EBZ-135型悬臂式掘进机履带板的优化设计

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太原理工大学 硕士学位论文 EBZ-135型悬臂式掘进机履带板的优化设计 姓名：凌静秀 申请学位级别：硕士 专业：机械设计与理论 指导教师：李春英;牛卫兵 20100501

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EBZ-135 型悬臂式掘进机履带板的优化设计 摘 要
掘进机是煤矿井下巷道掘进的关键设备之一。履带是掘进机的支撑、 行

走机构，主要承受掘进机行走和切割时的支反力、倾覆力矩及动载荷。 本文涉及的 EBZ-135 型掘进机在掘进时，存在履带对地面附着力不够，易 打滑，不能自动排除淤泥等缺点。据此，对履带板的结构进行优化设计成 为该课题的主要研究内容。 论文课题为太原矿山机器集团有限公司的委托项目， EBZ-135 型 以 掘进机（以下简称掘进机）为研究对象，采用三维建模软件 UG 对各构 件建模，装配完后导入到仿真软件 ADAMS 中建立虚拟样机，进行动力学 仿真，得出载荷边界条件，利用仿真结果在有限元分析软件 ANSYS 中对 履带板有限元分析。 在 UG 中主要创建驱动轮、导向轮、履带板以及机架，并进行虚拟 装配和简单干涉检查，完成掘进机三维简化模型的创建。将建立好的三 维模型导入到 ADAMS 软件中，施加约束、载荷等，完成虚拟样机模型， 然后对水平巷道、上坡以及转弯三种工况进行仿真，并利用扭矩理论值 验证仿真结果的正确性，研究履带板的载荷变化曲线。提取履带板载荷 曲线中最大载荷作为有限元分析的边界条件， ANSYS 软件中对原履带 在

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板结构进行有限元分析，校核原结构的强度。最后分别从提高掘进机对 地附着性能和自动排除淤泥的方面优化原履带板结构，达到预期目的。

关键词：虚拟样机，掘进机，履带板，有限元，优化设计

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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 课题研究目的和意义

绪 论

本课题研究的掘进机是 EBZ－135 型，该掘进机是纵轴悬臂式，主要适用于截割井 下半断面巷道的开采，其特点是集开挖、装载功能于一身、成巷质量高等，在目前的煤 炭行业应用广泛，是必不可少的设备。随着虚拟样机技术及采掘能力的提高，我国悬臂 式掘进机有了较大的发展，但还远远落后于发达国家[1][2][3]。 履带行走机构支撑掘进机的重量和驱动整机向前钻进，是掘进机的重要组成部分。 掘进机工作环境恶劣，履带板是行走机构中承受各种载荷的关键部件，对其结构性能要 求较高。因此，履带板结构的优化设计对掘进机综合性能的提高意义重大。 目前，本课题研究的履带在恶劣工况下运行，尤其是掘进机向前钻进时对地附着力 太小，容易打滑，而且不能自动清除附着在履带板上的淤泥，切割效率大幅度降低。本 文研究的目的就是要通过改进履带板结构，在满足材料强度要求的前提下，进而提高掘 进机对地附着力和自动排泥功能。 部件改进的传统方法往往基于物理样机模式，该模式周期长，使产品无法适应快速 变化的市场需求。本文采用虚拟样机技术，结合各软件的优点对掘进机进行仿真和履带 板作有限元分析， 对履带板各部分的应力情况有一个全面准确的了解， 优化履带板结构， 达到预期研究目的。 本文这种分析方法摆脱了传统设计思想，既能节省试验经费，同时也可缩短产品的 开发周期，提高了掘进机开采效率，符合国内外掘进机履带行走装置设计且能提高企业 在市场中的竞争力，同时对其他履带行走机构的仿真设计具有一定借鉴意义。

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1.2 履带国内外研究动态
目前， 市场上履带板形状有很多种， 在不同机器上就有不同形状的结构， 如挖掘机、 履带起重机、坦克、掘进机等。为了对履带板整体形成感性认识，本文收集以下几种具 有代表性的履带板实物图：

图 1-1 各种履带板实物图 Fig.1-1 Material object of crawler board

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上图中，前五张图都是不同型号掘进机的履带板实物，最后一张是坦克履带板。不 同结构履带板都有各自的优点，图中第一幅图片就是本文所研究的原履带板结构，和第 二幅结构相同，都属于平履带，没有履刺，路面泥泞时对地附着力不够容易打滑，但强 度和刚度都较高，适用于坚硬路面行走。 早在 20 世纪 50 年代，美国 Michigan 大学就已经开始应用仿真技术对坦克展开动 力学仿真研究，进而分析坦克履带板受力情况。在美国，某大学对车辆动态系统进行建 模和求解，公布出的地面车辆机动性模型，都已成功地应用于多国各种履带车辆的仿真 定量评价与鉴定，而且一直沿用至今。上个世纪 80 年代，美国采用通用机械系统动力 学软件完成了对主战坦克及其他装甲车辆的动力学分析与仿真研究。之后，美国坦克机 动车局便开始大力推荐采用机械系统动力学软件如 ADMAS、DADS 等，对一大批坦克装甲 车辆进行更进一步的动力学仿真与分析[4][5]。 此外，以色列学者 D.Rubinstein 和 R.Hitron 用动力学仿真软件 LMS-DADS 对 M113 装甲运输车展开了研究，分别建立了单块履带和地面的数学模型，对履带做了理论上的 分析。他们用 LMS-DADS 建立出装甲车的虚拟样机模型，介绍了接触力的等效替代方法， 并对其动力学做了相关研究。最后还对单块履带分别作了剪切和下沉试验，得出在不同 载荷下的剪切力曲线以及在加载和不加载情况下整机对路面的压力曲线， 发现牵引力在 不同位置和方向的压力有很大的不同， 对机构的质心加速度做了频谱分析和前人的试验
[6] 对比下得出了低赫兹下和高赫兹下的加速度曲线 。

在国内，关于履带板结构的开发研究主要还是由高校和研究所承担，在实际生产 中还没有大量开发和利用。吉林大学孔德文，李海伟等人以矿用挖掘机履带行走装置作 为研究对象[7][8][9]，以 ADAMS/View 为主要手段，对履带行走装置的动力学展开研究；吉 林大学石利敏同样用 ADAMS 软件分析研究了 410 型履带式推土机行走机构[10]， 并对驱动 轮齿的个数进行了优化； 湖南大学董新建在 ADAMS/ATV 虚拟环境下对履带车辆行动部分 进行了分析与仿真
[11][12]

，为履带车辆机动性的评测和行驶装置的优化设计提供理论指

导； 湖南大学与北京特种车辆研究所马传帅等人基于 ADAMS 软件中的 ATV 模块对某型履 带装甲车辆建立了动力学模型，针对各托带轮所受履带的垂向冲击力大小不均匀的问

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题，综合动力学仿真分析，优选托带轮的分布方式，改善其动力学性能[13]；东南大学和 安阳工学院朱艳芳等人针对某型履带车辆,运用 ADAMS 软件建立其行走系统的虚拟样机 模型,解决车辆在高速行驶过程中的“脱轮”问题,为履带车辆的设计提供参考依据[14]； 扬州大学陈淑艳和陈文家以履带车辆为研究对象， 利用 ADAMS/View 的二次开发技术,根 据要求开发了履带车辆的参数化设计系统， 解决了在 ATV 模块欠缺的情况下履带车辆在 ADAMS/View 中仿真分析模型的建模问题[15]， 这种参数化的建模对类似复杂模型在不同软 件间的导入导出困难提供了一定的指导；中国北方车辆研究所卢进军，魏来生，赵韬硕 采用多体动力学仿真软件 RecurDyn 的履带车辆子系统 Track(HM),建立某型履带车辆多 体动力学模型,对履带车辆在硬、 软两种地面的高速转向过程进行动力学仿真分析,着重 讨论履带车辆在软地面高速转向的动力学特性,为履带车辆转向性能的研究与高速转向 的正确操作提供指导[16]。 从这些研究的成果中可以看出，目前国内对履带行走机构研究主要集中在履带车辆 的仿真分析，对于掘进机上的履带板研究很少，比较接近的也就只有对矿用挖掘机行走 机构的研究，但所有的这些有关履带的研究都可以借鉴，在前人已有成果的基础上结合 本次研究的目的争取有所突破。

1.3 本文研究的主要内容
本文以虚拟样机技术为支持，利用 UG、ADAMS 及 ANSYS 工程应用软件为分析工具， 结合 EBZ-135 型号的掘进机为研究对象，主要对其进行以下内容的研究： 利用 UG 建立掘进机的简化模型，导入到 ADAMS 软件中，建立虚拟样机模型，并进 行各种工况的仿真及分析， 仿真后利用仿真结果对履带板用 ANSYS 软件进行有限元分析， 优化其形状，提高掘进机对地附着力和自动排泥的功能。具体研究内容如下： 1.校核掘进机原履带板的强度： （1）建立掘进机三维简化模型。 （2）创建掘进机的虚拟样机模型。将 UG 中的掘进机三维简化模型导入到 ADAMS 中，分析实际约束情况，施加旋转副、固定副等约束和外部载荷，然后利用 4

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宏命令施加接触力，完成虚拟样机的创建。 （3）掘进机虚拟样机的仿真研究，该研究分以下四步进行： ①计算掘进机水平巷道、上坡、转弯工况下的牵引扭矩和速度的理论值； ②对掘进机水平巷道、上坡以及转弯三种工况进行动力学仿真； ③仿真值和理论值的比较； ④研究各工况下驱动轮与履带板的啮合力曲线规律 （4）用有限元的方法校核掘进机原履带板的强度。 2.优化原履带板结构 （1）分析原履带板的结构特点，为优化做好准备。 （2） 对掘进机原履带板进行优化， 从而达到提高掘进机对地附着性能的目的。 （3）参考坦克履带板设计，优化掘进机原履带板结构，从而达到提高掘进机 自动排除淤泥功能的目的。 （4）最终确定优化后的履带板结构，提高掘进机的对地附着性能以及自动排 除淤泥的功能。

1.4 本章小结
本章论述了履带板课题研究的目的和意义，及其履带国内外的发展动态，并且阐明 了本论文主要研究内容。

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第二章

掘进机原履带板的强度校核

本章将从四个方面来展开研究：1）建立掘进机三维简化模型；2）建立掘进机的虚 拟样机模型；3）掘进机虚拟样机的仿真研究；4）用有限元的方法校核掘进机原履带板 的强度。在研究前先了解一下掘进机及履带行走机构。

2.1 掘进机及履带行走机构概述
目前，国内外使用的巷道掘进机种类繁多，主要分为全断面巷道掘进机和部分断面 巷道掘进机。前者主要用于掘进岩石巷道，截割断面形状单一；后者仅能同时截割工作 面煤岩断面的一部分，主要用于掘进煤或半岩煤巷道。本文研究的 EBZ-135 型号掘进机 属于部分断面掘进机，总体主要由截割机构、装载机构、转运机构、行走机构、液压系 统和电气系统等组成，见图 2-1。

图 2-1 EBZ-135 掘进机总体构成及行走机构构成 Fig. 2-1 The structure of walking mechanism and roadheader of EBZ-135

履带行走机构的特点如下：有良好的通过性，能适应不同路面，对土壤的接地比压 小，有足够好的机动性，方便通过各种路面或进行转弯；功率消耗大，构造复杂，制造 费用高，零件易磨损，需经常更换[17][7]。但是，在矿山工作环境下，履带行走机构优点 是主要的。因此，掘进机普遍采用的是履带式行走机构。 6

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掘进机履带行走机构有支重轮和无支重轮两种结构[18]， 每种机构都有其特点和适用 条件。有支重轮结构尽管内摩擦阻力要小，但当密封性差时，巷道中的泥水易进入机构 内部，导致其内阻力大大增大，使整机行走困难。本文采用无支重轮结构，该结构简单， 重量轻，对于工况恶劣（泥水）的工程机械，不易出现行走困难的现象。 掘进机行走机构由液压马达、行走减速机、链轮、履带链、张紧机构、行走架等几 部分组成[19]（见图 2－1）。其工作原理是：由液压马达发出的扭矩经减速器和驱动轮把 履带的工作区段张紧,引起履带板和地面间的相互作用而产生牵引力。地面传递给履带 板一个切向反作用力,推动掘进机前进。本文研究的主要是履带板结构，以下简单介绍 下驱动轮和履带板的相关结构特点： 1．驱动轮结构特点[7][8] 驱动轮是将传动系统的动力传至履带，以产生使掘进机运动的驱动力。驱动轮齿形 分直线齿形和凹形齿形，与履带板的啮合形式有关。本文研究的驱动轮为凹形齿形，与 履带板凸齿正好相啮合，此结构履带板弯度大，驱动轮结构较简单，啮合平稳，不易发 生冲击，适用于矿用掘进机。驱动轮位于行走机构后部，这样可缩短驱动段的长度、减 少功率损失，又可提高履带的使用寿命。 2．履带板结构特点[8] 履带是用来将整机的重力传给地面，并保证机械发出足够驱动力的装置，由履带销 将履带板连接起来构成的封闭环支撑着整机，并传递压力及牵引力而使整机运行。履带 板直接与地面接触， 除受到地面磨损外， 还要承受整机重力和工作载荷， 并经常处于泥、 煤、水等恶劣环境中工作，受到较大的冲击载荷作用，所以要求履带板的筋部有较高的 硬度，板体应有较高的强度，一般采用耐磨的合金钢铸造，本文研究的履带板材料为精 铸 32CrMoV，经过调质处理，屈服强度 σs 可达到 930MPa。 履带通常有整体式和组合式两种结构。 整体式履带板是整体浇铸的， 履带销孔较长， 加工困难，使履带销与销孔之间存在较大间隙，泥沙容易进入，磨损快，可用于不经常 行走的重型机器上。组合式履带板摩擦阻力小，转动灵活，但该结构较复杂，重量大，

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拆装不便，适用于经常行走的工程机械上。本文研究的掘进机采用整体式履带，用两节 履带销连接，在履带板中部铸出诱导齿，方便驱动轮驱动。 企业提供的原履带板图纸是平底履带板，没有履刺，适合在硬质地面上行走，在恶 劣工况下附着力小且要人工去除留在凹槽中的淤泥。实际除该形式之外，还有单筋和三 筋两种结构。掘进机在掘进工况下时需要较大的牵引力，履刺越高，切入土壤越深，土 壤的抗剪切能力越能充分利用，发挥的驱动力就越大；但履刺过高会加剧土壤的扰动， 不仅破坏路面，还会增加滚动阻力，从而影响整机机动性，故履刺不宜过高，一般为 20-80mm。

2.2 掘进机三维简化模型的建立
利用 UG 软件主要创建以下零件：驱动轮、导向轮、履带板以及机架，然后进 行虚拟装配和简单干涉检查。 掘进机三维简化模型建立采用的是 UG 软件。UG 是集 CAD/CAE/CAM 一体的三维参 数化软件，是当今世界最先进的计算机辅助设计、分析和制造软件之一，广泛应用于各 种行业。本课题主要用到其中的建模模块和装配模块。在建模环境下，可以完成掘进机 各构件的二维草图绘制及三维模型创建；通过装配环境可以将驱动轮、履带板等构件进 行虚拟装配，组装成整机模型。 另外，UG 是基于 Parasolid 建模内核，可以和 ADAMS 软件兼容共享数据，这样在 UG 中建立的掘进机简化模型可以顺利导入到 ADAMS 软件中，不会丢失质量等关键参数。 2.2.1 模型简化说明 掘进机内部结构复杂，若将全部零件都精确建模，使后继仿真无法进行，而且由于 仿真的重点只要求质量、质心等参数符合要求就可以得到实际仿真效果，所以应该尽量 简化模型使仿真顺利进行。 本文对掘进机三维模型作如下简化：

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（1）对驱动轮和导向轮内部都进行简化，只绘出其三维轮廓，但对仿真结果影响 较大的接触部位需要精确建模； （2）将各履带板之间连接的履带销、滚套等简化掉，用后继仿真软件中旋转副代 替，使履带板只能沿销孔周向转动，对仿真结果影响不大； （3）将左右行走架内部复杂结构省略，绘出整体外部轮廓，并和机身固接成一个 构件，将掘进机回转台等机构简化成一个圆柱体，也和行走架联成一体，整机重力直接 折合到这一“复合体”上（以下简称机架）； （4）简化掉驱动轮的传动系统，直接将驱动轮铰接到机架上，通过驱动轮直接输 出转速，驱动整机运行； （5）将张紧装置简化，仿真中可以在导向轮和机架之间创建移动副，通过给导向 轮一个距离使其移动，从而张紧整条履带。 2.2.2 零件的建模 掘进机简化模型包括如下零件：驱动轮、导向轮、履带板、机架。 在 UG 软件中，根据各个零件特征采用不同的方法建模。 （1）驱动轮：采用轴线拉伸的方法建模，先参照二维图纸在草图中绘出驱动轮横 向平面图，要求草图必须闭合，不能有多余交叉线，然后沿轴线拉伸至零件实际厚度， 驱动轮三维简化图见图 2-2。 （2）导向轮：采用回转方法对其进行建模，绘出导向轮轴向半截面图，也要求闭 合，然后回转 180 ° 完成建模，导向轮三维简化图见图 2-3。 （3）履带板：履带板是本文研究重点，除不必要的倒圆角外，其余部位要求精确 建模；板体结构较复杂，先采用整体拉伸方法绘出大体尺寸图；然后在局部平面建立基 准，局部拉伸出零件中凹槽等形状，和整体求差即可，因履带板左右对称，绘出其一半 特征，采用镜像特征方法完成履带板三维图，履带板三维简化图见图 2-4。

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（4）机架：机架左右对称，只要绘出一半即可镜像成整体，要求支撑履带板部位 精确建模，其余部位简化，如回转台等直接用一圆柱体代替，建模方法较简单，采用简 单布尔运算即可，机架三维简化图见 2-5。

图 2-2 驱动轮三维简化模型

图 2-3 导向轮三维简化模型

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

图 2-4 履带板三维简化模型 Fig.2-4The simplified 3-D model of crawler board

图 2-5 机架三维简化模型 Fig.2-5The simplified 3-Dmodel of walkingframe

2.2.3 掘进机简化模型的装配
UG 中装配方法主要有从底向上和自顶向下两种设计方法， 本文综合两种方法对掘进 机进行装配，装配中要注意两接触体间不能有干涉，可以有边缘面相切而引起的干涉。

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首先进入 UG 的装配环境， 将驱动轮作为父本组件且放置定位在绝对原点， 然后通 过添加组件来添加履带板模型， 通过与驱动轮之间的接触对齐约束来限制履带板的自由 度，完成驱动轮和履带板的装配模型见图 2-6 所示。 本文研究的履带行走机构单边履带总共有 61 块履带板，对于与驱动轮啮合区域外 的履带板若要一块块添加比较麻烦，所以在装配完驱动轮和履带板啮合部分后，先将每 个履带板之间用对齐约束装配成一个组件，再在上步中已装配好的模型中添加该组件， 重复调用该组件直至到实际履带板接地长度为止，履带板组件装配模型见图 2-7。

图 2-6 驱动轮与履带板的装配 Fig.2-6 The assmble between driving wheel and crawler

图 2-7 履带板组件装配 Fig.2-7 The assmble between crawlers

最后用距离约束以及接触对齐约束添加导向轮和机架， 通过控制导向轮与驱动轮中 心距离以及导向轮和履带板的接触来约束其自由度，用同样的方法来约束机架，最终完 成的掘进机简化装配模型见图 2-8 所示。

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图 2-8 EBZ-135 掘进机简化三维模型 Fig.2-8 The simplified 3-D model of EBZ135 roadheader

2.2.4 干涉检查 建立完掘进机简化装配模型后，需要进行简单干涉检查，分析装配体中各零部件之 间是否存在静态干涉，发现可能存在的干涉，需进行相应的调整，以保证虚拟装配模型 的正确性。特别是驱动轮和履带板存在多处啮合情况，该啮合装配的好坏会直接影响后 继的仿真工作，因此需要重点对相接触的零件进行干涉检查，检查完后结果提示行走机 构内部无干涉现象，见图 2-9 所示。

图 2-9 无干涉信息框 Fig.2-9 Information box of non- interference

2.3 掘进机虚拟样机模型的建立
本课题的虚拟样机是在 ADAMS 软件中建立的，以下简单介绍下该软件：

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ADAMS 软件是美国 MSC 公司开发的集建模、 求解、 可视化技术于一体的虚拟样机分 析软件，目前在仿真领域市场上应用很广。利用 ADAMS 交互式图形环境和零件约束、力 库等创建虚拟样机，进行各种工况仿真分析和比较。软件内部求解器采用多刚体系统 动力学理论中的拉格郎日方程方法，建立系统动力学方程，可输出仿真动画，同 时可用于预测机器内部碰撞检测、峰值载荷以及计算有限元的边界载荷，支持 ADAMS 同 大多数 CAD、FEA 及控制设计软件包之间的双向通讯[20][21]。 虚拟样机的建立是将在 UG 中建立的三维简化模型导入到 ADAMS 中， 修改模型各 构件质量,根据实际情况需要在各构件上施加约束、 接触力和外部载荷,确定各个构件间 的运动关系,组成一个完整的虚拟样机动力学模型 2.3.1 将掘进机简化三维模型导入到 ADAMS 中 要想将 UG 中创建的掘进机简化三维模型导入到 ADAMS 中，两个软件必须具有相同 的几何数据转换模块，先要将 UG 的数据转换成中性(不依赖于 UG 系统)数据，然后将中 性数据通过几何数据模块转换成 ADAMS 软件的数据。 和 ADAMS 这两种软件具有相同的 UG 几何数据模块，可以将 UG 导出为 Parasolid 格式的数据，该数据链接非常方便，而且 不会有数据丢失，具有很强的兼容性。 先将掘进机简化三维模型用 Parasolid 格式导出，导出后文件的后缀为.x_t,然后 将该文件导入到 ADAMS／View 环境中。导入模型后要进行一下的观察和设定。 (1)通过观察掘进机内部所有零件显示均正常，没有数据丢失。 (2)为了控制结果数值大小，需要将默认系统单位重新设置：系统单位设定为 Length/m；Mass/kg；Force/kN；Time/s；Angle/ Degree；Frequency/Hertz。 2.3.2 建立路面模型 在 ADAMS 中建立路面刚体模型，修改其材料参数，使之尽量和实际路面相符，路面 材料主要有以下几种参数： 杨氏弹性模量 （Youngs Modulus） 泊松比(Poissons Ratio)， ， 密度(Density)，大小见图 2-10 所示，建立完后用固定副将其固定在空间内。
[22][23]

。

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图 2-10 路面材料参数 Fig.2-10 Material parameter of ground

2.3.3 虚拟样机的设定

1．添加运动副
将掘进机三维简化模型导入到 ADAMS 中后，需要在每个构件上施加约束，也就是 定义各个构件与之相关构件之间的运动关系，从而限制构件在某个方向上的相对运动， 通过约束将各个独立的构件连接组成一个具有相对运动的完整的仿真模型。 本 文 用 到 了 以 下 几 种 类 型 的 约 束 ： 旋 转 副 （ Revolute ） (Cylindrical) (Fixed) 、 移 动 副 (Translational) 、圆柱副

、 点 点 副 (Atpoint) 、 固 定 副

、接触副（Contact）

。掘进机虚拟样机各构件约束关系见表 2-1。

表 2-1 EBZ-135 掘进机内部构件约束关系 Tab.2-1 Internal component restraint relations of EBZ-135 roadheader 构件 履带板 驱动轮 导向轮 机架 地面 履带板 旋转副 接触副 接触副 接触副 接触副 旋转副 移动副 固定副 驱动轮 接触副 导向轮 接触副 机架 接触副 旋转副 移动副 地面 接触副

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各个构件间运动副施加说明如下： （1）将驱动轮和机架以及履带板之间均用旋转副定义其运动关系，约束作用点在 驱动轮和销孔的几何中心轴线上，方向沿轴线方向，剩一个旋转自由度； （2）导向轮和机架之间施加移动副，作用点在导向轮几何中心，方向垂直轴线方 向，剩一个移动自由度，引导履带旋转； （3）在各个相邻履带板之间先全部施加旋转副，由于旋转副联接限制了销轴部分 的轴向移动，而首尾相连形成一个环状，会使整个装置过约束，故应该将其中任意两个 旋转副修改为圆柱副和点点副来减少限制机构的自由度。

2．各构件重命名
在添加接触力之前，首先要将掘进机虚拟样机内部各个构件重命名，是为了方便后 继接触力程序的编写，本文对各构件的重命名见表 2-2 所示。
表 2-2 EBZ-135 掘进机各构件名称 Tab.2-2 The part name of EBZ-135 roadheader 左履带板 1~61 重命名 lefttrack1~61 右驱动轮 重命名 rightdriverwheel 右导向轮 重命名 leftguidewheel 右履带板 1~61 righttrack1~61 机架 walkingframe 地面 ground 左驱动轮 leftdriverwheel 左导向轮 leftguidewheel

3．添加接触力[24]
在 ADAMS 中，接触力的定义是：当两个构件有表面接触时，就会在接触的位置产 生接触力。接触力是一种特殊的力，本文涉及的是时断时续的接触，在这种情况下，两 个构件从不接触到接触，再到不接触，由于存在相对运动，并伴随着能量相互转换。 计算接触力的方法有 Restitution（补偿法）、Impact（冲击函数法）和 UserDefined （用户自定义法）。补偿法惩罚系数要求较高，要真实模拟两个构件之间的接触情况非 常不方便；冲击函数法则需要反复试验接触力参数值才能达到实际接触效果。相对补偿 15

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法而言，使用冲击函数法比较适合，因此本文选择使用 Impact（冲击函数法）。接触力 （Impact）公式可表示如下：

F = ? kx e ? d x
式中： k —接触刚度， Nm ；
x —切入深度，m；

(2-1)

e—接触力指数； d—阻尼， Ns m ；
x —变形速度， m s 。

因此，在添加接触力前需要确定各个构件间接触力的参数，这些参数对履带板力值 有较大影响，必须选择合适的数值。 （1）确定接触力参数[8][10] 接触力可以选择多种接触类型， 本文选择 Solid to Solid 实体接触能真实反应两接触 体之间的碰撞关系。冲击函数法中需要确定接触刚度（Stiffness）、接触力指数（Force

Exponent）、阻尼（Damping）、穿透深度（Penetration Depth）等参数。
①Stiffness 为接触刚度，大体取值范围是 10 2 kN / m ~ 10 5 kN / m 之间，钢与刚之间 的推荐默认值为 10 5 kN/m。 ②Force Exponent 是该接触力的计算指数，表示材料的非线性特性，金属一般取

1.3~1.5，路面材料等推荐取 2~3。
③Damping 是阻尼，指的是两接触体之间的最大阻尼（max damping），用于表征 接触体之间相互作用时的能量损失，该值一般取刚度的 0.1%~1%。 ④Penetration Depth 为最大阻尼时的穿透深度，当开始接触时，没有阻尼，随着侵 入深度的增加，阻尼力会不断加大，该值系统默认为 10 ?4 m，若值过小计算起来会比较 困难，一般推荐取 10 ?3 m 即可。 此外，接触力中还可以加摩擦，本文摩擦力（Friction Force）用库伦法（Coulomb） 来计算，其中金属间的静态系数（Static Coefficient）推荐取 0.15，动态系数(Dynamic

Coefficient)取 0.1，金属与土壤间的静态系数和动态系数均取 0.73。
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通过反复试验和对比，最终确定各构件之间的接触力参数见表 2-3，2-4，2-5 所示：
表 2-3 驱动轮、导向轮与履带板之间的接触力参数 Tab.2-3 The contact parameter among driving wheel,guiding wheel and crawler board Stiffness(刚度 k) Damping（阻尼 d） Dmax Force Exponent（力指数 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
5

表 2-4 机架与履带板之间的接触力参数 Tab.2-4 The contact parameter between walkingframe and crawler board Stiffness(刚度 k) Damping（阻尼 d） Dmax Force Exponent（力指数 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

17

太原理工大学硕士研究生学位论文 表 2-5 地面与履带板之间的接触力参数 Tab.2-5 The contact parameter between ground and crawler board Stiffness(刚度 k) Damping（阻尼 d） Dmax Force Exponent（力指数 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

确定好接触力参数后，就可以用 ADAMS 中的宏命令语言编写程序。 （2）添加接触力 本文研究的掘进机中，有左右各 61 块履带板、2 个导向轮和驱动轮、一个机架以及 固定在空间中的地面构件。每个有接触的地方都要创建接触力，因此需要施加每个履带 板与其余各个构件间的接触，总共有 488 个接触力，手动操作非常麻烦且容易出错，所 主要是利用其循环命令来完成复 以利用 ADAMS 自带的宏命令实现对接触的自动添加， 杂重复的操作命令。本文自编的每块履带板分别与驱动轮、机架、导向轮以及地面之间 接触力宏命令程序见附录 1。 然后将编辑好的程序复制到宏命令编辑窗口中，在 ADAMS/View 菜单栏中，使用 宏编辑器方式来创建宏命令。 创建完宏命令后，然后使用宏命令测试工具来测试程序编写是否正确，测试完没有 错误后，最后使用命令浏览器执行宏命令，自动完成接触力的添加。

4．修改构件质量

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在掘进机虚拟样机中，各构件的质量对仿真结果影响很大，要按照构件实际重量来 修改，其中机架重量包含截割头、回转台、行走架等构件的重量，确定各构件质量见表

2-6 所示。
表 2-6 掘进机各构件质量 Tab.2-6 The part mass of roadheader 履带板 质量（kg） 22 导向轮 145 驱动轮 150 机架 37000

由于总共有 122 节履带板，各节履带板的质量相同，均为 22kg，若用手工一个个修 改起来也十分繁琐，故也可用宏命令编写循环程序来修改每块履带板的质量，本文自编 的修改履带板质量程序代码见附录 2。 同样与添加接触力的方法一样，将程序复制到宏命令编辑窗口，测试无误后执行该 命令即可自动完成所有履带板质量的修改。其余构件少，直接手动即可修改其质量。

5．施加外部载荷
本文中，掘进机外部载荷即为整机所受的重力，重力是通过将整机质量整合到机架 上，然后在 ADAMS 菜单栏中设置 Y 轴负方向的重力加速度，最后在驱动轮和导向轮 上分别施加转速驱动和位移驱动。

6．掘进机虚拟样机
添加完所有运动副、约束、外部载荷及驱动后，最终完成掘进机虚拟样机的创建， 见图 2-11 所示。

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图 2-11 EBZ135 掘进机虚拟样机模型 Fig.2-11 The virtual prototype of EBZ135 roadheader

7．虚拟样机模型自检
完成掘进机虚拟样机后需要利用 ADAMS/View 提供的样机模型自检工具对整机模型 进行自检，系统自动完成自检后，会显示自检成功的对话框，见图 2-12 所示。

图 2-12 模型自检信息对话框 Fig.2-12 Dialog box of model verifying

自检后可以看出模型总部件数目为 128 个移动部件（不包括大地），分别有 120 个 旋转副、2 个移动副、1 个固定副、2 个点点副和圆柱副约束，另外加上驱动轮上的两个 速度驱动和导向轮上的两个位移驱动，系统能自动计算出模型自由度为 134，没有多余 的冗余方程，自检成功，模型能够进行动力学仿真。 20

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2.4 掘进机虚拟样机的动力学仿真研究
掘进机动力学仿真研究将从以下四个方面展开：1）计算掘进机的牵引扭矩和速 度的理论值；2）对掘进机水平巷道、上坡以及转弯三种工况进行动力学仿真；3） 仿真值和理论值的比较；4）研究各工况下驱动轮与履带板的啮合力曲线规律。

2.4.1 计算掘进机的牵引扭矩和质心速度的理论值
掘进机是通过马达输出的扭矩将履带的工作段张紧， 引起履带和地面间的相互挤压 产生作用力使整个机器动作。当左右两个驱动轮转动方向一致，掘进机才能克服各种阻 力向前推进。 掘进机在行走时，需要克服行走过程中的各种阻力，这些阻力主要包括：履带运行 的内阻力、由履带引起的土壤变形的阻力、坡度阻力、转弯阻力、传动损失等【8】。而牵 引力计算准则是行走机构的牵引力应大于或者等于总阻力， 而又不超过掘进机与地面的 附着力。 1.掘进机水平巷道时牵引扭矩和质心速度的理论计算 （1）扭矩理论计算 掘进机在前进时，内摩擦阻力和外摩擦阻力等运行阻力同时阻碍整机的运行，牵引 力需要克服总的阻力才能使整机前进。掘进机前进时受力简图见 2-13 所示，图中 G 为 整个掘进机所受的重力， Fn 为内阻力的合力， Ff 为地面对履带板的滚动阻力， F? 为地 面和履带板之间的摩擦力， FN 地面对机器的支持力。

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图 2-13 掘进机前进受力简图 Fig.2-13 The force diagram of roadheader moving forward

对掘进机进行受力分析后，参考煤炭标准悬臂式掘进机-履带行走机构设计导则， 分别对牵引力和各种阻力进行计算。 一般情况，掘进机在行走时内摩擦阻力主要包括履带和驱动轮的啮合阻力、履带板 与销轴的转动摩擦阻力、 驱动轮轴颈的转动摩擦力以及履带运行不均质造成的不均匀阻 力等[18]。本文研究的是无支重轮结构的掘进机，靠机架直接将履带支撑住，其中内摩擦 阻力主要来自机架与履带之间的滑动摩擦，其内摩擦阻力系数 f 2 取 0.32~0.37[25]，本文 内摩擦阻力系数 f 2 取 0.35。由于掘进机在前进时速度非常缓慢，空气阻力可以忽略不 计，所受的外部行驶阻力主要是煤巷底板由于受到履带挤压而产生的变形阻力，该阻力 系数与土壤性质直接相关，不同路面的滚动阻力系数 f 3 见表 2-7。
表 2-7 不同土质路面的滚动阻力系数[25] Tab.2-7 Coefficient of rolling resistance of different roads 路面土质 坚实土路 冻结冰雪地 混凝土 松散土路 泥泞煤、沙地 滚动阻力系数 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设置，滚动阻力系数取 0.1，因此，掘进机在 前进时，运行阻力 Fr 约等于内摩擦阻力和滚动阻力之和： Fr = f 2 + f 3 ) ? G = ( f 2 + f 3 ) ? mg （ 式中： f 2 —内摩擦阻力系数， f 2 = 0.35 ； f 3 —滚动阻力系数， f 3 = 0.1 ； m—掘进机质量，m=40t； g—重力加速度， g = 9.8m s 2 。 代入数据即可计算出掘进机运行阻力大小：
Fr = (0.35 + 0.1) × 40 × 9.8 = 176.4 kN

（2-2）

由于本文仿真的工况都是恒定转速行走，所以掘进机平道前进时，牵引力 Ft 等于平 道运行阻力： Ft = Fr = 176.4 kN 根据扭矩计算公式即可计算出驱动轮理论扭矩：
Mr = Ft ? D 2

（2-3）

（2-4）

式中： Ft —牵引力，kN； D—驱动轮节圆半径，D=615mm。 代入数值得掘进机水平巷道两驱动轮理论合扭矩 176.4 × 0.615 Mr = ≈ 54.24 kNm 2 所以单边驱动轮理论扭矩为 27.12kNm。 （2）质心速度的理论计算 在驱动轮上加上 30 ° s （下文仿真速度）的角速度时，可以计算出整机在 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 —驱动轮节圆半径， D =615mm。
代入数值得掘进机水平巷道理论质心速度：
V= 30 × 3.14 × 0.615 ≈ 0.16 m s 180 × 2

2．掘进机上 18 ° 坡时牵引扭矩和质心速度的理论计算
（1）扭矩理论计算 掘进机在上坡时除受到运行阻力外， 还受到因整机重量而产生沿斜坡向下的坡道阻 力，其中运行阻力计算方法与前进时相同。 本文仿真的上坡工况是松散路面上 18 斜坡，其坡道阻力 Fs 计算如下：
ο

Fs = G ? sin α = mg ? sin α
式中：m—掘进机质量，m=40t；

（2-6）

α —坡道斜角， α = 18 ° 。
代入数值得：

Fs = 40 × 9.8 × sin 18 ° ≈ 121.1 kN
因此，掘进机上坡时牵引力等于运行阻力和坡道阻力之和：

Fts = Fs + Fr ? cos α = 121.1 + 176.4 × cos18 ° ≈ 288.9 kN
同样代入扭矩计算公式 2-4 可得掘进机上坡两驱动轮理论合扭矩：

（2-7）

Mr =

297.5 × 0.615 ≈ 88.8 kNm 2

所以单边驱动轮理论扭矩为 44.4kNm。 （2）质心速度的理论计算 掘进机在恒定转速下上坡时，要考虑驱动轮的额定功率，驱动轮转速要利用额定功 率进行推算，根据公式：

P额 = Ft ? V
式中： P额 —掘进机驱动轮额定功率， P额 = 11 × 2 = 22 kW； 24

（2-8）

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Ft —掘进机上坡牵引力， Ft = 288.9kN ； V—掘进机上坡速度，m/s。
所以，掘进机上 18 ° 坡质心理论速度：

V =

P额 Ft

=

22 ≈ 0.074 m s 288.9

然后代入数据计算驱动轮的角速度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．掘进机转 90° 弯时牵引扭矩和质心速度的理论计算
（1）扭矩理论计算 掘进机在转弯时也要受到平道运行阻力，另外，掘进机相对地面滑动而产生转向滑 动阻力，实践表明转向阻力系数要远大于滚动摩擦系数，掘进机转向总阻力等于平道运 行阻力和转向滑动阻力之和。 对于转弯工况，掘进机一般可以实现以下三种转弯方式[10]：a）当一边驱动轮转动， 另一个驱动轮无转速制动，掘进机绕制动一侧的履带中心点转弯；b）当一边驱动轮向 前运动，另一个驱动链轮向后运动，两者转速大小相等，方向相反，掘进机则绕整机的 质心作原地转弯；c）当两个驱动轮同时向同一个方向运动，但转速大小不同，则掘进 机会向转速相对较小的一侧转弯。研究表明，掘进机在第一种转向时履带受力最大，即 一边制动一边有驱动的情况下，履带受力最为恶劣，因此对该转弯工况进行受力分析。 掘进机左转受力简图见图 2-14 所示：

25

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图 2-14 掘进机转弯受力简图 Fig.2-14 The force diagram of roadheader turning

上图中，左边履带前后加制动力使其制动,右边履带在驱动轮的驱动下,整机绕左边 履带的中心 O1 点旋转,同时履带与地面作用产生转向阻力矩 M r ， 参考煤炭标准悬臂式掘 进机-履带行走机构设计导则计算其大小：
M
r

=

? GL
4

? (1 ?

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

（2-10）

式中： ? —履带与地面的转向阻力系数，μ=0.8~1，一般情况下μ按较大值选取；
n —掘进机重心与履带行走机构接地形心的纵向偏心距离，n=400mm；

L —单边履带行走机构的接地长度，L=2750mm；
m —掘进机质量，m=40t；

g—重力加速度， g = 9.8m s 2 。
代入数值得：

Mr =

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

对 O1 点取矩即可求得掘进机在转向时单边履带的驱动力 Ft ：
Ft = Fr Mr + B 2

（2-11）

式中： Fr —平道运行阻力， Fr =176.4kN； 26

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M r —转向阻力矩， M r =246.693kNm；

B—左右两条履带的中心距，B=1680mm。
所以代入数据可得转弯时单边履带牵引力： 176.4 246.693 + ≈ 235.04kN Ft = 2 1.68 代入扭矩计算公式 2-4 即可得掘进机转 90 ° 弯单边驱动轮理论扭矩： 235.04 × 0.615 ≈ 72.27kNm Mr = 2 （2）质心速度的理论计算 在左侧履带加制动，令其驱动轮转速为零，同样和上坡一样，要考虑驱动轮的额定 功率， 转弯时只有右边驱动轮有驱动， 因此代入公式 2-8 计算出转弯时右驱动轮线速度：

V =

P额 Ft

=

11 ≈ 0.047 m s 235.04

所以可得右驱动轮角速度大小：

ω=

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

为了方便各工况掘进机扭矩和速度的统计和对比， 将上文各理论计算值统计如下表

2-8 所示：
表 2-8 各工况理论质心速度和扭矩 Tab.2-8 Theoretical centroid velocity and torque of different working conditions

工况 水平巷道 上 18 ° 坡 转 90 ° 弯

质心理论速度（ m s ）

单边驱动轮理论扭矩 kNm） （

0.16 0.074

27.12 44.4 72.27

27

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2.4.2 掘进机水平巷道、上坡以及转弯动力学仿真
1．ADAMS 仿真求解器的选择与仿真输出步长的参数设置 （1）ADAMS 仿真求解器的选择 ADAMS 中主要有以下几个积分求解器：Gstiff、WSTIFF、CONSTANT_BDF。每个 求解器都有各自的特点，比如 Gstiff 对于平滑问题的求解非常有效,而且速度较快，但是 频繁的步长变化可能会造成系统不稳定；WSTIFF 积分器对位移速度求解精度高，计算 速度慢等。不同求解器下有不同的积分格式：I3、SI2、SI1，其中 I3 计算速度快，但可 能会造成系统不稳定，对速度、加速度和约束反力的计算精度较差，SI2 和 SI1 稳定， 不会产生奇异或病态，速度较 I3 慢，精度高，其中 SI1 对摩擦、接触的模型敏感[26]。 在使用 ADAMS 进行多体动力学仿真时,应该根据具体的模型进行不同的选择,才能获 得最佳的仿真结果，考虑本文模型接触较多且要得出受力曲线，最终选定 Gstiff/SI2 积分器，校正器设置(Corrector)为 Modified,将精度 Error 改为 0.1，尽管仿真时间较 长，但能保证系统稳定和结果的精确。 （2）仿真输出步长的参数设置 对于仿真步长，要根据不同工况仿真时间而定，步长越小，得到的精度就越高，但 计 算 机 仿 真 时 间 也 会 延 长 ， 综 合 考 虑 仿 真 精 度 和 时 间 ， 最 终 设 定 为 步 长 Step Size=0.01s，能够得到满意的仿真结果。 2．掘进机水平巷道仿真 （1）掘进机水平巷道仿真前的设定 为方便仿真，在掘进机水平巷道仿真前要进行以下设定： ①假定在仿真掘进机水平巷道工况时，整机速度恒定，牵引力等于行驶阻力。 ②掘进机在开始启动时整机会有因重力作用而自由落地的过程， 为使仿真曲线不出 现突变，本文使用 ADAMS 函数库中的 STEP（time,t0,y0,t1,y1）函数，表示从 t0 时刻 到 t1 时刻，值从 y0 变化到 y1。 ③为保证履带张紧适当，要在履带张紧后有 30~50mm 的悬垂度，因此在左右导向轮 上 加 载 位 移 驱 动 ， 仿 真 时 让 导 向 轮 向 前 移 动 8 毫 米 即 可 ， 用 STEP 函 数 加 载 ： 28

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STEP(time,0,0,0.2,0.008)，表示从 0s~0.2s 导向轮逐渐向前张紧至 8 毫米，减小履带 下垂量而不脱链。 然后在左右驱动轮上加载速度驱动， 同样避免出现速度突变， 使用 STEP 函数加载： STEP(time,0,0,0.2,0)+STEP (time,0.2,0,0.4,30d)， 表示驱动轮在开始 0.2 秒内速度始终为零，从 0.2s~0.4 速度逐渐增大到 30 ° s 。定义分析类型为 Dynamics（动 力学分析），仿真时间 t=8s，能模拟一节履带板与驱动轮从进入啮合到退出啮合的一个 周期。 （2）掘进机水平巷道仿真 施加完驱动后，EBZ-135 型掘进机水平巷道仿真图见图 2-15 所示：

图 2-15 掘进机水平巷道仿真图 Fig.2-15 The simulation model of roadheader moving

仿真完后可以播放仿真动画，进入后处理模块可以查看所需的仿真结果曲线。 （3）仿真结果分析 ①速度分析[27][28] 为了从运动学上验证虚拟样机水平巷道仿真的结果， 我们分别分析掘进机质心速度 和履带板速度曲线，图 2-16 表示整机质心各方向速度曲线，图 2-17 表示一节履带板相 对驱动轮各方向速度曲线。

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图 2-16 整机质心速度曲线 Fig.2-16 Velocity curve of centroid

图 2-17 履带板相对驱动轮速度曲线 Fig.2-17 Velocity curve of crawler board relative to drivng wheel

由整机速度曲线可以看出，整机在 Y、Z 方向速度都约为零，而在 X 方向速度近似 在-0.16m/s 上下波动，负号表示整机沿 X 负方向前进，这和前文计算出的理论值相同， 这表明本文建立的虚拟样机从运动学上分析有一定的正确性和可信度。 在 ADAMS 后处理中读取履带板质心速度曲线，但若直接读取的是履带板绝对速度， 是相对大地的速度，在研究中没有实际意义，因此需要测量履带板相对驱动轮的相对转 速。掘进机前进时，驱动轮只有在 X 方向有速度，Y、Z 均为零，故只需将履带板 X 方向 绝对速度减去驱动轮 X 方向速度即可得相对速度。 对比仿真动画及图 2-17，可以看出履带板在开始和驱动轮啮合时，Z 方向速度始终 为零，X 方向相对速度最大且值约为 0.16m/s，Y 方向相对速度为零；随着啮合时间的推 移，X 方向速度逐渐减小，Y 方向速度随之增大，，当 t ≈ 4 s 时，履带板运行到和驱动轮质 心在同一水平面上， 方向速度减为零， 方向速度达到最大， X Y 值也约为 0.16m/s； 之后， Y 方向速度下降，X 方向往负方向增大，当 t ≈ 7s 时，退出啮合，Y 方向速度减小至零， 30

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X 方向速度大小约变为 0.16m/s，方向沿 X 负方向，同掘进机前进方向。履带板在啮合 过程中作忽上忽下、 忽快忽慢的速度变化， 这种规律和实际速度大小及变化规律均相符。 ②牵引扭矩分析 为了从动力学角度验证建立的掘进机虚拟样机的可信度， 同时从扭矩图中可以间接 反映履带板受力变化，故对扭矩做如下研究。 掘进机水平巷道仿真时左右驱动轮的扭矩曲线见图 2-18：

图 2-18 掘进机水平巷道前进时左右驱动轮扭矩 Fig. 2-18 The torque of driving wheel when the roadheader going straight

从上图中可以看出：两个驱动轮扭矩在开始 0.2 秒内由于导向轮张紧履带，通过履 带板带动驱动轮，同时加上地面对履带板的阻力作用，使驱动轮扭矩会有一定的波动， 之后驱动轮开始运行，由于启动惯性冲击，冲击峰值将近达到 48kNm；当整机运行稳定 后左右驱动轮扭矩都近似保持在 27kNm 左右上下波动，而后出现的小峰值波动则是由 于各块履带板和驱动轮不间断地啮合进入和退出，引起驱动轮扭矩周期性的小波动，稳 定后查看两个驱动轮扭矩均值都约为 27.2347kNm。

3．掘进机上 18 ° 坡仿真
（1）掘进机上 18 ° 坡仿真前的设定 在掘进机上 18 ° 坡仿真前要进行和水平巷道仿真一样的设定，只是在驱动轮转速大 小不同而已，这里不再重复叙述，只将驱动大小表示如下： 导向轮位移驱动：STEP(time,0,0,0.2,0.008) 左右驱动轮速度驱动：STEP(time,0,0,0.2,0)+STEP (time,0.2,0,0.4,13.8d)

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仿真时间和水平巷道也不同，因为驱动轮转速较小，故设定仿真时间 t=17.4s，能 模拟一节履带板与驱动轮从进入啮合到退出啮合的一个周期。 （2）掘进机上 18 ° 坡仿真 施加完驱动后，EBZ-135 型掘进机上 18 ° 坡仿真图见图 2-19 所示：

图 2-19 掘进机上 18 坡仿真图 Fig.2-19 The simulation model of roadheader climbing

°

仿真完后可以播放仿真动画，进入后处理模块可以查看所需的仿真结果曲线。 （3）仿真结果分析 由于篇幅有限及仿真重点，对上坡工况直接进行牵引扭矩的分析，从后处理中得出 掘进机上 18 ° 坡的左右驱动轮扭矩曲线见图 2-20：

图 2-20 掘进机上 18 坡时左右驱动轮扭矩 Fig. 2-20 The torque of driving wheel when the roadheader climbing

°

由上图曲线可知：两个驱动轮扭矩在开始时由于启动惯性冲击，当稳定后振幅波动 范围在 5kNm 以内，同样在稳定后呈现一定周期性波动，也是由于履带板和驱动轮不间

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断地啮合进入和退出引起的，然后查看稳定后两驱动轮仿真扭矩均值都约为

44.9523kNm。 4．掘进机转 90 ° 弯仿真
掘进机在转 90 ° 弯工况时，同样和水平巷道上坡工况一样需要进行类似的设定，驱 动大小也不同，表示如下： 导向轮位移驱动：STEP(time,0,0,0.2,0.008) 左侧加制动，驱动轮转速始终为零，右侧加驱动，其驱动轮速度驱动大小为： STEP(time,0,0,0.2,0)+STEP (time,0.2,0,0.4,8.8d) 仿真时间和水平巷道也不同，因为驱动轮转速更小，故设定仿真时间也更长些，确 定仿真时间 t=30s。 施加完驱动后，EBZ-135 型掘进机转 90 ° 弯仿真图见图 2-21 所示：

右侧履带

图 2-21 掘进机转 90 弯仿真图 Fig.2-21 The simulation model of roadheader turning

°

仿真完后，同样只分析驱动轮仿真扭矩，从后处理中得出掘进机转 90 ° 弯右侧驱动 轮扭矩曲线见图 2-22：

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图 2-22 掘进机转 90 弯时右驱动轮扭矩 Fig. 2-22 The torque of right driving wheel when the roadheader turning

°

由上图曲线可知：右驱动轮扭矩在运行稳定后会有振幅约 8~10kNm 的波动，而且 呈一定周期性变化，周期约为 2.5 秒，这是由于每节履带板在刚进入啮合时会同时受到 驱动轮的接触力、地面的正压力、滚动摩擦阻力以及转向阻力，这些力经履带板共同作 用传递到驱动轮上，导致驱动轮受力极不均匀，引起力矩也随之波动且呈现周期性；查 看稳定后 2~30s 内右驱动轮仿真扭矩均值约为 72.2062kNm。

2.4.3 仿真值和理论值的比较

上文已经计算出掘进机在三种工况下的理论牵引扭矩， 并且经过仿真后得到了仿真 扭矩，以下对扭矩仿真值和理论值做比较，从而验证样机的正确性，单边驱动轮理论扭 矩和仿真平均扭矩对比见表 2-9 所示：
表 2-9 扭矩仿真值和理论值比较 Tab.2-9 Contrast torque between simulation and theoretical value 水平巷道 仿真扭矩（kNm） 理论扭矩（kNm） 相对误差 27.2347 27.12 0.5% 上坡 44.9523 44.4 1.24% 转弯 72.2062 72.27 0.09%

通过以上扭矩的对比可知，三种工况的仿真扭矩相对误差都很小，在允许的误差范 围以内，说明本文建立的虚拟样机在动力学上的正确性和可信度，得出的载荷和实际比

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较符合，可以作为后继有限元分析的边界条件。在样机正确的基础上，以下对履带板受 力进行研究。

2.4.4 驱动轮和履带板啮合力的分析
履带板作为本文的研究对象，必须对其受力情况进行研究，才能得到最大载荷，从 而为后继的有限元分析提供载荷边界条件。 1.水平巷道工况啮合力变化 （1）驱动轮和一节履带板啮合力的变化分析 本文由于在加接触力时主动构件（I Solid）选的是履带板，因此后面出现的啮合 力曲线中的 X、Y、Z 方向是相对履带板参考坐标系。履带板参考坐标系是履带板 Marker 点处的坐标系，是相对坐标系，也称构件坐标系。该坐标系的 Y 轴方向垂直于地面竖直 向上，X 轴指向掘进机的前进方向，Z 轴方向符合右手螺旋定则，与地面平行指向前进 方向的左侧。某一节履带板和驱动轮的啮合力曲线见图 2-23：

图 2-23 驱动轮与一节履带板的啮合力 Fig. 2-23 The force between drivng wheel and one crawler

从上图中可以看出，履带板 1 和驱动轮啮合时间大约是 0.4s~7.5s，在开始 0~0.2 秒 内是导向轮张紧阶段， 驱动轮速度为零， 履带板未进入啮合。 秒后开始进入啮合， 、 0.4 X

Y、Z 方向力都有一定的波动甚至冲击，这是由于履带板和驱动轮在进入啮合和离开啮
合时并非正常的啮合，加上同时不间断地会有履带板的啮入和啮出，但基本呈现一定的 规律变化[29]。

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在 Y 方向即竖直方向上， 对比仿真动画和曲线可看出， 履带板刚开始进入啮合时受 力沿 Y 轴负方向， 并逐渐增大， 因为驱动轮承担一部分竖直载荷作用到履带板上， t=1 当 秒履带板运行到驱动轮正下方时，竖直力到达波谷位置，且值最大，之后力值逐步减小 至零；当履带板运行到与驱动轮质心在同一水平面时，接触力在竖直方向上到达波峰， 力值正向最大；随后又逐渐减小至零，履带板脱离驱动轮退出啮合。由此可以得出，履 带板和驱动轮啮合力在 Y 方向可以近似看成正弦分布，符合实际的分布规律[29] 。 履带板在 X 方向即水平方向受力大部分时间处在正值区域， 开始时受到驱动轮作用 沿着圆周方向向右移动，力值沿正方向也不断增大，当履带板完全脱离地面时到达峰值 位置，而后随着后继履带板进入啮合，力值会逐渐下降；当履带板运行到和驱动轮质心 同一水平面时， 水平力减小至零， 而后履带板会沿圆周朝前进方向运动， 力值变为负值， 达到波谷后又逐渐减小，而后等完全退出啮合时变为零。而 Z 方向作用力相对 X、Y 方 向波动很小， 近似可以看成零， 这是由于履带板质心在 Z 方向几乎没有相对位置的变化， 只是轻微的震荡而已，这也和实际情况相符。 另外，从图中明显可以看出：（1）履带板在 X、Y 两者方向上力的变化规律很相 似，只是方向和大小不同而已；（2）当履带板在 Y 方向力到达波谷并减小时，其 X 方 向力仍在增大，当 Y 方向力值减为零之前，X 方向力就已经达到波峰，两者有个时间上 的差异，这和链传动的原理相一致；（3）无论是 X 方向还是 Y 方向上的两个力峰值大 小不一样，第一个峰值要明显大于第二个峰值，而且到达峰值的时间前半段要短些，这 是由于在到达第一个峰值前履带板靠近驱动轮的驱动段，为“紧边”，力值显然较大； 第二个峰值出现在退出啮合前，靠近“松边”，故力值要小很多，这也和实际履带板传 动规律相同。 （2）驱动轮和多节履带板啮合力的变化分析 在掘进机行走过程中，每节履带板都会循环和驱动轮啮合，而驱动轮在同一时刻会 有多节履带板与之啮合，图 2-24 是不同履带板和驱动轮 X 方向啮合力对比，图 2-25 是 不同履带板和驱动轮 Y 方向啮合力对比：

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图 2-24 掘进机水平巷道前进时驱动轮与各履带板 X 方向力对比 Fig. 2-24 The contrast of X direction force between drivng wheel and crawler boards when the roadheader going straight

图 2-25 掘进机水平巷道前进时驱动轮与各履带板 Y 方向力对比 Fig. 2-25 The contrast of Y direction force between drivng wheel and crawler boards when the roadheader going straight

由以上两幅图中可以看出： （1）每节履带板和驱动轮啮合力曲线变化规律相同，X、 Y 方向力均近似符合正弦分布规律， 力的峰值也都大约相同， 只是在时间上存在相位差， 这是由于各履带板和驱动轮相对起始位置不同而引起啮合时间上的差异；（2）相邻两 节履带板与驱动轮的接触力曲线相差近 1 4 个周期，即当前一节履带板接触力达到峰值 时，后一节履带板正好开始进入啮合，开始分担整机驱动力的一部分，整机前进的牵引 力由和驱动轮同时啮合的所有履带板共同承担。 2.上 18 ° 坡工况啮合力变化

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同水平巷道仿真一样， 分别得出掘进机在上坡时一节履带板和多节履带板分别与驱 动轮的啮合力曲线，图 2-26 是一节履带板和驱动轮啮合力曲线，图 2-27 是不同履带板 和驱动轮 X 方向啮合力对比，图 2-28 是不同履带板和驱动轮 Y 方向啮合力对比：

图 2-26 掘进机上 18 坡时驱动轮与一节履带板的啮合力 Fig. 2-26 The force between drivng wheel and one crawler board when the roadheader climbing

°

图 2-27 掘进机上 18 坡时驱动轮与各履带板 X 方向力对比 Fig. 2-27 The contrast of X direction force between drivng wheel and crawler board when climbing

°

图 2-28 掘进机上 18 坡时驱动轮与各履带板 Y 方向力对比 Fig. 2-28 The contrast of Y direction force between drivng wheel and crawler board when climbing

°

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由以上受力情况明显可以看出：（1）掘进机在上坡时，因转速较低，驱动轮和履 带板啮合时间较长，一节履带板和驱动轮啮合时间约在 0.4~17s 之间，但履带板受力规 律同前进相似，只是力的幅值不同，X 和 Y 方向力同样都近似符合正弦变化规律，Z 方 向力值为零；（2）每节履带板受力也只是在时间上存在相位差，原因和前文类似，这 里不再重复论述。 3.转 90 ° 弯工况啮合力变化 同样分别得出掘进机在转弯时一节履带板和多节履带板分别与驱动轮的啮合力曲 线， 2-29 是一节履带板和驱动轮啮合力曲线， 2-30 是不同履带板和驱动轮 X 方向 图 图 啮合力对比，图 2-31 是不同履带板和驱动轮 Y 方向啮合力对比：

图 2-29 掘进机转 90 弯时驱动轮与一节履带板的啮合力 Fig. 2-29 The force between drivng wheel and one crawler board1when the roadheader turning

°

图 2-30 掘进机转 90 弯时驱动轮与各履带板 X 方向力对比 Fig. 2-30 The contrast of X direction force between drivng wheel and crawler boards when the roadheader turning

°

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图 2-31 掘进机转 90 弯时驱动轮与各履带板 Y 方向力对比 Fig. 2-31 The contrast of Y direction force between drivng wheel and crawler boards when the roadheader turning

°

掘进机转 90 ° 弯时，履带板受力有如下规律：（1）掘进机转弯时，履带板受力规律 和前三种工况基本相同，X 和 Y 方向受力曲线规律均近似符合正弦分布，最大幅值要比 前三种工况都大很多；（2）从履带板 X 和 Y 方向力对比图中可以看出，前一节履带板 和后一节履带板进入啮合的时间相差约 2.5 秒，和扭矩变化周期相同，这和驱动轮转速 及履带板初始位置有关；（3）另外可以得知转弯时这三种工况中最恶劣的，故取该工 况载荷作为有限元边界调节，可以在 ADAMS 中得出一节履带板所受啮合合力情况，图 2-32 即为一节履带板合力变化曲线。

图 2-32 掘进机转 90 弯一节履带板的合力 Fig. 2-32 The resultant force of one crawler board when the roadheader turning

°

由上图可知履带板所受最大合力约出现在 t=5 秒时，值为 77.33kN，该值可以为后 继有限元分析提供载荷边界条件。

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此外，和前三种工况不同，在 Z 方向履带板会受到驱动轮力的作用其值不为零，只 是相比 X、Y 方向要小很多，但同样近似符合正弦分布规律，第一个波谷峰值要比第二 个波峰值大，这和实际相符，履带板 Z 方向受力曲线见图 2-33 所示：

图 2-33 掘进机转 90 弯时驱动轮和履带板 Z 方向作用力 Fig.2-33 Z direction force between drivng wheel and crawler board when the roadheader turning

°

2.5 掘进机原履带板的强度校核
2.5.1 有限元法及 ANSYS 简介 掘进机原履带板强度的校核是采用 ANSYS 软件的有限元部分进行的。通常有限 元分析步骤如下：（1）创建有限元模型；（2）施加载荷并求解；（3）查看结果。 有限元法是用较简单的问题代替复杂问题后再求解。 它将求解域离散成由许多 有限元的互连子域，对每一单元假定一个合适的近似解，然后推导求解这个域总 的满足条件，从而得到问题的近似解，是一种广泛应用的数值分析方法。 ANSYS 软件是融结构、流体、电磁场、声场分析于一体的大型通用有限元分析 软件 [30] ，它能与多数 CAD 软件接口，实现数据的共享和交换，是现代产品设计中 的高级 CAD 工具之一，本文主要是对履带板作接触有限元分析，以下简单介绍下接触 分析。 在履带行走机构中，履带板与驱动轮受力属于接触范畴。接触－碰撞问题属于最困 难的非线性问题之一，因为在接触－碰撞问题中的响应是不平滑的；当发生碰撞时，垂

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直于接触界面的速度是瞬时不连续的。接触－碰撞问题的这些特点需要较大的计算资 源，方法和算法的适当选择才能使分析顺利进行。 接触问题可分为两种基本类型：刚体—柔体的接触，半柔体—柔体的接触。在刚体 —柔体的接触问题中，接触面的一个或多个被当作刚体，一般情况下，一种软材料和一 种硬材料接触时，问题可以被假定为这种接触，大多金属变形问题归为此类接触，本文 中履带板与驱动轮可以近试看成这种情况。接触分析基本步骤一般如下：1)定义模型并 划分网格；2)识别接触对，定义刚性目标面和柔性接触面，并设置实常数；3)控制刚性 目标面的运动；4）定义求解选线和载荷步。

2.5.2 掘进机原履带板有限元分析
由上文的动力学仿真结果可以得知，掘进机在转弯时履带板的载荷是最不利情况， 最容易出现零部件的破坏和磨损，故对该种工况用 ANSYS 软件进行有限元分析
[31][32]

。

由于每节履带板在不同时刻不同位置的受力状况都不同， 作用在空间三个方向的拉、 压、 弯、扭负荷是随机的，受力十分复杂。为此，本文抽象出以下两种典型位置的载荷工况 及约束条件作为有限元计算模型：一是履带板和驱动轮啮合接触部分，二是靠近驱动轮 下侧的履带板、地面及履带销接触部分，这两种位置具有一定的代表性，而且是履带板 受力最恶劣的情况。利用 ANSYS 中的接触分析能够模拟实际构件的受力及变形情况， 按赫兹接触理论进行求解，和实际较为贴近。

1．履带板实体模型的导入
尽管 ANSYS 也有建模功能，但是显然它不如其他专业的建模软件操作方便，本文 还是利用在 UG 中建立好的模型，UG 和 ANSYS 支持多种数据传输格式，也可以将 UG 模型直接导入到 ANSYS 中，不过有版本限制，一般 UG4.0 建立的模型可以直接导入到 ANSYS11.0 版本。本文用的是 UG6.0 版本，故采用 Parasolid 中间格式将分析模型导入 到 ANSYS 软件中，导入后默认是线框显示模式，可以用/facet,norm（命令流）改成实体 模式，或在主菜单中操作将模型正常显示成实体。

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考虑到有限元计算的复杂性，需要对实际模型进行简化，在 UG 中建模时就将不 必要的倒圆角、小孔等都去掉，简化后导入的履带板和驱动轮接触模型见图 2-34，履带 板接地模型见图 2-35 所示：

图 2-34 导入 ANSYS 中履带板和驱动轮接触模型 Fig.2-34 The contact model of driving wheel and crawler board inputed into ANSYS

图 2-35 导入 ANSYS 中履带板接地模型 Fig.2-35 The grounding model of crawler board inputed into ANSYS

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需要注意的是，ANSYS 软件中没有特殊的单位制，可以使用任何一套单位制，只要 保证输入的所有数据单位都统一到一个单位制中即可。在 UG 中建模采用的单位制是毫 米千克牛单位制，而经过 Parasolid 数据格式后统一转换为国际单位制，即长度单位为 米（m），力单位为牛（N），这样得到的应力单位即为帕（Pa）。

2．模型单元选取及设定材料参数
在进行有限元计算前，首先要根据实际情况选择恰当的单元类型和设置实常数。

ANSYS 中单元库中提供了 180 多种单元类型，每种单元类型都有特定的性能，一个问
题一般都有多种单元可供选择来求解。本文采用 8 节点的 SOLID185 单元来模拟实体单 元，可以满足实际需要。由于 SOLID185 单元只有 X、Y、Z 三个方向的移动自由度， 缺乏旋转自由度，无法在模型上直接施加力矩。而在本文研究的履带板和驱动轮接触模 型中，需要在驱动轮质心施加力矩，因此需要选择用 SHELL181 壳单元来划分驱动轮内 圈面，在轴心处定义质量单元 MASS21，并定义其实常数，然后将这两个单元节点创建 为刚性区域，质量单元为主控节点[33][34] 。 单元选取后要设定模型材料参数， 主要需要定义密度 DENS） 杨氏弹性模量 EX） （ 、 （ 以及泊松比（PRXY）。本文驱动轮和履带销所用的材料都是 42CrMo 合金结构钢，履 带板材料是精铸 32CrMoV 钢材，故密度定义为 7850kg m 3 ，弹性模量为 2.06 × 1011 Pa， 泊松比为 0.29。 定义刚性区域时，首先在驱动轮内圈轴心处建立一个关键点（Keypoint），然后用

MASS21 单元去划分该关键点，用 SHELL181 去划分驱动轮内圈面。选择 ANSYS 主菜
单下 Preprocessor→Coupling/Ceqn→Rigid Region，选取主控节点和内圈面上的所有节 点创建刚性区域（Rigid Region），建立完后该区域内所有节点的刚性区域后，只有在 主控节点上施加载荷或约束才有效，加在其余节点上均无效。

3．模型网格划分及接触关系的建立
网格划分好坏对有限元计算精度和规模有很大的影响，一般来说，网格越精细，计 算精度会越高，但因网格数量增加计算时间也会相对延长，因此要综合考虑精度和规模 两个因素。采用疏密不同的网格划分，即可以保证计算精度，又能减少网格数量，所以 44

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本文先整体采用自由划分（Free Meshing），然后在局部接触部分再细化网格，划分完 网格后，驱动轮和履带板接触有限元模型见图 2-36，履带板和接地模型见图 2-37 所示：

图 2-36 履带板和驱动轮有限元模型 Fig.2-36 The FEA model of the driving wheel and crawler board

图 2-37 履带板接地有限元模型 Fig.2-37 The FEA model of the grounding crawler board

划分网格后就可以施加接触，必须在接触部分创建接触对（Contact Pair）。ANSYS 支持如下三种接触方式：面面接触、点面接触以及点点接触，每种接触都有各自的适用 范围。根据实际接触情况，本文选用面面接触单元来建立，该单元可用于任意形状的两 个表面接触，而且两个面可以具有不同的网格，支持大的相对滑动、大应变和大转动。 创建接触时需要选择目标面（Target Surfaces）和接触面（Contact Surfaces），通常目标 面和接触面的选择有一定的要求和原则：凸面和平面或凹面接触时，凸面应为接触面； 两个接触面中网格划分密的应为接触面；刚度不同的两个面，较柔的为接触面；大小不 同的两个面，较小的应为接触面[35][36] 。 45

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利用 ANSYS 中的接触向导（Contact Wizard）来建立接触对，并依据以上原则选择 履带板凸面为接触面，驱动轮凹面为目标面；履带销外侧圆柱面为接触面，履带板销孔 内侧面为目标面。系统可以自动匹配对应的接触单元来划分接触对，接触面采用

CONTACT174 单元，目标面采用 TARGET170 单元。
选择完接触对后，设定系统摩擦系数为 0.2，还需要确定接触刚度。接触刚度会同 时影响接触精度和收敛性， 过大的接触刚度可能会引起系统总刚度矩阵病态导致收敛困 难，过小则会导致接触面渗透量太大而无法接受。程序会根据材料特性估计一个缺省的 刚度值，实常数 FKN 就是接触刚度指定的一个比例因子，一般范围在 0.01~10 之间，默 认为 0.1。本文开始时采用默认的刚度值进行计算，检查穿透量和每一个子步中的平衡 迭代次数，逐渐将 FKN 值改大，最后经反复试验选择比例因子为 5 的接触刚度，能使 系统收敛且渗透达到极小值[37][38] 。

4．模型边界条件及载荷的确定
研究履带板实际运动和受力情况，利用 ADAMS 仿真得出的载荷边界条件，施加的 载荷和约束如下： （1）在履带板和驱动轮接触模型中，将履带板销孔处固定，添加全约束，而将刚 性区域内主控节点的所有移动自由度限制，只留 X 方向（轴线方向）旋转自由度； （2）在履带板和履带销接地模型中，将履带板一边销孔的半圆柱面固定，添加全 约束，履带板接地面也添加全约束。 （3）主控节点处施加 X 旋转方向负方向力矩。 从动力学仿真曲线中可以明显看出履带板原地转弯工况时载荷最恶劣， 因此提取该 工况载荷添加到有限元模型上。提取履带板合力最大值为 77.33kN，折合到驱动轮质心 力矩为：

Mr =

F ? D 77.33 × 0.615 = ≈ 23.78kNm 2 2

因此在主控节点上施加 23780kNm 力矩，方向沿 X 旋转负方向。 （4）在履带销半圆柱面节点上施加合力为 176.4kN 的力，方向为 Y 轴正方向，和 履带板运行方向一致；掘进机运行时，总共有约 40 块履带板同时着地来支撑整机重量， 46

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故在履带板和机架接触面上的所有节点上施加合力为 10kN 的压力，方向为负 Z 方向， 垂直地面向下。 加载完成后，驱动轮和履带板接触有限元模型见图 2-38，履带板接地有限元模型见 图 2-39 所示：

图 2-38 加载后履带板和驱动轮接触有限元模型 Fig.2-38 The FEA model of the driving whee and crawler board after loading

图 2-39 加载后履带板接地有限元模型 Fig.2-39 The FEA model of the grounding crawler board after loading

5．原履带板有限元求解结果分析
求解前，要设置求解器选项，接触分析方程为非线性的，建议将系统大变形选项 打开： 求解器的 Analysis Options 指定为 Large Displacement Static， Number of substeps 在 选项定义 200 个载荷子步。检查所有载荷和约束条件无误后进行求解，得下图： （1）驱动轮和原履带板接触节点位移和应力解：

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图 2-40 是驱动轮和履带板接触节点总位移图，图 2－41 是驱动轮和履带板接触等 效应力图。

图 2-40 驱动轮和履带板接触总位移图 Fig.2-40 The displacement vector of the driving wheel and crawler board

图 2-41 驱动轮和履带板接触等效应力图。 Fig.2-41 The von stress of the driving wheel and crawler board

由于本文研究重点是履带板，而在驱动轮和履带板接触模型视图中，难以看清履带 板的变形和应力情况， 故在 ANSYS 中将履带板有限元模型单独提取出来观察其变形和应 力情况。图 2－42 是履带板 X 方向位移图，图 2－43 是履带板 X 方向应力图，图 2－44 是履带板 Y 方向位移图，图 2－45 是履带板 Y 方向应力图,图 2－46 是履带板 Z 方向位 移图，图 2－47 是履带板 Z 方向应力图, 图 2－48 是履带板总位移图，图 2－49 是履带 板总应力图。

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图 2-42 履带板 X 方向位移图 Fig.2-42 The X displacement of crawler board

图 2-43 履带板 X 方向应力图 Fig.2-43 The X stress of crawler board

图 2-44 履带板 Y 方向位移图 Fig.2-44 The Y displacement of crawler board

图 2-45 履带板 Y 方向应力图 Fig.2-45 The Y stress of crawler board

图 2-46 履带板 Z 方向位移图 Fig.2-46 The Z displacement of crawler board

图 2-47 履带板 Z 方向应力图 Fig.2-47 The Z stress of crawler board

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图 2-48 履带板总位移图 Fig.2-48 The displacement vector of crawler board

图 2-49 履带板等效应力图 Fig.2-49 The von stress of crawler board

前文已经介绍到履带板材料为精铸 32CrMoV，屈服强度 σs≥930MPa，根据履带板受 力特点及材料属性，取安全系数 n=2，可得许用应力 [δ ] ：
[δ ] =

δs
n

=

930 = 465MPa 2

（2-12）

在驱动轮和履带板接触模型中，履带板主要受压，由位移变形图中可以看出：1)X,Y,Z 及总位移方向的最大变形为图中红色区域，值为 0.0183mm，且和驱动轮接触区域中心变形 最大，向外逐渐减少；2)从 X,Y,Z 方向应力分布图最大值发生在啮合中心区域，等效应力 图可以看出履带板大部分区域应力集中在 1.167Pa 到 17.1MPa 之间， 最大应力 Smax=154MPa 小于许用应力，同样出现在和驱动轮啮合的履带板齿面部位，容易出现磨损。可见初始履 带板结构满足材料的强度要求，变形和受力均符合实际情况。 （2）履带板接地模型节点位移和应力解： 和上文接触设置一样，得到履带板接地模型节点位移和应力解：图 2－50 是履带 板 X 方向位移图，图 2－51 是履带板 X 方向应力图，图 2－52 是履带板 Y 方向位移图， 图 2－53 是履带板 Y 方向应力图，图 2－54 是履带板 Z 方向位移图，图 2－55 是履带 板 Z 方向应力图，图 2－56 是履带板总位移图，图 2－57 是履带板总应力图。

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图 2-50 履带板 X 方向位移图 Fig.2-50 The X displacement of crawler board

图 2-51 履带板 X 方向应力图 Fig.2-51 The X stress of crawler board

图 2-52 履带板 Y 方向位移图 Fig.2-52 The Y displacement of crawler board

图 2-53 履带板 Y 方向应力图 Fig.2-53 The Y stress of crawler board

图 2-54 履带板 Z 方向位移图 Fig.2-54 The Z displacement of crawler board

图 2-55 履带板 X 方向应力图 Fig.2-55 The Z stress of crawler board

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图 2-56 履带板总位移图 Fig.2-56 The displacement vector of crawler board

图 2-57 履带板等效应力图 Fig.2-57 The von stress of crawler board

履带板在接地部分模型中主要受履带销的拉力，受压面力值相对较小，由位移变形 图可以看出履带板在 X，Y,Z 方向的最大位移发生在销孔处，总位移最大变形为 0.0246mm，也出现在靠近销孔外侧最窄部位，向两边递减；在 X,Y,Z 应力图中得出履带 板最大值出现在相同部位，且小于许用应力，等效应力图中大部分应力集中在 62773Pa 到 11.6MPa 蓝色区域，最大应力为 104MPa 远小于许用应力，靠近销孔中间圆弧应力值 较大，容易出现断裂或者局部裂纹，初始履带板结构变形和应力均符合实际情况，且满 足材料强度要求。 经过校核，原履带板在转弯工况下强度符合要求，没有超过材料的许用应力值。

2.6 本章小结
本章通过 UG 软件建立掘进机三维简化模型，并在 ADAMS 软件中建立虚拟样机，分 别进行水平巷道、上坡和转弯的仿真，通过比较仿真扭矩和理论扭矩验证虚拟样机建立 的正确性。分析履带板啮合力变化得到其最大载荷，作为有限元分析的边界条件，对原 履带板进行接触有限元分析，进而校核原履带板的强度。

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第三章

掘进机原履带板的结构优化

本章将分别从提高掘进机对地附着性能和自动排泥两个方面对原履带板结构进行 优化，最终确定优化后履带板结构，达到提高对地附着力和排泥的目的。在优化前，先 分析下原履带板结构特点。

3.1 原履带板的结构特点
前面已经得知掘进机掘进时，因原履带板是平履带板，对地附着力不够容易打滑， 其结构见图 3-1 所示：

图 3-1 原履带板结构 Fig.3-1 The original crawler board

从图中可以看出，原履带没有履刺，和地面接触深度不够从而导致不能产生足够大 的附着力，影响整机的行驶性能。另外，在履带板凹槽部位，淤泥容易堆积在一起，无 法自动清除，使整机在前进中打滑，必须人工将淤泥清除，这样便大幅度降低整机使用 效率，因此需要对其结构进行优化。

3.2 优化方法和思路
一般结构优化设计有以下三种方法：参数优化设计、拓扑优化设计和几何优化设 计。对于履带板复杂的机械结构，用参数优化设计方法进行结构优化是非常困难的。本 文采用的是几何优化设计方法，采用建模、仿真及有限元分析，根据设计的要求进行结 构修改， 然后再进行仿真分析， 多次反复设计， 直到设计的结构动态性能满足要求为止，

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这是一个再设计和履带板的动态特性分析与优化再分析的修改过程。 这种设计属于广义 概念上的优化，很大程度上依赖设计者的经验和专业知识来完成。 本文提出用附着力和排泥性能作为履带板结构动态设计的优化目标，约束条件主 要是保证履带板最大应力不超过材料许用应力， 设计变量主要是履刺布局和形状等结构 参数。 在保证履带板强度要求的基础上，提出履带板结构的三种布局方案，并研究其对 附着力和排泥性能的影响，通过类比，找出较为合理的结构方案。

3.3 从提高掘进机对地附着性能的方面优化
为了提高整机附着性能，对原履带板进行如下优化。

3.3.1 提出优化方案结构
根据设计要求，对履带板结构进行改进，履带板要有足够大纵向刚度和扭转刚度， 以降低预紧力和减小履带脱落的可能，履带板在纵向和横向上对地面有可靠的啮合力， 并尽可能减小对路面的破坏，根据设计要求，本文提供了如下的改进方案。 为了提高掘进机在工作时的纵向附着力而不打滑，在原履带板上三处增加着地筋 （履刺），左右两处对称布置，中间处较长，使整体受力比较均匀。利用它和土壤之间 的剪切力来提高对地附着力，从而推进整机前进而不易打滑，该履带板结构见图 3-2 所 示：

图 3-2 方案一履带板结构 Fig.3-2 The crawler board structure of scheme one

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3.3.2 验证牵引扭矩
将原来履带板和掘进机行走机构其他部件组装成虚拟样机， 具体步骤和各种参数设 置与前文水平巷道仿真一样，在路面上设置路障，让整机在水平巷道上前进同障碍物碰 撞后，得出稳定后驱动轮牵引扭矩，来近似模拟掘进机掘进工况时的附着力大小情况， 掘进机碰撞试验模型见图 3-3 所示：

图 3-3 碰撞试验模型 Fig.3-3 The impact test model

仿真完后，查看驱动轮的牵引扭矩见下图 3-4 所示：

图 3-4 原履带板驱动轮扭矩 Fig.3-4 The torque of driving wheel of original crawler board

由上图驱动轮扭矩曲线可以看出：开始在 0~0.4s 内，掘进机和障碍物之间因存在间 隙，两者还未碰撞，驱动轮扭矩变化曲线和水平巷道仿真时相同，这里不再重复叙述；

0.4 秒后， 掘进机开始和障碍物接触， 扭矩值逐渐增大， 稳定后查看均值为 87.8886kNm。
同样将方案一结构的履带板同掘进机行走机构其他部件组装，设置障碍物，进行水 平巷道碰撞仿真，得出驱动轮扭矩曲线见图 3-5 所示： 55

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图 3-5 方案一驱动轮扭矩 Fig.3-5 The torque of driving wheel of scheme one

上图表明加着地筋后的履带板，在掘进机碰撞试验时驱动轮扭矩明显提高，稳定后 均值达到 110.2461kNm，而用原履带板时驱动轮扭矩为 87.8886kNm，这是由于在地面 摩擦系数不变的情况下，履带板和地面的法向（即垂直地面向上）接触力因接触深度增 加而变大， 使得地面对履带的附着力增大。 但该履带板未能提高防止整机侧滑的牵引力， 而且淤泥由于履带的压实作用附着在履带板凹槽处不能自洁，影响后继行驶的附着力。

3.4 从提高掘进机自动排除淤泥的方面优化
为了使履带板能自动排除淤泥，以下先对淤泥的受力进行分析。

3.4.1 淤泥受力
为了使履带能自动清除淤泥，着地筋应斜向布置，和水平面成 α 角，首先对附着在 履带板上的淤泥进行受力分析，见图 3-6 所示：

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

掘进机前进时，履带受到地面和前进方向相同的力，淤泥则受到履带的反作用力， 方向和前进方向相反。假设淤泥受到的合力为 F，将该力沿着地筋方向正交分解成 FX 和
FY ，在前进过程中 FX 力则能使淤泥沿地筋方向自动脱落而不影响整机牵引性能。

3.4.2 提出排泥优化方案
参照坦克履带板设计[39][40][41]，通常坦克履带板着地筋设计成人字形（尖端朝后）或 八字形结构，实践表明这种结构可以兼顾纵向横向的刚度、强度和附着性能，使整机在 泥泞路上有很好的行驶性能，而且改善了排泥状况。根据这种设计思路，本文再次改进 履带板结构，即在原先平履带板上加上着地筋，左右对称布置，其中两头斜向布置，中 间横向布置，斜向布置角度 α 分别为 60 ° 和 45 ° ，结构见图 3-7 和图 3-8 所示：

图 3-7

α = 60 ° 的履带板结构 α = 60 °

Fig.3-7 The crawler board structure when

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图 3-8

α = 45 ° 的履带板结构 α = 45 °

Fig.3-8 The crawler board structure when

3.4.3 验证牵引扭矩
同样和上文一样，将以上两种履带板分别和行走机构其他部件装配虚拟样机，在

ADAMS 中做碰撞仿真试验，仿真完后得出驱动轮扭矩见图 3-9 和图 3-10 所示：

图 3-9

α = 60 ° 驱动轮扭矩 α = 60 °

Fig.3-9 The torque of driving wheel of

图 3-10

α = 45 ° 驱动轮扭矩 α = 45 °

Fig.3-10 The torque of driving wheel of

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以上表明这两种履带板结构在掘进机做碰撞仿真时驱动轮扭矩相差不大， 稳定后均 值都约在 100~102kNm 左右（原来为 87.8886kNm），要大于原履带板结构仿真得到的 扭矩，而且这两种结构因着地筋斜向布置可以防止掘进机转弯时侧向滑动，且能自动排 除附着在履带板上的淤泥，优越于方案一结构。

3.5 确定优化后履带板
对于 α = 45 ° 的履带板，在履带板所受合力相等的情况下，淤泥沿着地筋方向的力 要稍大，对排泥效果自然也会明显，故本文推荐选用 α = 45 ° 的履带板。实际制造使用 时，可以将着地筋做成梯形，即带一定的拔模斜度，靠近地面的稍窄，这样路面较软时， 扎入深而使接地面积增大，不易下陷，而且更有利于淤泥的清除。

3.5.1 优化后履带板的啮合力
本文最终确定的优化结构为 α = 45 ° 的履带板，需要对其强度进行校核，才能在实 际生产中使用，在校核前先分析履带板受力。上文已经得知掘进机在水平巷道、上坡及 转弯工况下仿真，转弯时履带板受力最恶劣。因此，为了校核 α = 45 ° 的履带板强度要 求，需要对该结构履带板组装的虚拟样机进行转弯工况仿真，得到图 3-11 是驱动轮扭 矩曲线，图 3-12 是履带板三向啮合力曲线，图 3-13 是履带板合力曲线:

图 3-11 驱动轮扭矩 Fig.3-11 The torque of driving wheel

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图 3-12 履带板啮合力 Fig.3-12 The force of crawler board

图 3-13 履带板合力曲线 Fig.3-13 The resultant force of crawler board

由改进后驱动轮扭矩图可以得知掘进机转弯驱动轮平均扭矩能达到约 85kNm 左右 (原来为 72.2062 kNm)，比原来结构扭矩明显偏大，进一步验证该结构附着性能好；履 带板 X、Y、Z 各方向力及合力都要比原来结构大，且合力最大值达到 90.9479kN，折合 到驱动轮质心力矩为：

Mr = F ?

0.615 D = 90.9479 × ≈ 27.97kNm 2 2

3.5.2 优化后履带板的强度校核
由上文有限元分析得知履带板和驱动轮接触部分应力较大，故对 α = 45 ° 的履带板 和驱动轮做接触有限元分析，步骤和前面一样，只需将驱动轮力矩大小改为 27.97kNm 即可，计算完后得到改进后 α = 45 ° 履带板节点位移和应力解见下图：图 3-14 是履带板

X 方向位移图，图 3-15 是履带板 X 方向应力图，图 3-16 是履带板 Y 方向位移图，图

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3-17 是履带板 Y 方向应力图，图 3-18 是履带板 Z 方向位移图，图 3-19 是履带板 Z 方向
应力图，图 3-20 是履带板总位移图，图 3-21 是履带板等效应力图。

图 3-14 履带板 X 方向位移图 Fig.3-14 The X displacement of crawler board

图 3-15 履带板 X 方向应力图 Fig.3-15 The X stress of crawler board

图 3-16 履带板 Y 方向位移图 Fig.3-16 The Y displacement of crawler board

图 3-17 履带板 Y 方向应力图 Fig.3-17 The Y stress of crawler board

图 3-18 履带板 Z 方向位移图 Fig.3-18 The Z displacement of crawler board

图 3-19 履带板 Z 方向应力图 Fig.3-19 The Z stress of crawler board

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图 3-20 履带板总位移图 Fig.3-20 The displacement vector of crawler board
°

图 3-21 履带板等效应力图 Fig.3-21 The von stress of crawler board

从以上变形和应力图看出，改进后 α = 45 的履带板在 X,Y,Z 方向最大变形和应力 均出现在啮合部位，且小于材料的许用应力；总位移的最大变形位移为 0.029mm，出现 在接触齿面中心部位，向两边逐渐变小；等效应力最大值出现在同一个部位，值为 223MPa， 小于许用应力 465MPa。 说明加斜向着地筋后的履带板满足强度设计要求的前提 下，在工况恶劣情况下能提高掘进机对地附着力而不打滑，同时在运行过程中能自动 清除附着在履带板上的淤泥。

3.6 本章小结
本章主要对履带板结构进行优化，通过参考坦克履带设计，分别从提高掘进机对地 附着性能和排泥方面改进履带板结构两方面考虑，提出三种改进方案，并且通过分别对 掘进机进行水平巷道碰撞仿真来模拟掘进工况， 得出加斜向着地筋后履带板着地性能要
° 优于平履带板，而且能达到自动排泥的效果。最后对 α = 45 的履带板进行有限元分析，

校核该结构履带板强度符合要求，并能达到预期目的。

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第四章
4.1 结论

结论与展望

本文运用三维软件 UG 建立了掘进机实体简化模型，在 ADAMS/VIEW 环境下，结合实 际情况建立虚拟样机。对样机进行动力学仿真分析，并用有限元软件 ANSYS 对原履带板 做有限元分析。最后用 UG 对履带板结构进行改进优化，同样对修改后的结构进行 仿真和分析，结果表明修改后的履带板在满足强度的基础上，能够提高掘进机对 地附着力和排泥功能。本文所做的相关工作及主要结论如下： （1）利用三维建模软件 UG 对已建立的 EBZ-135 型掘进机简化模型进行简单 干涉检查，结果表明行走机构内部各构件间均没有干涉，验证模型二维图纸及三 维模型建立的正确性。 （2）创建掘进机虚拟样机模型，利用 ADAMS 自检工具对其系统自检，结果表 明整个样机内部无多余的冗余方程，满足动力学仿真要求，验证虚拟样机所加的约 束、载荷等均正确。 （3）对虚拟样机分别在三种工况下仿真，得出掘进机仿真扭矩；并对掘进机 受力分析，计算出其在水平巷道、上坡及转弯工况下的理论牵引扭矩；对比理论扭矩 与仿真扭矩，结果得出掘进机在水平巷道、上坡和转弯工况下两者分别相差 0.5%、1.7% 和 0.09%，表明本文建立的掘进机虚拟样机有一定的正确性和可信度。 （4)由掘进机水平巷道、上坡及转弯三种工况履带板啮合力曲线可知，履带板在这 三种工况下受力变化规律相似，在 X 和 Y 方向都近似符合正弦分布，Z 方向除了转弯其 余工况都近似为零；在每一种工况下，每节履带板变化规律相同，只在时间上存在相位 差，这和履带板初始位置及驱动转速大小有关，驱动轮角速度大则相位差就小，履带板 啮合的频率升高，引起接触力冲击也会增大；对比三种工况履带板接触力曲线可知履带

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板在转弯工况下受力最恶劣，啮合力幅值达到 77.33kN，提取该工况下载荷作为有限元 分析的边界条件。 （5）选择原履带板分别和驱动轮及接地部分两个典型位置进行接触应力分析，经 计算后得出履带板节点位移和应力解， 表明履带板最大变形和应力均出现在啮合齿面和 销孔中间圆弧部位，而且与驱动轮接触位置受力相对较大，最大应力为 154MPa,小于材 料许用应力，能够满足强度要求。 （6)本文参考坦克履带板设计， 分别从提高掘进机对地附着性能和排泥方面优化履 带板结构，提出三种改进方案，都和其他构件创建虚拟样机，进行水平巷道碰撞仿真； 从仿真后扭矩曲线可以得出加着地筋后的履带附着性能比原平履带好，而且能自动排 泥；最后选择 α = 45 ° 的履带板和驱动轮接触模型加载转弯工况下的载荷进行有限元分 析，验证其强度能满足现有材料的设计要求，该结构能达到提高掘进机附着性能和自动 排泥的功能。 本文这种研究方法对优化关键零部件作用重大且有一定的通用性，对于其他 大型机械履带行走机构的动力学仿真有一定借鉴意义。

4.2 展望
鉴于时间等因素的影响，本课题在以下几方面还有待于进一步完善和深化：

1）路面对掘进机受力影响很大，因此需要对路面系统进行研究，本文只选取了一
种路面进行仿真，今后可以利用 ADAMS 中路面构造器创建多种路面进行仿真研究。

2）本文对于履带板结构提出了三种改进方案进行分析，未能建立完整的优化函数
及优化目标对其进行优化，对于排泥只从理论上说明，未能做出仿真动画，这方面工作 有待于今后完善。

3）本文侧重于虚拟样机的仿真研究，对于仿真出来的曲线都是用理论值去验证其
正确性，应该要和实体物理试验相结合，后继工作可进行。

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附录 1 履带板与各构件间接触力的宏命令程序
variable set variable_name=$_self.snum integer=1
！定义变量 snum 初始值为 1

for variable_name=a start=1 end=61
！定义循环变量 a 来控制循环次数

interface command_builder interface dialog execute dialog=.gui.contact_cremod undisplay=yes contact create& contact_name=.track.(eval("contact_leftdriverwheel_"//$_self.snum))&
！定义接触力并命名特征

i_geometry_name=.track.(eval("lefttrack"//$_self.snum)).(eval("lefttrack "//$_self.snum)) & j_geometry_name=.track.leftdriverwheel. leftdriverwheel &
！添加需要接触的实体

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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！定义接触力参数

variable set variable_name=$_self.snum integer=(eval($_self.snum+1)) end
！一次循环介绍，变量 snum 自加 1

variable delete variable_name=$_self.snum
！循环结束，删除变量 snum

---------------------------------！定义左侧履带板与驱动轮之间的接触力 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=$_self.snum ---------------------------------！定义右侧履带板与驱动轮之间的接触力 variable set variable_name=$_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=$_self.snum ---------------------------------！定义左侧履带板与机架之间的接触力 variable set variable_name=$_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=$_self.snum ---------------------------------！定义右侧履带板与机架之间的接触力 variable set variable_name=$_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 ---------------------------------！定义左侧履带板与导向轮之间的接触力

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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=$_self.snum ---------------------------------！定义右侧履带板与导向轮之间的接触力 variable set variable_name=$_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 ---------------------------------！定义右侧履带板与地面之间的接触力 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 ---------------------------------！定义左侧履带板与地面之间的接触力

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附录 2 修改履带板质量宏命令程序
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 ---------------------------------！修改左侧履带板的质量 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($_self.snum+1)) end end---------------------------------！修改右侧履带板的质量 & & type=part & & variable_name=the_part object_names=.track.(eval("lefttrack"//$_self.snum))

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致 谢

本文在导师李春英副教授悉心指导下完成， 论文字里行间无不凝聚着导师的心血和 对我的厚望。在攻读硕士研究生的时间里，导师以其严谨、求实的治学态度，高度的责 任心和敬业精神，给了我极大的帮助和鼓励。另外还要感谢刘英林教授和企业导师牛卫 兵， 刘老师为人正直、 严谨和宽厚待人的高尚品德是我学习的榜样。 值此论文完成之际， 谨向刘老师和李老师致以衷心的感谢和崇高的敬意!牛老师在课题的深入研究中一直给 予很大的帮助， 许多实际的问题都在牛老师指导下得到解决， 在此对牛老师也深表谢意！ 在三年的硕士学习期间，课题组兰晓峰、王宾宾、王翠艳、潘腾、葛军在本论文的 完成过程中提供了热忱的帮助，还要感谢同实验室其他师弟师妹的帮助，以及隔壁实验 室朱卫波、卜斌、徐研振等同学的指点，在此对他们都表示深深的谢意！ 感谢所有帮助和支持过我的老师、同学和朋友。 亲人们的厚望一直是激励我不断奋发向上、无畏进取的动力之所在。我要特别地感 谢含辛茹苦培养教育我的父亲和母亲，没有父母的无私奉献和一如既往的支持，就没有 我今天的一切，惟有用一生的努力去回报他们。 论文中引用了国内外许多专家学者的研究资料以及仿真论坛上牛人的指点， 在此一 一表示感谢！ 非常感谢各位专家、教授对论文的评审和指导！

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攻读硕士期间发表的学术论文

[1] 凌静秀，李春英，牛卫兵.基于虚拟样机技术的掘进机行走机构仿真研究[OL].中国科
技论文在线.,2009-12-10.

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EBZ-135型悬臂式掘进机履带板的优化设计
作者： 学位授予单位： 凌静秀 太原理工大学

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