CC BY
10
ИССЛЕДОВАНИЕ РАСШИРИТЕЛЯ ДЛЯ ВОССТАЮЩИХ
ВЫРАБОТОК
И. В. Родионов, Ю. А. Розенберг, В. #. Карминский
Введение
Как показали исследования различных способов проведения восстающих выработок в Кузбассе [1], современные сбоечно-бурильные машины типа СБМ-Зу и ЛБС-2, как правило, не обеспечивают получение готовой выработки нужного сечения— 1,5 ж. Одной из основных причин этого является отсутствие такого инструмента, с помощью которого возможно было бы расширять скважины с 300—390 до 1200—1500 мм при современной мощности сбоечно-бурильных машин. В настоящее время предпринимаются многочисленные попытки создания необходимого инструмента. Учитывая трудность экспериментальных работ по испытанию новых инструментов в шахте, работы по созданию новых исполнительных органов для сбоечно-бурильных машин должны сопровождаться предварительными теоретическими исследованиями. Целью таких исследований должно быть определение траекторий резцов, геометрии инструмента, усилия резания, мощности привода и реактивных усилий.
Ниже приведено исследование одного из вариантов конструкции расширителей типа РУП-1, предложенного и разработанного кафедрой горных машин и рудничного транспорта Томского политехнического института1.
Краткое описание конструкции
Расширитель для углеспускных печей РУП-1 (рис. 1) предназначен для разбуривания скважин диаметром 390—500 мм, пройденных по углю машиной СБМ-Зу [2], до диаметра 1500 мм. Разрушение забоя осуществляется двумя коронками I и II, имеющими по четыре режущих зубка (резца). Приводом для расширителя служит машина СБМ-Зу, соединенная с ним при помощи бурового става. Последняя штанга 14 става ввертывается в
1 О. Д. Алимов, В. Н. Кар минский, Д. Н. Маликов. Расширитель углеспускных печей РУП-1. Заявка № 561065/22. Комитет по делам изобретений и открытий при Совете Министров СССР.
13 Заказ 39
193
резьбовой конец вала 15 расширителя. На вал расширителя насажены на шпонке сблокированные между собой прямозубое коническое колесо 1 и прямозубое цилиндрическое колесо 5. Колесо 1 передает вращение обеим коронкам через две однотипные передачи, состоящие из конических зубчатых колес 1, 2, 3 и 4. Колесо 5 является центральным ведущим колесом двухступенчатого планетарного механизма и находится в зацеплении с двумя сателлитами 6. На осях сателлитов 6 посажены на шпон-
Рис. К Кинематическая схема механизма расширителя РУГМ:
Г) [ — 390 мм —диаметр первоначальной скважины; £>2= * 500 . мм — диаметр
расширенной скважины.
ках сателлиты 7, последние, в свою очередь, находятся в зацеплении с центральным неподвижным колесом 8. Неподвижное положение венца 8 обеспечивается тормозным фонарем 10 с башмаками 11, которые при перемещении расширителя вдоль оси скважяны врезаются в ее стенки резцами 12. Все зубчатые передачи расширителя заключены в общий корпус 9. Последний при обегании сателлитов 7 по неподвижному венечному колесуй поворачивается вместе с коронками вокруг оси скважины и, таким образом, выполняет роль водила.
Коронка с зубками (резцами) имеет сложное движение, состоящее из:
1) поступательного переносного движения подачи вдоль оси скважины вместе с буровым ставом со скоростью рабочего хо-194
да, которую обеспечивает машина СБМ-Зу при разбуривании Кпод^6,96 см/мин;
2) переносного вращательного движения вокруг оси скважины вместе с корпусом редуктора расширителя;
3) относительного вращательного движения вокруг своей оси в плоскости, параллельной диаметральной плоскости скважины и отстоящей от последней на расстоянии 120 мм.
Коронки имеют такое направление вращения, при котором уголь скалывается с поверхности забоя в направлении от периферии к центру скважины, что способствует транспортировке угля и уменьшает реактивный крутящий момент вокруг оси выработки. Направление разбуривания обеспечивается ранее пробуренной скважиной, по которой движется буровой став с направляющими фонарями и башмаками. Последние имеют поверхности, обеспечивающие определенное положение расширителя относительно стенок углеспускной печи.
Расширение осуществляется в следующем порядке. После проходки машиной СБМ-Зу скважины диаметром 390—500 мм забурник и расширитель прямого хода снимают со става и над ним устанавливают расширитель РУП-1 в раскрепленном состоянии.
Для предотвращения вращения тормозного фонаря 10 и венечного планетарного колеса 8 в проушину крышки 16 вставляют стержень, который раскрепляется между стойками таким образом, чтобы было обеспечено перемещение в осевом направлении. После внедрения башмаков 11 с резцами 12 в стенку 13 печи стержень вынимают, а за проушину закрепляют канат, и процесс разбуривания печи продолжается. По окончании разбуривания расширитель отсоединяют от бурового става, коронки снимают, а башмаки складывают в транспортабельное положение. В таком виде расширитель при помощи каната и лебедки выдается на вентиляционный штрек и транспортируется до следующей скважины. В случае необходимости расширитель может быть разобран на три части: редуктор, венец и коронки.
Кинематическое исследование механизма РУП-1
Определение угловых скоростей з в ен ье в механизма
Число оборотов ведущего конического колеса 1 привода коронок и сблокированного с ним ведущего центрального колеса 5 основного планетарного механизма равно числу оборотов шпинделя машины СБМ-Зу при разбуривании и равно =* 51 об/мин.
Определение абсолютных угловых скоростей звеньев основного планетарного механизма проводим табличным методом по правилу Свампа [3, 4]. В результате имеем: число оборотов кор-
13* 195
пуса редуктора, выполняющего роль водила при неподвижном планетарном колесе 8, равно
л
ред
Пв =
пб
?5
3,86 об/мин.
Угловая скорость сателлитов 6 и 7
£*. 2-7
где 25 = 20; г6 = 50; гч = 18; 28 = 88.
гъ
щ—пь \ 1
('-г)
15 об/мин,
Знак минус показывает, что направление вращения сателлитов 6 и 7 противоположно направлению вращения центрального колеса 5 и корпуса редуктора вокруг оси скважины.
п,ФО
1 1Пг'Ь)£
Коронка
/ / /л \\(пгПб)т=п*
Ч I /
I.
Рис. 2. Определение угловой скорости коронки относительно корпуса расширителя.
Для определения угловой скорости коронки относительно корпуса редуктора-водила раскладываем слож-ное движение коронки на два простейших движения (рис. 2): а) вращение коронки при ведущем центральном колесе 1 и неподвижном водиле; б) вращение коронки при неподвижном колесе 1 и при вращении корпуса редуктора вокруг оси скважины с &в~3>86 об/мин. Результирующая угловая скорость коронки
пк {п1 — пв) — =■= 94,28 об/мин,
где 2г «36; г2 » 18.
196
Аналитическое исследование кинетики режущей кромки зубка коронки и уравнение поверхности забоя
Выберем неподвижную прямоугольную систему координат с центром в точке О пересечения осей скважины и зубчатых ко-
Рис. 3. Схема работы расширителя: а —горизонтальная проекция; б—вертикальная проекция.
лес 2 и 3 редуктора расширителя. Ось г направим по оси скважин вверх, а оси х и у расположим в перпендикулярной плоскости. Причем ось Ох совместим с осью зубчатых колес 2—3 привода коронки I (рис. 1 и 3). Тогда при / == 0 вертикальная
плоскость, проходящая через крайние точки режущих кромок зубков правой коронки I, будет параллельна плоскости Oxz, а CoDo, равным 2г (г = 295 мм). На рис. 3 схематично представлено начальное положение редуктора расширителя ОАоВо и пра-линия пересечения ее с плоскостью Оху изобразится отрезком вой коронки BqC0DqBq (ОА^а^ 446 мм; АВ = Ь = 120 мм). В начальный момент положение режущей кромки первого зубка 3¿ совпадает с точкой £>0.
Рассмотрим движение наиболее удаленной точки 31 режущей кромки первого зубка коронки I. Точка З1 находится вместе с коронкой в сложном движении, которое может быть разложено, как было сказано выше, на три простейших движения. Обозначим:
<р s= шр t— угол поворота за время t всей системы в переносном вращательном движении вокруг оси
Шр =-^ = 0,404 1/сек. — угловая скорость переносного вращс-30
ния;
0 — (ок t — угол поворота коронки вокруг своей оси за то же время t;
^ ~ */сек- — угловая скорость относительного вращения.
Тогда
9 = 24,42<р — ¿ср.
Предположим, что за время t в переносном вращении редуктор расширителя вместе с коронкой повернулись вокруг оси г на угол <р и заняли положение OABCD. При этом кромка зубка З1 в относительном движении, вращаясь вокруг оси коронки, пройдет угловой путь 8 = вц = 24,42сри займет положение 3{г (рис. 3, б). Положение кромки резца 3]и в плоскости Оху определится отрезком £>3^ (рис. 3, а), равным отрезку 3¿mn (рис. 3, б).
В общем виде можно записать
D3¡ = Зо tni = г — г cos 0.
Формула справедлива при любом значении угла в.
Из чертежа (рис. 3) определяем координаты х и у точки 3]г После преобразования будем иметь:
х = (а + г cos в) cos ср -f- b sin <р; у ~ (a -f г cos в) sin ср — b cos .
Полученные уравнения представляют собой законы движения кромки зубка З1 в плоскости Оху. Уравнение траектории точки З1 в плоскости Оху имеет вид
У = X tg Ср — ь (cos <р sin Ср tg cp).
Уравнение поверхности забоя, которая образуется при прохождении скважины расширителем РУП-1 описывается системой уравнений:
х = (а + г cos 0) cos ср + Ъ sin ср; у = (а + ''cos 0) sin <р — 6 cos <р; ^ =— (Кпод* + г sin 9).
Время, в течение которого режущая кромка зубка проходит путь S0 от периферии забоя до внутренней скважины
где 9К—угловой путь точки 31 от начального положения 310
до точки, соответствующей выходу зубка из соприкосновения с забоем. Тогда путь 50 будет равен:
о о
Данное выражение не может быть проинтегрировано при помощи известных нам функций. В подобных случаях приходится отказываться от точного аналитического решения задачи и искать приближенного ее решения.
Г р а ф о - а н а л и т и ч е с к о е решение задачи
Графоаналитические методы находят широкое применение в практике и, в частности, при исследовании кинетики исполнительных органов горных машин [5]. Они дают наглядное решение задачи и достаточную степень точности.
На рис. 4 представлена картина распределения по поверхности забоя рабочих участков траекторий крайних точек режущих кромок зубков коронки I. Под рабочим участком траектории необходимо понимать путь за один оборот коронки, проходимый режущей кромкой зубка от периферии до внутренней скважины, на протяжении которого происходит процесс резания.
Способ построения рабочих участков траекторий основан на следующих соображениях:
1. Плоскость, проходящая через крайние точки режущих кромок зубков коронки, является плоскостью их вращения. След этой плоскости на рис, 3 для I коронки представлен отрезком
190
СоЛ) 2/*, где г — радиус вращения кромки зубка в относительном движении. При переносном вращении коронки вместе с корпусом расширителя вокруг оси скважины плоскость вращения зубков коронки во все время движения занимает касательное положение к цилиндру радиуса г0, ось которого совпадает с осью скважины. Назовем этот цилиндр основным цилиндром, а проекцию его на плоскость Оху—основной окружностью. Радиус основной окружности равен величине смещения плоскости
У
Рис. 4. Картина распределения по поверхности забоя рабочих участков траекторий крайних точек режущих кромок зубков
коронки I.
вращения зубков коронки по отношению к параллельной ей плоскости, проходящей через ось скважины (рис. 3), т. е. го^ЛоВо-2. Относительное перемещение крайней точки режущей кромки зубка происходит в плоскости вращения по окружности радиуса л При повороте плоскости вращения коронки на угол ? вместе с корпусом расширителя вокруг оси скважины режущая кромка зубка опишет угловой путь 9= 24,42 <р. За начальное положение примем точку (точка на периферии забоя).
Тогда перемещение точки 31 в плоскости Оху от периферии к внутренней скважине будет равно отрезку гп19 представляющему собой проекцию перемещения точки 31 по дуге окружно-200
сти радиуса г на след плоскости вращения коронки (рис. 3, б).
Анализ картины распределения по поверхности забоя рабочих участков траекторий позволяет сделать следующие выводы: 1. За время одного оборота расширителя вокруг оси скважины (% = — —15,54 сек.) суммарное число следов зубков \ пр ]
обоих коронок на поверхности забоя равно д ^ 196.
Рис. 5. Взаимное расположение участков траекторий зубков коронок (а), сечение стружки за один оборот расширителя (б) и предполагаемая схема снятия стружки (в):
1 — внутренняя скважина йц 2—наружная скважина Ог; ¿ — рабочий участок траектории зубка 2 коронки I; 4 —рабочий участок траектории зубка 7 коронки I; 5 —рабочий участок
траектории зубка коронки II.
2. Рабочие участки траекторий зубков I коронки не пересекаются между собой (рис. 5, а). Расстояние между ними у внутренней скважины А 51 = 12,55 мм, на периферии по наружной скважине А 52 = 48,2 мм.
3. Рабочие участки имеют небольшую кривизну в плане, близки к прямым, поэтому зубок при своем движении по забою выбирает (срезает) полосу угля примерно постоянной ширины.
4. Целесообразно смещать зубки второй коронки по отношению к их положению на рис. 3, б на угол Д6= 31,25° в направлении вращения коронки с таким расчетом, чтобы рабочие участки траекторий ее зубков проходили между рабочими участками зубков первой коронки. Это увеличит поверхность резания и исключит повторение работы одного зубка другим.
Взаимное расположение рабочих участков траекторий зубков I и II коронок показано на рис. 5, а; на рис. 5изобра-
£ 900 <
032 Время, сек.
Рис. 6. Схема перекрытия рабочих участков зубков одной коронки.
жено сечение стружки по длине рабочего хода за 1 оборот расширителя, а на рис. 5, в предполагаемая схема снятия стружки. Принята «сотовая» схема резания. А//=18 мм — глубина погружения зубка в уголь, равна подаче расширителя вдоль оси скважины за 1 оборот.
5. Так как рабочие участки траекторий в плоскости Оху имеют небольшую кривизну, а подача вдоль оси скважины на длине рабочего участка траектории зубка мала, то рабочую
длину пути 50 одного зубка за время т0 =—- = 0,32 сек. можно
(ок
с достаточной степенью точности определить как длину окружности радиуса г, стягивающую угол 6К = 180°. Тогда суммарный путь, проходимый всеми зубками за один оборот расширителя, равен
и/ Зб0о _
На рис. 6 показана схема перекрытия рабочих участков зубков одной коронки. Анализ этой картины позволяет сделать вывод о равномерности загрузки коронки в течение одного оборота при вращении вокруг своей оси. При прохождении рабочего участка траектории результирующая скорость зубков изменяется незначительно и составляет величину порядка 2,9 м/сек.
Расчет сил при резании угля
Теория резания угля в настоящее время находится еще в таком состоянии, что не гарантирует получения достаточно точных данных при расчете усилий резания угля вновь проектируемых исполнительных органов горных машин. Для выявления необходимых теоретических зависимостей проводились и проводятся многочисленные экспериментальные работы и теоретические обобщения. В результате этих работ предложен ряд эмпирических зависимостей для определения усилий на резцах наиболее распространенных горных машин и, в частности, врубовых машин. Наиболее ценными из известных нам исследований для расчета усилия резания угля исполнительным органом врубовых машин и баровых комбайнов, по нашему мнению, являются работы М. М. Протодьяконова и С. С. Некрасова [13—15].
М. М. Протодьяконов в своих исследованиях [13] пришел к выводу, что при расчете усилий резания угля резцами врубовых машин необходимо учитывать усилия на передней и задней гранях резца. В выведенных им зависимостях учитывались многие факторы, проявляющиеся при работе резца, но для практических расчетов были очень сложными. Так, например, силы на задней грани рекомендовалось определять в зависимости от площади контакта задней грани инструмента с углем. Практически же определить эту площадь очень трудно. Силы на передней грани М. М. Протодьяконов связывал с двумя прочностными характеристиками: пределом прочности при сжатии и коэффи циентом хрупкости угля, что также затрудняло расчеты. На основании дальнейших своих исследований М. М. Протодьяконов пришел к выводу о возможности упрощения расчетных формул и, в частности, для определения средних сил резания угля предложил формулу
з _
Ргср =
где оа— предел прочности угля при сжатии; $—площадь поперечного сечения среза;
Ь — периметр среза.
В опубликованных в последние годы работах С. С. Некрасова [15 и 16] для определения главной составляющей силы резания используются данные контактной задачи теории упругости и выводятся довольно сложные расчетные формулы. Однако в
конечных своих выводах он приходит к эмпирическим формулам степенного типа. Одним из недостатков этих формул является переменность показателей степеней в зависимости от
i I
it
ё I
т
зоо
200
о
«У*
/1 у/* О г
у
50 !00 А50
Площадь поперечного сеченая среза, мм2
Рис. 7. Зависимость силы резания (Р2тах, кг) от площади поперечного сечения среза мм2). Блокированное резание зубком по ГОСТ 4617—49 (■у ав 14° • а = 6°); донецкий уголь (<за тах = 5,6кг/мм2):
X—по опытам; О — по уравнению Некрасова; д—по уравнению авторов.
формы резца. Так, например, для случая блокированного резания зубком врубовой машины (ГОСТ 4617—49) с углом? =0
I
<о
1
i •О
I
I I
200
/50
100
\ О,
*
д о 0
Уyt^
у"*
'О 50 /00 150
Площадь поперечного сечения среза, мм2
Рис. 8. Зависимость силы резания (Pzmax, кг) от площади поперечного сечения среза (/, мм2). Блокированное резание зубком по ГОСТ 4617—49 (7=14° • а=6°); подмосковный уголь (о^шах = 2,5 кг/мм2): Х — по опытам; О—по уравнению Некрасова; д—по уравнению авторов.
максимальная сила резания определяется по формуле Р.
d max
а
0,87
z max
а для зубков несколько иной формы (ГОСТ 4615—49 и 4616—49) Р2тж ~3,2а^таха, где а — глубина резания. Отсюда следует, что для расчета новых резцов с другой 204
геометрией необходимы иные формулы, а для вывода их — новые экспериментальные исследования.
Кроме того, если сопоставить данные эксперимента С. С. Некрасова с его теоретическими формулами в простых координатах, а не в логарифмических, как делает это С. С. Некрасов, то получается, что эти формулы не всегда соответствуют качественно и количественно эксперименту (рис. 7—9). Вместе с тем в смежной области науки, в теории резания металлов, проведено большое количество работ и теоретических обобщений, результаты которых в сочетании с экспериментальными данными
1
§
I
I
/00
75
50
§ 25
I
О,
О
О о д
д/
'0 50 ЮО /50
Площадь поперечного сечения среза, мм2
Рис. 9. Зависимость сильГрезания {Р2 тах, кг) от площади поперечного сечения среза мм2). Блокированное резание зубком по ГОСТ 4615—49 (у 20° • а = 25°); подмосковный уголь (а^ тах = 2,5 кг/мм*):
X—по опытам; о—по уравнению Некрасова; д—по уравнению авторов.
по резанию угля могут быть использованы в расчетах исполнительных органов горных машин.
В последние годы в лаборатории кафедры резания металлов Томского политехнического института на основании широких экспериментальных исследований разработаны основные положения теории резания чугуна [6—11]? Для расчета сил резания чугуна даны зависимости, учитывающие наличие сил на передней и задней гранях режущего элемента и их связь с параметрами процесса резания:
Рг- А^ + В^ц (1)
Я*у = А%оа1 + В%аа1, (2)
где Рг—вертикальная составляющая общей силы резания;
Я
ху О
I
Ах и Л2
горизонтальная составляющая общей силы резания; а—предел прочности при сжатии; / — площадь поперечного сечения среза; длина периметра среза;
коэффициенты пропорциональности, зависящие от переднего угла и температуры резания;
и В2 — коэффициенты пропорциональности, зависящие от заднего угла и температуры резания.
Если предположить, что основные положения теории резания серого чугуна имеют место и при резании угля, то эти зависимости могут быть использованы для нужных нам расчетов. При этом следует ожидать, что силы на передней и задней гранях режущего элемента будут в меньшей степени зависеть от температуры резания (или от скорости резания) и, следовательно, коэффициенты пропорциональности Аи А2, Ви В2 в основном будут зависеть от геометрии инструмента.
При расчете Рг тах берем ^тах и для случая блокированного резания будем иметь:
L=b0 +
cos с
4
Здесь Ьо — ширина режущей кромки резца в узкой части; а — ширина среза; £—угол в плане (угол заострения).
Пользуясь экспериментальными данными Некрасова, мы определили коэффициенты Ах и В\ в уравнении (1). При резании зубками (ГОСТ 4617—49) донецкого и подмосковного углей значения как так и Вх совпадают достаточно близко. Для обоих углей их можно принять равными А\ = 0,32 и В\ = 0,6. Зубки по ГОСТ 4617—49 имеют следующую геометрию: передний угол т = 14°, задний угол * 6°, ширина в нижней (задней) части Ьо - 7,5 мм. Для зубков по ГОСТ 4615—49 (7=120°, a = 25°, bo 3,5 мм) значения коэффициентов составляют
= 0,3 и Si =10,25. Как и следовало ожидать, незначительное уменьшение коэффициента А\ в этом случае вызвано увеличением переднего угля, а значительное уменьшение коэффициента J5i — большим увеличением заднего угла резца. Аналогичные расчеты, проведенные для различных сечений стружки, дали результаты, хорошо совпадающие с экспериментальными данными как Некрасова С, С. (рис. 7—9), так и других исследователей.
При расчете Рутах для случая блокированного резания .#
U ^b0 + 2a \gl
Для резания донецкого и подмосковного углей зубками по ГОСТ 4617—49 значения коэффициентов пропорциональности составляют А2 — 0,2 и В2 =1 0,3. Из рис. 10 видно хорошее качественное и количественное совпадение и этих расчетных данных с экспериментом.
Исходя из вышеизложенного, мы считаем вполне возможным для расчета сил резания угля резцами (зубками) расширителя РУП-1 роспользоваться теоретическими зависимостями, 206
выведенными для резания серого чугуна в сочетаний с экспериментальными данными по резанию угля [13—15].
На основании исследований угольных резцов различной формы [15—16] для расчета усилий резания на резцах расширителя РУП-1 принимаем следующую их геометрию: 7= 15°, а =115°, а1 = 15° и 1=15°. Для обеспечения наименьшей энергоемкости соотношение между толщиной а и шириной среза Ъ должно быть
/00
<к>
А
£ 75
% >
1
1 I
50
25
О
х /
Г ' А /о X
л/
■/
О 50 /00
Площадь поперечного сечения среза, мм*
Рис. 10. Зависимость силы резания (Яугйах, кг) от площади поперечного сече
ния среза мм2):
Д — по Некрасову; X — опытные данные; О — по уравнению авторов; 7 •—тахв5-б кг !мм2\
2~*а шах-2'5 к*1»"*'
а > — [16]. Учитывая принятую схему резания (рис. 5), при-
нимаем лопаточную форму резца с бо^^ мм. По данным В. Н. Солода [16] при шаге (2,5-^-3)а осуществляется блокированное (трехстороннее) резание и при —полублокированное (двухстороннее) резание. В нашем случае шаг изменяется от /=«48,2 мм до /=12 мм, а ширина среза в начальный момент равна нулю, затем достигает максимума (яшах = 9 мм) и далее опять уменьшается до нуля. Исходя из этого, можно считать, что резцы РУП-1 осуществляют блокированное резание.
Так как движение резца фрезы относительно мгновенной осй вращения можно рассматривать как движение, происходящее по винтовой линии с очень малым углом наклона (атах« í^3°30'-~4*) в момент среза и а = 0 при атах можно считать, что на резец будет действовать в основном две силы Рг и Ру . Расчет максимальных значений этих сил на остром резце осуществляем по уравнениям:
Pz шах ^ Ajpd шах/tp ~f* шах (3)
Ру max = max U + max L9 • (4)
Для угля Кузнецкого бассейна od max = 3 кг/мм2.
На основании вышеприведенного анализа для заданной геометрии инструмента ? — 15° и а 15° принимаем А \ = 0,32, Вг — 0,6, А2 =1 0,2, В2 = 0,3. Толщина среза зависит от угла поворота фрезы <р [12]
af = tx sin <р, (5)
где 11 — глубина резания. Тогда имеем:
/у = ¿A sin <р + tf sin ср tg (6)
= + (7)
cos £
= + 2¿lSin<ptg£. (8)
Сила Pz шах будет создавать максимальный крутящий момент на фрезе
•Л^кр. max = Pz max f> (9)
где г — радиус фрезы.
Сила Рутах будет создавать давление на ось фрезы и максимальное усилие подачи
Япод. max = Ру max SU1 <р. (10)
Определив значения РПоД. max и Л4кр.гаах> строим зависимости этих величин от ? (рис. 11, 12). Так как одновременно под стружкой будет находиться два резца фрезы, то определяем суммарный крутящий момент и суммарную силу подачи. При износе резцов сила резания будет расти. По данным С. С. Некрасова [14] при оптимальном износе по задней грани A=i3 мм сила Р2тах возрастает в два раза, а Рутах в полтора раза. В результате расчета имеем:
суммарный Мк?. тахд-з ** = 150 кем, суммарная РПод.тахА~3 мм = 142 кг.
Максимальные значения крутящего момента и сил необходимы при расчете машины на прочность. Для определения потребной
208
{
ГО
I
О;
I
I
1
I
75
25
Мкр < суммарное
Д Мкрна± у5ке Ц V
на зубке / \ Аа/^ на зубке 2 \
О 90 ¡30
Угол поборота сррезъ>. град.
Рис. 11. Зависимость величины крутящего момента (Мкр-тах. кгм) от угла (ср°) поворота фрезы.
/00
|
I 75
с:
-ч 1
I ¡0
о >
$ 25 <0
о
\Рпод назубке у/ \Рпод суммарное/\
/Рпод ^ зубке \ Мод на
О 30 . 180
Угол (¡оборота (ррезы, град,
Рис. 12. Зависимость максимальной величины силы подачи (Лад* кг) от у!ла (<р°) поворота фрезы.
14 Заказ 39
209
мощности необходимо знать средние значения этих величин. По С. С. Некрасову и М. М. Протодьяконову [13, 15]
г 2 ср ~ и, к} г 2 шах> (П)
Ру Ср ~ 0,7Ру п ах* 02)
Поэтому:
суммарный МкР.срл«з ** =75 кгм,
суммарная РПоД. срд-з ЮО кг.
В силу того, что резец фрезы перемещается по винтовой линии за счет отклонения силы трения будет возникать сила Рх, которая создает крутящий момент относительно оси скважины. По ориентировочным расчетам {Рх = Ру^а), где а,—угол наклона винтовой линии) М' — 1 кгм.
' К р • III а л.
В заключение необходимо отметить следующее: при расчете сил не учтено влияние скорости резания, а также давление разрушенного угля на резцы фрезы. Весь расчет произведен для одной фрезы (коронки), имеющей четыре резца (зубка).
Определение суммарного момента на ведущем валу
Как было сказано выше, приводом расширителя служит машина СБМ-Зу, соединенная с ним при помощи бурового става. Обозначим:
М — крутящий момент на ведущем валу 15 (рис. 1), представляет собой внешний момент, подводимый через буровой став от вала мотора СБМ-Зу;
Мкорл —крутящий момент на колесе /, идущий на преодоление момента сопротивлений, связанных с работой коронки 1 или II;
= 2 кгм — крутящий момент на колесе 5, равный моменту сопротивлений, возникающий при вращении расширителя вокруг оси скважины, принимаем равным удвоенному среднему моменту сопротивления резанию 2М' тах при перемещении коронки вокруг оси скважины.
Крутящий момент на ведущем валу расходуется на преодоление моментов сопротивлений, связанных с работой двух коронок и с вращением расширителя, следовательно
М =2Мкор. , + М,.
Исследование статики зубчатой передачи от колеса 1 к коронке I позволяет установить следующую зависимость:
М , - Мк
1¥1КОр. 1 - . 9
I 112 134
где Мк — момент сопротивления резанию на коронке I (или II). Принимаем:
Мк =* Мкр. срЛ_3 ** =75 кгм;
V * 1
I — -А, . -И. _ _ .— передаточное число от вала 15 к валу коронки;
^12= 0»95 — к. п. д, зубчатой передачи 1—2; ^з*^ 0,95—к. <п. д. зубчатой передачи 3—4; Тогда суммарный крутящий момент на ведущем валу 15 будет М 334 кгм.
Определение мощности, необходимой для работы расширителя
Мощность, подводимая через буровой став к валу 15 расширителя распределяется по следующим четырем направлениям:
1) N1 — мощность, необходимая для преодоления сопротивления резанию на I коронке;
2) N2 — мощность, необходимая для преодоления сопротивления резанию на II коронке;
3) N3 — мощность, затрачиваемая на вращение расширителя вокруг оси скважины;
4) N4 — мощность, расходуемая на преодоление сопротивлений, связанных с подачей расширителя вдоль оси скважины,
^^а+^з = 0,0010267Л*лх = 17,45 кет.
Мощность Л/4 состоит из:
а) мощности N'4, идущей на преодоление работы силы РПод сопротивления резанию на зубках коронок вдоль оси скважины;
б) мощности А^, расходуемой на преодоление сил сопротивлений, возникающих на резцах 12 (рис. 1) тормозного фонаря при перемещении расширителя вдоль оси скважины:
N, = N', + N1
Лю^под. в0 002 квт9 102
где Р „од= 200 кг — сила сопротивления подачи на обоих коронках.
Сила сопротивления на резцах 12 равна
Р = 2а/ [6],
где а — коэффициент сопротивления угля движению резца;
/ — площадь резца. Тогда
N1 = ш.
102
Так как значение а нам неизвестно, принимаем .
Мощность, необходимая для работы РУП-1,
N +УУ2 + 17,5 кет.
14* 211
Проведенное исследование показало, что конструкция расширителя РУП-1 может обеспечить расширение углеспускных скважин с диаметра 300 до 1500 мм при использовании в качестве привода сбоечно-бурильной машины СБМ-Зу.
ЛИТЕРАТУРА
1. О. Д. Алимов, Д. Н. Маликов, И. А. Ушаков. К вопросу про-
ведения восстающих выработок по углю на шахтах Прокопьевско-Ки-селевского района Кузбасса. Статья в данном сборнике.
2. Сбоечно-буровая машина СБМ-Зу. Руководство по эксплуатации и ухо-
ду. Углетехиздат, 1948.
3. Н. Ф. Р у д е н к о. Планетарные передачи. Машгиз, 1947.
4. Л. Б. Л е в е н м о н. Теория механизмов и машин. Машгиз, 1954.
5. Г. И. Маньковский, А. Н. Владимиров. Бурение шахтных
стволов при помощи цепных расширителей. Углетехиздат, 1950.
6. Ю. А. Р о з е н б е р г. Исследование процесса резания серого чугуна.
Кандидатская диссертация. Библиотека ТПИ, Томск, 1952. 7. А. М. Розенберг, Ю. А. Розенберг. Влияние скорости деформации и температуры на напряжение при резании хрупкого металла. Известия ТГ1И, т. 75, Томск, 1954.
8. А. М. Розенберг, Ю. А. Розенберг. Уравнение силы при ре-
зании хрупкого металла (чугуна). Известия ТПИ, т. 75, Томск, 1954.
9. А. К. Б а й к а л о в. Оптимальная геометрия резцов при скоростном то-
чении серого чугуна. Кандидатская диссертация. Библиотека ТПИ, Томск, 1953.
10. Л. М. Седоков. Динамика торцового фрезерования серого чугуна.
Кандидатская диссертация. Библиотека ТПИ, Томск, 1956. H.A. М. Розенберг, А. Н. Еремин. Элементы теории процесса резания металлов. Машгиз, 1956.
12. А. М. Розенберг. Динамика фрезерования. Советская наука, 1945.
13. М. М. Протодьяконов. Теория резания угля цепными врубовыми
машинами. ОНТИ НКТП СССР, 1936.
14. С. С. Некрасов. Исследование усилий при разрушении угля реза-
нием. Уголь, № 11, 1954.
15. С. С. Некрасов. Элементы теории сопротивления хрупких материа-
лов резанию. Сборник научных трудов МГИ, № 15, Москва, 1955. 1(5. В. Н. Солод. Некоторые вопросы эффективности разрушения угля исполнительными органами машин, работающих по принципу крупного скола. Кандидатская диссертация. Библиотека МГИ, Москва, 1954.
Стрг;
ниц
13
14
28
34
35
46
90—í
97
107
156
166
179
189
192
197
198
199
212
219
223
224
229
243
Заказ
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Напечатано
Должно быть
7-10 R-754 mV
Лу =
б
Т-10 RH-754
mV'y
2 —диаграмма колебаний корпуса молотка; 3—диаграмма углового перемещения бура; 4—диаграмма давления воздуха в задней полости цилиндра молотка; 5 — диаграмма давления в передней полости;
Scerving Stiense Serving Scien^g
изменения изменении
поменять местами, сохранив на месте подрису-
ночные подписи
бурильного молотка остановки поверхностей разбуренным кинетическую (59—200 мм) расширится кинетики
автоподатчика
остановкой поверхностной пробуренным кинематическую (50—200. мм) расширителя кинематики
Строку пятую читать после второй строки
кинетики Л. Б. Левенмон А = а + h . . . + Л.
+ 5
(3 ">о)
увеличилась АОФ4-2 i ,15
кинематики Л. Б. Левенсон А = а + h . . . -fh.
(IP)
+ 5
30 ( ) увеличивалась
АОФ42-2
1,5
