Манипулятор для крепления горных выработок, обеспечивающий повышение эффективности щитовых проходческих комплексов Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Reference

1. Strategij a toplivno-jenergeticheskogo potenciala Dal'nevo-stochnogo jeko-nomicheskogo rajona do 2020 g. / A.P. Sorokin [i dr.]. Vla-divostok: Dal'nauka, 2001. 112 s.

2. Kisljakov V.E., Katyshev P.V. Issledovanie razvitija fronta gornyh rabot na pologopadajushhih mestorozhdenijah pri veernoj sisteme razrabotki. 2014. T.2. S. 42-44.

3. Patent 2541352 RF, MPK E21S 41/26. Sposob otkrytoj raz-rabotki mestorozh-denij poleznyh iskopaemyh / Kisljakov V.E., Katy-shev P.V.; zajavitel' i patentoobladatel' FGAOU VPO «Sibirskij fe-deral'nyj universitet». №2013154629;zajavl. 09.12.2013; opubl. 10.02.2015, Bjul. №4. 6 s.

4. Katyshev P.V., Kisljakov V.E. Obosnovanie parametrov fronta gornyh rabot pri otrabotke pologopadajushhih ugol'nyh mestorozhde-nij veernoj sistemoj. Zhurnal Sibirskogo federal'nogo universiteta. Serija: tehnika i tehnologii. 2016. T.9. S.166-173.

5. Shorohov V.P., Kisljakov V.E. Veernoe podviganie frontara bot pri razrabotke moshhnyh ugol'nyh plastov. LAPLAMBERTA cadem-ic Publishing, Saarbrucken, Germany, 2012. 77 s.

УДК 624.191.81

МАНИПУЛЯТОР ДЛЯ КРЕПЛЕНИЯ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК, ОБЕСПЕЧИВАЮЩИЙ ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЩИТОВЫХ ПРОХОДЧЕСКИХ КОМПЛЕКСОВ

Л.В. Лукиенко, К.В. Гальченко

Подготовлена аналитическая модель, позволяющая определить геометро-кинематические характеристики проектируемого манипулятора, отличающаяся учётом жёсткости конструкции и характеристик его гидросистемы. Полученные результаты будут использованы для проведения исследований по повышению точности позиционирования переносимых объектов манипулирования.

Ключевые слова: шахтный манипулятор, щитовой тоннелепроходческий комплекс.

Резкий рост транспортных потоков в современных городах обуславливает необходимость развития подземного транспорта. Эта важная народно-хозяйственная задача может быть решена за счёт строительства дополнительных линий метро.

Проходка магистральных подземных выработок для нужд метрополитена при помощи щитовых проходческих комплексов предполагает комплекс технологических операций, среди которых важное место занимает крепление проходимой выработки.

Анализ проведенных исследований и опыта эксплуатации щитовых проходческих комплексов показал [1, 2, 3, 4, 5], что до настоящего времени не разработано единого конструктивного решения для механизации креп-

ления горной выработки, практическое использование которого позволило бы снизить трудозатраты обслуживающего персонала.

Поэтому исследования по обоснованию и выбору рациональных геометро-кинематических параметров манипулятора для крепления шахтных выработок, проходимых щитовым проходческим комплексом, обладают актуальностью.

Эта задача может быть решена за счёт применения в составе щитовых проходческих комплексов для крепления выработок манипуляторов, обладающих расширенной зоной обслуживания, имеющих необходимую и достаточную металлоёмкость, а также повышенную точность позиционирования доставляемого груза.

Проведённые в этом направлении исследования носят фрагментарный и, в основном, экспериментальный характер [6, 7, 8, 9] и не учитывают специфики работы в подземных стеснённых условиях. Разработанные математические модели функционирования манипуляторов для крепления горных выработок не придают значения параметрам сжимаемости жидкости, податливости их звеньев и рассеяния энергии.

Крепление выработок при щитовой проходке тоннелей осуществляется разнообразными по своей конструкции механизмами. Исходя из особенностей эксплуатации проходческих комплексов со щитом диаметром более 5 м., применяют автономные крепеукладчики, установленные на отдельной тележке, передвигающейся за щитом по лотку тоннеля или по кронштейнам, закрепленным на крепи.

Одним из основных недостатков такой конструкции манипулятора является сложность конструкции, а также значительное увеличение габаритов комплекса. Последнее обстоятельство накладывает серьёзные ограничения на величину минимально допустимого радиуса кривизны проходимой выработки.

Для обоснованного выбора кинематической схемы манипулятора для крепления горной выработки, был произведен анализ существующих манипуляторов, которые применяют в настоящее время. Распространение получили рычажные и кольцевые манипуляторы. К основным достоинствам рычажных схем манипулятора (рис. 1) можно отнести универсальность, возможность работы при разных диаметрах проходки, а так же при разных типах проходческого комплекса. Их основные недостатки: ограничение зоны обслуживания плоскостью, в котором установлен крепеуклад-чик, большие погрешности позиционирования.

Основные характеристики рычажного крепеукладчика: расчётный крутящий момент, кН^м - 3,76...82, частота вращения - до 3 об/мин, наибольшее усилие при подъёме блока - до 96 кН, скорость выдвижения штанги, м/мин - 0,9.3,5, ход выдвижения штанги, мм - 280.2200, ход осевой доводки, мм - 150.170.

Рис. 1. Конструктивная схема рычажного крепеукладчика

Анализ различных конструкций рычажных манипуляторов показал [10], что они имеют расширенную зону обслуживания, их ориентация в пространстве осуществляется за счёт системы гидродомкратов. К основным недостаткам манипуляторов такого типа можно отнести отсутствие учёта удара возникающего при контакте перемещаемого груза с бортом выработки, а также отсутствие учёта сжимаемости жидкости. Это накладывает ограничения на прочностные параметры и точность позиционирования манипулятора. Поэтому эти манипуляторы не нашли до настоящего времени применения для крепления горных выработок.

Нами предложена конструкция манипулятора, состоящая из базовой плиты, захвата, трех рычажных звеньев, взаимное расположение которых определяется гидродомкратами, распорных гидростоек, обуславливающих положение манипулятора, по отношению к почве и кровле проводимой выработки рис. 2.

Для обоснования кинематико-силовых параметров манипулятора и их последующей оптимизации в работе предложена математическая модель [11] работы манипулятора, расчётная схема которого представлена на рис. 2. При составлении модели были использованы допущения: поток рабочей жидкости в гидросистеме имеет ламинарный режим; утечки в гидроцилиндрах отсутствуют; неравномерность подачи жидкости из-за кинематических особенностей гидропривода не учитывается; потери давления по длине трубопровода зависят от среднего значения расходов на входе и выходе; инерционная составляющая рабочей жидкости не учитывается.

Уравнение движения поршня гидроцилиндра имеет вид:

т —— = 8п • Рп - 8ш • Рш - Г - с • г -ц--, (1)

Ж Ж

где: т - приведенная масса; г - перемещение поршня; Г - суммарная внешняя нагрузка на поршень; ц - коэффициент трения поршня; с - сжимае-

мость жидкости; Бп • Рп - площадь поршня гидроцилиндра и давление в поршневой полости; Бш • Рш - площадь штока и давление в штоковой полости гидроцилиндра; ? - время работы гидроцилиндра.

Рис. 2. Расчётная схема механизма шахтного монтажного

манипулятора

Решение уравнения (1) может быть представлено в виде C1 sin\lk2 - n21 + C2 cos\lk2 - n21) + A(t),

z = e

F + S P — S P í 2np ---r^sinI pt + 5-arctg 2 2

A (t) =-* , \ k - П

y/(k2 - n2 )2 + 4n2p2

где C1, C2 - постоянные интегрирования, определяемые из начальных условий; p - круговая частота вынужденных колебаний гидроцилиндров;

5 - начальная фаза колебаний; k - круговая частота свободных колебаний; n - частота вынужденных колебаний.

В развёрнутом виде потери в гидросистеме манипулятора могут быть описаны системой зависимостей:

АР '

2 • п

где р - плотность рабочей жидкости; д - производительность гидромотора, работающего в насосном режиме; g - ускорение свободного падения; АНЛ - линейные потери в магистралях гидросистемы; АНм - местные потери в магистралях гидросистемы.

Потери в гидросистеме определим с использованием формул Дарси - Вейсбаха:

АН Л - - У 2

й 2 • g

ДНм = <;, • ^ -2 • g

где с>1 - коэффициент местного сопротивления, значения которого представлены в литературе [10]; I - характерный линейный размер трубопровода; й - диаметр трубопровода; V - скорость жидкости в магистралях гидросистемы; X - коэффициент гидравлического трения.

Для рукавов высокого давления с заделками определение этой величины необходимо проводить с учётом упругого увеличения внутреннего диаметра рукава от давления [10] (при турбулентном режиме):

1 = ^ • в2р. Яв

2= 0,185 ^2 Яв. При ламинарном режиме для гибких рукавов с заделками:

Яв

где Яе - число Рейнольдса, которое может быть определено по зависимости:

V • Ь

Яв =

V

где V - средняя по сечению скорость потока; V - кинематический коэффициент вязкости жидкости.

Линейную скорость вращения точки К звена АВ манипулятора (рис. 2) можно определить по зависимости:

^ = И" • ^. (2)

Линейная скорость точки В:

ув = , (3)

Скорость точки D, обусловленную перемещением поршня гидроцилиндра можно определить по выражению (1). Тогда скорость точки D во вращении вокруг В:

l3 • sin ф

VDB = VD

L

(4)

сти:

Скорость точки С во вращении вокруг В определим по зависимо-

(5)

V

VDB • lCB

СВ

l

Тогда результирующая скорость точки С:

VR =

v С

/ \2 V • l

у DB lCB

L

+ V2 - 2 • Vdb_ •lcB • К • cos í

l

D

n

— + Y 2

(6)

Сжимаемость гидравлических жидкостей на базе минеральных масел зависит от температуры и давления и может быть охарактеризована

модулем адиабатического сжатия для масла ИЬР 46, имеющего кинемати-

0 2

ческую вязкость при 40 - 46 мм /с (применяется в гидравлических системах с насосами, в которых может возникнуть коррозия и востребована защита от износа при смешанном трении) рис. 3.

Рис. 3. Модуль адиабатического сжатия минерального масла HLP 46

1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1BQ0

Расстояние от кинематическое пары, соединчющеи первое и второе звено манипулятора, мм —ж- -1 —о—2 —<- -3 —□—4

Рис. 4. Зависимость максимального перемещения выходного звена от положения гидроцилиндров (1, 4 - зависимость перемещения выходного звена от положения первого и второго гидроцилиндра манипулятора изображенного на схеме 2; 2, 3 - зависимость перемещения выходного звена первого и второго гидроцилиндра манипулятора изображенного на схеме 1)

При исследовании зависимости перемещения выходного звена манипулятора от положения гидроцилиндров (рис. 4) и от геометрических характеристик звеньев манипулятора были рассмотрены две конструктивные схемы трёхзвенного манипулятора с различной площадью сечения звеньев манипулятора. Анализируя зависимость коэффициента запаса прочности и перемещения выходного звена от толщины стенки звена (рис. 5) можно отметить, что увеличение длины гидроцилиндров уменьшает перемещение выходного звена.

На величину коэффициента запаса прочности (рис. 5) определяющее влияние оказывает увеличение площади сечения звеньев и толщины стенки корпуса манипулятора. При этом, целесообразно стремиться к обеспечению необходимой и достаточной прочности при минимальной металлоёмкости проектируемой конструкции.

На рис. 6 представлены результаты исследования изменения суммарного перемещения выходного звена манипулятора от отклонения узла поворота вокруг оси Х и Y (которое может возникать из-за изнашивания в процессе эксплуатации), из которых видно, что отклонение в данном узле снижает точность позиционирования перемещаемых объектов.

—□—1 — Ж - -2 — Д - -3 —С—4

Рис. 5. Зависимость коэффициента запаса прочности и перемещения

выходного звена от толщины стенки. (1 - перемещение выходного звена и 2 - коэффициент запаса прочности (200*200 мм - 40 мм радиус гидроцилиндра); 3 - перемещение выходного звена и 4 - коэффициент запаса прочности (200*300 мм - 40 мм радиус гидроцилиндра)

А, следовательно, требуется регулярный контроль состояния контактирующих элементов узла поворота манипулятора. Анализ напряжено-деформированного состояния данной конструкции манипулятора показал, что наиболее нагруженной точкой является гидроцилиндр соединяющий предплечье и руку манипулятора, жесткость конструкции в этом месте составляет 79,1 кН/мм; в точке приложения к манипулятору внешней нагрузки жесткость конструкции составляет 34 кН/мм.

5 О 0.2 0.4 06 0и8 1

Отклонение узла поворота манипулятора, град

—•—Отклонен не ума поворота манипулятора с интервалом в ОД град относ нтелько оси V —■ - Отк л с н с н 1>.е узла па Борота манипулятора С интервалом 0,1 град относительно оси 2

Рис. 6. Изменение суммарного перемещения выходного звена от отклонения узла поворота вокруг оси Х и У

Но так же стоит учитывать что, захват переносимых материалов не всегда осуществляется по центру их тяжести [8], поэтому при остановках манипулятора в промежуточных положениях происходит раскачивание груза, которое вызывает колебательные процессы и знакопеременные напряжения в металлоконструкции, что отрицательно влияет на надёжность и производительность манипулятора.

Проведенный анализ влияния различного расположения гидроцилиндров на характер распределения напряжений в коробе манипулятора привел к выводу необходимости учитывать данный параметр не только с позиции суммарного перемещения выходного звена, но и с позиции надежности и жесткости всей конструкции.

При увеличении жесткости гидроцилиндров увеличивается суммарное перемещение выходного звена манипулятора на 2-3 % за каждые 250 Н/мм повышения жесткости (рис. 7).

Определяющее влияние на эффективную эксплуатацию манипулятора и точность позиционирования доставляемых объектов оказывает работа узла поворота [8]. Наиболее предпочтительным конструктивным вариантом его реализации является применение цевочной передачи. Это обусловлено тем, что она обладает малыми габаритами, большой надежностью, возможностью применения в широком диапазоне передаваемых моментов.

жесткость гидроцилиндров, И/тл

Рис. 7. Зависимость суммарного перемещения от жесткости гидроцилиндров манипулятора и длины первого звена

Представленная уточненная модель позволит определить основные геометро-кинематические характеристики движения выходного звена

шахтного манипулятора с учетом процессов трения, податливости звеньев, а так же сжимаемости рабочей жидкости. Результаты использованы при разработке конструкции манипулятора для щитового тонелепроходческого комплекса, разрабатываемого Скуратовским Опытно-экспериментальным заводом.

Список литературы

1. Щитовые проходческие комплексы/ В.А. Бреннер [и др.]. М.: Изд-во «Горная книга», 2009. 447 с.

2. Лавренко С. А. Обоснование параметров исполнительных органов для проведения вспомогательных выработок в условиях кембрийских глин: дисс.... канд. техн. наук, Национальный минерально-сырьевой университет «Горный». Санкт-Петербург. 2014. 181 с.

3. Власов С.Н., Торгалов В.В., Виноградов Б.Н. Строительство метрополитенов. М.: Транспорт, 1987. 278 с.

4. Валиев А.Г., Власов С.Н., Самойлов В.П. Современные щитовые машины с активным пригрузом забоя для проходки тоннелей в сложных инженерно-геологических условиях. М.: ЗАО «ТА Инжиниринг», 2003.

5. Kolymbas Dimitrios. Tunneling and tunnel mechanics: a rational approach to tunneling. Springer - Verlag. 2005. 444 p.

6. Червяков Г.Г. Основы автоматизации технологических процессов // Международный журнал фундаментальных и прикладных исследований. 2012. №9. С. 96.

7. Хуако З.А. Теоретическое описание движений звеньев гидроманипулятора без учета податливости рабочей жидкости и элементов гидропривода // Научный журнал КубГАУ, №80(06). 2012. С. 1-5.

8. Сидоров А. А. Обоснование и оптимизация параметров демпфера механизма подъема стрелы лесного манипулятора сортиментовоза: авто-реф. дисс.. канд. техн. наук. Воронеж, 2011. 16 с.

9. Теория механизмов и машин / К.В. Фролов [и др.]. М.: Высш. школа, 1987. 496 с.

10. Бурдаков С.Ф., Дьяченко В.А., Тимофеев А.Н. Проектирование манипуляторов промышленных роботов и роботизированных комплексов. М.: Высш. школа, 1986. 264 с.

11. Зарубин В.С. Математическое моделирование в технике. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2010. 495 с.

12. Хорин В.Н. Объёмный гидропривод забойного оборудования. М.: Недра, 1980. 415 с.

Лукиенко Леонид Викторович, д-р техн. наук., проф., зав. кафедрой lukienko_lv@,mail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный педагогический университет им. Л.Н. Толстого,

Гальченко Константин Викторович, асп., lukienko lv@mail.ru, Россия, Тульская обл., Новомосковск, НИ (ф) РХТУ им. Д.И. Менделеева

THE MANIPULATOR FOR MAKING ROOF SUPPORT OF EXCAVATIONS PROVIDING INCREASE IN EFFICIENCY TUNNEL BORING MACHINES

L.V. Lukienko, K.V. Galchenko

In work the analysis of the existing schemes of manipulators for fastening of an excavation at their driving is carried out by a panel board tunnel-boring complex. The analytical model allowing to define the geometro-kinematic characteristics of the designed manipulator, differing in the accounting of rigidity of a design and characteristics of its hydraulic system is prepared. The received results will be used for carrying out researches on increase of accuracy ofpositioning of transferable objects of a manipulation.

Key words: mine manipulator, a panel board tunnel-boring complex.

Lukienko Leonid Viktorovich, Doctor of Sciences, Professor, Head of a chair lukienko_lv@mail.ru, Russia, Tula, Tula Pedagogical State University of L.N. Tolstoi,

Galchenko Konstantin Viktorovich, Post Graduaate Student, lukienko lv@,mail.ru, Russia,Tula Region, Novomoskovsk, Branch of "Russian Chemical-Technological University of D.I. Mendeleev"

Reference

1. Shhitovye prohodcheskie kompleksy/ V.A. Brenner [i dr.]// M.: Izd-vo «Gornaja kniga», 2009. 447 s.

2. Lavrenko S.A. Obosnovanie parametrov ispolnitel'nyh or-ganov dlja provedenija vspomogatel'nyh vyrabotok v uslovijah kembrij-skih glin. Diss.... kand. tehn. nauk, Nacion-al'nyj mineral'no-syr'evoj universitet «Gornyj». Sankt-Peterburg. 2014. 181 s.

3. Vlasov S.N., Torgalov V.V., Vinogradov B.N. Stroitel'stvo metropolitenov. M.: Transport, 1987. 278 s.

4. Valiev A.G., Vlasov S.N., Samojlov V.P. Sovremennye shhi-tovye mashiny s ak-tivnym prigruzom zaboja dlja prohodki tonnelej v slozhnyh inzhenerno-geologicheskih uslovijah. ZAO «TA Inzhiniring», Moskva. 2003.

5. Kolymbas Dimitrios. Tunneling and tunnel mechanics: a rational approach to tunneling. Springer - Verlag. 2005. 444 p.

6. Chervjakov G.G. Osnovy avtomatizacii tehnologicheskih pro-cessov. «Mezhdu-narodnyj zhurnal fundamental'nyh i prikladnyh is-sledovanij». №9. 2012. S. 96.

7. Huako Z.A. Teoreticheskoe opisanie dvizhenij zven'ev gid-romanipuljatora bez ucheta podatlivosti rabochej zhidkosti i jelementov gidroprivoda. Nauchnyj zhurnal KubGAU, №80(06). 2012. S. 1-5.

8. Sidorov A.A. Obosnovanie i optimizacija parametrov dempfera mehanizma pod#ema strely lesnogo manipuljatora sortimen-tovoza. Avtoreferat diss.. kand. tehn. nauk. Voronezh, 2011. 16 s.

9. Teorija mehanizmov i mashin / K.V. Frolov [i dr.]// M.: Vyssh. shkola, 1987.

496 s.

10. Burdakov S.F., D'jachenko V.A., Timofeev A.N. Proektirova-nie manipulja-torov promyshlennyh robotov i robotizirovannyh kom-pleksov. M.: Vyssh. shkola, 1986. 264 s.

11. Zarubin V.S. Matematicheskoe modelirovanie v tehnike. M.: Izd-vo MGTU im. N.Je. Baumana, 2010. 495 s.

12. Horin V.N. Ob#jomnyj gidroprivod zabojnogo oborudova-nija. M.: Nedra, 1980.

415 s.

УДК 622.258

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ БЕЗЪЯРУСНОЙ АРМИРОВКИ С ПЕРЕМЕННЫМ ШАГОМ С УЧЕТОМ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОТКЛОНЕНИЙ КОНТУРА СТВОЛА

М.С. Плешко, Ю.В. Вчерашняя, А.А. Насонов, А.Б. Копылов

Для вентиляционных стволов с набрызгбетонной крепью предложенабезъярус-ная армировка на облегченных анкерных опорах. Эффективная работа предложенной конструкции достигается при установке анкерных узлов крепления по глубине ствола с переменным шагом. В результате серии расчетов определены ряды оптимальных вариантов изменения переменного шага армировки, при которых обеспечиваются минимальные величины динамических нагрузок на армировку от подъемного сосуда. Применение армировки с переменным шагом позволяет исключить расположение анкерных узлов крепления в зонах критических отклонений крепи. Проведенное технико-экономическое сравнение также показывает, что переход на безъярусную армировку по сравнению с типовой позволяет снизить металлоемкость армировки на 32 %, трудоемкость работ на 18 %, аэродинамическое сопротивление ствола в 2 - 3 раза.

Ключевые слова: вертикальный ствол, армировка, набрызгбетонная крепь, узел крепления, анкер

В соответствии с рекомендациями действующих нормативных документов в вертикальных стволах, сооружаемых в устойчивых породах, следует широко применять ресурсосберегающие набрызгбетонные крепи. В то же время анализ опыта проходки столов шахт и рудников в России за последние 20 лет показывает, что устойчивые участки протяженной части стволов глубиной более 500 - 700 м повсеместно закреплены монолитной бетонной крепью в сочетании с жесткой армировкой. Основными причинами такого положения является неэффективность использования в вертикальных стволах большой глубины гибкой армировки с канатными проводниками и отсутствие технических и технологических решений жесткой