CC BY
64
© С.А. Ермаков, А.В. Потехин, 2012
С.А. Ермаков, А.В. Потехин
АНАЛИЗ ПРИМЕНЯЕМЫХ СПОСОБОВ РАЗРАБОТКИ И ОБОРУДОВАНИЯ НА РОССЫПНЫХ МЕСТОРОЖДЕНИЯХ ЯКУТИИ
Выполнен анализ способов разработки россыпных месторождений золота и алмазов Республики Саха (Якутия), способов подготовки многолетнемерзлых пород к выемке, применяемого горнодобычного, транспортного, бурового и обогатительного оборудования.
Ключевые слова: россыпные месторождения, способы разработки, механическое рыхление, буровзрывная подготовка, выемочное оборудование, бульдозеры, буровые станки, пром-приборы.
На основе рассмотрения проектной документации, планов развития горных работ горно-добывающих предприятий Республики Саха (Якутия), выполнен анализ применяемых способов разработки, горно-добычного и транспортного оборудования по 130 россыпным месторождениям золота и алмазов. Как показал анализ на россыпных месторождениях РС (Я) нашли применение бульдозерный, экскаваторный, в комбинации с бульдозерным (комбинированный) и дражный способы разработки. При этом не выявлено применения в настоящее время гидравлического способа разработки.
При дражном способе разработки в основном применяются 250-литровые драги завода ИЗТМ с различным сроком эксплуатации, с глубиной подводного черпания до 12 метров и одна 380-литровая драга с глубиной черпания до 30 м. Основные месторождения россыпного золота, на которых применяется дражный способ, это россыпь реки Большой Куранах (ЗАО ГДК «Алдголд), эксплуатирующее 4 драги, в т.ч. три 250 литровых (ДМ-250) и 380 литровую драгу, запущенную в эксплуатацию в 2011 г. Россыпь Аллах-Юнь (Артель старателей «Дражник») эксплуатирующая пять 250-литровых драг на различных участках россыпи.
Разработка россыпных месторождений региона сезонная, с естественной и принудительной оттайкой, также с применением механического и буровзрывного рыхления. Продолжительность
Рис. 1. Распределение способов разработки россыпных месторождений РС(Я)
промывочного сезона в различных районах Якутии составляет от 90 до 210 суток, что обусловлено климатической составляющей и техническими возможностями применяемого оборудования.
Как показал анализ 56,7 % рассмотренных россыпных месторождений разрабатывается бульдозерным способом, 39,0 % — комбинированным способом (рис. 1).
Сущность которого заключается в комбинации бульдозерного и экскаваторно-автотранспортного способов. При этом применяются следующие комплексы оборудования: бульдозер — отвал (промприбор), экскаватор (погрузчик) — автосамосвал — отвал (промприбор), бульдозер — экскаватор (погрузчик) — автосамосвал — отвал (промприбор).Разработка вскрышных пород и их транспортировка в основном осуществляется бульдозерами. Разработка песков по схеме-бульдозер на рыхлении и окучивании пород в навал, погрузка песков из навала экскаватором или погрузчиком в автосамосвалы, с последующей транспортировкой на промежуточный склад СОФ или промприбор, подача песков на промывку бульдозерами легкого класса.
Около 3,5 % месторождений разрабатываются дражным способом (р. Большой Куранах, р. Аллах-Юнь, р. Ирелях, месторождение Горное). Вскрышные работы (подготовка дражных котлованов) выполняются на россыпи р. Б.Куранах шагающими экскаваторами ЭШ-10/70, ЭШ-6/45, на россыпях Аллах-Юнь, р. Ирелях, на месторождении «Горное» тяжелыми бульдозерами.
Производительность драг составляет 600-800 т.м3 в сезон. Отработка россыпей драгами в основном осуществляется по комбинированной схеме погашения запасов снизу вверх и сверху вниз по простиранию, поперечными и продольными ходами с шириной забоя 60-80 м.
На погребенной россыпи реки Большой Куранах применяется также комбинация дражного и экскаваторного способов. Долинная часть после производства вскрышных работ отрабатывается драгами, а террасовая часть на четвертом, наиболее глубоком участке россыпи разрабатывается в настоящее время экскаваторным способом с использованием гидравлического экскаватора, автосамосвалов, шагающего экскаватора, роторного экскаватора и отвалообразователя с обогащением песков на береговой фабрике (БОФ).
Способы подготовки горных пород к выемке.
На большинстве рассмотренных россыпных месторождений (76,6 %) подготовка горных пород к выемке осуществляется с использованием механического рыхления тяжелыми бульдозерами и естественной оттайки (рис. 2). В меньшей степени (23,4 % месторождений) наряду с механическим рыхлением и естественной оттайкой многолетнемерзлых пород используется буровзрывная подготовка.
Оборудование, применяемое при производстве вскрышных, добычных работ и обогащении песков
Бульдозеры
Как показал анализ при производстве вскрышных и добычных работ на россыпных месторождениях РС(Я) применяются отечественные и импортные бульдозеры, использование которых выражается в отношении 60 % к 40 %.
Среди зарубежных применяются бульдозеры фирм Komatsu, Caterpillar, FiatAllis, Shantui. Наибольшее распространение получили: Komatsu D-355A и D-375A соответственно 34,0 % и 34,7 % (табл. 1).
Таблица 1
Komatsu Caterpillar Fiat-Allis Shantui
475A 375A 355A 275A 155A 65 D-10 D-9 F-31 SD-32 SD-16
3,5 % (5s CO 34,0 % 3,5 % 0,7 % 4,2 % 4,2 % 6,3 % 1,4 % 4,9 % 2,8 %
23,4%
1 I..-; примПЛПГ1 БВР
2 • ' 'l;iv l il'llll.lM
применением БВР
76.6%
Рис. 2. Распределение способов подготовки горных пород к выемке
Таблица 2
Марки бульдозеров
Т-40.01 Т-35.01 Т-25.01 Т-20.01 Т-15.01 Т-11.01 ТК-25.02
3,0 % 8,3 % 1,3 % 5,7 % 1,3 % 8,3 % 0,9 %
Т-500 Т-330 Т-170 Т-130 ДЭТ-250 АКР-751 Б-10
7,8 % 1,7 % 40,9 17,4 % 2,2 % 0,4 % 0,9
Среди отечественных нашли применение бульдозеры следующих марок: Т-40.01, Т-35.01, Т-25.01, Т-20.01, Т-500, Т-330 и др.
Чаще остальных применяются: Т-170 -40,9 %, Т-130 — 17,4 %, Т-35.01, Т-11,01 -8,3 % и Т-500 — 7,8 % (табл. 2). На планировочных и прочих вспомогательных работах, а также при подаче песков на промприбор используются: Т-15.01, Т-11.01, Т-170, Т-130.
Экскаваторы
В качестве выемочного оборудования применяются отечественные и импортные экскаваторы различных марок. Экскаваторы используются на вскрышных и добычных работах, при выполнении горно-подготовительных работ и строитель-
стве горно-технических сооружений. Среди них наиболее часто
Таблица 3
EC360 EC460 PC-300 PC-400 Litronic R944 C ЭКГ-5А ЭКГ-8И CAT-325
2,3 % 4,7 % 9,3 % 16,3 % 4,7 % 41,9 % 11,6 % 9,3 %
Таблица 4
Марки погрузчиков
Volvo RS-750 RS-570 LS-7 L-34 H- CAT- NSW- 97Z
L220F 400C 988 534
1,3 % 5,3 % 20,0 % 2,7 % 9,3 % 1,3 % 6,7 % 4,0 % 1,3 %
WA-420 WA-500 WA-600 WA-700 ПК- К-702 БелАЗ- ZL-50F SL-60W
60.01 7822
4,0 % 16,0 % 13,3 % 1,3 % 1,3 % 8,0 % 1,3 % 1,3 % 1,3 %
Таблица 5
MAN HOWO CAT Урал БелАЗ МАЗ- КрАЗ- КамАЗ-
TGA 7540 7547 7548 7523 5516 256 65115
2,6 % 6,6 % 3,9 % 2,6 % 9, % о4 11,8 % 35,5 % 7,9 % 5,3 % 1,3 % 2,6 %
встречаются карьерные гусеничные экскаваторы типа ЭКГ (ЭКГ-5А; ЭКГ-8И соответственно 41,9 % и 11,6 %) и дизельные экскаваторы CAT-325B, Komatsu PC-300 — 9,3 %, PC-400 — 16,3 %, VOLVO EC360BLC, EC460BLC (табл. 3). На бестранспортной вскрыше торфов используются шагающие экскаваторы ЭШ-10/70 и ЭШ-6/45.
Погрузчики
Модельный ряд одноковшовых погрузчиков используемых на разработке россыпей представлен в табл. 4. В основном это марки KomatsuWA-420, -500, -600, -700; DresstaNSW-534; CAT-988; DresserRS-570, -750; L-34, К-702 и др. Наибольшее применение получили Dresser RS-570 — 20,0 %, KomatsuWA-500 — 16,0 %,WA -600 — 13,3 %, L-34 — 9,3 %, К-702 — 8,0 %, применение оставшихся 13 видов погрузчиков изменяется в диапазоне от 1,3 % до 6,7 %.
А втосамосвалы
При транспортировании вскрышных пород в отвал и песков на обогатительную фабрику или к промприбору используются автосамосвалыкак отечественных фирм (БелАЗ, МАЗ, КрАЗ, КамАЗ), так и зарубежных (MAN, HOWO, CAT) (табл. 5). Чаще остальных при разработке россыпей применяются Бе-
лАЗ-7548 -35,5 %, БелАЗ-7540 — 19,7 % и БелАЗ-7547 — 11,8 %. Применение остальных типов автосамосвалов изменяется от 1,3 % до 7,9 %. Буровые станки
Для ведения буровзрывных работ используют скважин-ные и шпуровые заряды различных диаметров. В основном бурение
Таблица 6
БТС-150 УРБ-2А-2Д 5СБШ-200 СБШ-250 СБШ-160/200-Д СБУ-100 DX-800 НКР-100М УГБ-50
3,3 % 33,3 % 6,7 % 30,0 % 13,3 % 3,3 % 3,3 % 3,3 % 3,3 %
Таблица 7
Марки промприборов
ПГШ-75 3,8 % ПГШ-50 22,9 % ПГШ-30 1,5 % ГГМ-3 32,8 % УШ-11-100 3,8 % К0У-1200 1,5 %
ПБШ-40 5,3 % ПКБШ-100 21,4 % МПД-4 0,8 % МПД-6 2,3 % ПКС-700 2,3 % ПГБ-75 1,5 %
взрывных скважин и шпуров на россыпных месторождениях Якутии осуществляется буровыми станками ударно-вращательного бурения с погружными пневмоударниками и станками шарошечного бурения отечественного производства. Наибольшее применение нашли станки: УРБ-2А-2Д — 33,3 %, СБШ-250 — 30,0 %, СБШ-160/200-Д — 13,3 %. Применение остальных типов станков незначительно (табл. 6). На небольших месторождениях, где отсутствует энергоснабжение, буровые работы ведутся автономными дизельными буровыми станками БТС или УРБ.
Промприборы.
При промывке и обогащении песков применяются следующие промприборы: ГГМ-3, ПКБШ-100, ПГШ-11-30, ПГШ-11-50, ПГШ-11-75, ПКС-1-700, КОУ-1200, МПД-6 и т.д. Наибольшее применение нашли: ГГМ-3 — 32,8 %, ПГШ-11-50 — 22,9 %, ПКБШ-100 — 21,4 %. Использование остальных промприбо-ров не превышает 6 % (табл. 7).
Выводы
Выполнен анализ способов разработки россыпей РС(Я), применяемого горно-добычного и транспортного оборудования, который показал следующее:
— наибольшее распространение на рассмотренных месторождениях получили: бульдозерный способ и комбинированный (комбинация бульдозерного и экскаваторного способов), что связано с горно-геологическими и горнотехническими условиями разрабатываемых месторождений (мощность пород, объемы, наличие ММП и т.д.);
— подготовка горных пород к выемке с использованием БВР осуществляется примерно на каждом пятом месторождении, что обусловлено параметрами месторождений (мощности песков, торфов) и сжатыми сроками промывочного сезона;
— среди тяжелой бульдозерной техники наибольшее распространение получили импортные KomatsuD-375A и D-355A, средние и легкие бульдозеры в основном отечественного производства. Среди них самые используемые Т-20.01, Т-11.01, Т-130, Т-170;
— среди выемочно-погрузочного оборудования наблюдается тенденция роста применения колесных погрузчиков, в основном зарубежных производителей, которые имеют ряд преимуществ по сравнению с экскаваторами при разработке мало- и среднеобъемных месторождений. Наиболее распространенные погрузчики Komatsu WA-500, WA-600 и Dresser RS-570 с емкостью ковша от 4,3 до 11 м3. При разработке крупнообъемных россыпных месторождений в основном используется экскаватор ЭКГ-5А;
— автосамосвалы в основном представлены маркой БелАЗ, наиболее распространены БелАЗ-7548 грузоподъемностью 42 тонны и БелАЗ-7540 грузоподъемностью 30 тонн;
— бурение взрывных скважин осуществляется в основном станками шарошечного и ударно-вращательного бурения с погружным пневмоударником. Наиболее распространены буровые станки СБШ-250 в различных модификациях и УРБ-2А-2Д;
— среди обогатительного оборудования наиболее распространены промприборы — ГГМ-3, ПГШ-11-50 и ПКБШ-100. Широкое распространение прибора ГГМ-3 обусловлено его высокой производительностью и возможностью промывки
валунистых песков. ПКБШ-100 отличается тем, что имеет более высокие показатели извлечения и лучше дезинтегрирует труднопромывистые пески с повышенным содержанием глины. ЕШ
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Ермаков Сергей Александрович — кандидат технических наук, заведующий лабораторией, [email protected],
Потехин Алексей Викторович — аспирант, [email protected], Институт горного дела Севера им Н.В. Черского Сибирского отделения РАН.
--© Е.П. Апросимова, 2012
Е.П. Апросимова
К ВОПРОСУ ПЕРСПЕКТИВ ОРГАНИЗАЦИИ ИННОВАЦИОННОГО НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОГО ЦЕНТРА В РАЙОНЕ «ПОЛЮС ХОЛОДА»
Описан опыт промышленного освоения территорий с суровыми климатическими условиями. Высказано мнение: о возможности использования района «Полюс холода» для инновационных исследований в области развития индустриальных технологий с учетом перспектив освоения планет Солнечной системы; о перспективах создания международного научного центра с возможностью развития сотрудничества технических университетов и фирм производителей, заинтересованных стран.
Ключевые слова: техника, полюс холода, инновация, космос, международный научный центр.
В России есть места с очень сложными и суровыми климатическими условиями. Но люди там живут тысячи лет. Уже второе столетие идет промышленное освоение этих районов, что привело к накоплению уникального практического технологического опыта.
В общей валовой продукции доля горной промышленности в данных регионах до сих пор занимает значимое место. Анализ применения техники в северных регионах выявил отрица-
тельное влияние климатических факторов на оборудование (табл.1).
Исследованиями установлено, что разрушение металлов и конструктивных элементов под воздействием низких температур в массовом порядке наблюдаются при температуре -350С.
Значительное отрицательное влияние на работоспособность техники оказывает суточный и рельефный перепад температур. Кроме того, отмечается опасное влияние ветра при низких температурах, как фактора увеличивающего теплоотдачу, которое приводит к резкому нарушению режима эксплуатации двигателей, охлаждению деталей и интенсивной ломкости. К отрицательным факторам так же следует отнести многолетнемерзлые породы в сочетании с сильной льдистостью. Таблица 1
Влияние некоторых климатических факторов севера на технику
Температура воздуха Влажность Давление
Низкая Резкий Высокая Низкая Меняющаяся Резкий
перепад перепад
обледене- трещины коррозия наруше- нарушение ди- изменение
ние ние изо- электрических гидравличе-
ляции свойств мате- ского балан-
риалов са
ломкость напряже- повышение дефор- коррозия разгермети-
деталей ние в кон- электроли- мация зация со-
конструк- струкциях зованности прокла- единений
ций конструк- док
ций
потеря деформа- конденсат на ухудшение
теплового ция влаго- поверхности работы дви-
режима поглоща- металлов гателей
двигателя ющих ма-
териалов
повышение
вязкости
ГСМ
В условиях криолитозоны Якутии, при работе на грунте с повышенной степенью твердости, срок службы деталей ис-
Рис. 1. Изменение формы резца после проходки 28 п.м. в многолетнемерзлых илисто-глинистых породах
полнительных органов машин в 2—3 раза меньше, чем в Сибири.
В 80-х годах прошлого столетия доцентом горного факультета Николаем Ивановичем Тарасовым были проведены исследования по использованию проходческих комбайнов (ГПК) для проходки наклонных стволов в условиях шахт комбината «КУЛАРЗОЛОТО».
Комплексными исследованиями была определена степень износа рабочих инструментов (резцов), позволяющая выявить закономерности их изнашивания. Для испытаний было отобрано 3 партии резцов И-90МБ, И-79, И-90В, в каж-каждой отобранной группе по 200 резцов.
На рис. 1. показана характерная качественная картина износа резцов при разрушении многолетнемерзлых илисто-глинистых пород.
Николай Иванович отмечал, что повышенная абразивность пород вызывает износ тела резцов, при относительно высокой стойкости твердого сплава (рис. 1). Повышенный износ тела резцов ниже армировки вызывал изменение профиля сечения, способствовал износу твердого сплава, ослаблял резцы и уменьшал сечение до 45—50 % (критический износ) и приводил к преждевременной поломке.
В результате исследований было определено: «характер износа резцов при разрушении многолетних мерзлых пород в условиях проходки стволов шахт не типичен и резко отличается от картины, наблюдаемой при разрушении угля и пород при разработке угольных месторождений» (табл. 2).
Анализ данных исследования показывает, что основными причинами выхода из строя рабочих инструментов являются износ, поломка и отрыв пластин армировки, поломка режущей кромки вследствие износа тела резца. Последняя причина является преобладающей.
Определение значений критического износа была связана с практической задачей своевременной замены резцов. Для решения данной проблемы в целях уменьшения износа тела резца и повышения износостойкости была увеличена длина армировки и создана опытная партия резцов.
Резцы И-90МБ имели высоту армировки 46 мм и были сделаны из твердосплавной пластины формы Г-1107 сплава WC-15. В результате износостойкость рабочего инструмента увеличилась в 5—6 раз [1].
К сожалению, сегодня подход решения проблемы износостойкости рабочего инструмента мало отличается от 80-х годов ХХ столетия. Хотя появились иные возможности, например, исследования в области наноматериалов.
До настоящего времени фирмы производители горного оборудования, как российские, так и зарубежные, не ведут систематическую и целенаправленную работу по оптимизации оборудования с учетом климатических особенностей Севера. Таблица 2
Износ резцов в породах криолитозоны
Породы Средний удельный вес причин выхода из строя резцов, %
Износ Поломка, отрыв армировки Поломка режущей части по телу резца Потери
Лед, льдистый ил 32,5 0,5 65,0 2,0
Илисто-песчано- 22,0 4,0 72,0 2,0
глинистые отложения
Дресва, лигниты 30,0 2,5 64,0 3,5
Глины вязкие с илами 29,5 3,5 63,0 4,0
и песком
Мелко, средне, круп- 15,3 12,0 68,7 4,0
нозернистый песок с
илами
Илисто-глинистные 10,0 17,0 68,0 5,0
отложения с включе-
нием гали, щебня,
кварца (до 10 %)
Илисто-глинистные 7,0 25,0 48,0 10,0
отложения с включе-
нием кварца (до
20 %)
Илисто-глинистные 5,0 50,5 31,5 13,0
отложения с включением гали, щебня, мелкого кварца (до 30 %) Песок мелко- 5,0 75,5 4,0 20,0
средзернистыи с включениями кварца крупностью более 20 мм, илисто-глинист-
ные отложения с
включением кварца крупностью до 100 мм (свыше 30 %)
Неудовлетворительная работоспособность машин и механизмов обуславливается так же отсутствием ремонтных и производственных баз, необходимых материалов, технических условий и низким качеством ремонтных работ на местах.
Фирменное обслуживание зарубежных машин производится, но это явление, как правило, единичное и дорогостоящее. Таблица 3
Сравнительные данные климата центральных и северных регионов РФ
Пункт Ср. температура, °С Ср. скорость ветра, м/сек Средняя суровость климата в баллах
Москва +3,6 4,5 1,9
Анадырь -14.14 6.4 3,2
Воркута 14.8 5.3 2,8
Мурманск -7 3,2 3,1
Диксон -26 9 4,5
Дудинка -10,7 6,7 4
Оймякон -50,1 1,1 4,2
Тикси -25.3 5.45 4,1
Якутск -43,2 1,4 3,6
Известно, что суровость климата оценивается в баллах, по формуле Бодмана, в которой учитываются температура воздуха и скорость ветра.
Из табл. 3 видно, что наибольшая суровость климата наблюдается там, где низкие температуры сочетаются с сильными ветрами. Но в большинстве случаев подобное сочетание соответствует районам близким к морям и океанам, что включает так же влажностный фактор [2].
Данная информация представлена в связи с тем, что в 2003 году президент Буш в речи по программам американских космических исследований сказал о создании новых аппаратов, и десантов на Луну и Марс, вплоть до их колонизации. План предусматривал освоение космического пространства в 2019 году, т.е. в пределах ближайших 8 лет. На 2020 год по президентской хронологии было намечено возвращение человека на Луну (рис. 2). По представленной версии спутник земли должен стать трамплином для отработки технологий для пилотируемого полета к Марсу.
Вместе с тем осознавая насущность данной задачи, следует заметить, что в настоящее время ни у одной из стран мира нет необходимых финансовых ресурсов. Поэтому с некоторого времени американские специалисты в своих прогнозах стали гораздо менее оптимистичны [3]._
Рис. 2. Проект освоения планет солнечной системы (США)
Известно, что Марс почти вдвое меньше Земли по размерам — его экваториальный радиус равен 3396,9 км (53,2 % земного). Площадь поверхности Марса примерно равна площади суши на Земле.
Ускорение свободного падения на экваторе равно 3,711 м/сек2 (0,378 земного). Наклон оси вращения Марса обеспечивает смену времен года. Вытянутость орбиты приводит к большим различиям их продолжительности. Северная весна и лето, вместе взятые, длятся 371 сол, т. е. заметно больше половины марсианского года. На Марсе северное лето долгое и прохладное, а южное — короткое и жаркое (рис. 3). Температура на планете колеблется от -153 °С на полюсе зимой и до +20 °С с лишним на экваторе в полдень. Средняя температура составляет -50 °С.
Рис. 3. Панорама планеты Марс
Рис. 4. Иней, зафиксированный, на планете Марс
Климат, как и на Земле, носит сезонный характер. В холодное время года даже вне полярных шапок на поверхности может образовываться светлый иней (рис. 4). Аппарат
«Phoenix» зафиксировал снегопад, однако снежинки испарялись, не достигая поверхности [4].
Вопросы колонизации, а тем более добычи полезных ископаемых на других планетах Солнечной системы потребуют, прежде всего, оптимизации индустриальных технологий.
Думаю, что никакая лабораторная установка не может заменить натурных испытаний. Можно предположить, что научные исследования, связанные с освоением планет должны иметь полигон для практической реализации своих достижений.
Говоря о космических перспективах, учитывая отсутствие влажности на планетах солнечной системы, наиболее оптимальным районом для проведения тестирования индустриальных технологий является северо-восток России.
На северо-востоке России есть район «Полюс холода» — пос. Оймякон, где зарегистрирована самая низкая температура на северном полушарии планеты — 73 0С.
С учетом существующих реалий, считаю, что это оптимальное место для проведения практического тестирования индустриальных технологий будущего.
Представляемая идея была озвучена в январе 2011 года в Московском горном университете. Слушатели были заинтересованы. Но, к сожалению, возможности только профильных вузов в рамках одной страны для реализации научных перспектив не велики.
Идея тестирования индустриальных технологий для решения задач будущего, воплощенная в виде международного научного центра в районе «Полюс холода» с возможностью развития сотрудничества многих стран, может стать реальной альтернативой для реализации инновационных решений.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Разработка технологии проходки наклонных стволов с использованием проходческих комбайнов ГПК в условиях шахт комбината «КУЛАР-ЗОЛОТО»: отчет о НИР; исполн. Тарасов Н.И./ Якут. гос. ун-т. — Якутск, 1982. — 250с.
2. Погода/ http://www.pogoda.ru.net/climate/24688.htm
3. Луна, Марс и Венера накануне колонизации/ http://nauka.izvestia.ru/ space/ article38869.html
4. Планета Марс/ http://ru.wikipedia.org/wiki/ ШШЗ
КОРОТКО ОБ АВТОРЕ -
Апросимова Е.П. — кандидат технических наук, доцент, [email protected], Северо-Восточный федеральный университет им. М.К. Аммосова.
А_
--© Г.Д. Буялич, Ю.А. Антонов,
К.Г. Буялич, М.В. Казанцев, 2012
Г.Д. Буялич, Ю.А. Антонов, К.Г. Буялич, М.В. Казанцев
МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ПРОЦЕССА ДИНАМИЧЕСКОГО ОБРУШЕНИЯ КРОВЛИ
Приведено описание модели поведения породного блока после его разрушения.
Ключевые слова: горное давление, модель, кровля, разрушение.
Решение задачи о возможных параметрах динамического нагружения крепи разработано еще недостаточно.
Исследованиями ряда авторов установлено, что при взаимодействии механизированных крепей с боковыми породами характер проявления вторичных осадок кровли может быть одностадийным и двустадийным [1].
В первом случае происходит беспорядочное обрушение пород непосредственной кровли сразу за перекрытием крепи. Вышележащие породы основной кровли нагружены напряжениями изгиба и при определенных условиях разрушаются над линией забоя. Такой механизм разрушения кровли характерен для легкоуправляемых кровель и сопровождается умеренными вторичными осадками.
При двустадийном обрушении сначала обрушаются нижние слои прочных пород основной кровли, что сопровождается весьма интенсивными осадками с динамическим проявлением горного давления, а затем обрушаются вышележащие слои. Такой механизм сдвижения пород характерен для трудноуправляемых кровель (рис. 1).
Путем моделирования взаимодействия крепи с кровлей возможно приближенно оценить характер колебательного процесса этой системы в периоды проявления резких осадок.
На рис. 2, а изображена исходная схема двустадийного обрушения, согласно которой два слоя основной кровли и
пригружены равномерно распределенной нагрузкой q' от
Рис. 1. Характер деформации подработанной толщи при двуста-дийном проявлении вторичных осадок
вышележащих пород. На схеме изображен момент, предшествующий обрушению блока В, т. е. момент, предшествующий проявлению интенсивной осадки.
На рис. 2, б приведена расчетная схема, на которой консоли кровли защемлены над линией забоя, а на расстоянии а от забоя приложена реакция крепи Rкр.
Г. Н. Кузнецовым определено, что коэффициент пригруз-ки на слой ¡12 со стороны слоя может быть принят 0,35, а
на слой со стороны вышележащих пород — 0,1. С учетом
сказанного, по формулам сопротивления материалов Ю. А. Коровкиным определены пролеты балок А, В и С в различные периоды разрушения кровли.
Для определения характера и интенсивности динамического воздействия на крепь со стороны кровли в периоды весьма интенсивных осадок рассмотрим поведение блока В при его разрушении. Для этого, в первом приближении, будем полагать, что он представляет из себя консольную, защемленную с одной стороны балку, нагруженную равномерно распределенной нагрузкой и сосредоточенной реакцией крепи Rкр. (рис. 3). Равномерно распределенная нагрузка складывается из пригрузки qп и веса самой балки тд, при этом для балки В пригрузка составляет
qr = 0,35 тд ,
где т — распределенная масса балки, кг; д — ускорение свободного падения, м/с2;
т =
yh
д
В момент, предшествующий разрушению блока, изгибающий момент в заделке равен максимальной величине
М т. = М (0) = ^^ --Ъ.
а
б
П1 шпшишиш
(
Мд ^ у Л
а с +
Рис. 2. Исходная (а) и расчетная (б) схемы деформирования слоев основной кровли
Мг
Рис. 3. Расчетная схема определения прогибов блока основной кровли в период, предшествующий проявлению осадки
а реакция
R (0) = (ql + тд ^ - R¿в,
Уравнение изгибающих моментов по длине балки определяется как
М (х) =
М (0) - R (0) • х + М (0) - R (0) • х +
2
(q■í + тд)
х2 Уде х < а,
(q■l + тд) х 2
х
х2 - Rëд • (х - а) Уде х > а,
2
тогда дифференциальное уравнение прогибов балки запишется в виде
б2 г _ М (х)
бх* ~ "Ё0У'
где Е0 — модуль упругости первого рода пород, из которых сложена балка; J — момент инерции поперечного сечения.
Предложенная модель позволяет дать предварительную оценку характера и интенсивности динамических колебаний кровли в периоды интенсивных осадок, при этом для определения колебательных движений балки необходимо рассмотреть дифференциальное уравнение изгиба ее нейтральной оси с учетом рассмотренных схем:
д:
|2 (
д х2
EoJ
б2 у > бх2
_ q (х ^) ,
где д (x ^) — интенсивность действующей на балку поперечной нагрузки. которая складывается из сил инерции и веса пород.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Коровкин Ю.А. Механизированные крепи очистных забоев / Ю.А. Коровкин; под ред. Ю.Л. Худина. — М: Недра, 1990. —413 с. вгсга
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Буялич Геннадий Даниилович — доктор технических наук. профессор Юр-гинского технологического института (филиала) Национального исследовательского Томского политехнического университета (ЮТИ НИ ТПУ). профессор Кузбасского государственного технического университета имени Т.Ф. Горбачева. [email protected].
Антонов Юрий Анатольевич — кандидат технических наук. доцент. [email protected].
Буялич Константин Геннадьевич — кандидат технических наук. старший
преподаватель. [email protected].
Казанцев Максим Вячеславович — студент.
Кузбасский государственный технический университет им. Т.Ф. Горбачева.
А_
--© Г.Д. Буялич, К.Г. Буялич, 2012
Г.Д. Буялич, К.Г. Буялич
АНАЛИЗ РАБОТЫ УПЛОТНЕНИЙ ГИДРОСТОЕК МЕХАНИЗИРОВАННЫХ КРЕПЕЙ
Пользуясь методом конечных элементов, установлен характер поведения уплотнений гидростоек механизированных крепей.
Ключевые слова: метод конечных элементов, механизированная крепь, гидростойка, уплотнение.
Одним из важных условий сохранения работоспособности гидростоек механизированных крепей является качество работы поршневых манжетных уплотнений. Для качественной и количественной оценки работы различных видов манжет по герметизации уплотняемого зазора были разработаны конечно-элементные модели уплотнительного узла. которые учитывают:
• конструкцию. форму. размеры уплотнения и канавки поршня;
• величину уплотняемого зазора между поршнем и рабочим цилиндром;
• свойства материалов уплотнения и трение манжеты о цилиндр;
• давление рабочей жидкости.
Методику и этапы построения конечно-элементных моделей более подробно рассмотрим на манжетном уплотнении. выполненном по ГОСТ 6678-72.
На первом этапе производится построение геометрической модели. Для этого в соответствии с основными размерами строится контур поперечного сечения манжетного уплотнения. используя следующие параметры (рис. 1 и рис. 2):
D1, ^ — внешний и внутренний диаметры по усикам;
D2, d2 — внешний и внутренний диаметры сплошной части;
Н, Н1 — высота по усикам;
R1-R6 — радиусы скруглений;
А, В — ширина сплошной части усиков.
„ 01 Рис. 1. Основные габа-
„ ритные размеры манже-
Рис. 2. Cхема расположения радиусов скруглений (Я) и ширины усиков (А, В) на плоской модели
После построения геометрической модели манжетного уплотнения приступают к разработке конечно-элементной модели.
Для моделирования гиперэластичных свойств резинопо-добных материалов, которые используются в манжетных уплотнениях гидростоек механизированных крепей, использовалась модель материала с функцией распределения плотности энергии напряжений по Муни-Ривлину. а б
% I: ЩШШж
ЩЖжШ'.
ш
Рис. 3. Конечно-элементная модель манжеты: а — по ГОСТ 6678-72; б — по ГОСТ 6969 — 54
б
а
Рис. 4. Контактные пары уплотнения по ГОСТ 6678-72: а — «манжета — цилиндр» б — «манжета — канавка поршня»
Карта размеров для сетки конечных элементов строится таким образом, чтобы в зоне выдавливания уплотнения в зазор находилось не менее 3-4 элементов.
Для построения конечно-элементной сетки использовались двумерные четырехузловые элементы с осесимметрич-ными и гиперупругими свойствами (рис. 3).
а б
Рис. 5. Граничные условия конечно-элементной модели манжеты: а — ГОСТ 6678-72; б — ГОСТ 6969-54
а
_ .306351 .612702 .919053 1.225
б
Рис. 6. Контактные давления манжеты по ГОСТ 6678-72 в МПа(а) и деформации манжеты по ГОСТ 6969-54(6) после сборки гидроцилиндра
.012001 1.356 2.701 4.045 5.309
.684156 2.028 3.373 4.717
а
б
5823^ . 144Е+07 .282Е+07 .420Е+07 П ЗЁ+07
747766 .213Е+07 .351Е+07 .48Д+07
Рис. 7. Распределение напряжений в манжете по ГОСТ 6678-72 в МПа (а) и манжете по ГОСТ 6969-54 в Па (б) после предварительной деформации — сборки гидроцилиндра
На последнем этапе создания расчетной модели задаются граничные условия и нагрузки.
С трех сторон манжетное уплотнение граничит со стенками поршня и цилиндра, которые можно считать абсолютно жесткими
а б
Рис. 8. Исходная конечно-элементная модель (а) и ее деформации после сборки гидроцилиндра (б) для манжеты ГОСТ 6678-72
по отношению к уплотнению. Для моделирования такого взаимодействия создаются две контактные пары. Первая - для взаимодействия части уплотнения (контактной поверхности) со стенкой силового гидроцилиндра и частью поршня, которая является абсолютно жесткой ответной поверхностью для манжеты (рис. 4, а). Вторая контактная пара — для контакта манжеты с поршнем (рис. 4, б). Канавка поршня в этом случае является абсолютно жесткой ответной поверхностью. Тип контактного элемента в контактных парах — поверхность с поверхностью.
Нормали контактирующих поверхностей должны быть направлены навстречу друг другу (см. рис. 4). При несоблюдении этого условия сходимость решения по нахождению точки соприкосновения поверхностей резко уменьшается. Наиболее сложным местом нахождения области контакта является область скругления на усике, что связано с нелинейностью геометрии манжетного уплотнения в этой области.
При установке манжеты во время сборки силового гидроцилиндра в ней возникают предварительные напряжения и деформации. Для моделирования этих условий стенка, имитирующая рабочий цилиндр, смещается в горизонтальном направлении
14.522
29.044
43.567
7.261 21.783 36.306 50.828
Рис. 9. Напряжения по Мизесу в МПа (а) и контактные давления в МПа (б) при Р=50 МПа для манжеты ГОСТ 6678-72
а б
Рис. 10. Исходная конечно-элементная модель (а) и ее деформации после сборки гидроцилиндра (б) для манжеты ГОСТ 14896-84
до диаметра D2, а поверхность, которая ограничивает канавку поршня, — до диаметра d2 (см. рис. 1). При этом перемещения происходят навстречу друг другу до нужного зазора между ними. Во всех остальных направлениях перемещения стенки гидроцилиндра и поршня запрещаются. Схема приложения перемещений и граничные условия показаны на рис. 5.
Предварительные деформации манжеты, возникающие при ее взаимодействии с цилиндром и поршнем после сборки гидроцилиндра, представлены на рис. 6 и 7.
Давление рабочей жидкости моделируется в виде распределенной нагрузки, которая воздействует на поверхности манжеты со стороны поршневой полости. Давление прикладывается за несколько шагов, с тем, чтобы улучшить сходимость решения и отследить внутренние деформации манжеты и ее поведение при разных режимах работы гидростойки.
Для упрощения построения конечно элементной модели и автоматизации проведения расчетов была разработана параметрическая модель уплотнительного узла на языке APDL,
учитывающая: высоту ^ и Н1), ширину по усикам C и ширину
14.456 29,345 44.6748 „ „
3,123 20,912 ЗО^ВаЗ £1,345
а
б
Рис. 11. Напряжения по Мизесу в МПа (а) и контактные давления в МПа (б) при Р=50 МПа для манжеты 14896-84
а б
Рис. 12. Исходная конечно-элементная модель (а) и ее деформации после сборки гидроцилиндра (б) для манжеты ГОСТ 6969-54
а б
Рис. 13. Напряжения по Мизесу в Па (а) и контактные давления в Па (б) при Р=50 МПа для манжеты ГОСТ 6969-54
сплошной части (Ь) манжеты (см. рис. 1); ширину усиков ^ и B) и радиусы скругления ^1, R2, R3, R4, R5, R6) манжеты (см. рис. 2); материалы манжеты и цилиндра, давление в поршневой полости зазор между поршнем и внутренней стенкой гидроцилиндра.
Результаты расчетов деформаций, напряжений и контактных давлений в уплотнительном узле приведены на рис. 8-13.
Комплексно оценить работу уплотнения в герметизируемом зазоре можно оценить с помощью специальных критериев, числовые значения которых для рассмотренных типов манжет находятся в следующих диапазонах:
• коэффициент запаса прочности - от 3,1 до 4,9;
• коэффициент запирания рабочей жидкости [1]- от 0,97 до 1,14;
• максимальное контактное давление — от 48,9 до 57,1 МПа;
• выдавливание в зазор - от 0,63 мм до 1,06 мм
• выдавливание, отнесенное к зазору — от 2,6 до 4,2.
Анализ приведенных на рисунках распределений напряжений и деформаций, а также анализ полученных числовых значений критериев показал, что по характеру запирания рабочей жидкости и поведения в зазоре между рабочим цилиндром и поршнем лучшие показатели из числа рассмотренных уплотнений имеет уплотнение, выполненное в соответствии с ГОСТ 6969-54.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Макаров Г.В. Уплотнительные устройства [Текст] / Г. В. Макаров. — М., Л. : Машиностроение, 1965. —200 с. вгсга
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Буялич Геннадий Даниилович — доктор технических наук, профессор Юр-гинского технологического института (филиала) Национального исследовательского Томского политехнического университета, профессор Кузбасского государственного технического университета имени Т.Ф. Горбачева [email protected],
Буялич Константин Геннадьевич — кандидат технических наук, старший преподаватель Кузбасского государственного технического университета имени Т.Ф. Горбачева, [email protected]
© В.М. Юрченко, С.С. Цибаев, А.М. Мирошниченко, 2012
В.М. Юрченко, С.С. Цибаев, А.М. Мирошниченко
АНАЛИЗ РАБОТЫ КОНВЕЙЕРНОГО ТРАНСПОРТА НА ПРИМЕРЕ ШАХТ «им. 7 НОЯБРЯ» и «КРАСНОЯРСКАЯ»
Представлены результаты анализа причин простоев конвейерного транспорта и определения коэффициента машинного времени в условиях шахт Кузбасса.
Ключевые слова: ленточный конвейер, коэффициент машинного времени, грузопоток.
Одним из основных показателей, характеризующих эффективность работы очистного забоя и величину эксплуатационной нагрузки на транспорт, является коэффициент машинного времени. Поэтому, необоснованное завышение коэффициента машинного времени при расчете эксплуатационной нагрузки приводит к выбору конвейера с меньшей производительностью, меньшей мощностью привода и меньшей прочностью конвейерной ленты.
В настоящее время при работе высокопроизводительного очистного оборудования на угольных шахтах Кузбасса, процесс транспортирования горной массы, зачастую, накладывает существенные ограничения в достижении максимальной производительности очистного забоя. Оптимизация нагрузки на очистной забой возможна на основе знания причин простоев основного шахтного транспорта, то есть, выявления «узких мест» в его работе.
Одной из основных задач работы являлось определение коэффициента машинного времени в действующих высокопроизводительных очистных забоях на основании анализа планограмм работы очистных забоев шахт «им. 7 Ноября» и
«Красноярская» и объяснение причин простоев по вине транспорта. Основные данные о горнотехнических показателях приведены в табл. 1.
Режимы работы очистного забоя № 1384 шахты «им. 7 Ноября» были проанализированы за отчетный период в 20 дней, а очистной забой № 1306 шахты «Красноярская» — за 57 дней. Таблица 1
Шахта «им. 7 Ноября» «Красноярская»
Пласт «Байкаимский» «Байкаимский»
Лава в отработке 1384 1306
Мощность пласта, м 4,7 2,66
Длина лавы, м 290 187
Мех. Комплекс Tagor 24/50 Tagor 15/32-Poz
Комбайн Eickhoff SL-500 JOY 4LS-20
Забойный конвейер DBT PF4/1132 Анжера-34
Перегружатель DBT PF4/1132 ПСП-308
Штрековый конвейер КЛКТ-1200 2ПТ-120
Длина конвейера, м 2 х КЛКТ-1200 — 2033 м. 2 х 2ПТ-120 —
1Л-120 (к.у. № 24) — 803 м. 2300 м.
2 х 1Л-120 (к.у. № 28) — 1493 м.
2 х 2ЛУ-120В — 1640 м.
Среднесуточная 15000 10000
нагрузка, т/сут
Из расчета коэффициента машинного времени очистных забоев преднамеренно было исключено время ремонтной (первой) смены, так как время, планируемое на профилактические ремонты и обслуживание оборудования, зачастую, расходуется на выемку горной массы. На практике, вся ремонтная смена может быть занята ремонтом и обслуживанием, а может быть полностью рабочей. Таким образом, суточный коэффициент машинного времени рассчитывается следующим образом:
б- +0 . . -бл.. к даа _ дад ¡а* 161т даI
m
О-.. -CU
псо dai
где Трез — время, затрачиваемое выемочной машиной, при резании, мин; Тзач — время, затрачиваемое выемочной ма-
шиной при зачистке, мин; Тпрост — время простоев, мин; Трем — продолжительность ремонтной смены, мин; Тсут — продолжительность суток, мин.
Изменение коэффициента машинного времени в отчетные периоды наглядно представлено на рис. 1 и рис. 2.
При этом, средние показатели коэффициента машинного времени составили: для очистного забоя № 1384 ктср = 0,61, для очистного забоя № 1306 ктср = 0,7.
1,00 0,90 0,80 0,70
3 0,50 га 2
4
т
* 0,30
0,40
0,20 0,10 0,00
0,6
Дата
1 0,60
1
Рис. 1. Зависимость показателя коэффициента машинного времени очистного забоя № 1384 шахты «им. 7 Ноября»
1,00 0,90 0,80
* 0,70 х
О)
1 0,60
а
00
3 0,50 га
4 0,40 о
о
* 0,30 0,20 0,10 0,00
1—л—
у V V уV
-Ч-1
тт т т тт т тт т т тт опооппо
шшшшшшшшшшшшшгогогогогогого
22222222
Дата
Рис. 2. Зависимость показателя коэффициента машинного времени очистного забоя шахты «Красноярская»
На основании планограмм работы очистных забоев, был выявлен ряд основных причин простоев. Результаты представлена на рис. 3 и 4.
Анализ работы очистных забоев показал: — по шахте «им. 7 Ноября» наибольшие простои возникали по вине ленточных конвейеров 2ЛУ-120В (наклонный ствол — 1735 мин.), 1Л-120 (конвейерный уклон № 24 — 1447 мин.), 1Л-120 (конвейерный уклон № 28 — 975 мин.);
Прочие Отсутствие эл.э Геология 1384 к.ш. 30 к.у. Перегружатель Техкомплекс Лавный конвейер 2 лента н.с.
28 к.у. 1 лента н.с. 24 к.у.
□ 314
133
1110
□ 465
1290
216
143
] 277
461
975
1447
35
0
200
400
0 800 1000 1200 1400 1600 1800 20С Простои, мин.
Рис. 3. Простои очистного забоя № 1384 шахты «им. 7 Ноября»
Прочие 1306 к.ш.
Фланговый конвейерный ствол Перегружатель Главный конвейерный штрек Конвейерный уклон №1 Лавный конвейер Наклонный ствол Отсутствие эл.э Эстакада на пов-ти
^270 ^140
□ 7969
Простои, мин.
Рис. 4. Простои очистного забоя № 1306 шахты «Красноярская»
1
0
1000
— по шахте «Красноярская» — по вине ленточного конвейера 2ПТ-120 (конвейерный штрек № 1306 — 3312 мин.).
Проверка соответствия применяемых конвейеров производится путем сравнения их приемной способности с максимальными минутными грузопотоками [1]
yQ- > a
I ^егв max
где y — насыпная масса угля, т/м3; Q& — приемная способность ленты конвейера, т/мин; amax — максимальный минутный грузопоток из очистного забоя, т/мин.
Максимальный минутный грузопоток из очистного забоя определяется по формуле [1]:
a = m • b V • 5 -w -y о / i ei
max max , Tn lo>
где т — вынимаемая мощность пласта, м; Ь — ширина захвата исполнительного органа комбайна, м; Vmax — максимальная скорость комбайна (при резании), м/мин; 51 — расчетный коэффициент, учитывающий направление движения выемочной машины и скребковой цепи забойного конвейера; у п — коэффициент погрузки; у 0 — средняя плотность угля в целике, т/м3 .
Для обследуемых забоев величины максимальных минутных грузопотоков составляют:
— очистной забой № 1384:
атах = 4,7 • 0,8 • 5,8 • 0,97 • 0,87 • 1,35 = 22,5 , т/мин.
— очистной забой № 1306:
атах = 2,66 • 0,8 • 7,5 • 0,9 • 1 • 1,35 = 19,4 , т/мин.
Сравнение приемной способности конвейеров [2] и максимальных минутных грузопотоков
• по шахте «им. 7 Ноября»:
0,85*31,6>22,5 — 2ЛУ-120В наклонный ствол, 0,85*25,0<22,5 — 1Л-120 конвейерный уклон № 24, 0,85*25,0<22,5 — 1Л-120 конвейерный уклон № 28.
• по шахте «Красноярская»:
0,85*25,0>19,4 — 2ПТ-120 конвейерный штрек № 1306
показывает, что по конвейерам 1Л-120, установленным в конвейерных уклонах № 24 и № 28, условие yQäie > amax не
выполняется. Максимальный грузопоток из очистного забоя № 1384 на 5,9 % превышает приемные способности конвейеров 1Л-120, что приводит к их заштыбовке и объясняет причину длительных простоев.
По конвейеру 2ЛУ-120В (наклонный ствол) и конвейеру 2ПТ-120 (конвейерный штрек № 1306) приемные способности конвейеров превышают максимальные минутные грузопотоки из соответствующих очистных забоев. Причина длительных простоев этих конвейеров имеет другое объяснение: она связана с человеческим фактором.
Сопоставление событий, предшествующих длительным простоям на этих конвейерах, показывает: стремление выполнить сменный план по добыче приводит к тому, что работы по устранению отказов на конвейерном транспорте выполняются не в полном объеме. Это приводит в последствии к более длительным простоям. Так, например, 3 февраля 2011г. наряд по выемке угля из очистного забоя № 1384 во вторую и третью смены был выполнен в полном объеме, однако во вторую смену имел место простой суммарной продолжительностью 70 мин. по причине « не включается 1-ая лента наклонного ствола» (рис. 5, ПОЗ. № 1).
Позже, в четвертую смену 3 февраля 2011 г, сработал датчик перегруза на верхнем приводе по конвейерному уклону № 28, что привело к заштыбовке и простою шахтного транспорта продолжительностью 320 мин. (рис. 6, ПОЗ. № 2). В первую смену 4 февраля 2011г. простой продолжительностью 400 мин. был вызван невозможностью запуска 1-ой ленты наклонного ствола (рис. 6, ПОЗ. № 3). В третью смену 4 февраля 2011г. по причине выхода из строя электродвигателя привода 1-ой ленты наклонного ствола произошел простой продолжительностью 280 мин (рис. 6, ПОЗ. № 4).
Такие эпизоды далеко не единичны. Достигая высоких показателей коэффициента машинного времени и добычи из очистного забоя, стремясь наверстать суточный план за счет увеличения скорости подачи очистного комбайна (максимальная скорость подачи очистного комбайна Eickhoff SL-500 со-
ставляет 28 м/мин [3]), непринятие своевременных мер по устранению
ПЛАНОГРАММА
работ ла1 вы 1384 за 3 февраля 2011 г.
пк-ш+2,6 шена 1 ПК-16+1 S смена 2 16+0.2 смена 3 15+8.6
Ln 1400 нэп 2800 аып 1400 нао 3500 выл 3000 3600
CvflHH Г/М Синица г/м JKvftoa г/м Забароа
яванке ной Пат™ звеньеной Лысиков звеньевой Чуличков
Вшивков комбайн 0 Василье комбайн Р Волков комбайнер Сидишев
5 в 7 8 9 Я 12 13 14 16 16 я 1S 18 1 20 21 £2 23 0 2
д л
' \ / / I /
1 / / | / /
1 1 / / I / /
1 / / I / /
1 / / I / /
1 / I J /
1 / 1 /
1 1 / /
1 I / I /
1 I / | / t
( 1 / / I | / I
1 ПОЗ / I / /
1 F Я / I / /
1 J / I / 1 / I/
1 / / I / 1 / I/
f— I / \Т I/
isto.a FlK-15+0:G 14+8.4 14+6.8
1 Р 8 | я 1 1 % а 1 6 | 1 i 1 5 s =. а г | | 5 = 1 1 1 1 !i
Рис. 5. Планограмма работы очистного забоя № 1384 за 03.02.2011 г.
ПЛАНОГРАММА
рабэт лгц вь| 13М за А фезрали 20*1 г.
стена 4 ПК-15+7,6 смена 1 гж-15+7,5 смена 2 I 15+6.6 смена 3 15+4,8
НЛП 3500 вып. 500 нао 2400 ВЫП- 200 нар- 3500 вып. 3700 нао- |з50О [вып, Ьаоо
г/м Су«»" г/м Жуйков г,„ Морозов г/м забаров
Дранишников звеньевой Ватомн звеньевой Лысиков звеньевой
комбайн« комбайне комбайнер Волков комбайн! р Сидишев
4 , 7 в 10 „ 12 13 14 16 16 17 18 19 20 21 ■ . 23 0 2
1В0 ь А /
130 /I р /
140 /1 I 1 /
/ I / /
120 /
110 I / /
/ I / / 1 ЮЗ.
90 / I / /
60 / I / /
/ / /
60 / / /
50 г ЮЗ / I / 1 /
ад А / I / 1 /
30 / I / 1 /
ЮЗ. №2 / I / 1 / 1 /
10 / I 1 [ \ /
п / У I/ 1/
ПК-14+6,0 ПК-14+5.6 14+3.6 14+2,6
в03-40 сработал перегруз на верхнем эл. ро двиг по 2Вк.у.{раскачивали,подтягивали ленту) _ ! I 3! ! | 3 И 11 1 * ! 1 1 1 о Я 1 ! I 11 1 1 ! 1 I г Юмин -порда на колосниках.в 23-20 вышел из строя эл-ро двиг.на 1-й ленте наял.ствопа,
Рис. 6. Планограмма работы очистного забоя № 1384 за 04.02.2011 г. неисправности в работе конвейерного транспорта приводи последующим длительным простоям в очистных забоях. равномерность значений коэффициентов машинного времени на рис. 1 и 2 подтверждает этот вывод.
Анализ работы конвейерного транспорта на шахтах «им. 7 Ноября» и « Красноярская» позволяет сделать вывод, что для обеспечения эффективности работы очистных забоев необходимо соблюдать следующие условия:
• на стадии проектирования — приемные способности конвейеров в линии должны превышать максимальный минутный грузопоток из очистного забоя;
• на стадии эксплуатации — обеспечивать синхронную остановку комбайна в случае отключения одного из конвейеров в линии, устранение причины остановки с проведением технического обслуживания в необходимом объеме.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Основные положения по проектированию подземного транспорта новых и действующих шахт. — М.: ИГД им. А.А. Скочинского, 1986. — 355 с.
2. Руководство по эксплуатации подземных ленточных конвейеров в угольных и сланцевых шахтах. — М.: ИГД им. А.А. Скочинского, 1995.252 с.
3. Очистные комбайны: Справочник / Под общей ред. В.И. Морозова — М.: Издательство Московского государственного горного университета, 2006. — 650 с. ЕШ
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Юрченко В.М. — кандидат технических наук, доцент, [email protected], Цибаев С.С. — аспирант, [email protected], Мирошниченко А.М. — магистр, [email protected],
Кузбасский государственный технический университет имени Т.Ф. Горбачева.
_
--© Г.Д. Буялич, А.В. Воробьев,
А.В. Анучин, 2012
Г.Д. Буялич, А.В. Воробьев, А.В. Анучин
МЕТОДИКА СОСТАВЛЕНИЯ МОДЕЛИ ГИДРОСТОЙКИ МЕХАНИЗИРОВАННОЙ КРЕПИ ДЛЯ РАСЧЕТОВ МЕТОДОМ КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
Изложена методика составления модели гидростойки двойной гидравлической раздвижности для расчетов напряженно-деформированного состояния методом конечных элементов. Ключевые слова: механизированная крепь, гидростойка, модель, метод конечных элементов.
Надежность и долговечность механизированных крепей для отработки угольных пластов зависит от надежности и долговечности ее основных элементов. Одним
из основных функциональных элементов механизированной крепи являются гидравлические стойки. Выход из строя этого элемента ведет к неспособности механизированной крепи управлять и поддерживать кровлю в очистном забое.
Для исследования влияния параметров гидростоек на их прочность была разработана конечно-элементная модель в среде Solid Works Simulations [1, 2].
На рис. 1 представлена твердотельная 3D модель гидростойки механизированной крепи М138 двойной гидравлической раздвижности с диаметрами цилиндра и штока первой ступени соответственно 220 и 160 мм.
Рис. 1. Объемная модель гидростойки крепи М138 с двойной гидравлической раздвижностью
а б
90006
S000S и
9000Ь Q000S
В—0й • !• S0S0S
В—ид /л В—a i a
И—И №§0В§ !
■еЩН-и
¡SiVS".
Ни a
gBBB
ШЯШ'! ,,
iigsSgB
sens ; & isssss 1
Isaili Я
Рис. 2. Разбиение модели на сетку конечных элементов: а — цилиндр гидростойки; б — шток первой ступени
а
б
Рис. 3. Уплотнение сетки конечных элементов в области сварного шва: а — цилиндр гидростойки; б — шток первой ступени
Поскольку геометрическая форма изделия и граничные условия являются осесимметричными, то расчет производится только части гидроцилиндра, что позволяет повысить плотность сетки конечных элементов и точность расчетов за счет снижения размерности задачи. Наиболее рациональной является
а б
Рис. 4. Граничные условия «Симметрия» и «Давление»: а — цилиндра гидростойки; б — штока первой ступени
величина сектора в 90 градусов. Для компенсации воздействия отброшенной части конструкции к поверхностям расчетной модели, образованными секущими плоскостями, применяется граничное условие «Симметрия».
Рис. 5. Распределение эквивалентных напряжений по критерию Ми-зеса в цилиндре гидростойки
Рис. 6. Распределение деформаций в цилиндре гидростойки
При моделировании условий взаимодействия деталей в сборке используется контактное условие «Нет проникновения» с опцией «Поверхность с поверхностью». Сварной шов, соединяющий дно и трубу цилиндра, моделируется отдель-
ной деталью. Для граней сварного шва, соприкасающихся с деталями
Рис. 7. Распределение эквивалентных напряжений по критерию Ми-зеса в штоке первой ступени
Рис. 8. Распределение деформаций в штоке первой ступени
сборки, используется контактное условие «Связанные» с опцией «Совместимая сетка» (рис. 2). В области сварного шва также дополнительно производится уплотнение сетки для
более точного учета влияние концентратора напряжений (рис. 3).
Цилиндр и шток первой ступени гидростойки рассчитываются отдельно. Для нагружения конструкции к поверхностям прикладывается давление, соответствующее давлению рабочей жидкости.
Примеры расчетных моделей цилиндра и штока первой ступени с назначенными граничными условиями представлены на рис. 4.
При создании сетки рекомендуется использовать параболические конечные элементы в форме тетраэдров. Количество конечных элементов по толщине стенки цилиндров необходимо принимать не менее пяти, поскольку при этом погрешность определения радиальных деформаций составляет менее 0,5 % [3].
Пример расчета модели по описанной выше методике приведен на рис. 5-8 в виде напряженного и деформированного состояний цилиндра и штока первой ступени в области сварного шва.
Таким образом, описанная выше модель позволяет исследовать влияние силовых и конструктивных параметров на напряженно-деформированное состояние элементов гидростоек двойной гидравлической раздвижности.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Алямовский А.А. COSMOSWorks. Основы расчета конструкций в среде SolidWorks / А. А. Алямовский. — ДМК Пресс, 2010. — 784 с.
2. SolidWorks 2007/2008. Компьютерное моделирование в инженерной практике / А. А. Алямовский [и др]. — СПб.: БХВ-Петербург, 2008. — 1040 с.
3. Буялич Г.Д. Оценка точности конечно-элементной модели рабочего цилиндра гидростойки крепи = Estimate of the accuracy of the finit-element model of the cylinder of the hydraulic prop / Г. Д. Буялич, В. В. Воеводин, К. Г. Буялич // Горный информационно-аналитический бюллетень (научно-технический журнал) = Mining informational and analytical bulletin (scientific and technical journal). — 2011. — Отд. вып. 2 : Горное машиностроение. — С. 203-206. ЕШ
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Буялич Геннадий Даниилович — доктор технических наук, профессор Юр-гинского технологического института (филиала) Национального исследовательского Томского политехнического университета, профессор Кузбасско-
го государственного технического университета имени Т.Ф. Горбачева, [email protected],
Воробьев Алексей Васильевич — кандидат технических наук, доцент, [email protected],
Анучин Александр Владимирович — аспирант, [email protected], Юргинский технологический институт (филиал) Национального исследовательского Томского политехнического университета.
--© В.В. Аксенов, М.Б. Блащук,
Р.В. Чернухин, 2012
В.В. Аксенов, М.Б. Блащук, Р.В. Чернухин
ФОРМИРОВАНИЕ ТРЕБОВАНИЙ К ЭНЕРГОСИЛОВОЙ УСТАНОВКЕ ГЕОХОДА
Рассмотрены отличительные особенности геохода и геовинчестерной технологии. На основе рассмотренных особенностей сформированы требования к энергосиловой установке геохода.
Ключевые слова: геоход, геовинчестерная технология, энергосиловая установка, насосная станция, гидропривод.
Базовым функциональным элементом геовинчестерной технологии (ГВТ) является геоход, который представляет собой горную проходческую машину нового класса.
Конструкция геохода построена по модульному принципу и состоит из исполнительного органа, разрушающего забой, головной и хвостовой секции, а также трансмиссии (рис. 1).
В работе [1] обоснованы схемные решения трансмиссий с гидроцилиндрами и разработана методика определения параметров трансмиссии геохода с гидроприводом. Кроме известных преимуществ [2], применение гидропривода в геоходах дает
Ькпалнит&ьные органы
Рис. 1. Схема геохода нового поколения
возможность бесступенчатого регулирования, создания низкооборотного высокомоментного привода и позволяет исключить большегабаритные механические передачи из конструкции машины. Исполнительные органы также желательно приводить в движение от гидропривода, поскольку ограниченное пространство внутри геохода делает нецелесообразным применение привода от энергии другого вида [3].
Для трансмиссии геохода, создающей тяговое усилие на внешнем движителе и напорное усилие на исполнительном органе, а также для привода исполнительного органа источником питания является насосная станция. Поскольку насосная станция обеспечивает работу силовых элементов геохода, то особое значение приобретают вопросы, связанные с определением ее параметров.
Типовая схема насосной станции включает в себя насосы, системы фильтрации, контрольно-измерительную аппаратуру, аппаратуру регулирования, аппаратуру управления, гидробак и аварийную аппаратуру, а применительно к геоходу, немаловажное значение имеет и размещение этих элементов.
Для определения возможных направлений развития схемных решений необходимо сформировать требования к энергосиловой установке геохода. Эти требования должны учитывать конструктивные особенности геохода и его техни-
ческие параметры. Должны быть учтены развиваемые его трансмиссиями силовые и кинематические параметры. Также необходимо учитывать особенности внешней среды и условия проводимых горных выработок.
Отличительной особенностью геохода является непрерывность перемещения и разрушения забоя. По сравнению со щитовыми проходческими машинами, где разрушение породы и перемещение составляют раздельные циклы, этот своеобразный характер перемещения обеспечивает большую производительность проходческих работ. Однако это также означает, что энергосиловая установка должна обеспечивать необходимой мощностью всех потребителей гидропривода в непрерывном режиме. Одновременно насосная станция должна обеспечивать питанием гидромоторы коронок исполнительного органа, гидроцилиндры трансмиссии, а также гидропривод исполнительных органов винтовой лопасти (движителя) и элементов противовращения (крыльев). Неоднородность горной породы порождает неравномерность нагрузки на исполнительных органах, для предохранения от которой энергосиловая установка (ЭСУ) должна быть оснащена соответствующим предохранительным устройством.
Отличительной чертой геохода является возможность работы в широком диапазоне углов проходки. В работе [4] рассмотрены возможные варианты работы геохода не только по горизонтальным, но и по наклонным, восстающим, а также вертикальным выработкам. Технологическая схема проведения таких горных выработок предъявляет требования к размещению элементов внутри ограниченного пространства геохода, габаритам и массе ЭСУ. При возможном варианте размещения ЭСУ в хвостовой секции насосная станция должна не загромождать пространство и располагаться преимущественно по периферии корпуса. Элементы ЭСУ также должны иметь возможность выполнять свои функции при различных пространственных положениях. При невозможности выполнения этого условия ЭСУ должна располагаться вне корпуса, представлять собой единый агрегат и устанавливаться на горизонтальной площадке. Последний
вариант применялся при проведении шахтных испытаний геохода ЭЛАНГ-3.
а б
Рис. 2. Проведение вертикальных выработок геоходом
Рис. 3. Варианты проведения восстающих выработок геоходом: 1
— геоход; 2 — полок монтажный; 3 — кольцевая крепь; 4 — насосная станция; 5 — подъемник; 6 — пилот-скважина
Параметры ЭСУ должны обеспечиваться использованием по возможности стандартных гидравлических компонентов, а их размещение должно обеспечивать удобство в эксплуатации и возможность проводить техническое обслуживание, а также быструю замену элементов, наиболее подверженных износам.
Особые условия проведения проходческих работ в шахтах, опасных по газу и пыли, обуславливают взрыво- и пожаробезопасное исполнение элементов ЭСУ.
Кроме перечисленных требований, ЭСУ должна иметь низкое энергопотребление, низкий уровень шума и вибрации.
На основании отличительных особенностей геохода и условий его работы можно сформулировать основные требования к ЭСУ. Энергосиловая установка должна обеспечивать:
• передачу гидравлической энергии всем потребителям геохода, развивать необходимую величину подачи и давления;
• работу геохода и его элементов в непрерывном режиме;
• возможность функционирования геохода в различных пространственных положениях;
• взрыво- и пожаробезопасность, а также высокий КПД;
Кроме того, ЭСУ должна:
• не загромождать пространство внутри секций геохода для размещения другого оборудования, прохода людей и обеспечивать удобство ремонта и обслуживания.
• быть выполнена с использованием по возможности стандартных компонентов и содержать устройства защиты от перегрузок.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Разработка и анализ возможных вариантов гидропривода в трансмиссии геохода / В.В. Аксенов, А.Б. Ефременков, В.Ю. Тимофеев, М.Ю. Блащук // Горный информационный аналитический бюллетень. Горное машиностроение / Москва, МГГУ, 2010 — ОВ № 3. С. 184-193.
2. Башта Т.М. Объемные насосы и гидравлические двигатели гидросистем. — М.: «Машиностроение», 1974. — 606 с.
3. Блащук М.Ю. Обоснование параметров трансмиссии геохода с гидроприводом. Автореферат дис. канд. техн. наук: 05.05.06. Кемерово, 2012. — 19 с.
4. Аксенов В.В. Геовинчестерная технология проведения горных выработок. — Кемерово: Институт угля и углехимии СО РАН, 2004. — 264 с., ил. шл
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Аксенов Владимир Валерьевич — доктор технических наук, профессор, зав. лабораторией угольной геотехники, Институт угля СО РАН, V. aksenov@icc. кет sc. ги,
Блащук Михаил Юрьевич — кандидат технических наук, старший преподаватель, [email protected],
Чернухин Роман Владимирович — старший преподаватель, [email protected], Юргинский технологический институт (филиал) ТПУ.
А
--© В.В. Аксенов, М.Ю. Блащук, 2012
В.В. Аксенов, М.Ю. Блащук
ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕРАВНОМЕРНОСТИ ВРАЩАЮЩЕГО МОМЕНТА ТРАНСМИССИИ ГЕОХОДА С ГИДРОЦИЛИНДРАМИ В РАЗНЫХ ФАЗАХ
Рассмотрены особенности возникновения неравномерности вращения в трансмиссии геохода с гидроцилиндрами в разных фазах. Описана методика определения неравномерности вращающего момента, а также определено влияние параметров трансмиссии на величину неравномерности. Ключевые слова: геоход, трансмиссия с гидроцилиндрами в разных фазах, неравномерность вращающего момента.
Трансмиссия является одной из основных систем геохода, обеспечивающих передачу усилия внешнему движителю, и формирование напорного усилия на исполнительном органе. Отсутствие конструктивных решений трансмиссии, а также методик определения их основных параметров затрудняют дальнейшее совершенствование и разработку геоходов нового поколения, что и определяет актуальность исследований в этом направлении.
В результате проведенных исследований были разработаны схемные решения трансмиссии геохода с гидроприводом на основе гидроцилиндров, работающих в разных фазах [1, 2]. Данные схемы в набольшей степени отвечают требованиям, предъявляемым к трансмиссии геохода и обеспечивают непрерывный режим его работы [2, 3].
Ранее были выведены основные зависимости развиваемого трансмиссией вращающего момента [4]. Момент, развиваемый каждым гидроцилиндром
МАБ = РОО^О.0ОЧ^ 1 " "-^-Т^Г-- . 0)
где — Dl — диаметр поршня гидроцилиндра, м; рОв — давление, подводимое в поршневую полость гидроцилиндра, Па; D6f¡й 0О — диаметр окружности вращения цапфы (установки
цапфы) штока на головной секции, м; D6f¡йю — диаметр
окружности установки цапфы корпуса гидроцилиндра на обечайке хвостовой секции, м (фиксированное значение, определяемое конструктивно); +5) — расстояние между осью цапфы корпуса гидроцилиндра и осью цапфы штока в произвольном положении, м; L0 — расстояние между цапфами корпуса и штока гидроцилиндра в сложенном состоянии (при минимальной раздвижности), м; 5 — текущая величина выдвижения штока гидроцилиндра, м.
Из выражения (1) следует, что по мере выдвижения штока гидроцилиндра расстояние L0 будет увеличиваться на ве-
личину 5, (Соответственно длина гидроцилиндра со штоком составит L0+ 5) а плечо hАOj силы, реализующей вращающий момент на головной секции, будет изменяться, а соответственно, будет изменяться и вращающий момент М Ав . Величина изменения плеча силы hАOj, а, соответственно, и развиваемого момента М Ав будет зависеть от геометрических параметров расстановки гидроцилиндров — йОпО0О, й0п0Аа , а также конструктивных размеров гидроцилиндров — L0, Lв.
В компоновочных схемах [2], где гидроцилиндры работают в разных фазах, в каждой момент времени штоки гидроцилиндров будут выдвинуты на различную величину, а результирующий момент будет представлять собой сумму моментов, развиваемых каждым гидроцилиндром в текущем положении
'■ичя .АУ
МАУ = ПАВ X Ров • D
от .0 0
I =1
8~
1 -
й
ОЫО.0О 2
2 (
+
и +-
П- -1 ' 'одд '
(I -1) + 5,
(й - -- ^
ОЫО.АО
22
й.
'и +- ^
П- -1
"оАд 1
(I -1) + 5,
(2)
где пАв — количество групп гидроцилиндров, находящихся в разных фазах выдвижения; пвАА Ав — число гидроцилиндров в группе, совершающих рабочий ход; п0Ад — количество промежуточных положений штоков (фаз); I = 1, 2, ... пА0 —
порядковый номер гидроцилиндра в группе; 5, = 0...———
п0Ад -1
— текущее положение штока I - го гидроцилиндра.
Как видно из приведенных выражений величина изменения момента ДМ для заданных конструктивных размеров
й
Л, й
опо.0о< ^от.Ао '
, будет зависеть от величины выдвиже-
ния штока 5 в пределах изменения длины хода и0. Подоб-274
2
X
2
и
2
X
ное изменение момента наблюдается также в поршневых насосах и в роторно-поршневых гидромашинах (радиально- и аксиально поршневых насосах и гидромоторах) [5]. При циклической работе такое изменение момента принято называть неравномерностью (пульсацией) момента, а для ее оценки вводят коэффициент неравномерности вращающего момента Дм . Без учета влияния сжатия и инерции рабочей жидкости, поступающей в гидроцилиндры коэффициент Дм можно приближенно определить по выражениям Д = M тах - M min = 2 (м тах - м min)
M Mm M max + M mjn ' ^
где M max и M min — максимальное и минимальное значение
■ 1 max min
M + M
вращающего момента MÄEi, H-м; MK = ——— — среднее значение вращающего момента за ход штока Lö .
В зависимости от взаимного расположения опор гидроцилиндров, а именно от соотношения конструктивных размеров D6flö0ö, D6flöö минимальные Mmin и максимальные
M max значения моментов могут реализовываться при различных положениях штока гидроцилиндра (рис. 1). Наибольший момент реализуется при равноудаленности опор гидроцилиндра от продольной оси секции, т. е. при равенстве диаметров установки опор — D6flö0ö = D6flöß0 . С увеличением
разности в диаметрах установки опор развиваемый момент будет снижаться. Соотношение диаметров расстановки опор будет влиять на изменение момента по мере выдвижения штоков. При разности диаметров до 15 % максимальный момент реализуется в начале хода, а минимальный — в конце хода штока. При разности диаметров от 15 до 25 % будет наблюдаться пик развиваемого момента, который будет смещаться от начала к концу хода штока. При увеличении свыше 25 % — максимальный момент будет реализовывать-ся в конце хода штока гидроцилиндра.
Отношение размеров установки опор гидроцилиндров ^омо 0о / ^ойодэ , а также их количество пю будет оказывать влияние на величину неравномерности момента (рис. 2).
С увеличением количества гидроцилиндров от 5 до 14 соотношение диаметров установки опор, когда коэффициент неравномерности меняется незначительно (в пределах 5 %), уменьшается с 30 до 6 %, что связано с уменьшением расстояния между опорами.
0 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 ОАО 0А5 0,50 0,55 S Рис. 1. Зависимость развиваемого трансмиссией вращающего момента M Ав от взаимного расположения опор гидроцилиндра
Don6.06 , D6N6.AO
//, !—7*—•/ // —т—'
/У
1' "
А- —*—ч- -*-! -м--^_.
ж ж-
О в 10 1» 25 ОусгипЮюглг *
Рис. 2. Зависимость неравномерности момента Д, от взаимного расположения опор гидроцилиндра йОЛО0О и й0Л0 А6
Для трансмиссии геохода с гидроцилиндрами в разных фазах коэффициент неравномерности момента ДМ определяется выражением:
"ВАА "ВАА
ЕК - V К
тах I / . п
Дм = 2 •
I=1
I=1
' ВАА ' ВАА
ХАК тах, +^К
(4)
I =1
I =1
где К тах ( — соответствует началу движения штока в фазе
К
1 -
Л2 ( 2 '
и0 + • ( -1)
. 0Ад 1_
V ( й...... ^
ОЫО.АО
(
й,
ОЫО.0О
+
и.
п0Ад 1
• (' -1)
,(5)
2
2
К I — концу движения штока в фазе
а
Рис. 3. Зависимость неравномерности момента лм от количества гидроцилиндров пло
К
(
1 -
О- ' '■'ол/о^о | +
2
^ +
и
2
\
п- -1
"о Ад '
• /
Г П.-. ... > '■оо .ло
2
П
ОШ .00
^ +
о п -1
"о Ад 1
;(б)
По полученным выражениям были построены зависимости коэффициента неравномерности развиваемого трансмиссией вращающего момента (рис. 3).
Зависимости неравномерности момента для синхронно выдвигающихся гидроцилиндров и гидроцилиндров в разных фазах показывают, что увеличение количества гидроцилиндров в разных фазах с 4 до 14, способствует уменьшению коэффициента неравномерности развиваемого вращающего момента с 8 % до 0,1 %. При этом коэффициент неравномерности момента уменьшается в 2,5...13,4 раза по сравнению с синхронным движением штоков.
Необходимо отметить, что помимо неравномерности момента будут наблюдаться колебания угловой скорости вращения головной секции, причем величина неравномерности угловой скорости будет определяться по аналогичным выражениям как и для неравномерности вращающего момента.
2
2
СПИСОК ЛИТЕРА ТУРЫ
1. Разработка и анализ возможных вариантов гидропривода в трансмиссии геохода / В.В. Аксенов, А.Б. Ефременков, В.Ю. Тимофеев, М.Ю. Блащук // Горный информационный аналитический бюллетень. Горное машиностроение / Москва, МГГУ, 2010 — ОВ № 3. С. 184-193.
2. Аксенов В.В., Ефременков А.Б., Блащук М.Ю. Особенности трансмиссии геохода с гидроцилиндрами в разных фазах выдвижения / Горный информационно-аналитический бюллетень (научно-технический журнал) Перспективы развития горно-транспортного оборудования / Москва, МГГУ, — 2012, Вып. ОВ2 — С. 37-42.
3. Разработка требований к трансмиссии геоходов / А.Б. Ефременков, В.В. Аксенов, М.Ю. Блащук, В.Ю. Тимофеев // Известия вузов. Горный журнал / Екатеринбург, 2009-№ 8. С. 101-103.
4. Аксенов В.В., Хорешок А.А., Нестеров В.И., Блащук М.Ю. Силовые параметры трансмиссии геохода с гидроприводом / Вестник Кузбасского государственного технического университета. — 2012 — № . 4 — С. 21-24.
5. Башта Т.М. Объемные насосы и гидравлические двигатели гидросистем. Учебник для ВУЗов. М.: Машиностроение, 1974, С. 606 ЕШЭ
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Аксенов Владимир Валерьевич — доктор технических наук, профессор Юр-гинского технологического института (филиала) ТПУ, зав. лабораторией угольной геотехники Института угля СО РАН, [email protected], Блащук Михаил Юрьевич — кандидат технических наук, старший преподаватель Юргинского технологического института (филиала) ТПУ, [email protected].
Д_
© В.В. Аксенов, М.Ю. Блащук, Р.В. Чернухин, 2012
В.В. Аксенов, М.Ю. Блащук, Р.В. Чернухин
ОБОСНОВАНИЕ НЕОБХОДИМОСТИ РАЗРАБОТКИ ЭНЕРГОСИЛОВОЙ УСТАНОВКИ ДЛЯ ГИДРОПРИВОДА ГЕОХОДА
Проведен обзор результатов исследований и определены сдерживающие факторы развития нового класса проходческих машин — геоходов. Обозначены проблемы создания энергосиловой установки геохода. Сформулированы цель и задачи дальнейших исследований
Ключевые слова: геоход, геовинчестерная технология, энергосиловая установка, насосная станция, гидропривод.
Современная угледобыча характеризуется увеличением темпов проходки. Наметившийся стабильный рост средних скоростей проведения выработок сопровождается вытеснением комбайнов легкого типа (1ГПКС, КСП21, КСП22) комбайнами среднего и тяжелого типов (П110, П220, КСП32, КСП42, КПД, КПУ), удельный вес которых в общем парке проходческих комбайнов достигает 65-70 % [1].
По мнению специалистов, традиционные подходы и конструкции при создании проходческих комбайнов в ближайшей перспективе не позволят обеспечить требуемых темпов проходки горных выработок. С увеличением темпов проходки существующими комбайнами необходимо увеличение мощности привода исполнительного органа, а значит увеличение энерго- и металлоемкости.
Проводимые в последнее время в России и за рубежом научные исследования, направленные на изыскание новых способов и средств разрушения горных пород, показывают, что повышение производительности проходческих комбайнов без увеличения их габаритов и массы и расширение области их применения на более крепкие породы может быть достигнуто на основе гидромеханического способа разрушения, за-
ключающегося в комбинированном воздействии на породный массив высокоскоростных струй воды и механического инструмента. Однако такой способ имеет ограничения по углам проводимых выработок. Как и в традиционной технологии (например, при проведении бремсбергов комбайновым способом), ограничение по углу наклона для серийных проходческих комбайнов составляет до ±10°.
Принципиально новый подход к проходке тоннелей и горных выработок предложен авторами геовинчестерной технологии [2].
Геовинчестерная технология (ГВТ) — процесс механизированного проведения горных выработок с формированием и использованием системы законтурных винтовых и продольных каналов, в котором операции по разработке забоя, уборке горной массы, креплению выработанного пространства, а также перемещению всей проходческой системы на забой осуществляется в совмещенном режиме [2]. Базовым функциональным элементом данной технологии является геоход.
Главными отличиями геоходов от существующих горнопроходческих систем являются:
• использование геосреды для перемещения и создания напорных усилий на исполнительном органе;
• оригинальная компоновочная схема геохода;
• наличие новых функционально-конструктивных устройств и элементов, ранее не применявшихся в горнопроходческом оборудовании;
• все операции проходческого цикла осуществляются в совмещенном режиме.
Конструктивная схема геохода представлена на рис. 1.
На сегодняшний день в области геовинчестерной технологии проведена обширная исследовательская работа.
Натурные и стендовые испытания первых экспериментальных образцов геохода доказали работоспособность нового класса проходческих машин [2].
В работе [3] определены параметры исполнительных органов, применение которых создает предпосылки к уменьшению удельной энергоемкости разрушения породы. Определены зависимости, главных напряжений на поверхности взаимодействия (ПВ) исполнительного органа геохода с породой
забоя от отношения его геометрических характеристик (рис. 2).
1 2 3
Рис. 1. Принципиальная конструктивная схема геохода: 1 — исполнительный модуль; 2 — головная секция; 3 — внешний движитель геохода (винтовая лопасть); 4 — хвостовая секция с элементами противовращения; 5 — привод движителя; 6 — роторный погрузчик
Разработана математическая модель [4] взаимодействия геохода с геосредой, учитывающая одновременное перемещение двух секций геохода с непрерывной подачей на забой и позволяющая определить момент вращения МВР, радиус навивки RНАВ и тяговое усилие РТ
Описан принцип работы трансмиссии с гидроцилиндрами в разных фазах выдвижения, получены аналитические выражения для определения силовых, кинематических и конструктивных параметров трансмиссии геохода с гидроприводом [5].
Рис. 2. Графики зависимостей главных напряжений оз от относительного расстояния между уступами: а — области внутренней кромки, 6— средняя часть ПВ, в — в области внешней кромки
Мвр, Н-м а=30° а=0° а="30°
5,0-ю6
4,5-10б 4,0-Ю6 3,5-106 3,0-ю6 2,5-Ю6 2,0-Ю6 1,5-106
1,0-10 0,5-10
\
\
\
У
-1,75-И 6 f
J
У \
3,7
м
0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0^ Рис. 3. Влияние диаметра геохода D на величину необходимого вращающего момента Мвр
Получены зависимости влияния конструктивных параметров (диаметр поршня) и количества гидроцилиндров на величину развиваемого трансмиссией вращающего момента для заданного диаметра головной секции геохода (Drc) и величины давления в гидросистеме — рТР (рис. 4).
В геоходе для привода исполнительного органа и обеспечения требуемого усилия на внешнем движителе требуется источник энергии или энергосиловая установка (ЭСУ). Ее тип будет определяться видом трансмиссии. В работе [6] определены возможные схемы трансмиссии геохода с передачей крутящего момента с помощью волновой передачи с промежуточными телами качения (ВППТК). Однако, применение ВППТК имеет ограничения. Слабым звеном волновой передачи является сепаратор, а возможным отказом передачи — заклинивание роликов сепаратора. Кроме того, конструкция ВППТК для геоходов с диаметром более 1 м нетехнологична.
Применение других передач также затруднено. Так, например, червячная передача склонна к заеданию, а для зубчатых передач сложно обеспечить кинематическую точность из-за
Рис. 4. Зависимости развиваемого трансмиссией вращающего момента от количества гидроцилиндров пгц и диаметра поршня Dп
возможных перекосов. Кроме того, размещение редукторов механических передач в разных пространственных положениях вызовет проблемы со смазкой [7].
Применение гидропривода в геоходах дает возможность создания низкооборотного высокомоментного привода и позволяет исключить большегабаритные механические передачи из конструкции машины. К тому же гидропривод традиционно широко применяется в приводах горных машин и имеет известные преимущества [8].
При шахтных испытаниях щитового проходческого агрегата АПЩВ-3,0 (ЭЛАНГ-3) в качестве энергосиловой установки применялась унифицированная насосная установка типа СНУ-5. Данная насосная станция представляет собой два радиально-поршневых насоса, каждый из которых приводится во вращение своим электродвигателем. Выбор насосной
установки именно этой марки был обусловлен приемлемыми техническими характеристиками, доступностью и тем, что все элементы насосной станции выполнены как единый агрегат. Необходимо отметить, что применение СНУ-5 оправдывает себя в условиях испытаний, однако большая масса (2100 кг без рабочей жидкости) и ограничение по углу наклона основания по отношению к горизонту (не более 100) не позволит широко применять ее в эксплуатационных условиях.
Новизна конструкции геохода обуславливает необходимость разработки различных вариантов схемных и конструктивных решений насосной установки. Также отсутствуют данные о влиянии условий эксплуатации (размеры горной выработки, углы проходки) и других факторов на технические характеристики ЭСУ.
Отсутствие исследований по определению параметров ЭСУ являются сдерживающим фактором в создании экспериментальных образцов геохода нового поколения. Поэтому работы, направленные на обоснование параметров энергосиловой установки геохода являются актуальными.
Целью проводимых исследований является обоснование параметров энергосиловой установки геохода. Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
• Определить основные требования к ЭСУ геоходов;
• Разработать компоновочные схемы и конструктивные решения ЭСУ геоходов;
• Разработать математическую модель, отражающую взаимосвязь параметров ЭСУ и геохода;
• Определить влияние различных факторов на параметры ЭСУ.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Косарев В.В. Оборудование для проходки и крепления горных выработок. Анализ состояния и тенденций развития комбайновой проходки // журнал «Горная техника» / Каталог-справочник, 2004, № 7
2. Аксенов В.В. Геовинчестерная технология проведения горных выработок. — Кемерово: Институт угля и углехимии СО РАН, 2004. — 264 с., ил.
3. Бегляков В.Ю. Обоснование параметров поверхности взаимодействия исполнительного органа геохода с геосредой. Автореферат дис. канд. техн. наук: 05.05.06. Кемерово, 2012. — 18 с.
4. Моделирование взаимодействия корпуса носителя геохода с геосредой / В.В. Аксенов, А.Б. Ефременков, В.Ю. Тимофеев, М.Ю. Блащук // Горный информационный аналитический бюллетень. Горное машиностроение / Москва, МГГУ, 2010 — ОВ № 3. С. 41-48.
5. Блащук М.Ю. Обоснование параметров трансмиссии геохода с гидроприводом. Автореферат дис. канд. техн. наук: 05.05.06. Кемерово, 2012. — 19 с.
6. Тимофеев В.Ю. Обоснование параметров трансмиссии геохода с волновой передачей. Автореферат дис. канд. техн. наук: 05.05.06. Кемерово, 2012. — 19 с.
7. К вопросу о применении редукторного привода в трансмиссии агрегата для проведения аварийно-спасательных выработок (геохода) / В.В. Аксенов, В.Ф. Горбунов, М.Ю. Блащук В.Ю., Тимофеев // Горный информационный аналитический бюллетень. Промышленная безопасность и охрана труда на предприятиях топливно-энергетического комплекса / Москва, МГГУ, 2011 — ОВ № 9. С. 25-36.
8. Разработка и анализ возможных вариантов гидропривода в трансмиссии геохода / В.В. Аксенов, А.Б. Ефременков, В.Ю. Тимофеев, М.Ю. Блащук // Горный информационный аналитический бюллетень. Горное машиностроение / Москва, МГГУ, 2010 — ОВ № 3. С. 184-193. еш
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Аксенов Владимир Валерьевич — доктор технических наук, профессор Юр-гинского технологического института (филиала) ТПУ, зав. лабораторией угольной геотехники Института угля СО РАН, [email protected], Блащук Михаил Юрьевич — кандидат технических наук, старший преподаватель, [email protected],
Чернухин Роман Владимирович — старший преподаватель, [email protected], Юргинский технологический институт (филиал) ТПУ.
д_
© В.В. Аксенов, В.Ю. Тимофеев, 2012
В.В. Аксенов, В.Ю. Тимофеев
ОБОСНОВАНИЕ КОНЦЕПТУАЛЬНОГО ВАРИАНТА КОМПОНОВКИ ВОЛНОВОЙ ПЕРЕДАЧИ С ПОЛЫМ ВАЛОМ ДЛЯ ТРАНСМИССИИ ГЕОХОДА
Предложен вариант компоновки волнового редуктора с полым валом для привода геохода, который учитывает особенности компоновки трансмиссии геохода и создающим предпосылки для обеспечения требуемого свободного пространства внутри геохода.
Ключевые слова: трансмиссия геохода, компоновка волновой передачи с промежуточными телами качения, полый вал.
В настоящее время совершенствование проходческой техники и повышение ее производительности основано на увеличении энерговооруженности проходческих комплексов. Создание напорных усилий на забой осуществляется за счет наращивания массы оборудования. Подобная тенденция приводит к ограничению области применения проходческих комбайнов и щитов по углам проводимых выработок, увеличению их металлоемкости и габаритных размеров. Поэтому создание альтернативных технологий проведения горных выработок различного направления и разработка высокоэффективных проходческих машин являются крайне необходимым.
Одним из альтернативных и перспективных направлений в решении проблемы проведения горизонтальных и наклонных выработок является геовинчестерная технология, базовым элементом которой, является геоход — аппарат, движущийся в подземном пространстве с использованием геосре-
ды. Одной из основных систем геохода, определяющей его работоспособность, является трансмиссия, т.к. именно трансмиссией обеспечивается напорное усилие и перемещение всего агрегата.
В последнее время получают распространение (в том числе и в трансмиссиях горных машин) механизмы с относительно новой механической передачей — волновой передачей с промежуточными телами качения (ВППТК). Данная передача обладает рядом существенных преимуществ по сравнению с передачами, традиционно используемыми в трансмиссиях горных машин: большие предаваемые вращающие моменты, большие передаточные числа, меньшая металлоемкость. Отсутствие обоснованных компоновочных решений трансмиссии геохода ВППТК сдерживает работы по созданию геоходов нового поколения.
Существующие конструкции ВППТК не учитывают особенности компоновки трансмиссии внутри геохода и особенности его работы, т.к. ранее ВППТК не применялась в трансмиссии геохода, и таких задач не возникало [1].
Привод геохода, как и у любой другой горнопроходческой машины, включает в себя двигатель (источник механической энергии) и трансмиссию (передаточный механизм), поэтому компоновка и взаимная увязка двигателя и трансмиссии будет иметь существенное влияние на компоновочное решение ВППТК. Также на компоновочное решение будет оказывать влияние требование по обеспечению достаточного свободного пространства внутри геохода, для размещения дополнительного оборудования [2].
Предложенное компоновочное решение двигателя основано на применении так называемого «кольцевого» или «опоясывающего» электродвигателя [3]. Данный электродвигатель, размещенный по внутренней окружности цилиндрической оболочки, дает возможность его компоновки в приводе вне оси вращения геохода. Компоновка электродвигателя обеспечивает возможность размещения его элементов по периферии стабилизирующей секции геохода. При этом выходным элементом будет являться приводной фланец, который в свою очередь будет являться входным звеном для ВППТК (рис. 1) [3].
Приводной фланец электродвигателя, обеспечивающий габарит свободного пространства, по сути, является полым валом. Для обеспечения требований к трансмиссии геохода необходимо, соответственно, разработать ВППТК с полым валом. Наличие нового функционально-конструктивного элемента — полого вала в ВППТК создаст возможность для обеспечения необходимого свободного пространства внутри геохода.
Компоновка элементов в ВППТК с полым валом представляет собой однорядную одноволновую роликовую передачу (рис. 2). На внутренней поверхности венца 1 расположены канавки с числом зубьев венца на единицу больше числа тел качения (роликов) 2.
л
| Вращающаяся секция Приходной фланец
Рис. 1. Компоновка электродвигателя в приводе двухсекционного геохода
Рис. 2. Схема ВППТК для использования в трансмиссии геохода:
1 — зубчатый венец, 2 — ролик, 3 — генератор волн (полый вал), 4 — сепаратор, 5 — плавающая шайба, 6 — тело качения плавающей шайбы Тела качения постоянно соприкасаются с рабочими по-ностями зубьев венца 1, описанных совокупностью дуг окружностей, а также соприкасаются с генератором волн 3. Генератор волн 3 выполнен с осевым отверстием, которое обеспечивает свободное пространство в районе оси вращения ВППТК. Конструктивно генератор волн представляет собой полый вал. Сепаратор 4 при работе может быть неподвижен, либо может вращаться, в зависимости от схемы использования передачи. Для существенного снижения сил трения между телами качения и эксцентричным волновым генератором введена плавающая шайба 5, которая выносит дорожку качения на отдельное, свободно вращающееся на эксцентрике звено. Плавающая шайба опирается на тела качения 6. Генератор волн 3, тела качения 6 и плавающая шайба 5 образуют подшипниковый узел, на который опираются ролики 2. Сепаратор 4 удерживает ролики и дает им двигаться только в радиальном направлении.
Принцип работы передачи зависит от того, какой элемент передачи будет являться выходным звеном. Рассмотрим на примере зубчатого венца в виде выходного звена. Генератор волн 3 приводится во вращение внешним двигателем и вращается вокруг оси О1. При вращении генератора он своей
поверхностью воздействует на ролик 2 и перемещает его по радиальному пазу сепаратора 2. Ролик, в свою очередь, воздействует на наклонную поверхность зуба венца 1, чем вызывает возникновение радиальной силы, заставляющей поворачиваться несущий сепаратор 4, если зафиксирован венец 1. Либо наоборот, поворачивается венец 1, если зафиксирован сепаратор 4. Направление вращения генератора волн 3 и зубчатого венца 1 совпадают.
Данная компоновка соответствует предъявляемым требованиям, в частности создает предпосылки для обеспечения достаточного свободного пространства внутри геохода. Использование роликовых тел качения в ВППТК позволит передавать больший вращающий момент, по сравнению с шариковыми, в 2,6 раза [4]. Одноволновая, однорядная схема ВППТК, позволит получить максимальные передаточные отношения и значительно упростить конструкцию самой передачи [5].
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Аксенов В.В., Ефременков А.Б., Блащук М.Ю., Тимофеев В.Ю. Обзор волновых передач возможных к применению в трансмиссии геохода // Горное машиностроение: Труды VII Всероссийской научно-практической конференции с международным участием. Отдельный выпуск Горного информационно-аналитического бюллетеня (научно-технического журнала) Mining Informational and analitical Bulletin (scientific and tecnical journal). — 2010. — № OB3 — 464 c. — M.: издательство «Горная книга». С. 137-149.
2. Аксенов В.В., Ефременков А.Б., Блащук М.Ю., Тимофеев В.Ю. Разработка требований к трансмиссии геоходов // «Известия ВУЗов. Горный журнал». — 2009. — № 8. С. 101-103.
3. Тимофеев В.Ю. Матерiали м1жнародно! конференцп «Форум пр-ниюв — 2012». — Д.: Державний вищий навчальныий заклад «Нацюналь-ний прничий утверситет», 2012. — Т.4. — 236 с. С. 168-172.
4. Степанов В.С. Методика проектирования привода на основе волновой передачи с телами качения: дис. канд. техн. наук. — Москва: МАИ, 2009. — 162 с.
5. Панкратов Э.Н. Проектирование механических систем автоматизированных комплексов для механообрабатывающего производства: Практикум лидера-проектировщика. — Томск: издательство Том. Ун-та, 1998. — 295 с. ЕШ
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Аксенов Владимир Валерьевич — доктор технических наук, профессор Юр-гинского технологического института (филиала) ТПУ, зав. лабораторией угольной геотехники Института угля СО РАН, [email protected], Тимофеев В.Ю. — старший преподаватель Юргинского технологического института Национального исследовательского Томского политехнического университета, младший научный сотрудник лаборатории угольной геотехники Института угля СО РАН, [email protected].
А_
--© С.В. Макаров, С.Б. Сапожков, 2012
С.В. Макаров, С.Б. Сапожков
РЕМОНТ ГОРНОШАХТНОГО ОБОРУДОВАНИЯ ЭЛЕКТРОДАМИ, ИЗГОТОВЛЕННЫМИ С ПРИМЕНЕНИЕМ НАНОПОРОШКА СЛОЖНОГО СОСТАВА (Zr, Si, Ni, Ti, Cr)
Рассмотрены основные факторы, влияющие на работоспособность горношахтного оборудования. Приведена схема протекания процесса старения узлов и деталей ГШО. Предложен способ изготовления электродов, обладающих более высокими механическими свойствами по сравнению с имеющимися аналогами, для ремонта ГШО.
Ключевые слова: горношахтное оборудование, металл шва, нанопорошок, жидкое стекло, система периодических планово-предупредительных ремонтов.
Одним из основных факторов, напрямую влияющих на эффективность работы, а соответственно, экономическое благополучие российских горнодобывающих предприятий, является непрерывное старение парка горношахтного
оборудования (ГШО). Сегодня темпы старения ГШО опережают его воспроизводство, модернизацию и реновацию. Среди некоторых видов ГШО доля машин с выработанным ресурсом уже превышает 50 %. Эксплуатация техники в «предотказном» состоянии приводит к постоянному увеличению доли затрат на ее содержание в себестоимости добычи и переработки продукции горного производства. В настоящее время рост расходов на эксплуатацию и ремонт ГШО на горнодобывающих предприятиях опережает рост стоимости основной продукции.
Существующая система периодических планово-предупредительных ремонтов (ППР) заключается в исключении отказов оборудования и непредвиденных расходов путем планирования проведения технического обслуживания ранее момента вероятного среднестатистического отказа.
Традиционно считалось, что ППР способствует снижению темпа выхода оборудования из строя (кривая 2) и уменьшению потерь из-за аварийных остановок. Однако такое предположение не совсем верно, так как не учитывает вносимую ремонтом дополнительную вероятность отказов оборудования (кривая 3 показывает, что темп выхода из строя сразу после ремонта резко увеличивается). Поэтому более целесообразным представляется, при условии постоянного контроля безразборными методами технического состояния оборудования — диагностики, вести его эксплуатацию до вероятности отказа, не превышающей вероятность отказа после ремонта (кривая 4) [1].
Рис. 1. Характер протекания процесса старения узлов и деталей ГШО. [1]: а — закономерности изменения физико-механических свойств материалов и удельных нагрузок в процессе старения типовых элементов машин; б — изменение технико-экономических эксплуатационных показателей типовых элементов машин в процессе их старения: 1 — коэффициент трения; 2 — энергозатраты; 3 — абсолютный износ; в — вероятностно-статистические характеристики надежности для определения межремонтного периода типовых элементов машин
В данной работе для повышения механических свойств металла шва предлагается применение нанодисперсных материалов (нанопорошков). Существуют различные способы введения нанопорошка в сварочную ванную, но наиболее эффективным представляется введение нанопорошка в состав покрытия сварочных электродов на стадии их изготовления.
В сварочном производстве нанопорошки применяют для получения мелкозернистой структуры металла шва, эти добавки, практически не изменяя химического состава сплава, вызывают при кристаллизации измельчение зерна и в итоге улучшение механических свойств. Также перспективным является применение наноструктурированных материалов для стабилизации дугового разряда при сварке плавлением.
Основным преимуществом использования сварочных электродов по отношению к другим сварочным материалам и методам, в частности — порошковой проволоке, сварке в защитных газах, выступает низкая стоимость оборудования, возможность применения в труднодоступных местах, при монтаже в полевых условиях и т.д.
Методика исследования заключается в следующем: в жидкое стекло с модулем 3,13, вязкостью 0,604 Па*с и плотностью 1,433 г/см3 добавляют нанопорошок сложного состава ^г, Si, N Д Сг) в количестве 1,0 % к массе жидкого стекла. Введение нанопорошка в жидкое стекло производится на ка-витационной установке механоактиваторного типа в течение 2 минут, при температуре 30—35 °С.
Согласно определению Кристофера Бреннена: «Когда жидкость подвергается давлению ниже порогового (напряжению растяжения), тогда целостность ее потока нарушается, и образуются парообразные полости. Это явление называется кавитацией. Когда местное давление жидкости в некоторой точке падает ниже величины, соответствующей давлению насыщения при данной окружающей температуре, тогда жидкость переходит в другое состояние, образуя, фазовые пустоты, которые называются кавитационными пузырями».
Таким образом, во время прохождения жидкого стекла и нанопорошка через кавитационную установку механоактива-торного типа происходит «вбивание» наночастиц в образующиеся кавитационные пузырьки. Таблица 1
Показатели качества калиево-натриевого жидкого стекла до и после перемешивания в кавитационной установке
№ Наименование показателя Серийное Экспериментальное
1. Модуль 3,13 3,20
2. Вязкость, Па*с 0,604 0,292
3. Плотность, г/см3
1,433
1,43
Как видно из табл. 1, введение нанопорошка в жидкое стекло, снизило вязкость стекла в 2 раза.
Для определения возможности использования нанопорош-ков при производстве сварочных электродов (с целью повышения качественных характеристик электродов, в первую очередь сварочно-технологических свойств и механических свойств металла шва), были изготовлены электроды марки МР3 04,0мм. Несмотря на низкую вязкость жидкого стекла, его неизменившиеся когезионные свойства позволили без проблем изготовить обмазочную массу. Следует отметить, что расход жидкого стекла был меньше, чем по стандартной технологии (22 кг стекла на 100 кг сухой шихты против 24,5 кг стекла на 100 кг шихты при серийном производстве, т.е. расход жидкого стекла снизился на 10 %).
Далее были изготовлены образцы для определения механических свойств металла шва и химического состава наплавленного металла серийно выпускаемых электродов и электродов опытной партии.
Механические свойства металла шва и химический состав наплавленного металла представлены в табл. 2 и 3.
Как видно из табл. 2 и 3, механические свойства металла шва и химический состав наплавленного металла соответствуют требованиям Н и ТД.
Было установлено, что структура металла шва, выполненного экспериментальными электродами — более дисперсная и однородная, в отличие от неравномерной структуры металла, наплавленного серийными электродами.
Данный способ введения наноструктурированных материалов в сварочную ванну более эффективен и рационален, т.к. отсутствуют потери нанопорошка при введении его в сварочную ванну, значительно увеличиваются механические свойства металла шва и улучшается микроструктура сварного соединения. Таблица 2
Механические свойства металла шва
Электроды марки МР3 04, 0мм ов, Н/мм2 65,% КС^ при 20 °С, Дж/см2
Серийные 460 25 159
Опытные 487 1 27 | 192
Требования не менее
Н и ТД 450 1 20 | 80
Таблица 3
Химический состав наплавленного металла
Электроды марки МР3 04, 0мм Массовая доля элементов, %
С Si Mn S P
Серийные 0,07 0,03 0,47 0,025 0,046
Опытные 0,07 0,05 0,61 0,025 0,047
Требования - - - не более
Н и ТД 0,040 0,045
Применение данных электродов для изготовления и ремонта горношахтного оборудования является целесообразным, т.к. металл шва получается более прочным, т.е. имеет дисперсную и однородную структуру, что положительно сказывается на качестве всего изделия.
Получение качественных и бездефектных сварных соединений в горношахтном оборудовании важно не только с технико-экономической точки зрения, но и с точки зрения безопасности работ, выполняемых на этом оборудовании.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Боярских Г. А. Надежность и ремонт горных машин. — Екатеринбург: УГГУ, 2003. — 340 с.
2. Балоян Б.М., Колмаков А.Г., Алымов М.И., Кротов А.М. Наномате-риалы. Классификация, особенности свойств, применение и технология получения. — М., 2007. — 125 с.
3. Фролов В.В. Теория сварочных процессов. — Москва: Высшая школа, 1988. — 559 с.
4. Макаров С.В. О способах введения стабилизирующих элементов в дуговой разряд. — Инновационные технологии и экономика в машиностроении: сборник трудов III Международной научно-практической конференции с элементами научной школы для молодых ученых: в 2-х т. — ЮТИ ТПУ, Юрга: Изд-во ТПУ, 2012. — Т.1. — с. 56-59.
5. Макаров С.В. Ионизация, как процесс стабилизации дугового разряда. — Инновационные технологии и экономика в машиностроении: сборник трудов III Международной научно-практической конференции с элементами научной школы для молодых ученых: в 2-х т. — ЮТИ ТПУ, Юрга: Изд-во ТПУ, 2012. — Т.1. — с. 54-56.
6. Макаров С.В., Сапожков С.Б. Изготовление электродов с применением нанопорошка сложного состава (7г, N "Л, Сг). — Материалы VIII Международной научно-практической конференции «Становление современной науки — 2012»: Прага: Изд-во «Образование и наука», 2012. — С. 88-91
7. www.spetselectrode.ru Эволюция производства сварочных электродов, материалов, проблемы настоящие и будущие, нлт
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Макаров Сергей Викторович — ассистент, [email protected], Сапожков Сергей Борисович — доктор технических наук, профессор, Юргинский технологический институт (филиал) Томского политехнического университета.
_А
--© А.А. Григорьева, А.П. Григорьева, 2012
А.А. Григорьева, А.П. Григорьева
КОМПЛЕКС МОДЕЛЕЙ ПРИНЯТИЯ РЕШЕНИЙ О КОНКУРЕНТОСПОСОБНОСТИ
ИННОВАЦИОННОЙ ГОРНО-ШАХТНОЙ ПРОДУКЦИИ
Предложены модели оценки конкурентоспособности инновационной горно-шахтной продукции: модель, рассчитывающая нечеткие множества альтернатив различной степени конкурентоспособности на ранних стадиях исследования; интегральная модель оценки конкурентоспособности продукции с учетом этапов производства, реализации и эксплуатации; рейтинговая модель оценки машиностроительной продукции. Ключевые слова: нечеткие множества, функция принадлежности, метод попарных сравнений, конкурентоспособность продукции, горно-шахтная продукция.
Во всем мире промышленность является одним из основных инициаторов, заказчиков и потребителей инноваций. Благодаря инновациям машиностроители начинают выпускать товары с более высокими потребительскими свойствами. Однако любая инновация требует денег, времени и управленческих усилий на ее разработку и внедрение. А самое главное — собственная инновация чревата значительными рисками, ведь новый продукт может быть не принят рынком, а значит, все усилия окажутся потраченными зря. Поэтому в настоящее время актуальным является создание модельного аппарата и информационной среды для поддержки принятия стратегических решений об инновационном развитии предприятия.
Задача определения конкурентоспособности является многокритериальной и относится к классу слабоструктурированных задач, которые содержат как количественные, так и качественные элементы, причем малоизвестные и неопределенные стороны задачи имеют тенденцию доминировать. Модель данной задачи может быть построена на основе дополнительной информации, получаемой от лица, принимающего решение. При этом исключается возможность построения объективных моделей. В связи с этим можно сказать, что это будет не одна, а система моделей. Этот же вывод следует из динамической сущности задачи, т.к. разные модели будут применяться для получения оценок конкурентоспособности на основных этапах жизненного цикла продукции.
Основоположник теории нечетких множеств Л. Заде отмечал, что обычные методы анализа систем и моделирования на ЭВМ, основанные на точной обработке численных данных, по существу не способны охватить огромную сложность процессов человеческого мышления и принятия решений. Поэтому при построении моделей принятия решений о конкурентоспособности продукции помимо многокритериального подхода возникает необходимость использования нечеткой логики, нечетких понятий и отношений, позволяющих моделировать плавное, постепенное изменение свойств, а также неизвестные функциональные зависимости, выраженные в виде качественных.
Модель определения конкурентоспособности инновационной продукции на базе метода попарных сравнений
Специфика данной модели позволяет ее использовать на начальных стадиях жизненного цикла изделий. Сравнение альтернатив можно производить по показателю «значимость технического решения» [1] или в целом по продукции.
Для оценки конкурентоспособности семи видов очистных механизированных комплексов используется лингвистическая переменная р-«конкурентоспособность» c множеством базовых значений Т={«низкая», «средняя», «высокая»}; базовое множество Х= {К1, К2 ,К3, ..., К7} , где К — модель механизированного комплекса. Исследуются очистные механизированные комплексы, выпускаемые Юргинским машиностроительным заводом и их зарубежные аналоги:
К1 — ДБТ; К2 — Джой; К3 — Джой-1; К4 — Джой-2; К5 — КМ138/2; К6 — 3КМ138; К7 — К-500Ю (ЮМЗ). Терм «низкая» характеризуется нечеткой переменной (низкая, Х,С%% >.
Требуется построить функцию принадлежности цс нечеткого множества С%%, описывающего терм «низкая» [2].
Для решения нашей задачи воспользуемся методом попарных сравнений [3,4]. Функция принадлежности ц определяется по матрице попарных сравнений М^^уЦ, элементы которой Таблица 1
Интерпретация значений тц
Смысл ти
примерно равна ц^) намного больше ц^) больше
заметно больше ц^) намного больше ц^) Значения, промежуточные по степени между перечисленными
т^ представляют собой некоторые оценки интенсивности принадлежности элементов хе X нечеткому множеству С%%, по сравнению с элементами ^е X.
Понятия, которыми оперирует эксперт и интерпретация этих понятий значениями т^ приведены в табл. 1.
Значения функции принадлежности |с(х1), |с(х2), ..., цс(хп) в точках х1, х2, ..., хп определяются на основе решения задачи м- г =Утах • Г , где г=(Г1,Г2, ..., Гп) — вектор длиной г; Утах — максимальное собственное число матрицы М. Поскольку матрица М положительна по построению, решение данной задачи существует и является положительным. Окончательно полу-
п
чаем: |с(х) =1/ ^ m ¡j
! =1
Очистные механизированные комплексы по показателю «значимость технического решения» (Зтр) были оценены следующим образом:
Таблица 2
Оценки механизированных комплексов
Модель очистного механизированного комплекса Зтр
ДБТ 226,8
Джой 286,2
Джой 1 84,03
Джой 2 156,9
КМ-138/2 25,13
3КМ-138 26,35
К-500 Ю 24,5
Таблица 3
Матрица попарных сравнений
Зтр 24,5 25,13 26,35 84,03 156,9 226,8 286,2
24,5 1 1/2 1/3 1/6 1/7 1/8 1/9 2,37
25,13 2 1 1/2 1/3 1/6 1/7 1/8 4,27
26,35 3 2 1 1/2 1/3 1/6 1/7 7,14
84,03 6 3 2 1 1/2 1/3 1/6 13,0
156,9 7 6 3 2 1 1/2 1/3 19,8
226,8 8 7 6 3 2 1 1/2 27,5
286,2 9 8 7 6 3 2 1 36,0
На основе этих оценок, полученная матрица попарных сравнений приведена в табл. 3.
Искомые степени принадлежности для 7 комплексов составят:
Цс = (1; 0,53; 0,33; 0,19; 0,12; 0,1; 0,07).
Аналогично находим функции принадлежности термов «высокая конкурентоспособность», «средняя конкурентоспособность».
В итоге имеем нечеткое множество«низкая конкурентоспособность»:
С%%={(1/24,5), (0,53/25,125), (0,33/26,35), (0,19/84,025), (0,12/156,9), (0,1/226,8), (0,07/286,2)}. В более наглядной форме это представимо следующим образом:
С%={(1/К-500Ю (ЮМЗ)), (0,53/3КМ138), (0,33/КМ138/2), (0,19/Джой-1), (0,12/Джой-2), (0,1/ДБТ), (0,07/Джой}, т.е. 1 соответствует очистному механизированному комплексу с наименьшей конкурентоспособностью.
Интегральная модель оценки конкурентоспособности продукции.
Данная модель быстро и объективно отображает картину положения продукции на рынке на стадиях производства, реализации и эксплуатации продукции. Основой расчета конкурентоспособности продукции является оценка четырех групповых критериев конкурентоспособности: «значимость технического решения» (Зтр), финансовый приоритет продукции (ФП), эффективность производства (ЭП) и сбыта продукции (ЭС). Для обеспечения репрезентативности критерии имеют коэффициенты весомости [5]. Определение этих коэффициентов проводится методом попарных сравнений, рассмотренным выше.
Расчет критериев и коэффициента конкурентоспособности проводится по формулам:
Кп=аг Эп+а2-Фп+аэ-Эс+а4-Зтр , (1)
где Кп - коэффициент конкурентоспособности продукции; Эп-значение критерия эффективности производственной деятельности предприятия; Фп — значение критерия финансового приоритета от выпуска продукции; Эс- значение критерия эффективности организации сбыта; Зтр — значение показателя «значимость технического решения»; а1 , а2 , а3 , а4 — коэффициенты весомости (степени принадлежности).
Эп= а11-И+а12-Ф+а13-Рт+а14-П, (2)
где И- показатель издержек производства на единицу продукции; Ф — относительный показатель фондоотдачи; Рт — относительный показатель рентабельности товара; П — относительный показатель производительности; а11,а12,а13,а14 — коэффициенты весомости (степени принадлежности);
Фп= а21-ка+а22-кп+а23-клт+а24-ко, (3)
где ка — коэффициент автономии; кп — коэффициент платежеспособности; клт — коэффициент текущей ликвидности; ко — коэффициент оборачиваемости оборотных средств; а21,а22,а23,а24 — коэффициенты весомости (степени принадлежности);
Эс=а31-Рп+а32-кз+а33-км+а34-кр, (4)
где Рп- относительный показатель рентабельности продаж; кз — коэффициент затоваренности готовой продукции; км — относительный показатель загрузки производственной мощности; кр — относительный показатель эффективности рекламы и стимулирования сбыта; а31,а32,а33,а34- коэффициенты весомости (степени принадлежности);
Зтр = Аи • Пр • Сз + Ми • Ои • Шо, (5)
где Аи — коэффициент актуальности решенной технической задачи; Пр — коэффициент соответствия решенной технической задачи программам важнейших работ научно-технического прогресса; Сз — коэффициент сложности технической задачи; Ми — коэффициент места использования решенной технической задачи; Ои — коэффициент объема использования решенной технической задачи; Шо — коэф-
фициент широты охвата охранными мероприятиями решенной технической задачи.
Алгоритм расчета интегрального коэффициента конкурентоспособности включает 3 этапа:
1. Расчет единичных показателей конкурентоспособности и перевод показателей в баллы. Для этого производится их сравнение с базовыми показателями: среднеотраслевыми, аналога-конкурента, за прошлый отрезок времени, лидера-конкурента на рынке. В целях перевода показателей в относительные величины (баллы) используется десятичная шкала от 0 до 1. Шкала и ее экономическая интерпретация приведена в табл. 4.
Расчет критериев по формулам 2—5.
Расчет коэффициента конкурентоспособности по формуле
1.
Рассмотрим пример расчета коэффициентов весомости критериев. Оценки проставлялись одним экспертом. Использовалась лингвистическая переменная <степень влияния на конкурентоспособность продукта> и терм <высокая>.
Таблица 4
Шкала предпочтительности показателей (критериев)
Значение показателя
Вербальное значение показателя (критерия) конкурентоспособности продукции
1
1,00...0,75 0,75...0,5
0,5 0,5...0,25 0,25... 0 0
Показатель конкурентоспособности продукции очень высокий (превышение над базовым в 2 и более раза)
Показатель конкурентоспособности довольно высокий (превышение над базовым на 75-100 %)
Показатель конкурентоспособности вроде бы высокий (превышение над базовым на 50 — 75 %)
Средний уровень показателя конкурентоспособности (на уровне базового)
Показатель конкурентоспособности продукции вроде бы низкий (отставание от базового на 0-25 %) Показатель конкурентоспособности довольно низкий (отставание от базового от 25 до 50 % ) Показатель конкурентоспособности очень низкий (отставание от базового на 100 %)
Таблица 5 304
Матрица попарных сравнений
Зтр Фп Эс Эп
Зтр 1 2 5 7
Фп 1/2 1 7 9
Эс 1/5 1/7 1 6
Эп 1/7 1/9 1/6 1
Z k 1,84 3,25 13,16 23
Матрица парных сравнений приведена в табл. 5.
Вычисляем значения вектора ri по формуле r= 1
n i=i
Искомый вектор ri=(0,54;0,31;0,075;0,04).
Модель оценки Кп имеет вид:
Кп=0,54-Этр+0,34-Фп+0,075-Эс+0,045-Эп .
Данная модель может применяться в условиях индивидуального выбора при нечеткой исходной информации.
Рейтинговая модель определения конкурентоспособности горно-шахтного оборудования
Модель базируется на основе метода расчета степеней предпочтения с учетом порога предпочтительной конкурентоспособности, применяется в условиях группового выбора. [6]. Оценку производили десять экспертов (xi). Оценивались следующие марки шахтных крепей (альтернатив): z1 — М -138 /2 (ЮМЗ), Z2 — Фазос 25/53 Poz (Польша), Z3 — 1УКП (Украина), z4 — JOY (США). Продукция оценивалась по следующим критериям: y1 — «значимость технического решения» Зтр, y2 -«финансовый приоритет от выпуска продукции» Фп, y3 -«эффективность сбыта продукции» Эс, y4 - «эффективность производства продукции» Эп.
Алгоритм работы модели следующий:
• ввод данных об альтернативах (видах ГШО);
• ввод сведений о признаках (показателях конкурентоспособности продукции);
• формирование матрицы важности признаков экспертами;
• формирование матрицы степеней совместимости видов оборудования (альтернатив) с признаками;
• расчет матрицы взвешенных степеней предпочтения оборудования экспертами;
• расчет порога предпочтительной конкурентоспособности оборудования;
• расчет и вывод рейтинговых оценок альтернатив.
В результате проведенных расчетов при w = 0,527 (порога различения) получим следующие совокупности экспертных оценок для альтернатив:
Pi={ Х3, Х4, Х5, Хб, Х7, x8, Х9, Х10 }; Р2={Х1, Х2, Х7, Х9}; Рз={х1, Х7, Х9};
Р4={Х1, Х3,, Х4, Х5, Хб, Х7, Х8, Х9, Х10 }.
Вследствие особенностей продукции z2 (Фазос 25/53 Poz) ее предпочитает небольшое число экспертов, которые придают большое значение «высокому финансовому приоритету» и «высокой эффективности сбыта». С этих двух позиций продукция z2 (Фазос 25/53 Poz) для экспертов x1, x2, x7, x9 является «наиболее конкурентоспособной». Общая низкая совместимость продукции z3 (1УКП (Украина)), со всеми четырьмя признаками также ограничивает степень ее предпочтительности. Хотя продукция z1 (М -138 /2 (ЮМЗ)) и продукция z4 JOY (США)) схожи по своим совокупностям экспертных оценок, но высокая степень совместимости продукции z1 (М -138 /2 (ЮМЗ)) с признаками «высокое качество наукоемкой продукции» и «высокая эффективность производства» делает ее более предпочтительной. Она и будет занимать верхнюю строчку в рейтинге конкурентоспособных альтернатив продукции.
Rср(Z1) = 0,5373; Rср(z2)= 0,2516; Rср(zз)= 0,1385; Rср(z4)= = 0,5226.
Выявлено, что используемые критерии оценки в разной степени влияют на итоговое значение соответствующего показателя (рейтинга) конкурентоспособности продукции: чем выше оценка критерия предпочтения, тем выше рейтинговая
оценка альтернативы, следовательно, выше конкурентоспособность данной альтернативы.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Осипов Ю.М. Показатель «значимость технического решения» имитационной модели АСУ конкурентоспособностью продукции// Автоматизация и современные технологии. — 1994. -№ 3. — С.33-35.
2. Заде Л.А. Понятие лингвистической переменной и его применение к принятию приближенных решений. — М.: Мир, 1976. — 165с.
3. Мелихов А.Н., Берштейн Л.С., Коровин С.Я. Ситуационные советующие системы с нечеткой логикой. — М.: Наука, 1990. — 272 с.
4. Гоигорьева А.А., Гоигорьева А.П. Модели оценки конкурентоспособности горно-шахтного оборудования на базе метода попарных сравнений// Горный аналитический информационный бюллетень. — 2010. — Отдельный выпуск 3. — С.221-227.
5. Гоигорьева А.А., Гоигорьева А.П. Определение приоритетов инвестиционных проектов на основе интегральной оценки конкурентоспособности наукоемкой машиностроительной продукции // Альманах современной науки и образования. — 2009. — № 3, С.50-52.
6. Григорьева А.П., Григорьева А.А. Оценка рейтинга шахтных крепей «Юрмаша» и их зарубежных аналогов//Труды 10-ой Всероссийской научно-практической конференции «Проблемы повышения эффективности металлообработки в промышленности на современном этапе», Изд. Новосибирский государственный технический университет, 2012. — С. 208-212. вгсга
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Гоигорьева Антонина Алексеевна — кандидат технических наук, доцент, Юргинский технологический институт (филиал) ТПУ, [email protected], Гоигорьева Анна Петровна — ассистент, аспирант, Кузбасский государственный технический университет имени Т.Ф. Горбачева, [email protected]
д_
© Н.А. Спарыкина, А.А. Сапрыкин, 2012
Н.А. Спарыкина, А.А. Сапрыкин
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЛАЗЕРНОГО СПЕКАНИЯ ПОРОШКОВЫХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ИЗГОТОВЛЕНИИ ГОРНОШАХТНОГО ОБОРУДОВАНИЯ
Рассмотрена проблема повышения качества поверхностного слоя изделий, изготовленных методом селективного лазерного спекания, применяемых в горношахтном оборудовании. Представлено описание специальной экспериментальной установки и четырехфакторного эксперимента по спеканию медного порошка ПМС-1. Предложена математическая модель влияния технологических режимов спекания на шероховатость спеченного поверхностного слоя. Даны рекомендации по повышению качества поверхности изделия-прототипа.
Ключевые слова: горношахтное оборудование, послойное лазерное спекание, режимы спекания, качество поверхностного слоя, экспериментальная установка.
Современная экономика требует ускорения продвижения новой продукции на рынок. Сократить сроки выпуска нового изделия на всех этапах от конструирования и проектирования до изготовления позволяют технологии быстрого прототипирования. Прототипы используются для: оценки эргономики и внешнего вида; оценки функциональности; в качестве мастер-модели [6].
Наиболее перспективной является технология быстрого изготовления прототипов и функциональных изделий методом послойного селективного лазерного спекания физической копии различных объектов из порошковых материалов на основе 3D CAD-модели [3]. Получение сложных деталей из металлических порошковых материалов при селективном лазерном спекании с требуемыми геометрическими и физико-механическими свойствами позволяет значительно расширить сферы использования данной технологии. При этом уменьшение сроков изготовления происходит за счет сведе-
ния комплекса типовых процессов в единую технологическую установку, позволяющую изготовить изделия любой сложности поверхностей и точности без предварительных затрат на подготовку традиционной технологической оснастки [7]. Данная технология предусматривает использование широкого спектра исходных материалов- от пластиков до различных металлических сплавов.
Анализ литературных источников показал, что производители установок послойного синтеза, работающие с металлическими порошками, в спецификации указывают точность используемых механических и оптических систем, минимальную толщину слоя изделия и др. Эти данные отражают технически достижимую точность, которая не всегда соответствует реальным результатам, даже с применением рекомендуемых порошков и на указанных режимах. Сведения по точности изделия и качеству поверхности, как правило, не приводятся. При этом получить качественные изделия можно только в узком диапазоне режимов спекания, ведь в основе процесса спекания лежит термическое воздействие лазерного излучения на порошковый материал, которое сопровождается достаточно сложными и разнообразными по своей природе физическими явлениями, оказывающими значительное влияние на качество поверхности изделия-прототипа [4].
В данной работе представлена оценка влияния технологических режимов спекания, таких как мощность излучения, скорость перемещения луча лазера, шаг сканирования, температура подогрева порошкового материала на качество поверхностного слоя, спеченного из медного порошка ПМС-1 под воздействием непрерывного лазерного излучения. Химический состав порошка: медь- 99,5 %, кислород -0,3 %, свинец- 0,05 %, железо- 0,02 %, другое- 0,13 %.
Исследования проводились на оригинальной установке послойного лазерного спекания, позволяющей регулировать все технологические параметры спекания. Экспериментальная установка представляет собой технологический лазерный комплекс формирования поверхностей деталей сложной пространственной формы. Она включает в себя иттербиевый волоконный лазер ЛК — 100 — В (длина волны 1,07 мкм),
Г 1 а1
I в а 1 си г
Рис. 1. Установка селективного лазерного спекания: 1 — лазер, 2 — трехкоординатный стол, 3 — персональный компьютер
трехкоординатный стол, персональный компьютер, система ЧПУ, устройство засыпки порошка и оригинальное программное обеспечение (рис. 1). _
Для теоретического описания процесса лазерного воздействия необходимо найти режимы, при которых происходит эффективное спекание поверхности заданного качества и без дефектов. Математическая модель создана по результатам проведенного четырехфактор-ного эксперимента [5]. В ней учитывается влияние технологических режимов спекания на шероховатость поверхностного слоя.
Уровни и интервалы варьирования выбирались по результатам предварительных поисковых экспериментов. Мощность Р изменялась от 15 до 30 Вт, скорость перемещения лазера V от 200 мм/мин до 3000 мм/мин, температура порошкового материала t от 26 0Ы до 200 0Ы , шаг сканирования s от 0,1 до 0,3 мм. Диаметр пятна лазера при спекании составлял 0,5 мм. Эксперимент был поставлен по программе центрального планирования второго порядка. Реализованы шестнадцать опытов полного факторного эксперимента 24 и семь опытов в центре плана, дополнены восьмью опытами в «звездных» точках [5]. Шероховатость измерялась на цифровом микроскопе ИМЦ 100х50, с точностью 0,01 мм. После преобразований математическая модель получила следующий вид:
Rz = 0,356 + 0,015 • Р + 0,0001 V + 0,000057 • t + 0,425 • 5 (1)
Графические зависимости влияния режимов спекания на шероховатость поверхности, построенные по формуле (1) представлены на рис. 2 и 3. Влияние мощности и скорости 310
показаны на рис. 2. Увеличение скорости с 200 до 3000 мм/мин, при Р=15Вт приводит к уменьшению Rz с 615 до 280 мкм. Изменение мощности с 15 до 30 Вт увеличивает Rz с 615 до 840 при \/=3000 мм/мин.
........Теор.кривая \/=200мм/мин
Рис. 2. Теоретические кривые по (1) и экспериментальные точки Rz спеченного медного поверхностного слоя в зависимости от мощности лазера и скорости перемещения луча лазера V, при =26>С, s=0,1 мм
На рис. 3 показана зависимость мощности лазера и шага сканирования на Rz . Увеличение шага сканирования с 0,1 до 0,3мм приводит к увеличению шероховатости Rz с 690 до 600 мкм. Изменение мощности с 15 до 30 Вт увеличивает шероховатость 605 до 830 мкм, при S=0,1 мм.
Увеличение мощности в диапазоне от 15 до 30 Вт приводит не только к увеличению шероховатости спеченного поверхностного слоя но и образованию трещин (рис. 4), вследствие увеличения термических напряжений. Таким образом, мощность интенсивно влияет на шероховатость.
Варьирование скорости от 3000 до 200 мм/мин приводит к увеличению шероховатости с Rz 320 до 520 (рис. 2) и появлению поперечных и продольных трещин.
Увеличение шага сканирования изменяет шероховатость Яг с 600 до 820 (рис. 6).
Теор.кривая з=0,1мм -Теор.крмеая 5-0,Змм
■ А Экспе Экспе р ЮЧЮ1 р.ТОЧКУ 3=0,Зг им йм
1
■ -... £1
1 1
14 16 16 20 22 24 28 28 30
Р, Вт
Рис. 3. Теоретические кривые по (1) и экспериментальные точки Rz спеченного медного поверхностного слоя в зависимости от мощности лазера и шага сканирования S, при V=200мм /мин и 1=260С
а б
Рис. 4 Внешний вид спеченной поверхности ПМС-1 (х2). Режимы СЛС
V = 200/ / / I ё' ^ = 20С0, в = 0,3/ I : а — Р = 30Ао, б — Р = 15Ао
а б
Рис. 5. Внешний вид спеченной поверхности ПМС-1 (х2). Режимы СЛС
Р = 15 Вт Г = 200 С, б = 0,3 мм : а — V = 3000 мм / мин, б — V = 200 мм/ мин
а б
Рис. 6. Внешний вид спеченной поверхности ПМС-1 (х2). Режимы СЛС
Р = 30 Вт V = 200 мм/ мин, Г = 200 °С; а — б = 0,3 мм, б — б = 0,1 мм
Температура подогрева порошкового материала имеет незначительное влияние на Rz . Мощность излучения, скорость перемещения луча лазера и шаг сканирования являются основными параметрами, влияющими на шероховатость спеченного поверхностного слоя, но температура подогрева порошкового материала должна обязательно включаться в модель управления.
После обработки данных, полученных в процессе эксперимента, составлен график изменения ширины Y и толщины Z спекаемого слоя порошковой меди в зависимости от изменения плотности мощности лазерного излучения Е (рис. 7). Из рис. 7 видно, что вначале при увеличении плотности мощности лазерного излучения происходит плавное увеличение глубины и ширины слоя. Это объясняется увеличением глубины проникновения теплоты, достаточной для спекания порошка. Затем наблюдается резкое увеличение толщины и ширины спекаемого слоя. При сравнении графика и результатов наблюдения за процессом можно обратить внимание, что подъем в графике обусловлен, во-первых, вспучиванием поверхности, а затем образованием усадки и проплавлением. Вероятно, в данном случае сказывается резкое увеличение теплопроводности модельного материала в момент плавления. Далее процесс стабилизируется, и увеличение плотности мощности излучения не
оказывает влияния на толщину и ширину спекаемого слоя порошка [4].
После обработки большого количества экспериментальных данных и наблюдая почти четкую границу изменения качества поверхности спеченного порошкового материала рис. 8, предлагается ввести понятие черновых и чистовых режимов спекания порошковых материалов лазерным излучением. Это позволяет, например, разделить режимы формирования поверхности прототипа и его внутреннего объема. На рис. 9 представлен энергетический спектр воздействия лазерного излучения на металлы [1, 2].
1 у
I 1 1 8 / & / * / г
J 1 /
& * Г У у
^ ф
101 10' 211 103 321 103 431101 541103 Е, Вт/сч2
Рис. 7. График зависимости глубины и ширины спеченного слоя порошка ПМС-1 от плотности мощности лазерного излучения
а б в
Рис. 8. Фотографии поверхности спеченного слоя порошка ПМС-1 (х150): а — качественная поверхность; б — вспучивание поверхности (увеличение шероховатости); в — проплавление
■■■■■■ Уда ъвая энергия, Дж/см2
—- режимы —106
..... — режимы Ш^улл// ю4
102 Ю3 104 106 107 Е, Вт/см2
Рис. 9. Энергетический спектр воздействия лазерного излучения на металлы при послойном лазерном спекании
□
7.
1
1
Рис. 10. Стратегия процесса спекания единичного слоя.
На черновых режимах, более производительных, необходимо формировать основной объем изделия-прототипа. Увеличение шероховатости поверхности (вспучивание) в данном случае играет положительную роль для прочного соединения слоев между собой.
На чистовых режимах обработки производительность процесса послойного синтеза снижается значительно, но при этом отпадает необходимость или значительно снижается трудоемкость дополнительной обработки поверхности прототипа для придания ей высоких точности и качества (рис. 10).
Отделочная обработка может проводиться по необходимости. Режимы отделочной обработки можно назвать форсированными. Они включают в себя высокую плотность мощности излучения с коротким временем воздействия. В результате можно добиться, в зависимости от необходимости, процесса сублимации выступов микронеровностей поверхности или плакирования поверхности прототипа.
Направленное изменение свойств спеченного порошка путем разделения режимов обработки единичного слоя на чистовые для поверхности и черновые для основного объема приведет к повышению производительности процесса послойного лазерного синтеза без ухудшения качества поверхности изделия-прототипа. Эмпирические зависимости дают возможность изменять шероховатость спеченной поверхности в значительных пределах, регулируя технологические режимы лазерной обработки.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Лазерная и электронно-лучевая обработка материалов: справочник/ Под ред. Н.Н. Рыкалина и др. — М.: Машиностроение, 1986. — 496 с.
2. Обработка поверхности и надежность материалов: пер. с англ. / Под. ред. Дж. Бурке, Ф. Вайса. — М.: Мир, 1984. — 192 с.
3. Отто А. Объединение лазерной обработки материалов с процессом формообразования // Фотоника. — 2007. — № 5. — С. 2 — 6.
4. Сапрыкина Н.А., Сапрыкин А.А., Шигаев Д.А. Исследование факторов, влияющих на качество поверхности, полученной лазерным спеканием // Обработка металлов. — 2011. — № 4. — С. 78-82.
5. Спиридонов А.А. Планирование эксперимента при исследовании технологических процессов. — М.: Машиностроение, 1981. — 184с.
6. Технологии быстрого прототипирования в современном производстве. — http://www. sibai. ru/texnologii-byistrogo-prototi pirovaniya-v-sovrem ennom-proizvodstve.
7. Beaman J.J., Barlow J.W., Bourell D.l., Crawford R. Solid Freeform Fabrication // A New Direction in Manufacturing: With Research and Applications in Thermal Laser Processing. — Kluwer Academic Pub. 1997. — P. 104-106. fi^re
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Сапрыкина Наталья Анатольевна — старший преподаватель, [email protected],
Сапрыкин Александр Александрович — кандидат технических наук, зав. кафедрой, [email protected],
Юргинский технологический институт (филиал), Национального исследовательского Томского политехнического университета.
А_
--© В.А. Трифонов, А.В. Анучин, 2012
В.А. Трифонов, А.В. Анучин
СОЗДАНИЕ ИННОВАЦИОННОЙ
ГОРНОШАХТНОЙ ПРОДУКЦИИ
(НА ПРИМЕРЕ СРАВНЕНИЯ ТРАДИЦИОННОЙ
И ИННОВАЦИОННОЙ ПРОДУКЦИИ
ООО «ЮРГИНСКИЙ МАШИНОСТРОИТЕЛЬНЫЙ
ЗАВОД»)
Инновационный подход к процессу проектирования промышленной продукции на примере анализа технико-эксплуатационно-экономических характеристик представляет уникальную возможность разрабатывать, производить и эксплуатировать изделия с рациональным соотношением «цена-качество».
Ключевые слова: конкурентоспособность, технико-эксплатационно-экономические характеристики, критерий «цена-качество», инновационная продукция, конструктивный вариант, технические решения.
ООО «Юргинский машиностроительный завод» с 1992 года, работая для топливно-энергетического комплекса страны, стал центром угольного машиностроения Кузбасса и одним из ведущих производителей горно-
шахтного оборудования (ГШО) в России. С 2006 г. предприятие перешло на выпуск ГШО мирового уровня. В 2007 году к производственному потенциалу ООО «Юргинский машиностроительный завод» прибавились возможности стратегических партнеров: чешского производителя ГШО T Machinery a.s. в 2008 году — немецкого ESSER GmbH. Сейчас этот список значительно расширен.
Обладая всеми свойствами зарубежных аналогов, разработки ООО «Юргинский машиностроительный завод» дают потребителям ряд существенных преимуществ: снижение эксплутационных расходов, повышение производительности, удобство сервисного обслуживания (см. табл. 1).
В настоящее время для обеспечения конкурентоспособности необходим инновационный подход к проектированию изделий, которые смогут удовлетворить вопросы энерговооруженности Таблица 1
Производимая продукция ГШО на ООО «Юргинский машиностроительный завод»
Широкий модельный ряд крепей механизированных с различной несущей способностью для тонких пластов, в том числе в струговой и комбайновом вариантах, для пластов средней и большой мощности, а также крепи сопряжения
Комбайн проходческий КПЮ-50. Предназначен для механизированного разрушения забоя и погрузки горной массы при проведении горизонтальных и наклонных горных выработок, производительностью от 0,2 до 2,0 м3/мин.
Комбайн очистной узкозахватный «Кузбасс 500Ю» предназначен для механизированной выемки угля в очистных забоях пологих и полого-наклонных пластов мощность 1,6 до 4,0 м с сопротивлением угля резанию до 360 кН/м, имеющих породные прослойки коэффициентом крепости по шкале проф. Протодъяконова до 4, суммарной мощностью до 12 % от
вынимаемой мощности пласта в шахтах, опасных по газу и угольной пыли
Комбайн очистной узкозахватный К750Ю предназначен для челноковой механизированной выемки угля в очистных забоях на пластах мощностью 1,4.. ,4,0м с углами падения до 35° при работе по простиранию, до 10° при работе по падению и восстанию при сопротивлении угля резанию до 360кН/м, а также в областях, имеющих породные прослойки с коэффициентом крепости по шкале проф. Протодьяко-нова до 4 суммарной мощностью не более 12 % от вынимаемой мощности пласта.
и надежности. В основе этого подхода должны лежать технические решения, обладающие следующими признаками: новизна, изобретательский уровень и промышленная применимость [1, 2].
В результате были проанализированы опоры прямого электропривода рабочих органов САЭП-275/3300. Опоры САЭП-275/3300 представляют собой устройства, обеспечивающие заданное движение с определенной надежностью и грузоподъемностью. В зависимости от вида трения различают опоры: с трением скольжения (сталь-бронза, фторопласт-4 и т.д.); с трением качения (шарикоподшипниковые или роликоподшипниковые опоры).
От конструкции опор зависят эксплуатационные характеристики САЭП-275/3300 и затраты на изготовление, следовательно, его цена. В зависимости от существующей технологии и производственных возможностей предприятия возможно применение в конструкции САЭП-275/3300 тех или иных видов опор. Для осуществления рационального выбора видов опор необходимо разработать эксплуатационную модель САЭП-275/3300 со следующими эксплуатационными характеристиками (табл. 2), используя которую, можно произвести расчеты и соответствующую оптимизацию цены (табл.3).
Для моделирования необходимо иметь [3]:
1) предельные значения затрат (Зи), (Зэ) и показателей эксплуатационных характеристик 3dH, 3dB, 3sB, 3sH (табл. 4);
2) значения эластичностей потребительских и производственных возможностей, характеризующие относительные изменения экономических событий;
3) компьютерную программу вычислений значений (З) и (3) на основе электронных таблиц Excel, в которых запрограммированы формулы кривых потребительских желаний и производственных возможностей.
Таблица 2
Сравнительная характеристика опор
Тип опор Опоры О1 Опоры О2
с трением с трением
скольжения качения
Точность направления Тн 1 2
Момент сил трения Мтр 3 2
Температурная нечувствительность 0 1
НЧт
Грузоподъемность Гр 2 3
Износоустойчивость Си 0 1
Вибростойкость Св 1 1
X 3i = 7 X 32 = 10
Таблица 3
Интегральные затраты З в зависимости от вида опор
Конструктивное исполнение Затраты на изготовление (Зи),у.е. Затраты на эксплуатацию (Зэ),у.е. Интегральные затраты (З), у.е.
1. Опоры с трением скольже- 6 4 10
ния
2. Шарикоподшипниковые 8 4 12
опоры
Таблица 4
Предельные значения затрат Зцв, Зsн и показателей эксплуатационных характеристик Эцн, Эsв
" ■——^^Предельные значения Типы конструкции ' —■— Эйн Эзв Зз" 3dB
1. Опоры с трением скольжения 2 7 3 10
2. Шарикоподшипниковые опоры 5 10 5 12
Проведем расчеты эксплуатационных характеристик Тн, Мтр, Нчт, Гр, Си, Св для каждого типа опор (О^О2) эксплуатационных характеристик 2 Э^, затрат на изготовление Зи1-2, затрат на эксплуатацию Зэ1-2 и интегральных затрат (З) этих опор. Получим в условных единицах сравнительные характеристики опор и суммарных показателей эксплуатационных характеристик, значения затрат на изготовление (Зи), на эксплуатацию (Зэ), интегральных затрат (З).
Для конструктивного варианта САЭП-275/3300 с опорами «сталь-бронза» интегральные затраты на производство и эксплуатацию ниже, чем у САЭП-275/3300 с другими опорами. Ниже и качество конструкции Предложенный подход к процессу проектирования САЭП-275/3300 на примере анализа их технико-эксплуатационно-экономических характеристик (ТЭЭХ) обладает уникальной возможностью разрабатывать, производить и эксплуатировать изделия с рациональным соотношением цена-качество. Для потребителя — это востребованные эксплуатационные характеристики изделия при относительно меньшей цене покупки и меньших затратах при эксплуатации, для производителя — это востребованные эксплуатационные характеристики изделия, обеспечивающие уровень конкурентоспособности на рынке и наивысшую прибыль без существенных перемен имеющейся технологии производства.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Осипов Ю.М. Основы инновационного менеджмента. Учебное пособие. — Томск. Изд. ТУСУР, 2003. — 170 с.
2. Осипов Ю.М. Конкурентоспособность наукоемкой машиностроительной продукции: экономика и менеджмент. — Томск: Томск. гос. ун-т систем управления и радиоэлектроники, 2002. — 247 с.
3. Трифонов В.А. Способ управления процессами создания инновационной продукции по критерию «цена-качество». [Текст]. / Инновационные технологии управления. Электромехатроника. Сб. трудов: науч. изда-ние, вып. 2. /Под ред. проф. Ю.М. Осипова. — Томск: Изд-во ТУСУР, 2010. — С. 41-50. ЕШ
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ
Трифонов Владимир Александрович — кандидат экономических наук, доцент Юргинского технологического института (филиала) ТПУ, [email protected],
Анучин Александр Владимирович — инженер-конструктор второй категории ООО «Юргинский машиностроительный завод», ассистент кафедры горношахтного оборудования Юргинского технологического института (филиала) ТПУ, [email protected]
_£
- © М.А. Викулов, Г.П. Довиденко,
Н.П. Овчинников, Ю.С. Бочкарев, 2012
М.А. Викулов, Г.П. Довиденко, Н.П. Овчинников, Ю.С. Бочкарев
АВТОМАТИЗИРОВАННАЯ СИСТЕМА УПРАВЛЕНИЯ НАСОСНЫМ КОМПЛЕКСОМ
Рассмотрена новая автоматизированная система управления насосным комплексом
Ключевые слова: насос, надежность, автоматизированная система.
Б настоящее время техническое состояние систем водоснабжения России остается на недостаточном
уровне. Хотя в последние 10—15 лет произошли существенные изменения в инфраструктуре ЖКХ.
Строительство новых водозаборных сооружений и насосных станций, сотрудничество со многими зарубежными производителями насосного оборудования, улучшение качества условий труда. Данные изменения коснулись только крупных систем водоснабжения, которые концентрируются в основном в центральной части России. Системы водоснабжения небольших городов России не имеют такого богатого потенциала, хотя нуждаются в нем.
Оборудование, оставшееся с советских времен, нехватка квалифицированных кадров, сказываются на работе систем водоснабжения провинциальных городов, замедляя их технико-экономические показатели.
Как установлено статистикой все эксплуатируемое насосное оборудование России состоит в основном из отремонтированных машин, поэтому ее высокая надежность не существенна.
Надежность является свойством технического объекта, но работа любого объекта определяется его эксплуатацией в соответствии с функциональным назначением [2].
Основным критерием по подержанию эксплуатационной надежности насосного оборудования является работа в оптимальном режиме подачи, поскольку данный режим исключает возникновение таких нестационарных процессов, как ка-витационные и вибрационные явления [1].
Для этих целей предложена автоматизированная система управления насосным комплексом в реальном масштабе времени [3].
Настоящее устройство относится к транспортировке воды с помощью насосных комплексов, оснащенных центробежными насосами.
Устройство поясняется рис. 1, на котором изображена заявленная автоматизированная насосная система.
Заявленная автоматизированная система, включает центробежный насос 1, промышленное реле управления 2, балансировочный клапан 3, оснащенный электромагнитными клапанами 4,5, компрессор 6 и контрольно — измерительные приборы: датчик давления 7 и расходомер 8.
Устройство работает следующим образом.
При пуске насоса происходит постоянная передача данных от контрольно-измерительных приборов (датчика давления и расходомера) в промышленное реле управления, где происходит их обработка. Предварительно, промышленное реле управления содержит полную информацию о рабочих характеристиках оптимального режима работы насоса.
В случае если полученные данные о рабочих характеристиках отличаются от первоначальных данных, заложенных в промышленном реле, происходит процесс стабилизации текущего режима работы насоса в оптимальный, путем дросселирования балансировочным клапаном. Балансировочный клапан работает благодаря сжатому воздуху, подводящемуся от компрессора. Впуск и выпуск воздуха в рабочей камере балансировочного клапана осуществляется электромагнитными клапанами.
Рассмотрим процессы стабилизации текущих режимов работы насоса.
1. Текущее давление во всасывающей линии аналогично оптимальному давлению — балансировочный клапан находится в нерабочем положении.
2. Текущее давление во всасывающей линии меньше оптимального давления (режим перегрузки) — балансировочный клапан начинает закрываться.
V V
7
8
3
Рис. 1. Автоматизированная насосная система
3. Текущее давление во всасывающей линии больше оптимального давления (режим закрытой задвижки) — балансировочный клапан начинает открываться.
Техническим результатом, обеспечиваемым приведенной совокупностью признаков, является улучшенная работоспособность насосов за счет поддержания их оптимального режима работы и борьбы с нестационарными процессами.
- СПИСОК ЛИТЕРА ТУРЫ
1. Карелин В.Я. Насосные станции гидротехнических систем с осевыми и диагональными насосами / В.Я. Карелин, P.A. Новодережкин. — М.: Энергия, 1980. — 288 с.
2. Квагинидзе В.С. К вопросу безопасного и надежного функционирования горного оборудования/ Квагинидзе В.С. , Корецкая Н.А. , ГИАБ — М.: МГГУ, 2005.
3. Патент RU2165642 С2, опубл. 20.04.2001 \£Ш
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -
Викулов М.А. — доктор технических наук, профессор, Довиденко Г.П. — кандидат технических наук, доцент, Овчинников Н.П. — аспирант, [email protected], Бочкарев Ю.С. — старший преподаватель, [email protected], Северо-Восточный федеральный университет им. М.К. Амосова.
© С.В. Соловьев, 2012
С.В. Соловьев
ОСОБЕННОСТИ СТАТИКИ И ДИНАМИКИ ПРИВОДОВ ТЯГИ И ПОВОРОТА МОЩНЫХ КАРЬЕРНЫХ ДРАГЛАЙНОВ
Исследованы особенности статики и динамики двухдвига-тельных приводов тяги и поворота мощных карьерных драглайнов, а так же их влияние на производительность. Ключевые слова: драглайн, привод поворота, привод тяги.
Сегодня парк горных машин требует качественных изменений: за счет увеличения единичной мощности машин; создания более безопасного и надежного в эксплуатации оборудования, обладающего повышенной комфортностью для экипажа, удобством в управлении и превосходящего по своим технико-экономическим показателям лучшие отечественные и зарубежные образцы.
В общей технологии открытых горных работ при разработке месторождений одними из основных производственных процессов являются вскрышные и перевалочные работы с применением драглайна.
Считается, что при отработке уступа забойная производительность драглайна зависит от многих факторов, например, прочности породы и продолжительности поворота драглайна на выгрузку ковша и возврат его в забой. Длительность поворота обусловлена, в основном, величиной угла поворота драглайна в конкретном забое. Так же известно, что поворот драглайна с груженым ковшом и возврат в забой занимает до 70 % длительности всего рабочего цикла [1]. Продолжительность которого в конкретном забое на угол ф3 определяется по известной зависимости [1]: Тцз = Тцп(1+2,333ф3/фп)/3,333, с, где Тцп — продолжительность рабочего цикла драглайна при паспортном угле поворота на выгрузку — фп = 135°.
Следовательно, продолжительность цикла поворота драглайна в конкретном забое на угол ф3 кроме других параметров, в конечном счете, определяет его забойную производительность — Q, которая, в свою очередь, находится из известного выражения:
п 3
где Н* — работа затраченная -м механизмом драглайна задействованным в течение цикла его работы на экскавацию одного кубического метра породы (энергоемкость работы н
ОТ Н* = Т N,
(1)
(2)
того механизма драглайна в течение цикла его работы, Втс/м3); N -мощность /-того механизма драглайна задействованного в течение цикла его работы, Вт.
Далее для определения удельной технической производительности (технической производительности отнесенной к единице установленной мощности силовой установки — Ыу, Вт драглайна) поделим выражение (2) на величину Ыу =
3
X N / кзаг и получим
м3/с
О = к
~ и и
X ни
^у ■ 'заг / 1 • • ' Ву
(3)
где кзаг — средний коэффициент загрузки силовой установки драглайна по мощности ( принимается равным кзаг =0,85 [4]).
Уравнение (3) позволяет определять уровень технической производительности для драглайнов с различной установленной мощностью силовой установки.
Работа подъемного и напорного механизмов (за один цикл продолжительностью — Тцз) может быть представлена тремя наиболее характерными операциями: черпанием породы (продолжительностью — поворотом на разгрузку с груженым ковшом (продолжительностью — и); поворотом в забой с порожним ковшом (продолжительностью — ^п).
Каждая из перечисленных операций выполняется при различных нагрузках и с различной частотой вращения двигателей
Рис. 1 — схема сил действующих на ковш драглайна при черпании породы: Fт — усилие в тяговом канате драглайна, Н; Ft — касательная составляющая сопротивления движению ковша драглайна по траектории черпания при условии его 100 %-го наполнения, Н, равная [1]
подъемного, напорного и поворотного механизмов, причем работа механизмов поворота драглайнов связана с преодолением больших моментов инерции в режимах частых чередований разгонов и торможений его поворотной платформы.
На рис. 1 приведена схема сил действующих на ковш драглайна при черпании породы, проекции которых, на оси «х» и «у» имеют вид:
Т Рх = 0; |РТ = Рх [1 + + /да)], кН Т = [Рп = дЕРп(1 + к^а, кН
Рх = КрЕкЛ + А,)п8 / кпуп1ККр , кН
(4)
(5)
где КР — коэффициент удельного сопротивления копанию, Па (принимаются равными: для легких пород КР = 0,12106 Па; для средних пород КР = 0,29106 Па; для тяжелых пород КР = 0,4106 Па, [3]); Е — вместимость ковша драглайна, м3; кдт — коэффициент динамичности привода тяговой лебедки драглайна; X — отношение объема призмы волочения к объему ковша; кпут — отношение пути наполнения ковша к его длине; кр — коэффициент разрыхления породы в ковше (принимаются равными: для легких пород X = 0,4 кпут = 3,5 кр = 1,25; для средних пород X = 0,3 кпут = 4,0 Кр = 1,3; для тяжелых пород X = 0,2 кпут = 5,5 Кр = 1,37 соответственно); 1к — длина ковша, м; у = рп/рт — отношение нормальной — рп и касательной — Рх составляющих силы сопротивления движению ковша драглайна принимаемое у = 0,3...0,7, причем, большее значение отношения соответствует связным пластичным, а меньшее крепким и хрупким породам [2,3]; ц — коэффициент трения ковша о породу, ц = 0,4.0,6 [2,3]; а — угол естественного откоса забоя; рп — плотность породы в целике, кг/м3 (принимается равной: для легких пород X = 0,4 рп = (1,8...2,5)102 кг/м3; для средних пород X = 0,3 рп = (2,5...3,0)102 кг/м3; для тяжелых пород X= 0,2 рп = (3,0...3,5)102 кг/м3 соответственно); кт — коэффициент тары ковша с подвеской (принимается равным: для легких пород X = 0,4 кт = 1,0.1,4; для средних пород X = 0,3 кт = 1,3.1,9; для тяжелых пород X= 0,2 кт = 1,6.2,4 соответственно, [1]).
Решая систему совместных уравнений (4) с учетом выражения (5) имеем:
^ = кдпКРЕ(1 + + у(ц + /да)]/ кОЛ , кН (6)
где кдт — коэффициент динамичности работы привода тяговой лебедки драглайна во время черпания, кдт = 1,96.2,14 [1]. Что касается усилия подъема во время черпания, то здесь следует отметить, что привод механизма подъема драглайна в этот период времени не нагружен — Рпод = 0 и включается в работу только после наполнения ковша для его отрыва от забоя.
Далее умножив усилие в тяговом канате драглайна — FТ (уравнение (6)) на скорость каната тяговой лебедки — V.,; и поделив его на цикловую производительность драглайна — Е/Тцз получим энергоемкость — И1т работы драглайна в течение черпания породы:
П1т = V+ Ь)[1 + + tgа)]цгТцз / ^у^р , Нм/м3. (7)
В механизмах поворота современных драглайнов ЭШ-6.45М, ЭШ-10.60, ЭШ-10.70А, ЭШ-11.70, ЭШ-13.50, ЭШ-14.50, ЭШ-15.90А, ЭШ-20.90 используются два двигателя постоянного тока с независимым возбуждением, которые при торможениях платформы работают в режиме динамического торможения (противовключения тока).
Средневзвешенная мощность привода механизма поворота драглайна составит [4]:
Мп = ^Хш2^ + п)(1 / + )/ 2^ + /пп), Вт (8)
где кдп — коэффициент динамичности работы привода поворота драглайна, ; кя — коэффициент, учитывающий момент инерции якоря двигателя, кя = 1,1, [4]; ю — угловая скорость вращения платформы драглайна, рад/с; 1г, 1п моменты инерции поворотной платформы с груженым и порожним ковшом соответственно, кгм2; — КПД трансмиссии механизма поворота драглайна, = 0,8, [4].
С учетом выше изложенного и того, что — практически равно и и А, + ^ = Epп [kг(1 + kт) + kп]кг м2, уравнение
(8) после некоторых алгебраических преобразований принимает вид:
Мп = Epп [^(1 + ^ + ^] Я2(ф)(1/ + 3Пп)/ 4^, Вт (9)
где кг, кп — коэффициент, учитывающий момент инерции вращающихся частей драглайна (поворотной платформы, стрелы с блоками, ковша с породой и без нее относительно оси вращения платформы) при повороте на выгрузку с груженым и в забой с порожним ковшом соответственно, кг = 1,74 [4], кп = 3,57 [4]; R(ф) — радиус инерции маховых масс верхнего строения драглайна, при его повороте на угол 0 < ф < ф3,
м, равный R(ф) = lкcosа0, где а0 — угол наклона стрелы драглайна; I — длина стрелы драглайна.
Далее поделив выражение (9) на цикловую производительность драглайна — Е/Тцз с учетом того, что 2и=2ф3/ю, получим энергоемкость — Нто1 работы механизма поворота драглайна в течение цикла:
Нщ1 = кдпкя®3рп [кг(1 + кТ) + кп ] Я2 (ф)(1 / + 3Пп)Тз / 4Ф3, (10)
В начале поворота драглайна на выгрузку с груженым ковшом (в конце черпания) машинист осуществляет синхронизацию поворотного и траекторного движения ковша во взаимно перпендикулярных плоскостях. При этом радиус инерции маховых масс поворотной части драглайна равен R = г (рис. 2), где г — наименьший радиус выгрузки (наименьший радиус положения ковша драглайна в конце черпания), определяемый суммой радиусов вращения хвостовой части подкрановых балок и оси пят стрелы. Учитывая то, что радиус инерции маховых масс драглайна принимает максимальное значение R = Rч одновременно с достижением угла поворота Фх, после которого радиус инерции не зависит от величины конечного угла поворота ф3 (рис. 3), то есть: R(ф)=r+(Rч-r)ф/фx, при 0 < ф < фх; R=Rч, при фх < ф < ф3.
В момент разгрузки ковша радиус инерции равен наибольшему радиусу черпания или радиусу выгрузки ковша драглайна. В момент разгрузки ковша (рис. 4), так же как в начале черпания (рис. 5) R = Rч, здесь Rч — наибольший радиус черпания или выгрузки драглайна. Зависимость радиуса инерции маховых масс драглайна от угла поворота представлена на рис. 6.
При повороте платформы драглайна с груженым ковшом на разгрузку требуется «травление» тягового каната, поэтому работа тягового механизма протекает при повышенной скорости — Vт, превышающей номинальную — V.,; на 10-20 % [4]. Угол а0 образованный наклоном касательной траектории движения ковша в вертикальной плоскости к горизонтали, в соответствии с расчетной схемой, приведенной на рисунке 3, определяется из выражения
ао = агСд[(Н1-Н2)^ц].
(11)
Рис. 2. Положение драглайна в конце черпания (в начале поворота на выгрузку)
Соответственно скорость траекторного движения ковша в горизонтальной плоскости — V,- с учетом уравнения (11) составит:
Vг = 1,15 V о^агйд[(Н - Н2)/ Rч], (12)
Длительность достижения радиусом инерции величины наибольшего радиуса выгрузки ковша драглайна — Rч при его траекторном движении в горизонтальной плоскости определится как частное от деления Rч/Vг. С другой стороны, длительность достижения радиусом инерции величины наиболь-
шего значения — Rч при его поворотном движении определяется как частное от деления фх/ю. С учетом синхронизации двух этих движений ковша угол поворота — фх определяется из выражения:
Фх / 1,15УТ гаагйд[(Н1 - Н2)/ Rч]. (13)
При повороте платформы драглайна с груженым ковшом на выгрузку на тяговый канат действуют две силы: сила, удерживающая ковш в горизонтальном положении — = кдтдЕрп(1 + кт)/ 2 , кН, и центростремительная сила —
= кдтдЕрп (1 + кт)ю2 R(ф), кН, удерживающая ковш на его траектории движения вокруг оси вращения платформы на угол ф и направленная к центру вдоль тягового каната.
К(ч>) =К
Рис. 4. Положение драглайна в момент разгрузки ковша
При повороте платформы с порожним ковшом в забой основным усилием в тяговом канате является центростремительная сила, удерживающая ковш на траектории движения вокруг оси вращения поворотной платформы, величиной которой ввиду малого ее значения можно пренебречь.
Далее суммируя Fг с Fц и затем умножая полученную сумму на скорость траекторного движения тягового каната — (1,1...1,2) V.,; [4], затем поделив, полученный результат на цикловую производительность драглайна — Е/Тцз получим энергоемкость — НПт работы тяговой лебедки драглайна при повороте его верхнего строения на выгрузку и возврате в забой:
Hl = 1,15 VtP„ (1 + kjg/ 2 + ю2 R^hJ^, ^м^ ,
(14)
Рис. 6. Зависимость величины радиуса инерции от угла поворота драглайна
уммарная энергоемкость механизма тяги определяется исимости:
Нм 2 = Н1т + (15)
подставляя в выражение (15) выражения (7) и (14), получим:
Н м 2 = V кркдт(1 + Х) [1 + + tga)-]ЦJцз / к^Кр +
+1,15Крп(1 + кт)(д/ 2 + ш2Я(ф))л8ТЦз. (16)
При повороте платформы верхнего строения на выгрузку усилие в подъемном канате драглайна определяется только весом ковша с породой:
Рпо,г = дЕРп (1 + кт), кН, (17)
а при повороте драглайна в забой с порожним ковшом усилие в подъемном канате определяется только весом ковша:
^ = дЕрпкт, кН (18)
Далее, умножая выражения (17), (18) на скорости тра-екторного движения подъемного каната — Vпг и — Vпп = 1 ^пг [4] соответственно и суммируем их. Полученную сумму делим на цикловую производительность драглайна — Е/Тцз и получаем энергоемкость — Нто3 работы подъемной лебедки драглайна за время его поворота на выгрузку и возврат в забой:
Нмз = друпг(1 + 2,2к^Тцз, ^ (19)
м
Уравнение (3) с учетом выражений (10), (16), (19) отнесенное к сумме установленных мощностей приводов тягового, подъемного и поворотного механизмов драглайна дает возможность получить его удельную техническую производительность — Qу в течение одного цикла:
м3/с
О = к
^у з
IН
Вт
(20)
Для реализации рабочего цикла современные карьерные драглайны имеют механизм поворота с индивидуальным приводом, состоящим из двух самостоятельных механизмов, работающих на один зубчатый венец.
Статическая механическая Динамическая
(о! о}а
н
5 "
I
А/,/ М,
Время с
Относительный момент
Рис. 7. Статическая механическая Рис. 8. Динамическая характери-характеристика стика
На поворотной платформе по диаметру по диаметру зубчатого венца установлены два трехступенчатых цилиндрических редуктора вертикального исполнения механизма поворота драглайна.
При работе двух электродвигателей постоянного тока на один вал, за счет не одинаковости номинальных скольжений и S2) каждого из них образуется деформационный момент М = М1-М2, что приводит к не одинаковым амплитудам и фазам колебаний моментов во времени, т.е. к значительному по величине коэффициенту динамичности. И, в конечном счете, к снижению долговечности зубчатого венца и элементов трансмиссии привода механизма поворота.
Скольжение нго электродвигателя — ^ определяется по формуле:
5 = ^0 -ю,-
(21)
где ю0 — скорость вращения магнитного потока, создаваемого обмотками статора; ю, — скорость вращения ротора.
ю
0
Коэффициент показывающий отношение номинальных скольжений равен кз = 1,02^1,08, тогда момент инерции — го электродвигателя — Mi определяется по формуле:
ksS2
=
(22)
Рис. 9. Зависимость удельной технической производительности от относительного угла поворота и коэффициента динамичности
Рис. 10. Статическая механичес- Рис. 11. Динамическая характе-кая характеристика ристика
v.
М 2 = ^
(23)
Статическая механическая и динамическая характеристики двухдвигательного привода механизма поворота драглайна приведены на рис. 7 и 8 соостветсвенно.
Зависимость удельной технической производительности от относительного угла поворота и коэффициента динамичности привода поворота драглайна приведена для тяжелых, средних и легких пород на рис. 9. Анализ этих зависимостей свидетельствует, что удельная объемная производительность драглайна существенно зависит от коэффициента динамичности.
Для уменьшения коэффициента динамичности и синхронизации амплитуд и фаз колебаний нагрузки в трансмиссии двух двигательного привода поворота предлагается использовать упруго-поглощающие устройства.
Применение упруго-поглощающих устройств, позволяет повысить долговечность работы привода поворота за счет возможности каждого электродвигателя постоянного тока, работать на своей статической механической характеристике с одним номинальным моментом в двухветвевой трансмиссии привода (рис. 10). Это приведет к снижению амплитуды и синхронизации фаз колебаний момента во времени (рис. 11).
Такое конструктивное решение для двух двигательного привода поворота драглайна позволит снизить динамическую нагруженность (уменьшить коэффициент динамичности на 20-30 %) и даст возможность увеличить скорость поворота драглайна с груженым ковшом и возврат его в забой (засчет реализации допустимого углового ускорения вращающихся частей экскаватора — до 0,025 1/с2), т.е. уменьшить его цикл поворота на 5-10 %.
Изменение динамических нагрузок в приводах тяги и поворота во время рабочего цикла драглайна, может оказать существенное влияние на его производительность. Изменения динамических характеристик основных колебательных систем карьерного драглайна может быть достигнуто применением упруго-поглощающих устройств, вводимых в электромеханическую систему карьерного драглайна. Такие
устройства могут быть пружинно-фрикционными, резино-металлическими, гидравлическими и др.
- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Подерни Р.Ю. Механическое оборудование карьеров: Учебник для вузов. — 6-е изд., перераб. и доп. — М.: Издательство Московского государственного горного университета, 2007. — 680 с.: ил. (ГОРНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ).
2. Протасов Ю.И. Разрушение горных пород. 3-е изд., стер. — М.: Изд-во МГГУ, 2002. — 453 с.
3. Беляков Ю.И. Совершенствование технологии выемочно-погрузочных работ на карьерах. М., «Недра», 1977. — 295 с.
4. Чулков Н.Н., Чулков А.Н. Расчет приводов карьерных машин. — М.: «Машиностроение», 1979, — 104 е., ил. вгсга
КОРОТКО ОБ АВТОРЕ -
Соловьев Сергей Валентинович — горный инженер, аспирант, Московский государственный горный университет, [email protected]
