Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса, цель и задачи исследований
1.1. Обоснование актуальности применения дискового скалывающего инструмента для разрушения углей 10
1.1.1. Анализ условий и основных показателей работы очистных комбайнов в Кузбассе 10
1.1.2. Опыт применения дискового скалывающего инструмента для разрушения углей 20
1.2. Анализ критериев сопротивляемости массива разрушению 25
1.2.1. Теория прочности и критерии разрушения 25
1.2.2. Критерии сопротивляемости массива разрушению 34
1.3. Обзор исследований процесса разрушения горных пород и углей дисковыми инструментами 43
1.3.1. Влияние геометрических параметров 43
1.3.2. Влияние основных параметров разрушения 46
1.3.3. Анализ методов расчета усилий на дисковом инструменте 48
1.4. Выводы, цель и задачи исследований 59
2. Методика лабораторных исследований процесса разрушения массива дисковым скалывающим инструментом . 62
2.1. Задачи лабораторных исследований 62
2.2. Выбор объекта исследований 63
2.2.1. Методика определения физико-механических свойств разрушаемых блоков 65
2.2.2. Методика определения показателей физико-механических свойств контрольных образцов 69
2.3. Методика измерения составляющих усилий разрушения дисковым скалывающим инструментом 77
2.4. Методика проведения эксперимента 91
2.5. Выводы 93
3. Основные закономерности взаимодействия дискового скалывающего инструмента с разрушаемым массивом 95
3.1. Исследование влияния физико-механических свойств на силовые параметры процесса разрушения 95
3.1.1. Сравнительный анализ показателей физико-механических свойств 95
3.1.2. Выбор критерия и разработка метода оценки сопротивляемости массива разрушению дисковым скалывающим инструментом 104
3.2. Математическая модель нагрузок на одиночном дисковом скалывающем инструменте 114
3.3. Влияние хрупкости массива на процесс разрушения дисковым скалывающим инструментом 117
3.4. Поиск оптимальных режимов разрушения массива дисковым инструментом 126
3.5. Влияние трещиноватости на формирование нагрузки на дисковом скалывающем инструменте 140
3.6. Эффективность применения дискового скалывающего инструмента по факторам измельчения и пылеобра-зования 149
3.7. Выводы 154
4. Метод расчета нагрузок на дисковом скалывающем инструменте 157
4.1. Метод расчета нагрузок на одиночном дисковом инструменте 157
4.2. Апробация методики расчета силовых и энергетических показателей процесса разрушения 162
4.3. Производственные исследования исполнительного органа с дисковым скалывающим инструментом. 164
4.4. Сравнительный анализ экспериментальных и расчетных показателей работы исполнительных органов с дисковым инструментом 174
4.5. Область применения очистных комбайнов с дисковым скалывающим инструментом 178
4.6. Экономическая эффективность от применения исполнительного органа с дисковым скалывающим инструментом 182
4.7. Выводы 187
Заключение, основные выводы и рекомэдации 190
Литература 193
Приложения 201
- Обзор исследований процесса разрушения горных пород и углей дисковыми инструментами
- Методика измерения составляющих усилий разрушения дисковым скалывающим инструментом
- Математическая модель нагрузок на одиночном дисковом скалывающем инструменте
- Апробация методики расчета силовых и энергетических показателей процесса разрушения
Обзор исследований процесса разрушения горных пород и углей дисковыми инструментами
Геометрия инструмента является одним из основных факторов, определяющих нагрузку на инструменте.
Влияние диаметра и угла заострения дискового инструмента на усилия, возникающие в процессе разрушения, изучалось авторами работ /10,11,14,19,32-38/. Так в работе /35/ предлагается учитывать влияние угла заострения Т инструмента в пределах от 30 до 90 и диаметра инструмента D в пределах от 12 до 35 см на величину усилий Z и Y соответствующими коэффициентами, определяемыми по формулам:
По данным ИГД им.А.А.Скочинского /18,19/ изменение величины угла заострения в диапазоне от 40 до 50 практически на вели чину усилий не влияет. Именно такие углы заострения считаются рациональными и рекомендуются почти всеми исследователями.
Исследование напряженно-деформированного состояния упругой полуплоскости с уступом при сосредоточенном воздействии под уступ, проведенное Бундаевым В.В. /38/, показало, что толщина разрушаемого слоя и угол приложения сосредоточенной нагрузки оказывают существенное влияние на распределение полей напряжения в массиве. Важным фактором при формировании этих полей и разрушении уступа является, по-видимому, угол заострения рабочей кромки инструмента.
Исследовалось напряженно-деформированное состояние полуплоскости с уступом, под который внедрен абсолютно жесткий клин с углом раствора 8 = 30-40, в условиях плоской деформации. Результаты сопоставлялись с расчетами для тонкого нулевого клина (8-0).
При увеличении утла В суммарное давление Р , равное сумме проекций всех сил по элементарным участкам контактной поверхности на ось клина, при Q = 30, 35, 40 равно 1,52; 2,34; 3,55 кН соответственно.
По вопросу о влиянии диаметра дискового инструмента у разных исследователей встречаются различные мнения, но несомненно то, что зависимости усилия перекатывания Z. и подачи V от диаметра инструмента D имеют существенное различие, причем усилие перекатывания Z от диаметра инструмента, изменяющегося в пределах от 15 до 30 см, практически не зависит /19,35/.
Это объясняется тем, что на формирование этого усилия оказывает влияние несколько факторов: у дисков с разными диаметрами, при прочих равных условиях, в контакте с массивом находятся разные по величине участки обода, - чем больше диаметр инструмента, тем больше площадь контакта его с массивом; увеличение усилий подачи и бокового усилия приводит к увеличению сил трения на ободе диска и в опоре, что увеличивает усилие перекатывания.
В то же время при увеличении диаметра дискового инструмента уменьшается сила трения качения, происходит скалывание более крупных элементов, что способствует уменьшению среднего значения усилия перекатывания, так как хотя для скалывания крупных элементов и требуется большее максимальное усилие, крупные сколы происходят реже, большая часть времени работы инструмента затрачивается на мелкие сколы и подравнивание поверхности забоя, что требует значительно меньших усилий. В результате удельная энергоемкость снижается, что делает целесообразным применение дискового инструмента большего диаметра /18/. С увеличением диаметра инструмента усилия подачи и боковое возрастают, что объясняется увеличением площадок контакта разрушающего обода диска с массивом. Зависимость эта отчетливо выражена и достаточно существенна. Так, по данным Безгубова А.П. /32/ при увеличении диаметра D в пределах от 15 до 30 см усилие X увеличивается в среднем в 2,4 раза, усилие V увеличивается в среднем в 2,7 раза, причем максимальное увеличение усилия V происходит на участке изменения диаметра Т) от 15 до 20 см -усилие V увеличивается в 2 раза, затем увеличение V происходит значительно медленнее, - при изменении диаметра от 20 до 30 см усилие V увеличивается только в 1,23 раза.
По данным К.Ф.Деркача при изменении диаметра инструмента в пределах 12...35 см и 20...30 см усилив V возрастает соответственно в 2,23 и 1,37 раза.
Исходя из условий прочности опорного узла, износостойкости диска, снижения скорости скольжения точек лезвия относительно забоя, возможности увеличения шага разрушения и уменьшения количества дисков на исполнительном органе наиболее целесообразен диаметр инструмента в пределах 27,0...30,0 см.
Методика измерения составляющих усилий разрушения дисковым скалывающим инструментом
Получение достаточно представительных закономерностей процесса разрушения возможно при выполнении точных замеров составляющих усилия разрушения, возникающих непосредственно на инструменте. Существующие тензодинамометры для измерения усилий, действующих на породоразрушающий инструмент, обладают некоторыми недостатками. Недостатком динамометра с тензодатчиками, включающего корпус с кольцевыми проточками под чувствительные элементы и закрепленного на основании рабочего органа /51/, является малая точность при измерении вследствие взаимного влияния составляющих усилия резания. В трехкомпонентном тензодинамометре на тензометрических столбах /52/ составляющие усилия на инструменте передаются на тензоэлемен-ты через точечные контакты, что вызывает большие контактные напряжения и интенсивный износ сопрягаемых деталей. Зазор между деталями, образующийся за счет смятия, устраняется регулировкой специальных винтов или колпачков. Вследствие неточного контакта возникает взаимовлияние составляющих усилия разрушения, что приводит к неточности измерений.
Для повышения точности замеров составляющих усилия разрушения на инструменте, устранения регулировочных работ и упрощения конструкции разработана тензометрическая головка, не имещая подвижных элементов, - тензометрические стержни и основание выполнены в виде жесткой системы /53/.
Определение усилий, возникающих на инструменте при разрушении массива, производилось на стенде кафедры горных машин и комплексов Кузбасского политехнического института /13/ (рис, 2.2). дисковый скалывающий инструмент устанавливался на хвостови ке стержня I тензометрической головки (рис.2.3), состоящей из ос нования и трех жестко соединенных и взаимно перпендикулярных стержней. На стержнях имеются проточки под тензодатчики. Возника ющие в процессе разрушения массива усилия X , "У , Z вызывают упругие деформации в тензометрических стержнях 1,П,Ш, приводящие к изменению сопротивления тензодатчиков. Получаемый электрический сигнал усиливался в усилителе 8АНЧ-7 м, преобразовывался в свето вой сигнал с помощью гальванометров типа М004, шлейфового осцил лографа К-ІІ5 и регистрировался на светочувствительной бумаге. Моменты, возникающие в стержнях, определены по формулам: Зная значения моментов Mj, M2...Mg в любой момент времени, можно определить составляющие усилия разрушения X,Y,Z и координаты точки приложения силы ( х; у; Z ). Для исключения взаимного влияния одновременно возникающих деформаций кручения, сжатия и растяжения датчики, регистрирующие деформации кручения, наклеивались под углом 45 к оси тензостерк-ней и включались по мостовой схеме /54/. Поскольку модуль упругости металлов не зависит от скорости наїружения, тарировка тензометрических датчиков проводилась в статических условиях. Для определения степени влияния составляющих усилия разрушения X , У, Z на регистрируемые деформации тензодат-чиков при тарировке каждой из составляющих включалась вся схема. Отклонения, возникающие при взаимном влиянии составляющих усилия разрушения, не превышали 0,5$. Тарировочные графики для всех составляющих были прямолинейными. Для учета влияния упругих деформаций, возникающих в тензометрических стержнях, на точность измерения, определена жесткость тензометрической головки. Для упрощения схемы нагрузки тензометрической головки, система сил X , У , Z , приложенная к точке ( х; у , z ), приведена к оси стержня I. Схема нагружения представлена на рис.2.4. Из условий равновесия определены опорные реакции Хо , У о , Z0 и изгибающие реактивные моменты, возникающие в жесткой заделке (точка 0) - М о; Mvo , Mzo , эпюры которых представлены на рис.2.5 и 2.6
Математическая модель нагрузок на одиночном дисковом скалывающем инструменте
Зависимости, полученные в результате исследований нагрузок на одиночном рабочем инструменте, позволяют определять силовые и энергетические показатели работы исполнительных органов, выбирать рациональные режимы работы и параметры исполнительных органов по факторам энергоемкости процесса разрушения, измельчения разруша емого материала, износа инструмента, пылеобразования.
Нагрузки на одиночном инструменте представляют собой случайные функции и характеризуются своим математическим ожиданием и корреляционной функцией. Наиболее существенными факторами, определяющими статистические характеристики нагрузок, являются: прочность и степень хрупкости разрушаемого массива, параметры режима разрушения и геометрия инструмента.
Разработка математической модели нагрузок на одиночном дисковом скалывающем инструменте проводилась на основе статистического анализа осциллограмм нагрузки.
В результате статистической обработки около 400 осциллограмм были получены математические ожидания составляющих усилия разрушения.
Для определения формы связи исследуемых результативных показателей с факториальными использовались модели двух видов: где Qo, Qi, во,в і - параметры регрессии; Яі - регрессор (величины А,%0, B,D,6 , t ,-h и их взаимодействия). Оценки параметров регрессии определялись на ЭЦВМ БЭСМ-4. Наиболее приемлемыми из 25 изученных моделей (см.таблицу 10, приложение I) для составляющих усилия разрушения дисковым скалывающим инструментом оказались следующие: где X,Y,Z- составляющие усилия разрушения, кН; А. - сопротивляемость резанию, кН/м; % - приведенный показатель хрупкости; D - диаметр инструмента, см; 6 - угол заострения инструмента, рад; \\ - глубина разрушения, см; t - шаг разрушения, см. Адекватность модели экспериментальным данным, при уровне значимости равном 0,05, проверялась по критерию Фишера, значимость коэффициентов регрессии - по критерию Стьюдента, определялся критерий значимости коэффициента множественной корреляции R и средняя ошибка аппроксимации , - данные представлены в таблице 3.3 /65/.
Для более полной интерпретации результатов эксперимента ис ходные переменные были стандартизированы, что позволило устранить влияние размерности и обеспечило сопоставимость факторов. В результате получены уравнения регрессии в стандартизованном виде: Так как все переменные приведены к одному масштабу, коэффициенты регрессии в стандартизованном виде позволяют оценить истинное влияние каждого фактора на составляющие усилия разрушения.
Невысокие значения средней ошибки аппроксимации позволяют рекомендовать полученные уравнения (3.42), (3.43), (3.44) для расчета математических ожиданий составляющих усилия разрушения дисковым скалывающим инструментом в достаточно широком диапазоне изменения показателей физико-механических свойств, хрупкости, геометрии инструмента и параметров разрушения.
Влияние хрупкости массива на силовые показатели процесса разрушения значительно, как отмечалось в п.3.1.2, при изменении показателя хрупкости \ от 2 до 4 усилие У возрастает в 3 раза, усилие Z возрастает в 2,4 раза при прочих равных условиях.
Поскольку процесс разрушения можно представить как начальное накопление разрывов на уровне межатомных связей, образование субмикро- и микротрещин, последующее появление макротрещины и резкой локализации разрушений, представляет интерес влияние направления внешней силы на направленность разрывного действия. Ва рис.3.10. представлена зависимость отношений X /У » X /z , Z /У , характеризующих направление векторов результирующих усилий Rxy , R z и Rz і от хрупкости и прочности разрушаемых массивов 1-5 и параметров разрушения.
Очевидно, что с уменьшением хрупкости массива происходит переориентация векторов результирующих усилий Rxy и Rxz от обнаженной поверхности в глубь массива. Значительного изменения направления результирующей Rz не происходит.
По данным Бундаева В.В., Дементьева А.Д. /38,66,67/ существует определенная зависимость напряженного состояния от направления приложенной нагрузки, причем при отрицательной ориентации нагрузки изолинии максимальных касательных напряжений (рис.3.11) не выходят на боковую поверхность. Поскольку траектории трещин в хрупких материалах проходят по хребту поверхностей, изогипсами которых являются линии максимальных тангенциальных напряжений, отрицательная ориентация нагрузки предполагает уход трещины в глубь массива.
Гранулометрический анализ продуктов разрушения дисковым скалывающим инструментом (таблица 3.4) показывает, что величина крупных фракций скола для хрупких (массив 4) и вязких (массив I) материалов практически одинакова, но выход пылевых фракций 0-1 мм для вязких материалов в 1,25 раза больше.
Апробация методики расчета силовых и энергетических показателей процесса разрушения
С целью проверки предлагаемого метода расчета составляющих усилий разрушения на дисковом скалывающем инструменте (п.4.1) и разработанной методики расчета силовых и энергетических показателей процесса разрушения массива исполнительным органом с дисками сравнивались данные, полученные: 1) экспериментально в результате промышленных испытаний исполнительных органов с дисками в условиях шахт Кузбасса; 2) в результате расчетов по предложенной методике. Исходные данные (экспериментальные и расчетные) отвечают следующим условиям: значения энергетических и силовых показателей соответствуют разрушению чистого угля (участки с твердыми включениями исключались); значения усилий подачи и потребляемой мощности приведены для одного, опережающего исполнительного органа; измерения произведены при снятии стружки с равными величинами захвата (В = 0,63 м) при одинаковой скорости подачи комбайна Vn = 2 м/мин.; при расчетах учитывался тип исполнительного органа схема набора инструмента и диаметр шнека. Поставленные условия предполагают сопоставимость расчетных данных и результатов экспериментальных измерений.
Результаты расчетов, выполненных с учетом условий испытаний исполнительных органов с дисковым скалыващим инструментом, в сравнении с экспериментальными данными приведены в таблице 4.7. Анализ отклонений расчетных значений от экспериментальных показал, что среднее значение отклонений потребляемой мощности равно 8рСР =13,9$ (минимальное - 4,32$, максимальное -33,42$) и, соответственно, для тягового усилия: 9тСР, = 10,1$ (Si min = 5,77; "т щах. = 15,8). Отклонение расчетных значений можно объяснить тем, что отсутствуют точные данные о хрупко-пластичных свойствах разрушаемых угольных массивов (расчет проводился по средним значениям коэффициента хрупкости Кц, ), не известны значения коэффициентов отжима в конкретных лавах (принято постоянное среднее значение Кот = 0,7 для всех лав). В целом приведенные данные позволяют сделать вывод о хорошей сходимости результатов, определенных по разработанной методике с экспериментальными значениями потребляемой мощности и тягового усилия для комбайнов с исполнительными органами, оснащенными дисковым скалывающим инструментом. Окончательный вывод о возможности применения данной методики сделан после проведения промышленных испытаний, в ходе которых были учтены точные данные о сопротивляемости угольного массива разрушению дисковым скалывающим инструментом (сопротивляемость резанию А и приведенный показатель хрупкости \ ). Испытания шнекового исполнительного органа с дисковым скалывающим инструментом проводились с целью проверки разработанной методики расчета нагрузок на инструменте.
В процессе промышленных испытаний решались следующие основные задачи: определение приведенного показателя хрупкости \ угольного массива; установление степени влияния хрупкости разрушаемого массива на величину нагрузок на исполнительном органе; получение технико-эксплуатационных показателей работы комбайна с экспериментальным исполнительным органом: энергетические и силовые характеристики, сортовой состав добываемого угля, запыленность рабочего пространства, погрузочная способность, удельный расход инструмента. В испытываемом исполнительном органе конструкции КузПИ в качестве рабочего инструмента использованы диски в форме усеченного конуса с углом скалывания б = 30, диаметром и шириной по посадочному месту: D = 75 мм, 6 = 40 мм. Схема набора рабочего инструмента - последовательная, попарная, винтовые линии набора дисков противоположны направлению погрузочных лопастей. Для самозарубки и оформления груди забоя зарубная часть шнека оснащена радиальными резцами И-79Б и КБ-0,1.
