 得最佳的仿真結(jié)果，考慮本文模型接觸較多且要得出受力曲線，最終選定 Gstiff/SI2 積分器，校正器設(shè)置(Corrector)為 Modified,將精度 Error 改為 0.1，盡管仿真時間較 長，但能保證系統(tǒng)穩(wěn)定和結(jié)果的精確。 （2）仿真輸出步長的參數(shù)設(shè)置 對于仿真步長，要根據(jù)不同工況仿真時間而定，步長越小，得到的精度就越高，但 計(jì) 算 機(jī) 仿 真 時 間 也 會 延 長 ， 綜 合 考 慮 仿 真 精 度 和 時 間 ， 最 終 設(shè) 定 為 步 長 Step Size=0.01s，能夠得到滿意的仿真結(jié)果。 2．掘進(jìn)機(jī)水平巷道仿真 （1）掘進(jìn)機(jī)水平巷道仿真前的設(shè)定 為方便仿真，在掘進(jìn)機(jī)水平巷道仿真前要進(jìn)行以下設(shè)定： ①假定在仿真掘進(jìn)機(jī)水平巷道工況時，整機(jī)速度恒定，牽引力等于行駛阻力。 ②掘進(jìn)機(jī)在開始啟動時整機(jī)會有因重力作用而自由落地的過程， 為使仿真曲線不出 現(xiàn)突變，本文使用 ADAMS 函數(shù)庫中的 STEP（time,t0,y0,t1,y1）函數(shù)，表示從 t0 時刻 到 t1 時刻，值從 y0 變化到 y1。 ③為保證履帶張緊適當(dāng)，要在履帶張緊后有 30~50mm 的懸垂度，因此在左右導(dǎo)向輪 上 加 載 位 移 驅(qū) 動 ， 仿 真 時 讓 導(dǎo) 向 輪 向 前 移 動 8 毫 米 即 可 ， 用 STEP 函 數(shù) 加 載 ： 28

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STEP(time,0,0,0.2,0.008)，表示從 0s~0.2s 導(dǎo)向輪逐漸向前張緊至 8 毫米，減小履帶 下垂量而不脫鏈。 然后在左右驅(qū)動輪上加載速度驅(qū)動， 同樣避免出現(xiàn)速度突變， 使用 STEP 函數(shù)加載： STEP(time,0,0,0.2,0)+STEP (time,0.2,0,0.4,30d)， 表示驅(qū)動輪在開始 0.2 秒內(nèi)速度始終為零，從 0.2s~0.4 速度逐漸增大到 30 ° s 。定義分析類型為 Dynamics（動 力學(xué)分析），仿真時間 t=8s，能模擬一節(jié)履帶板與驅(qū)動輪從進(jìn)入嚙合到退出嚙合的一個 周期。 （2）掘進(jìn)機(jī)水平巷道仿真 施加完驅(qū)動后，EBZ-135 型掘進(jìn)機(jī)水平巷道仿真圖見圖 2-15 所示：

圖 2-15 掘進(jìn)機(jī)水平巷道仿真圖 Fig.2-15 The simulation model of roadheader moving

仿真完后可以播放仿真動畫，進(jìn)入后處理模塊可以查看所需的仿真結(jié)果曲線。 （3）仿真結(jié)果分析 ①速度分析[27][28] 為了從運(yùn)動學(xué)上驗(yàn)證虛擬樣機(jī)水平巷道仿真的結(jié)果， 我們分別分析掘進(jìn)機(jī)質(zhì)心速度 和履帶板速度曲線，圖 2-16 表示整機(jī)質(zhì)心各方向速度曲線，圖 2-17 表示一節(jié)履帶板相 對驅(qū)動輪各方向速度曲線。

29

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圖 2-16 整機(jī)質(zhì)心速度曲線 Fig.2-16 Velocity curve of centroid

圖 2-17 履帶板相對驅(qū)動輪速度曲線 Fig.2-17 Velocity curve of crawler board relative to drivng wheel

由整機(jī)速度曲線可以看出，整機(jī)在 Y、Z 方向速度都約為零，而在 X 方向速度近似 在-0.16m/s 上下波動，負(fù)號表示整機(jī)沿 X 負(fù)方向前進(jìn)，這和前文計(jì)算出的理論值相同， 這表明本文建立的虛擬樣機(jī)從運(yùn)動學(xué)上分析有一定的正確性和可信度。 在 ADAMS 后處理中讀取履帶板質(zhì)心速度曲線，但若直接讀取的是履帶板絕對速度， 是相對大地的速度，在研究中沒有實(shí)際意義，因此需要測量履帶板相對驅(qū)動輪的相對轉(zhuǎn) 速。掘進(jìn)機(jī)前進(jìn)時，驅(qū)動輪只有在 X 方向有速度，Y、Z 均為零，故只需將履帶板 X 方向 絕對速度減去驅(qū)動輪 X 方向速度即可得相對速度。 對比仿真動畫及圖 2-17，可以看出履帶板在開始和驅(qū)動輪嚙合時，Z 方向速度始終 為零，X 方向相對速度最大且值約為 0.16m/s，Y 方向相對速度為零；隨著嚙合時間的推 移，X 方向速度逐漸減小，Y 方向速度隨之增大，當(dāng) t ≈ 4 s 時，履帶板運(yùn)行到和驅(qū)動輪質(zhì) 心在同一水平面上， 方向速度減為零， 方向速度達(dá)到最大， X Y 值也約為 0.16m/s； 之后， Y 方向速度下降，X 方向往負(fù)方向增大，當(dāng) t ≈ 7s 時，退出嚙合，Y 方向速度減小至零， 30

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X 方向速度大小約變?yōu)?0.16m/s，方向沿 X 負(fù)方向，同掘進(jìn)機(jī)前進(jìn)方向。履帶板在嚙合 過程中作忽上忽下、 忽快忽慢的速度變化， 這種規(guī)律和實(shí)際速度大小及變化規(guī)律均相符。 ②牽引扭矩分析 為了從動力學(xué)角度驗(yàn)證建立的掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)的可信度， 同時從扭矩圖中可以間接 反映履帶板受力變化，故對扭矩做如下研究。 掘進(jìn)機(jī)水平巷道仿真時左右驅(qū)動輪的扭矩曲線見圖 2-18：

圖 2-18 掘進(jìn)機(jī)水平巷道前進(jìn)時左右驅(qū)動輪扭矩 Fig. 2-18 The torque of driving wheel when the roadheader going straight

從上圖中可以看出：兩個驅(qū)動輪扭矩在開始 0.2 秒內(nèi)由于導(dǎo)向輪張緊履帶，通過履 帶板帶動驅(qū)動輪，同時加上地面對履帶板的阻力作用，使驅(qū)動輪扭矩會有一定的波動， 之后驅(qū)動輪開始運(yùn)行，由于啟動慣性沖擊，沖擊峰值將近達(dá)到 48kNm；當(dāng)整機(jī)運(yùn)行穩(wěn)定 后左右驅(qū)動輪扭矩都近似保持在 27kNm 左右上下波動，而后出現(xiàn)的小峰值波動則是由 于各塊履帶板和驅(qū)動輪不間斷地嚙合進(jìn)入和退出，引起驅(qū)動輪扭矩周期性的小波動，穩(wěn) 定后查看兩個驅(qū)動輪扭矩均值都約為 27.2347kNm。

3．掘進(jìn)機(jī)上 18 ° 坡仿真
（1）掘進(jìn)機(jī)上 18 ° 坡仿真前的設(shè)定 在掘進(jìn)機(jī)上 18 ° 坡仿真前要進(jìn)行和水平巷道仿真一樣的設(shè)定，只是在驅(qū)動輪轉(zhuǎn)速大 小不同而已，這里不再重復(fù)敘述，只將驅(qū)動大小表示如下： 導(dǎo)向輪位移驅(qū)動：STEP(time,0,0,0.2,0.008) 左右驅(qū)動輪速度驅(qū)動：STEP(time,0,0,0.2,0)+STEP (time,0.2,0,0.4,13.8d)

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仿真時間和水平巷道也不同，因?yàn)轵?qū)動輪轉(zhuǎn)速較小，故設(shè)定仿真時間 t=17.4s，能 模擬一節(jié)履帶板與驅(qū)動輪從進(jìn)入嚙合到退出嚙合的一個周期。 （2）掘進(jìn)機(jī)上 18 ° 坡仿真 施加完驅(qū)動后，EBZ-135 型掘進(jìn)機(jī)上 18 ° 坡仿真圖見圖 2-19 所示：

圖 2-19 掘進(jìn)機(jī)上 18 坡仿真圖 Fig.2-19 The simulation model of roadheader climbing

°

仿真完后可以播放仿真動畫，進(jìn)入后處理模塊可以查看所需的仿真結(jié)果曲線。 （3）仿真結(jié)果分析 由于篇幅有限及仿真重點(diǎn)，對上坡工況直接進(jìn)行牽引扭矩的分析，從后處理中得出 掘進(jìn)機(jī)上 18 ° 坡的左右驅(qū)動輪扭矩曲線見圖 2-20：

圖 2-20 掘進(jìn)機(jī)上 18 坡時左右驅(qū)動輪扭矩 Fig. 2-20 The torque of driving wheel when the roadheader climbing

°

由上圖曲線可知：兩個驅(qū)動輪扭矩在開始時由于啟動慣性沖擊，當(dāng)穩(wěn)定后振幅波動 范圍在 5kNm 以內(nèi)，同樣在穩(wěn)定后呈現(xiàn)一定周期性波動，也是由于履帶板和驅(qū)動輪不間

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斷地嚙合進(jìn)入和退出引起的，然后查看穩(wěn)定后兩驅(qū)動輪仿真扭矩均值都約為

44.9523kNm。 4．掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 ° 彎仿真
掘進(jìn)機(jī)在轉(zhuǎn) 90 ° 彎工況時，同樣和水平巷道上坡工況一樣需要進(jìn)行類似的設(shè)定，驅(qū) 動大小也不同，表示如下： 導(dǎo)向輪位移驅(qū)動：STEP(time,0,0,0.2,0.008) 左側(cè)加制動，驅(qū)動輪轉(zhuǎn)速始終為零，右側(cè)加驅(qū)動，其驅(qū)動輪速度驅(qū)動大小為： STEP(time,0,0,0.2,0)+STEP (time,0.2,0,0.4,8.8d) 仿真時間和水平巷道也不同，因?yàn)轵?qū)動輪轉(zhuǎn)速更小，故設(shè)定仿真時間也更長些，確 定仿真時間 t=30s。 施加完驅(qū)動后，EBZ-135 型掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 ° 彎仿真圖見圖 2-21 所示：

右側(cè)履帶

圖 2-21 掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 彎仿真圖 Fig.2-21 The simulation model of roadheader turning

°

仿真完后，同樣只分析驅(qū)動輪仿真扭矩，從后處理中得出掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 ° 彎右側(cè)驅(qū)動 輪扭矩曲線見圖 2-22：

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圖 2-22 掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 彎時右驅(qū)動輪扭矩 Fig. 2-22 The torque of right driving wheel when the roadheader turning

°

由上圖曲線可知：右驅(qū)動輪扭矩在運(yùn)行穩(wěn)定后會有振幅約 8~10kNm 的波動，而且 呈一定周期性變化，周期約為 2.5 秒，這是由于每節(jié)履帶板在剛進(jìn)入嚙合時會同時受到 驅(qū)動輪的接觸力、地面的正壓力、滾動摩擦阻力以及轉(zhuǎn)向阻力，這些力經(jīng)履帶板共同作 用傳遞到驅(qū)動輪上，導(dǎo)致驅(qū)動輪受力極不均勻，引起力矩也隨之波動且呈現(xiàn)周期性；查 看穩(wěn)定后 2~30s 內(nèi)右驅(qū)動輪仿真扭矩均值約為 72.2062kNm。

2.4.3 仿真值和理論值的比較

上文已經(jīng)計(jì)算出掘進(jìn)機(jī)在三種工況下的理論牽引扭矩， 并且經(jīng)過仿真后得到了仿真 扭矩，以下對扭矩仿真值和理論值做比較，從而驗(yàn)證樣機(jī)的正確性，單邊驅(qū)動輪理論扭 矩和仿真平均扭矩對比見表 2-9 所示：
表 2-9 扭矩仿真值和理論值比較 Tab.2-9 Contrast torque between simulation and theoretical value 水平巷道 仿真扭矩（kNm） 理論扭矩（kNm） 相對誤差 27.2347 27.12 0.5% 上坡 44.9523 44.4 1.24% 轉(zhuǎn)彎 72.2062 72.27 0.09%

通過以上扭矩的對比可知，三種工況的仿真扭矩相對誤差都很小，在允許的誤差范 圍以內(nèi)，說明本文建立的虛擬樣機(jī)在動力學(xué)上的正確性和可信度，得出的載荷和實(shí)際比

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較符合，可以作為后繼有限元分析的邊界條件。在樣機(jī)正確的基礎(chǔ)上，以下對履帶板受 力進(jìn)行研究。

2.4.4 驅(qū)動輪和履帶板嚙合力的分析
履帶板作為本文的研究對象，必須對其受力情況進(jìn)行研究，才能得到最大載荷，從 而為后繼的有限元分析提供載荷邊界條件。 1.水平巷道工況嚙合力變化 （1）驅(qū)動輪和一節(jié)履帶板嚙合力的變化分析 本文由于在加接觸力時主動構(gòu)件（I Solid）選的是履帶板，因此后面出現(xiàn)的嚙合 力曲線中的 X、Y、Z 方向是相對履帶板參考坐標(biāo)系。履帶板參考坐標(biāo)系是履帶板 Marker 點(diǎn)處的坐標(biāo)系，是相對坐標(biāo)系，也稱構(gòu)件坐標(biāo)系。該坐標(biāo)系的 Y 軸方向垂直于地面豎直 向上，X 軸指向掘進(jìn)機(jī)的前進(jìn)方向，Z 軸方向符合右手螺旋定則，與地面平行指向前進(jìn) 方向的左側(cè)。某一節(jié)履帶板和驅(qū)動輪的嚙合力曲線見圖 2-23：

圖 2-23 驅(qū)動輪與一節(jié)履帶板的嚙合力 Fig. 2-23 The force between drivng wheel and one crawler

從上圖中可以看出，履帶板 1 和驅(qū)動輪嚙合時間大約是 0.4s~7.5s，在開始 0~0.2 秒 內(nèi)是導(dǎo)向輪張緊階段， 驅(qū)動輪速度為零， 履帶板未進(jìn)入嚙合。 秒后開始進(jìn)入嚙合， 、 0.4 X

Y、Z 方向力都有一定的波動甚至沖擊，這是由于履帶板和驅(qū)動輪在進(jìn)入嚙合和離開嚙
合時并非正常的嚙合，加上同時不間斷地會有履帶板的嚙入和嚙出，但基本呈現(xiàn)一定的 規(guī)律變化[29]。

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在 Y 方向即豎直方向上， 對比仿真動畫和曲線可看出， 履帶板剛開始進(jìn)入嚙合時受 力沿 Y 軸負(fù)方向， 并逐漸增大， 因?yàn)轵?qū)動輪承擔(dān)一部分豎直載荷作用到履帶板上， t=1 當(dāng) 秒履帶板運(yùn)行到驅(qū)動輪正下方時，豎直力到達(dá)波谷位置，且值最大，之后力值逐步減小 至零；當(dāng)履帶板運(yùn)行到與驅(qū)動輪質(zhì)心在同一水平面時，接觸力在豎直方向上到達(dá)波峰， 力值正向最大；隨后又逐漸減小至零，履帶板脫離驅(qū)動輪退出嚙合。由此可以得出，履 帶板和驅(qū)動輪嚙合力在 Y 方向可以近似看成正弦分布，符合實(shí)際的分布規(guī)律[29] 。 履帶板在 X 方向即水平方向受力大部分時間處在正值區(qū)域， 開始時受到驅(qū)動輪作用 沿著圓周方向向右移動，力值沿正方向也不斷增大，當(dāng)履帶板完全脫離地面時到達(dá)峰值 位置，而后隨著后繼履帶板進(jìn)入嚙合，力值會逐漸下降；當(dāng)履帶板運(yùn)行到和驅(qū)動輪質(zhì)心 同一水平面時， 水平力減小至零， 而后履帶板會沿圓周朝前進(jìn)方向運(yùn)動， 力值變?yōu)樨?fù)值， 達(dá)到波谷后又逐漸減小，而后等完全退出嚙合時變?yōu)榱�。�?Z 方向作用力相對 X、Y 方 向波動很小， 近似可以看成零， 這是由于履帶板質(zhì)心在 Z 方向幾乎沒有相對位置的變化， 只是輕微的震蕩而已，這也和實(shí)際情況相符。 另外，從圖中明顯可以看出：（1）履帶板在 X、Y 兩者方向上力的變化規(guī)律很相 似，只是方向和大小不同而已；（2）當(dāng)履帶板在 Y 方向力到達(dá)波谷并減小時，其 X 方 向力仍在增大，當(dāng) Y 方向力值減為零之前，X 方向力就已經(jīng)達(dá)到波峰，兩者有個時間上 的差異，這和鏈傳動的原理相一致；（3）無論是 X 方向還是 Y 方向上的兩個力峰值大 小不一樣，第一個峰值要明顯大于第二個峰值，而且到達(dá)峰值的時間前半段要短些，這 是由于在到達(dá)第一個峰值前履帶板靠近驅(qū)動輪的驅(qū)動段，為“緊邊”，力值顯然較大； 第二個峰值出現(xiàn)在退出嚙合前，靠近“松邊”，故力值要小很多，這也和實(shí)際履帶板傳 動規(guī)律相同。 （2）驅(qū)動輪和多節(jié)履帶板嚙合力的變化分析 在掘進(jìn)機(jī)行走過程中，每節(jié)履帶板都會循環(huán)和驅(qū)動輪嚙合，而驅(qū)動輪在同一時刻會 有多節(jié)履帶板與之嚙合，圖 2-24 是不同履帶板和驅(qū)動輪 X 方向嚙合力對比，圖 2-25 是 不同履帶板和驅(qū)動輪 Y 方向嚙合力對比：

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圖 2-24 掘進(jìn)機(jī)水平巷道前進(jìn)時驅(qū)動輪與各履帶板 X 方向力對比 Fig. 2-24 The contrast of X direction force between drivng wheel and crawler boards when the roadheader going straight

圖 2-25 掘進(jìn)機(jī)水平巷道前進(jìn)時驅(qū)動輪與各履帶板 Y 方向力對比 Fig. 2-25 The contrast of Y direction force between drivng wheel and crawler boards when the roadheader going straight

由以上兩幅圖中可以看出： （1）每節(jié)履帶板和驅(qū)動輪嚙合力曲線變化規(guī)律相同，X、 Y 方向力均近似符合正弦分布規(guī)律， 力的峰值也都大約相同， 只是在時間上存在相位差， 這是由于各履帶板和驅(qū)動輪相對起始位置不同而引起嚙合時間上的差異；（2）相鄰兩 節(jié)履帶板與驅(qū)動輪的接觸力曲線相差近 1 4 個周期，即當(dāng)前一節(jié)履帶板接觸力達(dá)到峰值 時，后一節(jié)履帶板正好開始進(jìn)入嚙合，開始分擔(dān)整機(jī)驅(qū)動力的一部分，整機(jī)前進(jìn)的牽引 力由和驅(qū)動輪同時嚙合的所有履帶板共同承擔(dān)。 2.上 18 ° 坡工況嚙合力變化

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同水平巷道仿真一樣， 分別得出掘進(jìn)機(jī)在上坡時一節(jié)履帶板和多節(jié)履帶板分別與驅(qū) 動輪的嚙合力曲線，圖 2-26 是一節(jié)履帶板和驅(qū)動輪嚙合力曲線，圖 2-27 是不同履帶板 和驅(qū)動輪 X 方向嚙合力對比，圖 2-28 是不同履帶板和驅(qū)動輪 Y 方向嚙合力對比：

圖 2-26 掘進(jìn)機(jī)上 18 坡時驅(qū)動輪與一節(jié)履帶板的嚙合力 Fig. 2-26 The force between drivng wheel and one crawler board when the roadheader climbing

°

圖 2-27 掘進(jìn)機(jī)上 18 坡時驅(qū)動輪與各履帶板 X 方向力對比 Fig. 2-27 The contrast of X direction force between drivng wheel and crawler board when climbing

°

圖 2-28 掘進(jìn)機(jī)上 18 坡時驅(qū)動輪與各履帶板 Y 方向力對比 Fig. 2-28 The contrast of Y direction force between drivng wheel and crawler board when climbing

°

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由以上受力情況明顯可以看出：（1）掘進(jìn)機(jī)在上坡時，因轉(zhuǎn)速較低，驅(qū)動輪和履 帶板嚙合時間較長，一節(jié)履帶板和驅(qū)動輪嚙合時間約在 0.4~17s 之間，但履帶板受力規(guī) 律同前進(jìn)相似，只是力的幅值不同，X 和 Y 方向力同樣都近似符合正弦變化規(guī)律，Z 方 向力值為零；（2）每節(jié)履帶板受力也只是在時間上存在相位差，原因和前文類似，這 里不再重復(fù)論述。 3.轉(zhuǎn) 90 ° 彎工況嚙合力變化 同樣分別得出掘進(jìn)機(jī)在轉(zhuǎn)彎時一節(jié)履帶板和多節(jié)履帶板分別與驅(qū)動輪的嚙合力曲 線， 2-29 是一節(jié)履帶板和驅(qū)動輪嚙合力曲線， 2-30 是不同履帶板和驅(qū)動輪 X 方向 圖 圖 嚙合力對比，圖 2-31 是不同履帶板和驅(qū)動輪 Y 方向嚙合力對比：

圖 2-29 掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 彎時驅(qū)動輪與一節(jié)履帶板的嚙合力 Fig. 2-29 The force between drivng wheel and one crawler board1when the roadheader turning

°

圖 2-30 掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 彎時驅(qū)動輪與各履帶板 X 方向力對比 Fig. 2-30 The contrast of X direction force between drivng wheel and crawler boards when the roadheader turning

°

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圖 2-31 掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 彎時驅(qū)動輪與各履帶板 Y 方向力對比 Fig. 2-31 The contrast of Y direction force between drivng wheel and crawler boards when the roadheader turning

°

掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 ° 彎時，履帶板受力有如下規(guī)律：（1）掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn)彎時，履帶板受力規(guī)律 和前三種工況基本相同，X 和 Y 方向受力曲線規(guī)律均近似符合正弦分布，最大幅值要比 前三種工況都大很多；（2）從履帶板 X 和 Y 方向力對比圖中可以看出，前一節(jié)履帶板 和后一節(jié)履帶板進(jìn)入嚙合的時間相差約 2.5 秒，和扭矩變化周期相同，這和驅(qū)動輪轉(zhuǎn)速 及履帶板初始位置有關(guān)；（3）另外可以得知轉(zhuǎn)彎時這三種工況中最惡劣的，故取該工 況載荷作為有限元邊界調(diào)節(jié)，可以在 ADAMS 中得出一節(jié)履帶板所受嚙合合力情況，圖 2-32 即為一節(jié)履帶板合力變化曲線。

圖 2-32 掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 彎一節(jié)履帶板的合力 Fig. 2-32 The resultant force of one crawler board when the roadheader turning

°

由上圖可知履帶板所受最大合力約出現(xiàn)在 t=5 秒時，值為 77.33kN，該值可以為后 繼有限元分析提供載荷邊界條件。

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此外，和前三種工況不同，在 Z 方向履帶板會受到驅(qū)動輪力的作用其值不為零，只 是相比 X、Y 方向要小很多，但同樣近似符合正弦分布規(guī)律，第一個波谷峰值要比第二 個波峰值大，這和實(shí)際相符，履帶板 Z 方向受力曲線見圖 2-33 所示：

圖 2-33 掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn) 90 彎時驅(qū)動輪和履帶板 Z 方向作用力 Fig.2-33 Z direction force between drivng wheel and crawler board when the roadheader turning

°

2.5 掘進(jìn)機(jī)原履帶板的強(qiáng)度校核
2.5.1 有限元法及 ANSYS 簡介 掘進(jìn)機(jī)原履帶板強(qiáng)度的校核是采用 ANSYS 軟件的有限元部分進(jìn)行的。通常有限 元分析步驟如下：（1）創(chuàng)建有限元模型；（2）施加載荷并求解；（3）查看結(jié)果。 有限元法是用較簡單的問題代替復(fù)雜問題后再求解。 它將求解域離散成由許多 有限元的互連子域，對每一單元假定一個合適的近似解，然后推導(dǎo)求解這個域總 的滿足條件，從而得到問題的近似解，是一種廣泛應(yīng)用的數(shù)值分析方法。 ANSYS 軟件是融結(jié)構(gòu)、流體、電磁場、聲場分析于一體的大型通用有限元分析 軟件 [30] ，它能與多數(shù) CAD 軟件接口，實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)的共享和交換，是現(xiàn)代產(chǎn)品設(shè)計(jì)中 的高級 CAD 工具之一，本文主要是對履帶板作接觸有限元分析，以下簡單介紹下接觸 分析。 在履帶行走機(jī)構(gòu)中，履帶板與驅(qū)動輪受力屬于接觸范疇。接觸－碰撞問題屬于最困 難的非線性問題之一，因?yàn)樵诮佑|－碰撞問題中的響應(yīng)是不平滑的；當(dāng)發(fā)生碰撞時，垂

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直于接觸界面的速度是瞬時不連續(xù)的。接觸－碰撞問題的這些特點(diǎn)需要較大的計(jì)算資 源，方法和算法的適當(dāng)選擇才能使分析順利進(jìn)行。 接觸問題可分為兩種基本類型：剛體—柔體的接觸，半柔體—柔體的接觸。在剛體 —柔體的接觸問題中，接觸面的一個或多個被當(dāng)作剛體，一般情況下，一種軟材料和一 種硬材料接觸時，問題可以被假定為這種接觸，大多金屬變形問題歸為此類接觸，本文 中履帶板與驅(qū)動輪可以近試看成這種情況。接觸分析基本步驟一般如下：1)定義模型并 劃分網(wǎng)格；2)識別接觸對，定義剛性目標(biāo)面和柔性接觸面，并設(shè)置實(shí)常數(shù)；3)控制剛性 目標(biāo)面的運(yùn)動；4）定義求解選線和載荷步。

2.5.2 掘進(jìn)機(jī)原履帶板有限元分析
由上文的動力學(xué)仿真結(jié)果可以得知，掘進(jìn)機(jī)在轉(zhuǎn)彎時履帶板的載荷是最不利情況， 最容易出現(xiàn)零部件的破壞和磨損，故對該種工況用 ANSYS 軟件進(jìn)行有限元分析
[31][32]

。

由于每節(jié)履帶板在不同時刻不同位置的受力狀況都不同， 作用在空間三個方向的拉、 壓、 彎、扭負(fù)荷是隨機(jī)的，受力十分復(fù)雜。為此，本文抽象出以下兩種典型位置的載荷工況 及約束條件作為有限元計(jì)算模型：一是履帶板和驅(qū)動輪嚙合接觸部分，二是靠近驅(qū)動輪 下側(cè)的履帶板、地面及履帶銷接觸部分，這兩種位置具有一定的代表性，而且是履帶板 受力最惡劣的情況。利用 ANSYS 中的接觸分析能夠模擬實(shí)際構(gòu)件的受力及變形情況， 按赫茲接觸理論進(jìn)行求解，和實(shí)際較為貼近。

1．履帶板實(shí)體模型的導(dǎo)入
盡管 ANSYS 也有建模功能，但是顯然它不如其他專業(yè)的建模軟件操作方便，本文 還是利用在 UG 中建立好的模型，UG 和 ANSYS 支持多種數(shù)據(jù)傳輸格式，也可以將 UG 模型直接導(dǎo)入到 ANSYS 中，不過有版本限制，一般 UG4.0 建立的模型可以直接導(dǎo)入到 ANSYS11.0 版本。本文用的是 UG6.0 版本，故采用 Parasolid 中間格式將分析模型導(dǎo)入 到 ANSYS 軟件中，導(dǎo)入后默認(rèn)是線框顯示模式，可以用/facet,norm（命令流）改成實(shí)體 模式，或在主菜單中操作將模型正常顯示成實(shí)體。

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考慮到有限元計(jì)算的復(fù)雜性，需要對實(shí)際模型進(jìn)行簡化，在 UG 中建模時就將不 必要的倒圓角、小孔等都去掉，簡化后導(dǎo)入的履帶板和驅(qū)動輪接觸模型見圖 2-34，履帶 板接地模型見圖 2-35 所示：

圖 2-34 導(dǎo)入 ANSYS 中履帶板和驅(qū)動輪接觸模型 Fig.2-34 The contact model of driving wheel and crawler board inputed into ANSYS

圖 2-35 導(dǎo)入 ANSYS 中履帶板接地模型 Fig.2-35 The grounding model of crawler board inputed into ANSYS

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需要注意的是，ANSYS 軟件中沒有特殊的單位制，可以使用任何一套單位制，只要 保證輸入的所有數(shù)據(jù)單位都統(tǒng)一到一個單位制中即可。在 UG 中建模采用的單位制是毫 米千克牛單位制，而經(jīng)過 Parasolid 數(shù)據(jù)格式后統(tǒng)一轉(zhuǎn)換為國際單位制，即長度單位為 米（m），力單位為牛（N），這樣得到的應(yīng)力單位即為帕（Pa）。

2．模型單元選取及設(shè)定材料參數(shù)
在進(jìn)行有限元計(jì)算前，首先要根據(jù)實(shí)際情況選擇恰當(dāng)?shù)膯卧愋秃驮O(shè)置實(shí)常數(shù)。

ANSYS 中單元庫中提供了 180 多種單元類型，每種單元類型都有特定的性能，一個問
題一般都有多種單元可供選擇來求解。本文采用 8 節(jié)點(diǎn)的 SOLID185 單元來模擬實(shí)體單 元，可以滿足實(shí)際需要。由于 SOLID185 單元只有 X、Y、Z 三個方向的移動自由度， 缺乏旋轉(zhuǎn)自由度，無法在模型上直接施加力矩。而在本文研究的履帶板和驅(qū)動輪接觸模 型中，需要在驅(qū)動輪質(zhì)心施加力矩，因此需要選擇用 SHELL181 殼單元來劃分驅(qū)動輪內(nèi) 圈面，在軸心處定義質(zhì)量單元 MASS21，并定義其實(shí)常數(shù)，然后將這兩個單元節(jié)點(diǎn)創(chuàng)建 為剛性區(qū)域，質(zhì)量單元為主控節(jié)點(diǎn)[33][34] 。 單元選取后要設(shè)定模型材料參數(shù)， 主要需要定義密度 DENS） 楊氏彈性模量 EX） （ 、 （ 以及泊松比（PRXY）。本文驅(qū)動輪和履帶銷所用的材料都是 42CrMo 合金結(jié)構(gòu)鋼，履 帶板材料是精鑄 32CrMoV 鋼材，故密度定義為 7850kg m 3 ，彈性模量為 2.06 × 1011 Pa， 泊松比為 0.29。 定義剛性區(qū)域時，首先在驅(qū)動輪內(nèi)圈軸心處建立一個關(guān)鍵點(diǎn)（Keypoint），然后用

MASS21 單元去劃分該關(guān)鍵點(diǎn)，用 SHELL181 去劃分驅(qū)動輪內(nèi)圈面。選擇 ANSYS 主菜
單下 Preprocessor→Coupling/Ceqn→Rigid Region，選取主控節(jié)點(diǎn)和內(nèi)圈面上的所有節(jié) 點(diǎn)創(chuàng)建剛性區(qū)域（Rigid Region），建立完后該區(qū)域內(nèi)所有節(jié)點(diǎn)的剛性區(qū)域后，只有在 主控節(jié)點(diǎn)上施加載荷或約束才有效，加在其余節(jié)點(diǎn)上均無效。

3．模型網(wǎng)格劃分及接觸關(guān)系的建立
網(wǎng)格劃分好壞對有限元計(jì)算精度和規(guī)模有很大的影響，一般來說，網(wǎng)格越精細(xì)，計(jì) 算精度會越高，但因網(wǎng)格數(shù)量增加計(jì)算時間也會相對延長，因此要綜合考慮精度和規(guī)模 兩個因素。采用疏密不同的網(wǎng)格劃分，即可以保證計(jì)算精度，又能減少網(wǎng)格數(shù)量，所以 44

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本文先整體采用自由劃分（Free Meshing），然后在局部接觸部分再細(xì)化網(wǎng)格，劃分完 網(wǎng)格后，驅(qū)動輪和履帶板接觸有限元模型見圖 2-36，履帶板和接地模型見圖 2-37 所示：

圖 2-36 履帶板和驅(qū)動輪有限元模型 Fig.2-36 The FEA model of the driving wheel and crawler board

圖 2-37 履帶板接地有限元模型 Fig.2-37 The FEA model of the grounding crawler board

劃分網(wǎng)格后就可以施加接觸，必須在接觸部分創(chuàng)建接觸對（Contact Pair）。ANSYS 支持如下三種接觸方式：面面接觸、點(diǎn)面接觸以及點(diǎn)點(diǎn)接觸，每種接觸都有各自的適用 范圍。根據(jù)實(shí)際接觸情況，本文選用面面接觸單元來建立，該單元可用于任意形狀的兩 個表面接觸，而且兩個面可以具有不同的網(wǎng)格，支持大的相對滑動、大應(yīng)變和大轉(zhuǎn)動。 創(chuàng)建接觸時需要選擇目標(biāo)面（Target Surfaces）和接觸面（Contact Surfaces），通常目標(biāo) 面和接觸面的選擇有一定的要求和原則：凸面和平面或凹面接觸時，凸面應(yīng)為接觸面； 兩個接觸面中網(wǎng)格劃分密的應(yīng)為接觸面；剛度不同的兩個面，較柔的為接觸面；大小不 同的兩個面，較小的應(yīng)為接觸面[35][36] 。 45

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利用 ANSYS 中的接觸向?qū)В–ontact Wizard）來建立接觸對，并依據(jù)以上原則選擇 履帶板凸面為接觸面，驅(qū)動輪凹面為目標(biāo)面；履帶銷外側(cè)圓柱面為接觸面，履帶板銷孔 內(nèi)側(cè)面為目標(biāo)面。系統(tǒng)可以自動匹配對應(yīng)的接觸單元來劃分接觸對，接觸面采用

CONTACT174 單元，目標(biāo)面采用 TARGET170 單元。
選擇完接觸對后，設(shè)定系統(tǒng)摩擦系數(shù)為 0.2，還需要確定接觸剛度。接觸剛度會同 時影響接觸精度和收斂性， 過大的接觸剛度可能會引起系統(tǒng)總剛度矩陣病態(tài)導(dǎo)致收斂困 難，過小則會導(dǎo)致接觸面滲透量太大而無法接受。程序會根據(jù)材料特性估計(jì)一個缺省的 剛度值，實(shí)常數(shù) FKN 就是接觸剛度指定的一個比例因子，一般范圍在 0.01~10 之間，默 認(rèn)為 0.1。本文開始時采用默認(rèn)的剛度值進(jìn)行計(jì)算，檢查穿透量和每一個子步中的平衡 迭代次數(shù)，逐漸將 FKN 值改大，最后經(jīng)反復(fù)試驗(yàn)選擇比例因子為 5 的接觸剛度，能使 系統(tǒng)收斂且滲透達(dá)到極小值[37][38] 。

4．模型邊界條件及載荷的確定
研究履帶板實(shí)際運(yùn)動和受力情況，利用 ADAMS 仿真得出的載荷邊界條件，施加的 載荷和約束如下： （1）在履帶板和驅(qū)動輪接觸模型中，將履帶板銷孔處固定，添加全約束，而將剛 性區(qū)域內(nèi)主控節(jié)點(diǎn)的所有移動自由度限制，只留 X 方向（軸線方向）旋轉(zhuǎn)自由度； （2）在履帶板和履帶銷接地模型中，將履帶板一邊銷孔的半圓柱面固定，添加全 約束，履帶板接地面也添加全約束。 （3）主控節(jié)點(diǎn)處施加 X 旋轉(zhuǎn)方向負(fù)方向力矩。 從動力學(xué)仿真曲線中可以明顯看出履帶板原地轉(zhuǎn)彎工況時載荷最惡劣， 因此提取該 工況載荷添加到有限元模型上。提取履帶板合力最大值為 77.33kN，折合到驅(qū)動輪質(zhì)心 力矩為：

Mr =

F ? D 77.33 × 0.615 = ≈ 23.78kNm 2 2

因此在主控節(jié)點(diǎn)上施加 23780kNm 力矩，方向沿 X 旋轉(zhuǎn)負(fù)方向。 （4）在履帶銷半圓柱面節(jié)點(diǎn)上施加合力為 176.4kN 的力，方向?yàn)?Y 軸正方向，和 履帶板運(yùn)行方向一致；掘進(jìn)機(jī)運(yùn)行時，總共有約 40 塊履帶板同時著地來支撐整機(jī)重量， 46

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故在履帶板和機(jī)架接觸面上的所有節(jié)點(diǎn)上施加合力為 10kN 的壓力，方向?yàn)樨?fù) Z 方向， 垂直地面向下。 加載完成后，驅(qū)動輪和履帶板接觸有限元模型見圖 2-38，履帶板接地有限元模型見 圖 2-39 所示：

圖 2-38 加載后履帶板和驅(qū)動輪接觸有限元模型 Fig.2-38 The FEA model of the driving whee and crawler board after loading

圖 2-39 加載后履帶板接地有限元模型 Fig.2-39 The FEA model of the grounding crawler board after loading

5．原履帶板有限元求解結(jié)果分析
求解前，要設(shè)置求解器選項(xiàng)，接觸分析方程為非線性的，建議將系統(tǒng)大變形選項(xiàng) 打開： 求解器的 Analysis Options 指定為 Large Displacement Static， Number of substeps 在 選項(xiàng)定義 200 個載荷子步。檢查所有載荷和約束條件無誤后進(jìn)行求解，得下圖： （1）驅(qū)動輪和原履帶板接觸節(jié)點(diǎn)位移和應(yīng)力解：

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圖 2-40 是驅(qū)動輪和履帶板接觸節(jié)點(diǎn)總位移圖，圖 2－41 是驅(qū)動輪和履帶板接觸等 效應(yīng)力圖。

圖 2-40 驅(qū)動輪和履帶板接觸總位移圖 Fig.2-40 The displacement vector of the driving wheel and crawler board

圖 2-41 驅(qū)動輪和履帶板接觸等效應(yīng)力圖。 Fig.2-41 The von stress of the driving wheel and crawler board

由于本文研究重點(diǎn)是履帶板，而在驅(qū)動輪和履帶板接觸模型視圖中，難以看清履帶 板的變形和應(yīng)力情況， 故在 ANSYS 中將履帶板有限元模型單獨(dú)提取出來觀察其變形和應(yīng) 力情況。圖 2－42 是履帶板 X 方向位移圖，圖 2－43 是履帶板 X 方向應(yīng)力圖，圖 2－44 是履帶板 Y 方向位移圖，圖 2－45 是履帶板 Y 方向應(yīng)力圖,圖 2－46 是履帶板 Z 方向位 移圖，圖 2－47 是履帶板 Z 方向應(yīng)力圖, 圖 2－48 是履帶板總位移圖，圖 2－49 是履帶 板總應(yīng)力圖。

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圖 2-42 履帶板 X 方向位移圖 Fig.2-42 The X displacement of crawler board

圖 2-43 履帶板 X 方向應(yīng)力圖 Fig.2-43 The X stress of crawler board

圖 2-44 履帶板 Y 方向位移圖 Fig.2-44 The Y displacement of crawler board

圖 2-45 履帶板 Y 方向應(yīng)力圖 Fig.2-45 The Y stress of crawler board

圖 2-46 履帶板 Z 方向位移圖 Fig.2-46 The Z displacement of crawler board

圖 2-47 履帶板 Z 方向應(yīng)力圖 Fig.2-47 The Z stress of crawler board

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圖 2-48 履帶板總位移圖 Fig.2-48 The displacement vector of crawler board

圖 2-49 履帶板等效應(yīng)力圖 Fig.2-49 The von stress of crawler board

前文已經(jīng)介紹到履帶板材料為精鑄 32CrMoV，屈服強(qiáng)度 σs≥930MPa，根據(jù)履帶板受 力特點(diǎn)及材料屬性，取安全系數(shù) n=2，可得許用應(yīng)力 [δ ] ：
[δ ] =

δs
n

=

930 = 465MPa 2

（2-12）

在驅(qū)動輪和履帶板接觸模型中，履帶板主要受壓，由位移變形圖中可以看出：1)X,Y,Z 及總位移方向的最大變形為圖中紅色區(qū)域，值為 0.0183mm，且和驅(qū)動輪接觸區(qū)域中心變形 最大，向外逐漸減少；2)從 X,Y,Z 方向應(yīng)力分布圖最大值發(fā)生在嚙合中心區(qū)域，等效應(yīng)力 圖可以看出履帶板大部分區(qū)域應(yīng)力集中在 1.167Pa 到 17.1MPa 之間， 最大應(yīng)力 Smax=154MPa 小于許用應(yīng)力，同樣出現(xiàn)在和驅(qū)動輪嚙合的履帶板齒面部位，容易出現(xiàn)磨損�？梢姵跏悸� 帶板結(jié)構(gòu)滿足材料的強(qiáng)度要求，變形和受力均符合實(shí)際情況。 （2）履帶板接地模型節(jié)點(diǎn)位移和應(yīng)力解： 和上文接觸設(shè)置一樣，得到履帶板接地模型節(jié)點(diǎn)位移和應(yīng)力解：圖 2－50 是履帶 板 X 方向位移圖，圖 2－51 是履帶板 X 方向應(yīng)力圖，圖 2－52 是履帶板 Y 方向位移圖， 圖 2－53 是履帶板 Y 方向應(yīng)力圖，圖 2－54 是履帶板 Z 方向位移圖，圖 2－55 是履帶 板 Z 方向應(yīng)力圖，圖 2－56 是履帶板總位移圖，圖 2－57 是履帶板總應(yīng)力圖。

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圖 2-50 履帶板 X 方向位移圖 Fig.2-50 The X displacement of crawler board

圖 2-51 履帶板 X 方向應(yīng)力圖 Fig.2-51 The X stress of crawler board

圖 2-52 履帶板 Y 方向位移圖 Fig.2-52 The Y displacement of crawler board

圖 2-53 履帶板 Y 方向應(yīng)力圖 Fig.2-53 The Y stress of crawler board

圖 2-54 履帶板 Z 方向位移圖 Fig.2-54 The Z displacement of crawler board

圖 2-55 履帶板 X 方向應(yīng)力圖 Fig.2-55 The Z stress of crawler board

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圖 2-56 履帶板總位移圖 Fig.2-56 The displacement vector of crawler board

圖 2-57 履帶板等效應(yīng)力圖 Fig.2-57 The von stress of crawler board

履帶板在接地部分模型中主要受履帶銷的拉力，受壓面力值相對較小，由位移變形 圖可以看出履帶板在 X，Y,Z 方向的最大位移發(fā)生在銷孔處，總位移最大變形為 0.0246mm，也出現(xiàn)在靠近銷孔外側(cè)最窄部位，向兩邊遞減；在 X,Y,Z 應(yīng)力圖中得出履帶 板最大值出現(xiàn)在相同部位，且小于許用應(yīng)力，等效應(yīng)力圖中大部分應(yīng)力集中在 62773Pa 到 11.6MPa 藍(lán)色區(qū)域，最大應(yīng)力為 104MPa 遠(yuǎn)小于許用應(yīng)力，靠近銷孔中間圓弧應(yīng)力值 較大，容易出現(xiàn)斷裂或者局部裂紋，初始履帶板結(jié)構(gòu)變形和應(yīng)力均符合實(shí)際情況，且滿 足材料強(qiáng)度要求。 經(jīng)過校核，原履帶板在轉(zhuǎn)彎工況下強(qiáng)度符合要求，沒有超過材料的許用應(yīng)力值。

2.6 本章小結(jié)
本章通過 UG 軟件建立掘進(jìn)機(jī)三維簡化模型，并在 ADAMS 軟件中建立虛擬樣機(jī)，分 別進(jìn)行水平巷道、上坡和轉(zhuǎn)彎的仿真，通過比較仿真扭矩和理論扭矩驗(yàn)證虛擬樣機(jī)建立 的正確性。分析履帶板嚙合力變化得到其最大載荷，作為有限元分析的邊界條件，對原 履帶板進(jìn)行接觸有限元分析，進(jìn)而校核原履帶板的強(qiáng)度。

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第三章

掘進(jìn)機(jī)原履帶板的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

本章將分別從提高掘進(jìn)機(jī)對地附著性能和自動排泥兩個方面對原履帶板結(jié)構(gòu)進(jìn)行 優(yōu)化，最終確定優(yōu)化后履帶板結(jié)構(gòu)，達(dá)到提高對地附著力和排泥的目的。在優(yōu)化前，先 分析下原履帶板結(jié)構(gòu)特點(diǎn)。

3.1 原履帶板的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)
前面已經(jīng)得知掘進(jìn)機(jī)掘進(jìn)時，因原履帶板是平履帶板，對地附著力不夠容易打滑， 其結(jié)構(gòu)見圖 3-1 所示：

圖 3-1 原履帶板結(jié)構(gòu) Fig.3-1 The original crawler board

從圖中可以看出，原履帶沒有履刺，和地面接觸深度不夠從而導(dǎo)致不能產(chǎn)生足夠大 的附著力，影響整機(jī)的行駛性能。另外，在履帶板凹槽部位，淤泥容易堆積在一起，無 法自動清除，使整機(jī)在前進(jìn)中打滑，必須人工將淤泥清除，這樣便大幅度降低整機(jī)使用 效率，因此需要對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

3.2 優(yōu)化方法和思路
一般結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)有以下三種方法：參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)、拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)和幾何優(yōu)化設(shè) 計(jì)。對于履帶板復(fù)雜的機(jī)械結(jié)構(gòu)，用參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化是非常困難的。本 文采用的是幾何優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，采用建模、仿真及有限元分析，根據(jù)設(shè)計(jì)的要求進(jìn)行結(jié) 構(gòu)修改， 然后再進(jìn)行仿真分析， 多次反復(fù)設(shè)計(jì)， 直到設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)動態(tài)性能滿足要求為止，

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這是一個再設(shè)計(jì)和履帶板的動態(tài)特性分析與優(yōu)化再分析的修改過程。 這種設(shè)計(jì)屬于廣義 概念上的優(yōu)化，很大程度上依賴設(shè)計(jì)者的經(jīng)驗(yàn)和專業(yè)知識來完成。 本文提出用附著力和排泥性能作為履帶板結(jié)構(gòu)動態(tài)設(shè)計(jì)的優(yōu)化目標(biāo)，約束條件主 要是保證履帶板最大應(yīng)力不超過材料許用應(yīng)力， 設(shè)計(jì)變量主要是履刺布局和形狀等結(jié)構(gòu) 參數(shù)。 在保證履帶板強(qiáng)度要求的基礎(chǔ)上，提出履帶板結(jié)構(gòu)的三種布局方案，并研究其對 附著力和排泥性能的影響，通過類比，找出較為合理的結(jié)構(gòu)方案。

3.3 從提高掘進(jìn)機(jī)對地附著性能的方面優(yōu)化
為了提高整機(jī)附著性能，對原履帶板進(jìn)行如下優(yōu)化。

3.3.1 提出優(yōu)化方案結(jié)構(gòu)
根據(jù)設(shè)計(jì)要求，對履帶板結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，履帶板要有足夠大縱向剛度和扭轉(zhuǎn)剛度， 以降低預(yù)緊力和減小履帶脫落的可能，履帶板在縱向和橫向上對地面有可靠的嚙合力， 并盡可能減小對路面的破壞，根據(jù)設(shè)計(jì)要求，本文提供了如下的改進(jìn)方案。 為了提高掘進(jìn)機(jī)在工作時的縱向附著力而不打滑，在原履帶板上三處增加著地筋 （履刺），左右兩處對稱布置，中間處較長，使整體受力比較均勻。利用它和土壤之間 的剪切力來提高對地附著力，從而推進(jìn)整機(jī)前進(jìn)而不易打滑，該履帶板結(jié)構(gòu)見圖 3-2 所 示：

圖 3-2 方案一履帶板結(jié)構(gòu) Fig.3-2 The crawler board structure of scheme one

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3.3.2 驗(yàn)證牽引扭矩
將原來履帶板和掘進(jìn)機(jī)行走機(jī)構(gòu)其他部件組裝成虛擬樣機(jī)， 具體步驟和各種參數(shù)設(shè) 置與前文水平巷道仿真一樣，在路面上設(shè)置路障，讓整機(jī)在水平巷道上前進(jìn)同障礙物碰 撞后，得出穩(wěn)定后驅(qū)動輪牽引扭矩，來近似模擬掘進(jìn)機(jī)掘進(jìn)工況時的附著力大小情況， 掘進(jìn)機(jī)碰撞試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵妶D 3-3 所示：

圖 3-3 碰撞試驗(yàn)?zāi)Ｐ?Fig.3-3 The impact test model

仿真完后，查看驅(qū)動輪的牽引扭矩見下圖 3-4 所示：

圖 3-4 原履帶板驅(qū)動輪扭矩 Fig.3-4 The torque of driving wheel of original crawler board

由上圖驅(qū)動輪扭矩曲線可以看出：開始在 0~0.4s 內(nèi)，掘進(jìn)機(jī)和障礙物之間因存在間 隙，兩者還未碰撞，驅(qū)動輪扭矩變化曲線和水平巷道仿真時相同，這里不再重復(fù)敘述；

0.4 秒后， 掘進(jìn)機(jī)開始和障礙物接觸， 扭矩值逐漸增大， 穩(wěn)定后查看均值為 87.8886kNm。
同樣將方案一結(jié)構(gòu)的履帶板同掘進(jìn)機(jī)行走機(jī)構(gòu)其他部件組裝，設(shè)置障礙物，進(jìn)行水 平巷道碰撞仿真，得出驅(qū)動輪扭矩曲線見圖 3-5 所示： 55

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圖 3-5 方案一驅(qū)動輪扭矩 Fig.3-5 The torque of driving wheel of scheme one

上圖表明加著地筋后的履帶板，在掘進(jìn)機(jī)碰撞試驗(yàn)時驅(qū)動輪扭矩明顯提高，穩(wěn)定后 均值達(dá)到 110.2461kNm，而用原履帶板時驅(qū)動輪扭矩為 87.8886kNm，這是由于在地面 摩擦系數(shù)不變的情況下，履帶板和地面的法向（即垂直地面向上）接觸力因接觸深度增 加而變大， 使得地面對履帶的附著力增大。 但該履帶板未能提高防止整機(jī)側(cè)滑的牽引力， 而且淤泥由于履帶的壓實(shí)作用附著在履帶板凹槽處不能自潔，影響后繼行駛的附著力。

3.4 從提高掘進(jìn)機(jī)自動排除淤泥的方面優(yōu)化
為了使履帶板能自動排除淤泥，以下先對淤泥的受力進(jìn)行分析。

3.4.1 淤泥受力
為了使履帶能自動清除淤泥，著地筋應(yīng)斜向布置，和水平面成 α 角，首先對附著在 履帶板上的淤泥進(jìn)行受力分析，見圖 3-6 所示：

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圖 3-6 淤泥受力分析 Fig.3-6 Force analysis of the soil

掘進(jìn)機(jī)前進(jìn)時，履帶受到地面和前進(jìn)方向相同的力，淤泥則受到履帶的反作用力， 方向和前進(jìn)方向相反。假設(shè)淤泥受到的合力為 F，將該力沿著地筋方向正交分解成 FX 和
FY ，在前進(jìn)過程中 FX 力則能使淤泥沿地筋方向自動脫落而不影響整機(jī)牽引性能。

3.4.2 提出排泥優(yōu)化方案
參照坦克履帶板設(shè)計(jì)[39][40][41]，通常坦克履帶板著地筋設(shè)計(jì)成人字形（尖端朝后）或 八字形結(jié)構(gòu)，實(shí)踐表明這種結(jié)構(gòu)可以兼顧縱向橫向的剛度、強(qiáng)度和附著性能，使整機(jī)在 泥濘路上有很好的行駛性能，而且改善了排泥狀況。根據(jù)這種設(shè)計(jì)思路，本文再次改進(jìn) 履帶板結(jié)構(gòu)，即在原先平履帶板上加上著地筋，左右對稱布置，其中兩頭斜向布置，中 間橫向布置，斜向布置角度 α 分別為 60 ° 和 45 ° ，結(jié)構(gòu)見圖 3-7 和圖 3-8 所示：

圖 3-7

α = 60 ° 的履帶板結(jié)構(gòu) α = 60 °

Fig.3-7 The crawler board structure when

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圖 3-8

α = 45 ° 的履帶板結(jié)構(gòu) α = 45 °

Fig.3-8 The crawler board structure when

3.4.3 驗(yàn)證牽引扭矩
同樣和上文一樣，將以上兩種履帶板分別和行走機(jī)構(gòu)其他部件裝配虛擬樣機(jī)，在

ADAMS 中做碰撞仿真試驗(yàn)，仿真完后得出驅(qū)動輪扭矩見圖 3-9 和圖 3-10 所示：

圖 3-9

α = 60 ° 驅(qū)動輪扭矩 α = 60 °

Fig.3-9 The torque of driving wheel of

圖 3-10

α = 45 ° 驅(qū)動輪扭矩 α = 45 °

Fig.3-10 The torque of driving wheel of

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以上表明這兩種履帶板結(jié)構(gòu)在掘進(jìn)機(jī)做碰撞仿真時驅(qū)動輪扭矩相差不大， 穩(wěn)定后均 值都約在 100~102kNm 左右（原來為 87.8886kNm），要大于原履帶板結(jié)構(gòu)仿真得到的 扭矩，而且這兩種結(jié)構(gòu)因著地筋斜向布置可以防止掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn)彎時側(cè)向滑動，且能自動排 除附著在履帶板上的淤泥，優(yōu)越于方案一結(jié)構(gòu)。

3.5 確定優(yōu)化后履帶板
對于 α = 45 ° 的履帶板，在履帶板所受合力相等的情況下，淤泥沿著地筋方向的力 要稍大，對排泥效果自然也會明顯，故本文推薦選用 α = 45 ° 的履帶板。實(shí)際制造使用 時，可以將著地筋做成梯形，即帶一定的拔模斜度，靠近地面的稍窄，這樣路面較軟時， 扎入深而使接地面積增大，不易下陷，而且更有利于淤泥的清除。

3.5.1 優(yōu)化后履帶板的嚙合力
本文最終確定的優(yōu)化結(jié)構(gòu)為 α = 45 ° 的履帶板，需要對其強(qiáng)度進(jìn)行校核，才能在實(shí) 際生產(chǎn)中使用，在校核前先分析履帶板受力。上文已經(jīng)得知掘進(jìn)機(jī)在水平巷道、上坡及 轉(zhuǎn)彎工況下仿真，轉(zhuǎn)彎時履帶板受力最惡劣。因此，為了校核 α = 45 ° 的履帶板強(qiáng)度要 求，需要對該結(jié)構(gòu)履帶板組裝的虛擬樣機(jī)進(jìn)行轉(zhuǎn)彎工況仿真，得到圖 3-11 是驅(qū)動輪扭 矩曲線，圖 3-12 是履帶板三向嚙合力曲線，圖 3-13 是履帶板合力曲線:

圖 3-11 驅(qū)動輪扭矩 Fig.3-11 The torque of driving wheel

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圖 3-12 履帶板嚙合力 Fig.3-12 The force of crawler board

圖 3-13 履帶板合力曲線 Fig.3-13 The resultant force of crawler board

由改進(jìn)后驅(qū)動輪扭矩圖可以得知掘進(jìn)機(jī)轉(zhuǎn)彎驅(qū)動輪平均扭矩能達(dá)到約 85kNm 左右 (原來為 72.2062 kNm)，比原來結(jié)構(gòu)扭矩明顯偏大，，進(jìn)一步驗(yàn)證該結(jié)構(gòu)附著性能好；履 帶板 X、Y、Z 各方向力及合力都要比原來結(jié)構(gòu)大，且合力最大值達(dá)到 90.9479kN，折合 到驅(qū)動輪質(zhì)心力矩為：

Mr = F ?

0.615 D = 90.9479 × ≈ 27.97kNm 2 2

3.5.2 優(yōu)化后履帶板的強(qiáng)度校核
由上文有限元分析得知履帶板和驅(qū)動輪接觸部分應(yīng)力較大，故對 α = 45 ° 的履帶板 和驅(qū)動輪做接觸有限元分析，步驟和前面一樣，只需將驅(qū)動輪力矩大小改為 27.97kNm 即可，計(jì)算完后得到改進(jìn)后 α = 45 ° 履帶板節(jié)點(diǎn)位移和應(yīng)力解見下圖：圖 3-14 是履帶板

X 方向位移圖，圖 3-15 是履帶板 X 方向應(yīng)力圖，圖 3-16 是履帶板 Y 方向位移圖，圖

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3-17 是履帶板 Y 方向應(yīng)力圖，圖 3-18 是履帶板 Z 方向位移圖，圖 3-19 是履帶板 Z 方向
應(yīng)力圖，圖 3-20 是履帶板總位移圖，圖 3-21 是履帶板等效應(yīng)力圖。

圖 3-14 履帶板 X 方向位移圖 Fig.3-14 The X displacement of crawler board

圖 3-15 履帶板 X 方向應(yīng)力圖 Fig.3-15 The X stress of crawler board

圖 3-16 履帶板 Y 方向位移圖 Fig.3-16 The Y displacement of crawler board

圖 3-17 履帶板 Y 方向應(yīng)力圖 Fig.3-17 The Y stress of crawler board

圖 3-18 履帶板 Z 方向位移圖 Fig.3-18 The Z displacement of crawler board

圖 3-19 履帶板 Z 方向應(yīng)力圖 Fig.3-19 The Z stress of crawler board

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圖 3-20 履帶板總位移圖 Fig.3-20 The displacement vector of crawler board
°

圖 3-21 履帶板等效應(yīng)力圖 Fig.3-21 The von stress of crawler board

從以上變形和應(yīng)力圖看出，改進(jìn)后 α = 45 的履帶板在 X,Y,Z 方向最大變形和應(yīng)力 均出現(xiàn)在嚙合部位，且小于材料的許用應(yīng)力；總位移的最大變形位移為 0.029mm，出現(xiàn) 在接觸齒面中心部位，向兩邊逐漸變�。坏刃�(yīng)力最大值出現(xiàn)在同一個部位，值為 223MPa， 小于許用應(yīng)力 465MPa。 說明加斜向著地筋后的履帶板滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求的前提 下，在工況惡劣情況下能提高掘進(jìn)機(jī)對地附著力而不打滑，同時在運(yùn)行過程中能自動 清除附著在履帶板上的淤泥。

3.6 本章小結(jié)
本章主要對履帶板結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，通過參考坦克履帶設(shè)計(jì)，分別從提高掘進(jìn)機(jī)對地 附著性能和排泥方面改進(jìn)履帶板結(jié)構(gòu)兩方面考慮，提出三種改進(jìn)方案，并且通過分別對 掘進(jìn)機(jī)進(jìn)行水平巷道碰撞仿真來模擬掘進(jìn)工況， 得出加斜向著地筋后履帶板著地性能要
° 優(yōu)于平履帶板，而且能達(dá)到自動排泥的效果。最后對 α = 45 的履帶板進(jìn)行有限元分析，

校核該結(jié)構(gòu)履帶板強(qiáng)度符合要求，并能達(dá)到預(yù)期目的。

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第四章
4.1 結(jié)論

結(jié)論與展望

本文運(yùn)用三維軟件 UG 建立了掘進(jìn)機(jī)實(shí)體簡化模型，在 ADAMS/VIEW 環(huán)境下，結(jié)合實(shí) 際情況建立虛擬樣機(jī)。對樣機(jī)進(jìn)行動力學(xué)仿真分析，并用有限元軟件 ANSYS 對原履帶板 做有限元分析。最后用 UG 對履帶板結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)優(yōu)化，同樣對修改后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行 仿真和分析，結(jié)果表明修改后的履帶板在滿足強(qiáng)度的基礎(chǔ)上，能夠提高掘進(jìn)機(jī)對 地附著力和排泥功能。本文所做的相關(guān)工作及主要結(jié)論如下： （1）利用三維建模軟件 UG 對已建立的 EBZ-135 型掘進(jìn)機(jī)簡化模型進(jìn)行簡單 干涉檢查，結(jié)果表明行走機(jī)構(gòu)內(nèi)部各構(gòu)件間均沒有干涉，驗(yàn)證模型二維圖紙及三 維模型建立的正確性。 （2）創(chuàng)建掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)模型，利用 ADAMS 自檢工具對其系統(tǒng)自檢，結(jié)果表 明整個樣機(jī)內(nèi)部無多余的冗余方程，滿足動力學(xué)仿真要求，驗(yàn)證虛擬樣機(jī)所加的約 束、載荷等均正確。 （3）對虛擬樣機(jī)分別在三種工況下仿真，得出掘進(jìn)機(jī)仿真扭矩；并對掘進(jìn)機(jī) 受力分析，計(jì)算出其在水平巷道、上坡及轉(zhuǎn)彎工況下的理論牽引扭矩；對比理論扭矩 與仿真扭矩，結(jié)果得出掘進(jìn)機(jī)在水平巷道、上坡和轉(zhuǎn)彎工況下兩者分別相差 0.5%、1.7% 和 0.09%，表明本文建立的掘進(jìn)機(jī)虛擬樣機(jī)有一定的正確性和可信度。 （4)由掘進(jìn)機(jī)水平巷道、上坡及轉(zhuǎn)彎三種工況履帶板嚙合力曲線可知，履帶板在這 三種工況下受力變化規(guī)律相似，在 X 和 Y 方向都近似符合正弦分布，Z 方向除了轉(zhuǎn)彎其 余工況都近似為零；在每一種工況下，每節(jié)履帶板變化規(guī)律相同，只在時間上存在相位 差，這和履帶板初始位置及驅(qū)動轉(zhuǎn)速大小有關(guān)，驅(qū)動輪角速度大則相位差就小，履帶板 嚙合的頻率升高，引起接觸力沖擊也會增大；對比三種工況履帶板接觸力曲線可知履帶

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板在轉(zhuǎn)彎工況下受力最惡劣，嚙合力幅值達(dá)到 77.33kN，提取該工況下載荷作為有限元 分析的邊界條件。 （5）選擇原履帶板分別和驅(qū)動輪及接地部分兩個典型位置進(jìn)行接觸應(yīng)力分析，經(jīng) 計(jì)算后得出履帶板節(jié)點(diǎn)位移和應(yīng)力解， 表明履帶板最大變形和應(yīng)力均出現(xiàn)在嚙合齒面和 銷孔中間圓弧部位，而且與驅(qū)動輪接觸位置受力相對較大，最大應(yīng)力為 154MPa,小于材 料許用應(yīng)力，能夠滿足強(qiáng)度要求。 （6)本文參考坦克履帶板設(shè)計(jì)， 分別從提高掘進(jìn)機(jī)對地附著性能和排泥方面優(yōu)化履 帶板結(jié)構(gòu)，提出三種改進(jìn)方案，都和其他構(gòu)件創(chuàng)建虛擬樣機(jī)，進(jìn)行水平巷道碰撞仿真； 從仿真后扭矩曲線可以得出加著地筋后的履帶附著性能比原平履帶好，而且能自動排 泥；最后選擇 α = 45 ° 的履帶板和驅(qū)動輪接觸模型加載轉(zhuǎn)彎工況下的載荷進(jìn)行有限元分 析，驗(yàn)證其強(qiáng)度能滿足現(xiàn)有材料的設(shè)計(jì)要求，該結(jié)構(gòu)能達(dá)到提高掘進(jìn)機(jī)附著性能和自動 排泥的功能。 本文這種研究方法對優(yōu)化關(guān)鍵零部件作用重大且有一定的通用性，對于其他 大型機(jī)械履帶行走機(jī)構(gòu)的動力學(xué)仿真有一定借鑒意義。

4.2 展望
鑒于時間等因素的影響，本課題在以下幾方面還有待于進(jìn)一步完善和深化：

1）路面對掘進(jìn)機(jī)受力影響很大，因此需要對路面系統(tǒng)進(jìn)行研究，本文只選取了一
種路面進(jìn)行仿真，今后可以利用 ADAMS 中路面構(gòu)造器創(chuàng)建多種路面進(jìn)行仿真研究。

2）本文對于履帶板結(jié)構(gòu)提出了三種改進(jìn)方案進(jìn)行分析，未能建立完整的優(yōu)化函數(shù)
及優(yōu)化目標(biāo)對其進(jìn)行優(yōu)化，對于排泥只從理論上說明，未能做出仿真動畫，這方面工作 有待于今后完善。

3）本文側(cè)重于虛擬樣機(jī)的仿真研究，對于仿真出來的曲線都是用理論值去驗(yàn)證其
正確性，應(yīng)該要和實(shí)體物理試驗(yàn)相結(jié)合，后繼工作可進(jìn)行。

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附錄 1 履帶板與各構(gòu)件間接觸力的宏命令程序
variable set variable_name=$_self.snum integer=1
！定義變量 snum 初始值為 1

for variable_name=a start=1 end=61
！定義循環(huán)變量 a 來控制循環(huán)次數(shù)

interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_leftdriverwheel_"//$_self.snum))&
！定義接觸力并命名特征

i_geometry_name=.track.(eval("lefttrack"//$_self.snum)).(eval("lefttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track.leftdriverwheel. leftdriverwheel &
！添加需要接觸的實(shí)體

stiffness=100000& damping=1000& dmax=0.001& exponent=1.5& augmented_lagrangian_formulation=no& coulomb_friction=on& mu_static=0.15& mu_dynamic=0.1& & & stiction_transition_velocity=0.1& friction_transition_velocity=1.0

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！定義接觸力參數(shù)

variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end
！一次循環(huán)介紹，變量 snum 自加 1

variable delete variable_name=$_self.snum
！循環(huán)結(jié)束，刪除變量 snum

---------------------------------！定義左側(cè)履帶板與驅(qū)動輪之間的接觸力 variable set variable_name=$_self.snum integer=1 for variable_name=b start=1 end=61 interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_rightdriverwheel_"//$_self.snum))& i_geometry_name=.track.(eval("righttrack"//$_self.snum)).(eval("righttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track. rightdriverwheel. rightdriverwheel & stiffness=100000& damping=1000& dmax=0.001& exponent=1.5& augmented_lagrangian_formulation=no& coulomb_friction=on& mu_static=0.15& mu_dynamic=0.1& & &

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stiction_transition_velocity=0.1& friction_transition_velocity=1.0 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end variable delete variable_name=$_self.snum ---------------------------------！定義右側(cè)履帶板與驅(qū)動輪之間的接觸力 variable set variable_name=$_self.snum integer=1 for variable_name=c start=1 end=61 interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_leftwalkingframe_"//$_self.snum))& i_geometry_name=.track.(eval("lefttrack"//$_self.snum)).(eval("lefttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track. walkingframe. walkingframe& stiffness=100000& damping=1000& dmax=0.001& exponent=1.5& augmented_lagrangian_formulation=no& coulomb_friction=on& mu_static=0.35& mu_dynamic=0.35& && stiction_transition_velocity=0.1& friction_transition_velocity=1.0 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1))

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end variable delete variable_name=$_self.snum ---------------------------------！定義左側(cè)履帶板與機(jī)架之間的接觸力 variable set variable_name=$_self.snum integer=1 for variable_name=d start=1 end=61 interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_rightwalkingframe_"//$_self.snum))& i_geometry_name=.track.(eval("righttrack"//$_self.snum)).(eval("righttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track. walkingframe. walkingframe& stiffness=100000& damping=1000& dmax=0.001& exponent=1.5& augmented_lagrangian_formulation=no& coulomb_friction=on& mu_static=0.35& mu_dynamic=0.35& & & stiction_transition_velocity=0.1& friction_transition_velocity=1.0 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end

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variable delete variable_name=$_self.snum ---------------------------------！定義右側(cè)履帶板與機(jī)架之間的接觸力 variable set variable_name=$_self.snum integer=1 for variable_name=e start=1 end=61 interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_leftguidewheel_"//$_self.snum))& i_geometry_name=.track.(eval("lefttrack"//$_self.snum)).(eval("lefttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track. leftguidewheel. leftguidewheel & stiffness=100000& damping=1000& dmax=0.001& exponent=1.5& augmented_lagrangian_formulation=no& coulomb_friction=on& mu_static=0.15& mu_dynamic=0.1& & & stiction_transition_velocity=0.1& friction_transition_velocity=1.0 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end variable delete variable_name=$_self.snum ---------------------------------！定義左側(cè)履帶板與導(dǎo)向輪之間的接觸力

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variable set variable_name=$_self.snum integer=1 for variable_name=f start=1 end=61 interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_rightguidewheel_"//$_self.snum))& i_geometry_name=.track.(eval("righttrack"//$_self.snum)).(eval("righttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track. rightguidewheel. rightguidewheel & stiffness=100000& damping=1000& dmax=0.001& exponent=1.5& augmented_lagrangian_formulation=no& coulomb_friction=on& mu_static=0.15& mu_dynamic=0.1& & & stiction_transition_velocity=0.1& friction_transition_velocity=1.0 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end variable delete variable_name=$_self.snum ---------------------------------！定義右側(cè)履帶板與導(dǎo)向輪之間的接觸力 variable set variable_name=$_self.snum integer=1

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for variable_name=g start=1 end=61 interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_rightground_"//$_self.snum))& i_geometry_name=.track.(eval("righttrack"//$_self.snum)).(eval("righttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track. ground. ground& stiffness=50000& damping=5000& dmax=0.001& exponent=2.2& augmented_lagrangian_formulation=no& coulomb_friction=on& mu_static=0.73& mu_dynamic=0.73& & & stiction_transition_velocity=0.1& friction_transition_velocity=1.0 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end variable delete variable_name=$_self.snum ---------------------------------！定義右側(cè)履帶板與地面之間的接觸力 variable set variable_name=$_self.snum integer=1 for variable_name=h start=1 end=61

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interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_leftground_"//$_self.snum))& i_geometry_name=.track.(eval("lefttrack"//$_self.snum)).(eval("lefttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track.ground. ground & stiffness=50000& damping=5000& dmax=0.001& exponent=2.2& augmented_lagrangian_formulation=no& coulomb_friction=on& mu_static=0.73& mu_dynamic=0.73& & & stiction_transition_velocity=0.1& friction_transition_velocity=1.0 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end variable delete variable_name=$_self.snum ---------------------------------！定義左側(cè)履帶板與地面之間的接觸力

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附錄 2 修改履帶板質(zhì)量宏命令程序
variable delete variable_name=$_self.snum variable set variable_name=$_self.snum integer=1 for variable_name=a start=1 end=61 for type=part part modify rigid mass_properties part_name = (eval(the_part)) mass=22 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end end ---------------------------------！修改左側(cè)履帶板的質(zhì)量 variable delete variable_name=$_self.snum variable set variable_name=$_self.snum integer=1 for variable_name=b start=1 end=61 for variable_name=part object_names=.track.(eval("righttrack"//$_self.snum)) part modify rigid mass_properties part_name = (eval(part)) mass=22 variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end end---------------------------------！修改右側(cè)履帶板的質(zhì)量 & & type=part & & variable_name=the_part object_names=.track.(eval("lefttrack"//$_self.snum))

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致 謝

本文在導(dǎo)師李春英副教授悉心指導(dǎo)下完成， 論文字里行間無不凝聚著導(dǎo)師的心血和 對我的厚望。在攻讀碩士研究生的時間里，導(dǎo)師以其嚴(yán)謹(jǐn)、求實(shí)的治學(xué)態(tài)度，高度的責(zé) 任心和敬業(yè)精神，給了我極大的幫助和鼓勵。另外還要感謝劉英林教授和企業(yè)導(dǎo)師牛衛(wèi) 兵， 劉老師為人正直、 嚴(yán)謹(jǐn)和寬厚待人的高尚品德是我學(xué)習(xí)的榜樣。 值此論文完成之際， 謹(jǐn)向劉老師和李老師致以衷心的感謝和崇高的敬意!牛老師在課題的深入研究中一直給 予很大的幫助， 許多實(shí)際的問題都在牛老師指導(dǎo)下得到解決， 在此對牛老師也深表謝意！ 在三年的碩士學(xué)習(xí)期間，課題組蘭曉峰、王賓賓、王翠艷、潘騰、葛軍在本論文的 完成過程中提供了熱忱的幫助，還要感謝同實(shí)驗(yàn)室其他師弟師妹的幫助，以及隔壁實(shí)驗(yàn) 室朱衛(wèi)波、卜斌、徐研振等同學(xué)的指點(diǎn)，在此對他們都表示深深的謝意！ 感謝所有幫助和支持過我的老師、同學(xué)和朋友。 親人們的厚望一直是激勵我不斷奮發(fā)向上、無畏進(jìn)取的動力之所在。我要特別地感 謝含辛茹苦培養(yǎng)教育我的父親和母親，沒有父母的無私奉獻(xiàn)和一如既往的支持，就沒有 我今天的一切，惟有用一生的努力去回報(bào)他們。 論文中引用了國內(nèi)外許多專家學(xué)者的研究資料以及仿真論壇上牛人的指點(diǎn)， 在此一 一表示感謝！ 非常感謝各位專家、教授對論文的評審和指導(dǎo)！

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攻讀碩士期間發(fā)表的學(xué)術(shù)論文

[1] 凌靜秀，李春英，牛衛(wèi)兵.基于虛擬樣機(jī)技術(shù)的掘進(jìn)機(jī)行走機(jī)構(gòu)仿真研究[OL].中國科
技論文在線.,2009-12-10.

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  本文關(guān)鍵詞：EBZ-135型懸臂式掘進(jìn)機(jī)履帶板的優(yōu)化設(shè)計(jì)，由筆耕文化傳播整理發(fā)布。