煤巖破落過(guò)程中螺旋滾筒的可靠性研究*

趙麗娟，樊志海，周文潮

(遼寧工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，遼寧 阜新 123000)

數(shù)字出版日期： 2017-07-14

0 引言

螺旋滾筒是采煤機(jī)的工作機(jī)構(gòu)，其承擔(dān)著破煤、裝煤及除塵等任務(wù)，采煤機(jī)裝機(jī)功率絕大部分消耗在螺旋滾筒截割煤巖過(guò)程當(dāng)中[1]。因此，螺旋滾筒的設(shè)計(jì)是否合理將直接影響截齒受力及其波動(dòng)、截割比能耗、塊煤率、裝煤率及生產(chǎn)效率等性能指標(biāo)[2-7]。通過(guò)離散元方法[8-10]對(duì)滾筒的裝煤性能進(jìn)行分析，研究采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)對(duì)滾筒裝煤性能以及對(duì)螺旋滾筒可靠性的影響，不僅大大的降低了企業(yè)的研發(fā)成本，縮短其產(chǎn)品設(shè)計(jì)時(shí)間，提高滾筒的截煤和裝煤效率，也可以更好的提升煤礦機(jī)械生產(chǎn)的安全性，對(duì)提升企業(yè)的經(jīng)濟(jì)效益具有重要意義[11-15]。

以某新型采煤機(jī)截割部為研究對(duì)象，利用EDEM對(duì)螺旋滾筒的裝煤性能進(jìn)行了數(shù)值模擬。分析了不同牽引速度下裝煤率的變化規(guī)律，得到了不同工況下螺旋滾筒受到的非線(xiàn)性沖擊載荷曲線(xiàn)，并對(duì)沖擊載荷作用下滾筒的動(dòng)應(yīng)力分布及其工作的可靠性進(jìn)行了研究，分析結(jié)果為薄煤層采煤機(jī)螺旋滾筒的設(shè)計(jì)及采煤機(jī)的定型生產(chǎn)提供了參考。

1 煤巖性質(zhì)的測(cè)定及離散元仿真模型的建立

1.1 煤巖性質(zhì)的測(cè)定

煤巖參數(shù)準(zhǔn)確與否直接影響著仿真結(jié)果的可靠性，因此對(duì)某煤礦5-1和5-2煤巖試樣進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化測(cè)試得出其煤巖的物理力學(xué)性質(zhì)，實(shí)驗(yàn)所用煤巖樣本及部分測(cè)試系統(tǒng)分別如圖1所示，利用DQ-1型巖石切割機(jī)將煤巖切割長(zhǎng)方體，而后分別進(jìn)行了單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)、三軸試驗(yàn)以及硬度塑性系數(shù)試驗(yàn)，利用型微機(jī)控制電子試驗(yàn)機(jī)檢測(cè)切割試樣的物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)并將其傳到計(jì)算機(jī)上，得到的煤巖各項(xiàng)參數(shù)如表1所示。

圖1 煤樣性質(zhì)測(cè)試Fig.1 The property test of coal sample

參數(shù)名稱(chēng)5-15-2真密度/(kg·m-3)13321319孔隙率/%9．5310．28彈性模量/MPa43884112泊松比μ0．230．24抗壓強(qiáng)度/MPa17．7115．78抗拉強(qiáng)度/MPa1．080．83黏聚力/MPa1．851．45內(nèi)摩擦角/(°)5958堅(jiān)固性系數(shù)2．01．9

1.2 螺旋滾筒裝煤模型的建立

首先定義模型之間粘結(jié)模型，包括設(shè)置煤巖顆粒與煤巖顆粒粘結(jié)模型為Hertz-Mindlin with bonding、煤巖顆粒與采煤機(jī)滾筒的粘結(jié)模型為Hertz-Mindlin(no slip)、煤巖顆粒體積力的類(lèi)型為Electrostatics。對(duì)材料屬性進(jìn)行賦值，煤巖顆粒的泊松比及密度分別為0.235及1.325 5 g/cm3，剪切模量為1 720 MPa。滾筒材料的泊松比、密度、剪切模量分別為0.31，7.85 g/cm3和70 000 MPa。定義煤巖顆粒之間恢復(fù)系數(shù)、靜摩擦系數(shù)、動(dòng)摩擦系數(shù)分別為0.5，0.8及0.58；煤巖顆粒與滾筒之間恢復(fù)系數(shù)、靜摩擦系數(shù)、動(dòng)摩擦系數(shù)分別為0.5，0.9及0.58。

對(duì)顆粒之間的黏結(jié)平行鍵進(jìn)行設(shè)置，設(shè)置的主要參數(shù)涉及法向剛度kn，切向剛度ks，法向應(yīng)力σ、切向應(yīng)力τ以及黏結(jié)半徑。其中，kn,ks可通過(guò)Hertz接觸理論及Mindlin的研究成果按公式(1)，(2)進(jìn)行計(jì)算：

(1)

ks=λkn

(2)

式中：kn為法向剛度，N/m；ks為切向剛度，N/m；ν1，ν2為2個(gè)顆粒的泊松比；E1，E2為2個(gè)顆粒的彈性模量,MPa；r1，r2為2個(gè)顆粒的半徑，mm；λ為剛度系數(shù)折算值，一般取1/2～2/3。σ及τ可通過(guò)莫爾-庫(kù)倫理論計(jì)算得到，當(dāng)應(yīng)力值超過(guò)σ或τ，則發(fā)生相應(yīng)的拉壓破壞或剪切破壞[9]，如公式(3)所示。

(3)

式中：σ為破壞面上的法向應(yīng)力，MPa；τ為破壞面的剪切應(yīng)力，MPa；σ1為最大主應(yīng)力，MPa；σ3為最小主應(yīng)力，MPa；α為剪切破壞角，(°)；φ為內(nèi)摩擦角，(°)；C為煤巖的黏聚力，MPa。

而其中的σ1，σ3可通過(guò)McClintock和Walsh修正后的格里菲斯公式(4)進(jìn)行計(jì)算。

(4)

式中：σt為材料的抗拉強(qiáng)度，MPa；σc為材料的抗壓強(qiáng)度，MPa；μ是裂隙間的摩擦系數(shù)。

將表1中相關(guān)的煤巖力學(xué)物理性能參數(shù)代入公式(1)～(4)中，計(jì)算出kn，ks，σ，τ分別為9.5×109N/m，5.5×109N/m，0.955 MPa以及3.21 MPa。根據(jù)仿真模型需要，設(shè)置煤巖顆粒的半徑設(shè)置為10 mm。在Geometry界面中經(jīng)過(guò)空間壓縮等系列的操作最后生成的煤壁長(zhǎng)寬高為12 400 mm×880 mm×1 150 mm，顆粒的總質(zhì)量為7 834 kg。形成煤巖顆粒煤壁。之后將Pro/E中建立好的采煤機(jī)截割部三維實(shí)體模型存成iges格式后導(dǎo)入EDEM中，通過(guò)調(diào)整滾筒的旋轉(zhuǎn)約束，可實(shí)現(xiàn)對(duì)煤壁截割裝煤的模擬。建立好的EDEM仿真模型如圖2所示，建立2個(gè)區(qū)域，其中統(tǒng)計(jì)區(qū)Ⅰ為未落到刮板輸送機(jī)上的煤巖顆粒數(shù)，統(tǒng)計(jì)區(qū)Ⅱ?yàn)榻芈涞焦伟遢斔蜋C(jī)上的煤巖顆粒數(shù)，則裝煤率可通過(guò)Ⅱ區(qū)顆粒累計(jì)質(zhì)量與Ⅰ、Ⅱ區(qū)之和的比進(jìn)行計(jì)算。

圖2 截割部的EDEM仿真模型Fig.2 Cutting of EDEM simulation model

2 螺旋滾筒裝煤過(guò)程仿真

2.1 螺旋滾筒裝煤率分析

采煤機(jī)落煤量與其牽引速度有著直接的影響關(guān)系，牽引速度對(duì)采煤機(jī)滾筒的截割性能和滾筒葉片空間內(nèi)煤流量都有影響，為了得出牽引速度與滾筒裝煤效果之間的關(guān)系，選擇滾筒運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)如下：滾筒的截深為800 mm，滾筒轉(zhuǎn)速為58 m/min，仿真時(shí)間為2 s，牽引速度依次設(shè)置為6，7，8，9，10 m/min。牽引速度為8 m/min時(shí)的螺旋滾筒的裝煤情況如圖3所示。通過(guò)對(duì)不同牽引速度下滾筒拋射的裝煤率進(jìn)行仿真，最后得到的各個(gè)工況下的裝煤率如表2所示。

圖3 牽引速度8 m/min下顆粒速度Fig.3 Under the traction speed is 8 m/min speed particle cloud

牽引速度/(m·min-1)678910裝煤率/%58．760．861．359．657．5

牽引速度逐漸增大的過(guò)程中，煤巖體在滾筒中分布逐漸增多，煤巖體沿螺旋葉片向輸送帶端運(yùn)移的能力增強(qiáng)，裝煤率逐漸上升；當(dāng)牽引速度繼續(xù)增大，落煤量超過(guò)了滾筒容積，部分煤巖掉落到了統(tǒng)計(jì)區(qū)Ⅰ致使裝煤率下降。

2.2 螺旋滾筒載荷的提取與分析

通過(guò)菜單欄中的Test data按鈕將截割煤壁的過(guò)程受到的載荷提取出來(lái)，牽引速度為8 m/min的三向力如圖4(a)可知，截割阻力(Z向)最大，其次是牽引阻力(X向)，側(cè)向力(Y方向)最小。滾筒Z向切削合力方向與滾筒轉(zhuǎn)動(dòng)方向相反，滾筒X向截齒合力與牽引方向相反，滾筒的Y向合力在零線(xiàn)上下波動(dòng)，但其平均值不為零。牽引速度8 m/min螺旋葉片受到裝煤反力曲線(xiàn)如圖4(b)所示， 0～0.65 s期間，裝煤反力逐漸增大，這是由于螺旋葉片起到裝煤作用，隨著滾筒轉(zhuǎn)動(dòng)與進(jìn)給，參與截割煤巖的截齒數(shù)量將增大，截掉的煤巖質(zhì)量也將增大。當(dāng)工作到0.65 s之后，滾筒處于穩(wěn)定截割，裝煤反力將不再持續(xù)增大。

圖4 螺旋滾筒受到的載荷Fig.4 The load of spiral drum

圖5 滾筒載荷理論值與仿真值對(duì)比Fig.5 Drum load comparison of theoretical value and simulation value

利用數(shù)值模擬技術(shù)，得到了不同牽引速度下螺旋滾筒受到的載荷，并基于破煤理論分別將相同工況下計(jì)算所得數(shù)據(jù)與本次仿真所得數(shù)據(jù)進(jìn)行比較(如圖5)，以驗(yàn)證本次模擬的正確性，X向載荷最大誤差為8.968%，Y向載荷最大誤差為9.793%，Z載荷最大誤差為9.482%，所有誤差均小于10%在誤差允許范圍內(nèi)，故仿真結(jié)果可靠。

3 不同牽引速度對(duì)裝煤過(guò)程中螺旋滾筒的可靠性分析

3.1 剛?cè)狁詈夏Ｐ偷慕?/h3>

在軟件PRO/E中建立采煤機(jī)主要零部件并進(jìn)行虛擬裝配與干涉檢查，將采煤機(jī)三維實(shí)體模型通過(guò)接口軟件Mechanism/Pro導(dǎo)入到ADAMS中，設(shè)置零件密度、材料，添加約束等，同時(shí)在ANSYS中建立中性(mnf)文件，在ADAMS中進(jìn)行柔性件替換，然后驗(yàn)證模型是否有冗余約束。將EDEM仿真得到的動(dòng)態(tài)載荷保存成TXT文本數(shù)據(jù)樣條曲線(xiàn)導(dǎo)入到ADAMS中進(jìn)行加載，設(shè)置參數(shù)，進(jìn)行仿真計(jì)算。采煤機(jī)截割部剛?cè)狁詈夏Ｐ?，如圖6所示。

圖6 采煤機(jī)剛?cè)狁詈咸摂M樣機(jī)模型Fig.6 Rigid-flex coupled virtual prototyping model of shearer

3.2 螺旋滾筒的可靠性分析

合金頭與齒體截割煤巖時(shí)應(yīng)力分布如圖7和圖8所示。由圖7可以看出，合金頭的最大應(yīng)力主要集中在齒尖的局部接觸區(qū)域，在前刀面及其兩側(cè)呈現(xiàn)非對(duì)稱(chēng)性分布，這說(shuō)明合金頭主要以磨損失效為主，且呈現(xiàn)非對(duì)稱(chēng)性磨損。截割過(guò)程中合金頭長(zhǎng)期處于高應(yīng)力狀態(tài)下，使得合金頭迅速磨鈍，磨鈍后的截齒會(huì)大大增加其工作機(jī)構(gòu)的截割阻力，進(jìn)而影響到采煤機(jī)整機(jī)的工作性能。位于齒尖處所受應(yīng)力明顯比前刀面兩側(cè)所受應(yīng)力大。由圖8可以看出，齒體高應(yīng)力基本集中在其頂端及前刃面、齒柄頭部的軸肩處，且應(yīng)力值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于合金頭的應(yīng)力。位于齒柄頭部的軸肩處，受到應(yīng)力較大，齒體有可能由于應(yīng)力過(guò)大而斷裂；位于齒體錐段前刃面的應(yīng)力波動(dòng)比較平穩(wěn)。由表3可知，牽引速度為10 m/min時(shí)中合金頭與齒體受到的應(yīng)力最大，受到的載荷變大，這是由于隨著牽引速度的增加，單位時(shí)間內(nèi)參與截割截齒的切削厚度也會(huì)增加，使截齒受到的載荷，從而導(dǎo)致截齒的應(yīng)力增大，即參與截割截齒的合金頭與齒體的應(yīng)力均有不同程度的增加。

圖7 合金頭的應(yīng)力Fig.7 The stress of the alloy head

圖8 齒體的應(yīng)力Fig.8 The stress maximum unit

牽引速度/(m·min-1)合金頭應(yīng)力值/MPa合金頭安全系數(shù)齒體應(yīng)力值/MPa齒體安全系數(shù)6970．431．799669．051．86571061．121．560707．581．73881119．571．877765．482．54791209．561．723812．572．323101321．831．598872．302．098

截割煤巖時(shí)螺旋滾筒的應(yīng)力分布如圖9所示。螺旋滾筒上的應(yīng)力主要集中于工作截齒的齒座根部，并且端盤(pán)上齒座受到的應(yīng)力明顯大于葉片上齒座受到的應(yīng)力，并且螺旋滾筒上工作截齒的齒座根部的應(yīng)力遠(yuǎn)大于其他部位的應(yīng)力。齒座受到的應(yīng)力變化規(guī)律與截齒受到的應(yīng)力變化類(lèi)似，這是由于運(yùn)動(dòng)參數(shù)的不同匹配改變了單位時(shí)間內(nèi)參與截割截齒的切削厚度，從而改變了截齒受到的載荷，進(jìn)而影響了齒座的受力。由截齒齒座的結(jié)構(gòu)決定其薄弱位置處于根部，故齒座根部易發(fā)生損傷、破壞斷裂等失效形式。

圖9 齒座與葉片的應(yīng)力云圖分布Fig.9 Drum stress cloud distribution

葉片的應(yīng)力變化規(guī)律與齒座的應(yīng)力變化不同，由圖9及表4可得，工況為牽引速度10 m/min時(shí)葉片的應(yīng)力值最大，最大值為131.52 MPa，小于葉片的屈服強(qiáng)度，說(shuō)明葉片的強(qiáng)度可以滿(mǎn)足使用要求。當(dāng)滾筒牽引速度增大時(shí)，葉片的應(yīng)力隨運(yùn)動(dòng)參數(shù)的增大而變大。這是由于運(yùn)動(dòng)參數(shù)的不同匹配改變了單位時(shí)間內(nèi)參與截割截齒的切削厚度，從而改變了單位時(shí)間截掉煤巖的質(zhì)量，牽引速度越大單位時(shí)間內(nèi)截掉的煤巖質(zhì)量越大，截掉的煤巖由螺旋葉片裝到運(yùn)輸機(jī)上，轉(zhuǎn)速越高對(duì)裝煤效果越明顯，但對(duì)葉片的沖擊越大。由圖10可知當(dāng)滾筒其他影響因素不變的情況下，牽引速度越小，截掉煤巖的質(zhì)量也較少，滾筒葉片內(nèi)的部分煤巖將向葉片外緣運(yùn)動(dòng)，不能及時(shí)裝到運(yùn)輸機(jī)上，不利于滾筒裝煤，同時(shí)對(duì)葉片沖擊較小。牽引速度增大到某一值后，單位時(shí)間內(nèi)采煤機(jī)截掉的煤巖量大于滾筒葉片內(nèi)的存煤空間大小，煤巖流動(dòng)將發(fā)生阻塞，不能及時(shí)排出，大大減小了滾筒的裝煤率，并且葉片易造成破壞。結(jié)合煤層的賦存條件和采煤機(jī)工作的可靠性，該采煤機(jī)的牽引速度應(yīng)控制在8 m/min左右。因此，運(yùn)動(dòng)參數(shù)的合理匹配對(duì)滾筒可靠性至關(guān)重要。

表4 齒座、葉片的應(yīng)力值及安全系數(shù)

圖10 牽引速度、葉片應(yīng)力、裝煤率三者的關(guān)系Fig.10 The three relationship between traction speed, >blade stress,loading rate

4 結(jié)論

1)利用EDEM軟件建立了采煤機(jī)截割部破落煤巖的耦合模型，得到了裝煤率隨牽引速度增大過(guò)程中，裝煤率出現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律。

2)提取了不同牽引速度下截煤過(guò)程中螺旋滾筒受到得三向力與葉片受到的裝煤反力，并將其對(duì)剛?cè)狁詈夏Ｐ瓦M(jìn)行加載，通過(guò)仿真得到了螺旋滾筒受到的應(yīng)力隨牽引速度的增大而增大，在保證采煤機(jī)可靠性的前提下，牽引速度控制在8 m/min左右有較高的裝煤率。

3)通過(guò)協(xié)同仿真解決了EDEM離散元軟件運(yùn)用到采煤機(jī)滾筒的裝煤效率與煤巖破落過(guò)程中螺旋滾筒的可靠性問(wèn)題，為研究采煤機(jī)裝煤性能方面提供了一種新的仿真方法并可以大幅度的降低企業(yè)研發(fā)成本，更好的增加企業(yè)的經(jīng)濟(jì)效益。

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