Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и постановка задач исследований 8
1.1. Перегрузка смерзшихся сыпучих материалов в речных портах 8
1.2. Расчет зачерпывания материалов грейферными механизмами 16
1.3. Начальное заглубление челюстей грейфера в материал и анализ факторов, определяющих его величину 22
1.4. Методы интенсификации процесса разработки мерзлых и прочных материалов 28
2. Аналитические исследования взаимодействия канатного грейфера-рыхлителя со смерзшимся сыпучим материалом и разработка методики его расчета 34
2.1. Сопротивление внедрению режущих элементов различной формы в смерзшийся сыпучий материал 34
2.2 Силы, действующие на грейфер-рыхлитель при начальном заглублении челюстей в смерзшийся сыпучий материал 46
2.3 Силы, действующие на грейфер-рыхлитель при разрушении смерзшейся корки материала в начале смыкания челюстей 53
2.4 Силы, действующие на грейфер-рыхлитель при зачерпывании разрыхленного материала 57
2.5 Инженерная методика силового расчета грейфера-рыхлителя и его элементов на прочность и выносливость 61
3 Оборудование, методика и задачи экспериментальных исследований 66
3.1 Описание специального испытательного оборудования 66
3.2 Методика проведения экспериментальных исследований 72
4 Исследование промерзания сыпучих материалов в штабеле 80
5 Внедрение режущих элементов в смерзшийся сыпучий материал 92
6 Физико-механические свойства смерзшихся сыпучих материалов 103
6.1 Сопротивление внедрению режущего элемента в смерзшийся сыпучий материал 104
6.2 Сопротивление одноосному сжатию смерзшихся материалов 105
6.3 Коэффициент трения по стали смерзшихся увлажненных материалов 109
6.4 Модуль уплотняемости сыпучих материалов 112
6.5 Коэффициент бокового давления сыпучих материалов 113
6.6 Оценка результатов определения физико-механических свойств смерзшихся сыпучих материалов 114
7 Разработка конструкции двухчелюстного канатного грейфера-рыхлителя для смерзшихся сыпучих материалов 115
7.1 Натурные исследования работоспособности двухчелюстного канатного грейфера-рыхлителя 116
7.2 Описание конструкции промышленного образца двухчелюстного канатного грейфера-рыхлителя для разработки смерзшихся сыпучих материалов 123
Общие выводы и рекомендации 127
Литература 129
Приложения 136
- Начальное заглубление челюстей грейфера в материал и анализ факторов, определяющих его величину
- Силы, действующие на грейфер-рыхлитель при начальном заглублении челюстей в смерзшийся сыпучий материал
- Методика проведения экспериментальных исследований
- Коэффициент трения по стали смерзшихся увлажненных материалов
Введение к работе
Бурно развивающаяся строительная индустрия в стране требует постоянного увеличения поставки минерально-строительных материалов и твердого топлива. Одновременно с этим в речных портах РФ возрастают объемы перегрузки сыпучих материалов, как в навигационный, так и в межнавигационный периоды.
Актуальность работы. В большинстве регионов Российской Федерации межнавигационный период составляет 4...6 месяцев в году. Перегрузочные работы в этот период осложняются смерзанием сыпучих материалов под действием отрицательных температур воздуха при хранении в штабеле. Образование смерзшейся корки на поверхности штабеля сыпучего материала приводит к значительному снижению производительности и надежности перегрузочной техники и, как следствие этого, себестоимость перегрузочных работ возрастает в 4.. .6 раз [2].
Основным перегрузочным средством на причалах речных портов при перегрузке смерзшихся сыпучих материалов (ССМ) являются грейферные краны. При перегрузке ССМ с применением серийных канатных грейферов их наработка до капитального ремонта сокращается в 10...20 раз. Поломки грейферов происходят через 5...10 тыс. т перегрузки по сравнению с 1000 тыс.т для обычных условий работы.
Поэтому задача создания рациональной конструкции канатного грейфера-рыхлителя и технологии перегрузки ССМ с его применением исключительно важна для речных и морских портов страны.
Цель работы. Разработка инженерной методики расчета и создание рациональной конструкции канатного грейфера-рыхлителя для ССМ.
Задачи исследований: 1. Определить закономерности промерзания сыпучих материалов под действием отрицательных температур воздуха при хранении в штабеле и разработать модель изменения физико-механических параметров сыпучего материала под действием отрицательных температур воздуха.
Исследовать процесс внедрения в ССМ режущих элементов (РЭ) разной формы и с различными геометрическими параметрами, а также изучить процесс разрушения (рыхления) смерзшейся корки ССМ канатным грейфером-рыхлителем.
Определить физико-механические характеристики, описывающие поведение ССМ при перегрузке канатным грейфером-рыхлителем.
Разработать инженерную методику расчета канатного грейфера-рыхлителя, изготовить и испытать рациональную конструкцию двухчелюстного канатного грейфера-рыхлителя.
Объект исследований. В качестве объектов исследований выбраны канатные грейферы, работающие на перегрузке ССМ. При этом основное внимание уделялось челюстям, выдерживающим максимальные нагрузки, и РЭ на них, обеспечивающим начальное заглубление грейфера в ССМ, рыхление смерзшейся корки и зачерпывание челюстями разрыхленного ССМ.
Методы исследований. В работе использованы элементы системного
подхода, известные аналитико-экспериментальные методы. Основой
аналитических методов являются закономерности и приемы классической
теоретической механики, физики деформируемого тела, элементы
математического аппарата моделирования на ЭВМ. Основой экспериментальных исследований является теория физического моделирования. Результаты экспериментальных исследований обрабатывались с использованием персонального компьютера, оснащенного аналого-цифровым преобразователем и электронным осциллографом фирмы L-card. Теоретические исследования проводились с помощью стандартных пакетов программ для ПК, таких как Visual С++7, Mathcad 2000, MATLAB, EXEL. Проектирование грейфера-рыхлителя и прочностной расчет осуществлялся в среде Solid Works, а также приложении Design Spase V6.
Научная новизна. Разработана математическая модель (ММ) процесса переработки ССМ канатным грейфером-рыхлителем.
Разработана регрессионная модель влияния параметров клиновых РЭ на сопротивление внедрению в ССМ.
Выявлены закономерности промерзания сыпучих материалов и сопротивления внедрению в них РЭ, даны рекомендации по их геометрии.
Получены на специальных экспериментальных стендах физико-механические характеристики смерзшейся корки и сыпучего основания ССМ.
Разработана методика расчета двухчелюстных канатных грейферов-рыхлителей для ССМ.
Основные положения, выносимые на защиту:
Математическая модель процесса переработки ССМ канатным грейфером, позволяющая определить объемно-напряженное состояние ССМ внутри грейфера-рыхлителя.
Модель изменения физико-механических параметров сыпучего материала под действием отрицательных температур воздуха.
Методика расчета двухчелюстных канатных грейферов-рыхлителей для ССМ.
Практическая ценность.
Разработанная инженерная методика расчета позволяет создавать новые конструкции канатных грейферов-рыхлителей для ССМ.
Разработанная конструкторская документация двухчелюстных канатных грейферов-рыхлителей и технология перегрузки ССМ грейфером-рыхлителем внедрены в эксплуатацию в речных портах Волжского объединенного речного пароходства (ВОРП) г.г. Н.Новгорода, Казани, Костромы, Ярославля.
Реализация результатов работы.
Разработан руководящий технический материал «Грейферы двухчелюстные канатные общего назначения для портовых кранов. Методы расчета при проектировании» РТМ 212. 0133 - 85.
Разработаны и изготовлены специальные стенды и экспериментальное оборудование, которые используются при проведении научных исследований и в учебном процессе на кафедре СДМ НГТУ. Методика расчета используется в
лекционных курсах «Принцип инженерного творчества» на каф. ПМ и ПТМ ВГАВТ и «Основы инженерных расчетов ПТМ» на каф. С ДМ НГТУ.
Разработаны и изготовлены экспериментальные и опытные образцы двухчелюстных канатных грейферов-рыхлителей для ССМ вместимостью 2,5 м и 3,2 м , которые внедрены в речных портах ВОРП г.г. Нижнего Новгорода, Костромы, Ярославля.
Апробация работы. Результаты проведенных исследований доложены на международной научно-практической конференции «Развитие транспортно-технологических систем в современных условиях», Нижний Новгород, 1997 г; на всесоюзной конференции «Проблемы развития подъемно-транспортной техники и технологий», М., 1990 г. и 1991 г.; на VII межвузовской научно-методической конференции «Современные проблемы фундаментального образования», Йошкар-Ола, 2006 г; на региональных конференциях молодых ученых и специалистов в 1983 г, 1984 г; на НТС речных портов ВОРП;.на научно-технических семинарах каф. ПМ и ПТМ ВГАВТ и каф. СДМ НГТУ в 2004.. .2006 г.г.
Публикации. Основное содержание работы изложено в 18 опубликованных работах.
Объем и структура работы. Диссертация состоит из введения, семи глав, списка литературы, шести приложений. Содержит 135 страниц основного компьютерного текста, 69 рисунков, 11 таблиц, библиографии из 80 наименований и приложений на 52 страницах.
Пользуясь случаем, автор сердечно благодарит профессорско-преподавательский состав и инженерно-технических работников кафедры ПМ и ПТМ ВГАВТ, кафедры СДМ НГТУ, НИЛ <РАЛСНЕМГ> НГТУ, кафедры ТМ ДЛИ НГТУ за их доброжелательное отношение и внимание к работам автора.
1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЙ
Челюстные ковши (или грейферы) широко используются для автоматического захвата сыпучих материалов, а также при перегрузке ССМ.
Начальное заглубление челюстей грейфера в материал и анализ факторов, определяющих его величину
В приведенном выражении (1.6, 1.7) отражено влияние скорости V2 посадки грейфера на величину начального заглубления Y0. И.П. Крутиковым установлено, что бросание грейфера на груз с максимальной скоростью является наиболее правильным методом для достижения наибольшей величины его погружения в груз и увеличения его зачерпывающей способности. Но вместе с тем автором не учтено влияние начального заглубления Г0 грейфера в груз на величину удельного сопротивления материала сдвигу Я.сдв и на величину удельного сопротивления материала резанию Чрез. А. И. Дукельский [9] для определения начального заглубления челюсти грейфера приводит формулу: где: Р - погонная сила резания на единицу длины режущей кромки днища. Основным недостатком данной формулы, приводящим к значительным погрешностям в расчетах, является отсутствие учета сил трения и изменения величины погонной силы резания Р по мере погружения челюстей грейфера в зачерпываемый материал. Б. А. Таубер [5] предложил для определения начального заглубления челюсти уравнение: где : YQ - начальное заглубление челюсти в материал; р - отрезок, соединяющий центр шарнира нижней траверсы с точкой режущей кромки челюсти; Е},Е2,Е3 - математические выражения, для определения которых необходимо знать: силу тяжести грейфера и его составных частей; геометрические параметры грейфера и ряд параметров, характеризующих процесс взаимодействия челюсти с грузом (коэффициент трения, угол скольжения, удельное сопротивление внедрению).
Для практических расчетов Б. А. Таубер рекомендовал более простые зависимости по определению величины начального заглубления: для легких сыпучих материалов: для кусковых материалов: где: L - раскрытие челюстей грейфера; 0 - угол челюстей. Хотя приведенные зависимости просты, их основным недостатком является то, что они не учитывают кинетическую энергию опускающегося на груз грейфера, описывая процесс взаимодействия грейфера с грузом в статике. Р. Л. Зенков [6] рекомендовал для определения величины начального заглубления грейфера в груз две формулы: где: Аг - работа, которую нужно совершить для внедрения челюсти грейфера в материал на глубину Г0; а - толщина челюсти; mi - коэффициент подвижности, определяемый по приближенной эмпирической формуле: / - коэффициент внутреннего трения; Кр - коэффициент пропорциональности, характеризующий заострение ножа челюсти; ух - угол наклона кромки боковой стенки к горизонту при внедрении в груз; /, - коэффициент трения сыпучего груза о челюсть. Методика определения Y0 заключается в построении графика Аг по точкам, полученным по формулам (1.12), (1.13) с помощью предварительно заданных значений К и у,. Точка пересечения двух кривых определяет искомую величину начального заглубления челюстей в груз. Как указал Р. Л. Зенков, фактическая величина погружения грейфера в груз будет меньше, чем определенная по приведенному методу. Это противоречие можно объяснить расходом части энергии опускающегося грейфера на уплотнение зачерпываемого груза внутри грейфера в конце смыкания челюстей. Далее в [6] рекомендована упрощенная формула для определения величины начального заглубления челюсти в груз: где: L - полуразмах челюстей грейфера. Теоретические кривые зачерпывания в работе Р. Л. Зенкова [6] не рассмотрены, а проектировочный расчет грейфера рекомендовано выполнять по методике Б. А. Таубера. В приведенных выражениях (1.9, 1.12, 1.13) наиболее полно учтены факторы, влияющие на величину начального заглубления грейфера в груз, но по ним невозможно определить величину начального заглубления грейфера в ССМ, так как данные формулы не учитывают изменение агрегатного состояния сыпучего материала под действием отрицательных температур воздуха.
Силы, действующие на грейфер-рыхлитель при начальном заглублении челюстей в смерзшийся сыпучий материал
Заметим, что отсутствие экспоненциальной составляющей в выражении (2.12) объясняется тем, что нарастание площади контакта происходит непрерывно и одновременно с нарастанием нагрузки на РЭ, в силу чего влияние этой площади может быть учтено подбором соответствующих значений величин "м и "т . Для конусного РЭ используем зависимость (2.10), в которой следует положить (см. рис. 2.1): Следовательно, ММ (2.10) применительно к конусному РЭ примет вид: Заметим, что если у прямоугольного РЭ (2.7) параметры «lb» и «,1+Ь» могут быть непосредственно истолкованы как соответственно площадь и половина периметра, то в выражении (2.8) величина есть параметр, линейно зависимый от периметра сечения РЭ, тогда как параметр «А» все еще может быть истолкован как площадь. Что касается зависимости (2.9), то здесь параметры «XY» и «X+Y» есть линейные функции соответственно площади и периметра РЭ, а сами «/» и «Ь» являются произвольными параметрами, однозначно определяющими форму плоского РЭ, в том числе и непрямоугольной формы. Подобный феноменологический подход заключается в использовании в ММ вместо одних параметров - других, зависящих от первых [45].
Вместе с тем подобный подход часто позволяет существенно упростить выкладки. Так, применительно к рассматриваемому случаю для клинового РЭ, выражения для площади контакта его с ССМ могут быть записаны в виде (2.11), а для конусного - соответственно в виде (2.13). Сравнение между собой выражений (2.7), (2.12) и (2.16), описывающих соответственно взаимодействие с ССМ прямоугольного, клинового и конусного РЭ, позволило сделать вывод о не целесообразности установки на челюстях грейфера РЭ, как прямоугольной, так и конусной формы. Если первые (прямоугольный РЭ) из них характеризуются большим первоначальным сопротивлением внедрению, то вторые (конусный РЭ) - скоростью нарастания сопротивления внедрению, которая объясняется квадратичной зависимостью площади поперечного сечения конусного РЭ от глубины внедрения в ССМ.
Сравнение между собой зависимостей (2.12) и (2.16),а также анализ графиков на рис. 2.2 показало, что кроме величины ZM, характеризующей глубину промерзания ССМ, важное значение имеет и величина ZKp, при которой сопротивление внедрению клинового и конусного РЭ становятся равны. Величина F является функцией длины режущей кромки клинового РЭ и угла заострения клинового и конусного РЭ. По данным рис. 2.2, при Z ZKp рационально использование на челюстях грейфера-рыхлителя конусного РЭ, а при Z ZKp эффективнее использование клинового РЭ. Переработка ССМ грейферными кранами в речных портах является сложной, во многом не решенной проблемой. Ее успешному решению существенно препятствует недостаточная изученность специфики взаимодействия канатного грейфера с ССМ. Специфика рассматриваемого процесса определяется тремя особенностями: сложным характером зависимости сопротивления внедрению челюстей грейфера от глубины внедрения в ССМ. Учитывая результаты исследований, проведенных А. Н. Зелениным, по внедрению различных деформаторов (штампов) в мерзлый грунт, указанную зависимость можно представить степенной функцией: где: Б - показатель, характеризующий условия внедрения челюстей грейфера в смерзшуюся корку ССМ; постоянством и отличием от нуля скорости «v» опускания грейфера на ССМ; наличием смерзшейся корки ССМ. Для решения вопроса о количественных соотношениях при внедрении челюстей грейфера-рыхлителя в ССМ спроектируем на вертикальную ось Z все силы, действующие на грейфер при начальном заглублении в ССМ (рис. 2.3) где: Шгр - масса грейфера; Z - ускорение грейфера; Gzp - сила тяжести грейфера; F -сопротивление внедрению РЭ челюсти грейфера в корку ССМ; Уравнение (2.19) запишем в дифференциальной форме
Методика проведения экспериментальных исследований
Общая методика проведения экспериментальных исследований предусматривала решение поставленных задач, выбор объектов исследования (ССМ и двухчелюстной канатный грейфер-рыхлитель), измерение необходимых параметров (силовых, геометрических, кинематических, температуры, времени), выбор методов и средств измерения параметров и их регистрация, определение необходимого и достаточного объема информации (число опытов, продолжительность регистрации величин), выбор методов обработки и анализа полученных результатов исследований. В настоящей работе исследовались следующие ССМ: уголь марки АШ, песчано-гравийная смесь (ПГС) и песок, имеющие наибольшее представительство номенклатуре сыпучих материалов, перегружаемых в речных портах РФ (см. главу 1). Для определения величины и характера промерзания ССМ был использован метод прямых измерений. Процесс замеров температуры по высоте штабеля ССМ заключался в следующем. С помощью ртутного термометра ГОСТ 2045-74 с ценой деления 0,1 С замерялась температура окружающего воздуха. Затем с помощью потенциометра постоянного тока ПП-63, подключенного через переключатель к термопарам, замерялась ЭДС, образующаяся на концах термопары. Результат каждого замера определялся как средний из трех показателей потенциометра. Результаты измерений заносились в ведомость наблюдений. Далее с помощью стандартной таблицы, где представлены статистические характеристики преобразователей, определялась разность между температурой окружающего воздуха и температурой той области ССМ в штабеле, где находился рабочий конец термопары. При известной температуре окружающего воздуха определялась температура ССМ на данной глубине залегания. Предварительные замеры показали, что глубина промерзания ССМ зависит от большого числа факторов и варьируется в довольно широких пределах. Поэтому объективные показатели, характеризующие глубину промерзания как случайную величину, могут быть получены только на основании закона ее распределения.
С этой целью по результатам большого числа замеров (около 1000) были определены коэффициенты вариации и глубины промерзания ССМ для каждого месяца наблюдений (декабрь, январь, февраль, март). Коэффициент вариации определялся по формуле: где: ZM - среднее значение глубины промерзания материала; rjcp- среднеквадратичное отклонение случайной величины Z Исследование закономерности изменения силы сопротивления внедрению РЭ прямоугольной, конусной и клиновой формы с разными параметрами (табл. 3) в ССМ проводились в январе - феврале на установке СГУ-1 по следующей методике. РЭ поочередно внедрялись в ССМ с постоянной скоростью 0,2 м/с. При этом в корке образовывалось отверстие, в котором линейкой с ценой деления 1,0 мм измерялась толщина смерзшейся корки. При различных опытах толщина корки составляла 0,036...0,162м. При проведении эксперимента весь процесс внедрения фиксировался осциллограммами. Проведение силового расчета грейфера при использовании полученных во второй главе работы математических моделей невозможно без получения численных значений, входящих в ММ величин, характеризующих физико-механические свойства ССМ, в частности: 1 Mr " коэффициенты трения по стали корки и сыпучего основания ССМ; ці - модуль уплотняемости сыпучего основания ССМ; % - коэффициент бокового давления сыпучего основания ССМ. Последние две величины характеризуют объемно-напряженное состояние сыпучего основания в конце процесса зачерпывания, когда материал подвергается сжатию и уплотнению.
Определение сопротивления одноосному сжатию &сж смерзшейся корки проводилось на гидравлической установке СГУ-1. Предварительными экспериментами было выяснено, что при колебании отрицательной температуры в пределах -3С...-10С (что соответствует реальным условиям проведения перегрузочных работ в средней полосе России) численные значения сж изменяются незначительно. Поэтому основная серия экспериментов проводилась при температуре окружающего воздуха, равной -7 С, что соответствует средней температуре воздуха в декабре, январе и марте. Методика определения осж базировалась на одноосном сжатии образцов смерзшихся материалов с записью всего процесса сжатия на ленте осциллографа. В качестве образцов использовались кубики размером 100x100x100 мм в количестве 10 штук, выпиленные из смерзшейся корки ССМ. Размеры образцов выбраны на основании рекомендаций А. Н. Зеленина. Известно, что при одноосном сжатии образцов форма образца становится бочкообразной из-за наличия сил трения в местах контакта деформатора с плоскостью исследуемого кубика, что приводит к наклону к поверхности торца сил внешнего давления. Поэтому, чтобы свести коэффициент трения кубика по стали (материал деформатора) к минимуму, перед началом эксперимента поверхности деформатора, контактирующие с гранями кубика, смачивались водой для образования на поверхности ледяной пленки.
Коэффициент трения по стали смерзшихся увлажненных материалов
Экспериментальными исследованиями были определены значения коэффициента трения ССМ по стали, а также установлены их зависимости от влажности и температуры (рис. 6.5, 6.6).
Установлено, что с повышением влажности в исследуемом диапазоне наблюдалась тенденция к снижению коэффициента трения для всех материалов. Это объясняется тем, что при движении материала по стальной поверхности за счет сил трения выделяется тепло, способствующее образованию на поверхности скольжения тонкой пленки водяной смазки, количество которой возрастает с увеличением влажности материала. С понижением температуры ССМ в исследуемом диапазоне коэффициент трения \ м уменьшался во всех случаях.
Это объясняется увеличением хрупкости льда с понижением температуры, за счет чего у поверхности скольжения материала образуются более мелкие обломки льда, с легко оплавляющимися острыми точками контакта поверхностей. Аналогичное явление наблюдается при скольжении по льду конька конькобежца.
При этом площадь контакта мелких кусочков льда с абразивными частицами уменьшается, так как обволакиваемый минеральными частицами лед разрушается в меньшей степени и в более тонком поверхностном слое.
Сравнивая значения коэффициента трения по стали различных ССМ, следует отметить, что наибольшими значениями коэффициента трения обладает песок, а наименьшими - уголь. Эта особенность объясняется тем, что из-за более мелкого гранулометрического состава песок имеет более плотную укладку частиц, чем уголь. В результате этого, на одинаковой площади соприкосновения у песка со сталью в контакте находится большее количество зерен и меньшее льда, а у угля наоборот - меньшее количество зерен и большее льда.
Сравнение полученных данных с данными для коэффициента трения сухих материалов показывает, что для сухих угля и ПГС коэффициенты трения (0,5...0,8) в 1,8...2 раза выше, что можно отнести к решающей роли присутствия пленки воды в точках касания частиц поверхности скольжения. Для влажного песка коэффициент трения приближается к коэффициенту трения сухого песка, что можно объяснить высокой дисперсностью материала и, следовательно, большой поверхностью касания частицами материала поверхности металла.
В ряде источников [71] отмечается, что на коэффициент трения оказывает влияние и давление в контакте материалов. В наших исследованиях попытка обнаружить это влияние не удалась. Опыты проводились при давлениях до 2,0 МПа. Этот диапазон давлений полностью перекрывает значения давлений на днище и стенки натурного грейфера-рыхлителя при разработке ССМ.
Как видно на рис. 6.7, для всех исследуемых материалов в начале уплотнения наблюдалось увеличение модуля уплотняемости. С увеличением давления уплотнения происходит повышение плотности материала и постепенно все больший объем испытываемой навески материала в матрице подвергается уплотнению. Все приведенные кривые имеют точки перегиба. Линии роста уплотнения стремятся к достижению точки максимального уплотнения, после которой процесс уплотнения стабилизируется (модуль уплотняемости «\/» почти не меняется) при этом весь объем навески материала в матрице участвует в уплотнении. В этом случае плотность исследуемого сыпучего материала приближается к критической, и ее дальнейшее повышение связано с переходом материала в другое агрегатное состояние (когда происходит разрушение самих частиц материала). Наименьшим модулем уплотняемости «у» обладает песок (более чем на порядок) Это объясняется его большей, по сравнению с углем и ПГС, исходной плотностью, а также меньшим размером и большей однородностью частичек в нем. Полученные данные хорошо коррелируются с данными для соответствующих сухих материалов (для угля - 0,04, для песка - 0,01 и для ПГС - 0,009).
Похожие диссертации на Разработка методики расчета и создание рациональной конструкции канатного грейфера-рыхлителя для смерзшихся сыпучих материалов
