截齒輔助沖擊作用下堅硬煤體的破碎特性

張 強，張赫哲,田 瑩，王 聰

(1.遼寧工程技術大學 機械工程學院，遼寧 阜新 123000；2.山東科技大學 機械電子工程學院，山東 青島 266590)

隨著復雜煤層比例的增加，傳統機械采煤方法的效率越來越低。由于大部分復雜煤層煤質較硬，這種條件下僅依靠加大截割機構尺寸或功率的方法很難取得理想破煤效果，反而會加劇截割機構的損耗。因此在我國“節能減排、智能煤礦建設”的政策引領下，如何針對硬質煤層研究一種新型破煤方法、如何提升硬質煤層的開采效率，成為現階段國內煤炭行業的重要科學導向。

為解決傳統機械開采方法在硬煤工況效率低下的問題，我國相關專家學者分別從不同角度提出了新型開采方法，按照工作原理分類，大體可分為射流破碎、射流輔助機械破碎、異形刀具破碎、激光破碎等。杜玉昆等研制了一種超臨界二氧化碳射流發生裝置，并通過破巖試驗明確了超臨界二氧化碳射流的破巖機理；廖華林等提出了直旋混合射流噴嘴結構，較傳統射流技術加強了射流強度；穆朝民等對煤巖在射流沖擊作用下的損傷機制進行了分析；宋鑫等基于空氣動力學與巖石力學理論，分析了氣射流破煤的連續過程機理；李烈等搭建了水射流輔助截齒破巖試驗臺，研究了射流輔助截割的最佳配置方式；米建宇等研究了射流速度、磨料濃度以及巖石圍壓等因素對后混合磨料水射流破巖效果的影響規律；徐福通等研究了不同巖性有無預切槽試樣在側向約束條件下的TBM常截面滾刀壓頭貫入特性；張強等對難采煤巖的高效破碎方法進行了綜述，并分析了各方法的局限性；劉春生等提出了一種具有楔劈特征的邊緣牙齒形碟盤刀具，分析了該刀具作用下的煤巖破碎機制；單永泉等設計了一種新型矩形截割刀盤，并利用工業性試驗所得數據對刀盤結構進行了參數調整；左永強等研究了激光與機械聯合破巖機理，并對聯合鉆具進行了氣路流固耦合分析；劉拓等研究了激光功率及輻照時間對花崗巖預鉆孔效果的影響。

上述幾種方法的開采效率相較于傳統機械截割方式均有較大提升，但從普適度來看也均存在一定局限性，如射流方式中水射流可能會加劇黏性煤巖的黏度、磨料射流可能使磨料粒子摻雜進煤塊，加大后續洗煤選煤的工作難度；異形刀具與煤巖接觸的精細截割面對其材料強度有更高要求；激光截割不易控制照射能量范圍，且易出現煤塊性質改變從而導致物理失效現象。但這些方法的關鍵目的均在于降低硬質煤巖的開采難度，故筆者針對這一方向，提出了一種沖擊與截割協同破煤技術，通過將截齒內部改裝為液壓結構，使截齒能夠在活塞帶動下進行往復沖擊運動，利用截齒的沖擊作用使煤巖產生同步預裂，降低硬質煤巖截割阻抗，從而提升硬煤開采效率。

考慮到多個截齒的沖擊頻次存在時空差異，而這種差異可能對破煤性能產生影響，筆者將沖擊與截割協同破煤技術應用至采煤機滾筒，對滾筒內部結構進行改造，建立出不同沖擊時空關系下的滾筒運動數學模型，借助離散元方法分析硬煤條件下截齒的最優沖擊方式，并將其與傳統截割方法的破煤特性進行對比，最終通過設計沖擊截齒試驗裝置，利用工業性試驗測試沖擊與截割協同破煤技術的實際破煤性能，驗證該技術對硬煤工況的適用性。

1 不同沖擊時空關系的滾筒運動軌跡分析

1.1 沖擊與截割協同破煤滾筒的結構設計

沖擊與截割協同破煤技術的設計原理是對齒座內部進行活塞式液壓缸改造，通過將截齒嵌套于活塞，即可在液壓作用下使活塞帶動截齒實現沖擊運動。根據這一原理，設計沖擊截齒內部結構如圖1所示。

圖1 沖擊截齒內部結構

由圖1可以看到，活塞中間突起部分與前后導向套設有一定距離，截齒需要沖擊時，油液從缸體后半部進入，為活塞提供沖擊動力，達到預設沖擊行程后，缸體后半部進油口不再有油液進入，開始從前半部進入為活塞提供復位動力，如此便形成一次往復沖擊運動。

為將沖擊截齒應用至采煤機滾筒，需要解決各截齒的油液供給、供油動力及外接油液管的安裝問題，故針對這些關鍵問題，提出如圖2，3所示的沖擊與截割協同破煤滾筒結構。通過在滾筒內部設置液壓控制系統，并于外部搖臂和電機處分別設置有液壓沖擊截齒驅動器、驅動器進回液管接采煤機液壓油箱、驅動器進回液管與滾筒進回液管及截齒進回液管，通過液壓控制系統，控制多個液壓沖擊截齒實現沖擊或收回。

圖2 沖擊與截割協同破煤滾筒整體結構

圖3 進回液管分布及滾筒內部結構

為對截齒的沖擊運動進行控制，設計了對應控制系統如圖4所示，系統由電機、液壓泵、補液泵、液箱、沖擊截齒、2個液壓路、機架、控制裝置、2個壓力傳感器、5個電磁閥、2個流量傳感器、過濾器、蓄能器、液路換熱器以及2個溫度傳感器組成。其中電機、液壓泵、補液泵統一安裝在同一機架上，液箱負責給補液泵供應液壓油，補液泵負責為液壓泵輸送該液壓油，液壓泵則通過與之相連的2個液壓回路向需要做沖擊運動的沖擊截齒供液，對其進行驅動。此外驅動系統分別從壓力、溫度、流量3個角度，通過壓力傳感器等信號輸入給控制裝置，并輸出一系列信號到電磁閥進行相應換向，使驅動系統內部工作平穩可靠。

圖4 驅動器的液壓控制系統

1.2 不同沖擊時空關系下的滾筒運動模型

對截齒的沖擊運動次序而言，現主要分為同步沖擊與異步沖擊，不同沖擊時空關系的截齒預裂效果與滾筒截割效果也不盡相同，因此本文綜合考慮滾筒的回轉、牽引運動與截齒的沖擊運動，分別建立同步沖擊與異步沖擊下的三維運動模型。

考慮到采煤機滾筒在三維空間中位姿復雜，論文基于參數方程對滾筒截齒進行運動學建模，將三維坐標系分為與兩個二維坐標系，并將滾筒的主視圖與左視圖分別置于兩坐標系中，如圖5所示，以此對滾筒不同運動狀態下的齒尖運動軌跡建立關于時間參數的運動模型。

圖5 沖擊與截割協同破煤滾筒的運動幾何模型

設圖5為第個截齒的空間坐標，為滾筒牽引速度,m/s；為滾筒轉速,r/min；為滾筒中心至齒座的距離,m；為截齒長度,mm；為截齒沖擊行程,mm；為滾筒厚度,m；為截齒安裝角,(°)；為截齒偏轉角,(°)；為葉片螺旋升角,(°)；為任一截齒的齒座位置與軸的初始夾角,(°)。此外，假設左視圖接近點的截齒為第1個截齒，且該截齒的偏轉方向與軸正方向相反。

1.2.1 截齒同步沖擊

(1)與坐標的參數方程。由圖5可知，截齒運動軌跡坐標的變化由滾筒牽引運動、回轉運動與截齒沖擊運動共同組成，由于滾筒的牽引運動為恒定方向，其產生的坐標變化不受截齒方位影響，則由牽引運動產生的坐標變化為

=

(1)

回轉運動中，由于截齒運動軌跡在坐標系的投影為圓，已知圓的參數方程為

(2)

將式(2)結合圖5分析可知，即為齒尖至滾筒中心的距離，由滾筒轉速決定，由初始夾角決定，因此求出，和即可得到與坐標的參數方程。

首先對進行計算，由，和共同決定，考慮到截齒沖擊運動在其切線方向，可將截齒沖擊運動視為截齒長度的周期性延長，因此先求出的一般方程，再與結合，共同分析其在中的投影。對于，其取值與時間有關，設截齒沖擊頻率為，最大沖擊行程為，則

=|sinπ|

(3)

因截齒存在偏轉角，在計算與在中的投影前，應先計算兩值在平面的投影值，再得出投影的值，則

(4)

故為

(5)

根據滾筒轉速計算為

(6)

方面，由于初始夾角為第個截齒與軸的初始夾角，故設滾筒螺旋葉片圈數為，總齒數為，則有

(7)

根據式(5)～(7)，得到與坐標的參數方程為

(8)

(2)坐標的參數方程。坐標方面，由圖5可知，該值由第個截齒所占厚度與，在平面中的投影決定，且受截齒偏轉方向與軸正方向的異同有關，首先計算第個截齒所占厚度為

(9)

，在平面中的投影為

=(+|sinπ|)sin[+(-1)]

(10)

進而得到坐標的參數方程為

(11)

最終聯立式(8),(11)即為截齒同步沖擊時空次序下的滾筒運動數學模型。

1.2.2 截齒異步沖擊

截齒異步沖擊下的滾筒運動模型與同步沖擊相比，其自身整體運動軌跡并沒有改變，但每個截齒在同一時間的空間位置由于沖擊運動的異步作用而發生改變，即各截齒間存在沖擊相位差，且為

(12)

當>時，將式(12)代入式(8),(11)，得到截齒異步沖擊時空次序下的運動模型為

(13)

當≤時，截齒不參與沖擊，故此時的截齒運動模型為

(14)

1.3 滾筒運動模型的數值擬合分析

為驗證截齒運動模型的正確性，利用Matlab對所建模型進行數據擬合，通過賦予參量值，得到，，三坐標與在運動時間內的空間軌跡。設運動時間為10 s，截齒序號為15，并以表1所示的模擬參量為例，在Matlab內統一單位后，對2種沖擊次序下的運動軌跡進行分析。

表1 模擬參量賦值

(1)同步沖擊驗證。將式(8),(11)以Matlab格式寫入命令窗口后，調出cftool插件，得到圖6所示的截齒同步沖擊次序下數據擬合結果。其中圖6(a)所示的軸體現了滾筒牽引運動對截齒空間位姿的影響，軸體現了滾筒回轉運動對截齒空間位姿的影響，軸體現了截齒沖擊運動對截齒空間位姿的影響，為使截齒的三維運動軌跡更加清晰，對軸坐標的刻度間距進行了放大處理，如若還原為標準尺度，所得運動軌跡基本呈現為二維月牙狀，這與滾筒采煤機在實際截割工作中的月牙型破煤特征是一致的。此外，雖然軸坐標分度值過小，難以辨別截齒運動規律，但圖6(b)所示的軸坐標隨時間變化趨勢體現出較為明顯的運動周期性，說明截齒沖擊運動在所建運動模型中可以穩定實現，因此該擬合結果驗證了截齒運動模型在同步沖擊時空次序下的正確性。

圖6 同步沖擊的運動軌跡擬合

(2)異步沖擊驗證。將式(13),(14)以約束條件函數的形式寫入命令窗口后，調出cftool插件，得到圖7所示的截齒同步沖擊次序下數據擬合結果。可以看到異步沖擊次序下的截齒整體運動軌跡與實際也較為貼合，但其與圖6(a)中同步沖擊下的運動軌跡幾乎沒有差別，這是因為相對截齒回轉半徑來說，截齒沖擊行程的量級過小，截齒是否進行沖擊在滾筒的整體運動過程中難以辨別；為放大截齒沖擊運動對運動軌跡的影響，調出圖6(b)所示的截齒軸坐標隨時間變化曲線，與截齒同步沖擊次序相比，異步沖擊下截齒軸坐標在最初一段時間內未發生變化，說明該階段內截齒并未參與沖擊，該階段結束后，截齒軸坐標便與圖6(b)同樣呈現周期性變化，表明截齒此時開始進行沖擊運動。因此該擬合結果能夠體現出異步沖擊下的沖擊相位差特征，驗證了截齒運動模型在異步沖擊時空次序下的正確性。

圖7 異步沖擊的運動軌跡擬合

綜上所述，滾筒在截齒同步、異步沖擊下運動模型的正確性均得到驗證，確定了沖擊與截割協同破煤技術基于不同沖擊時空關系下的滾筒運動軌跡，所建運動模型能夠為后續沖擊與截割協同破煤模擬中的滾筒運動控制提供理論參考。

2 不同沖擊時空關系的煤體破碎特性分析

2.1 離散元本構關系

為分析滾筒破煤特性，利用離散元模擬中的Hertz-Mindlin with bonding模型進行仿真，該模型的本構關系如圖8所示，，分別為以，為半徑的兩顆粒元A，B的圓心，2個顆粒元之間能夠生成以為中心、為黏聚半徑、為黏聚寬度的黏聚鍵，該黏聚鍵能夠將任一方向的力分解為法向應力和切向應力進行傳遞。

圖8 Hertz-Mindlin with bonding模型

在圖8所示模型下，顆粒間的力和力矩可以通過黏聚鍵進行傳遞，且黏聚鍵會隨模擬過程實時更新力，和力矩，，其計算方法為

(15)

式中，，分別為顆粒的法向、切向速度,m/s；，分別為顆粒的法向、切向角速度,rad/s；，分別為黏聚鍵的法向、切向剛度,N/m；為接觸面積,mm；為極慣性矩,mm；為黏聚半徑,mm；δ為時間步長,s。

隨著黏聚力與力矩的不斷更新，當黏聚鍵受力超過所設定的極限法向應力或切向應力時即被破壞，其判斷條件的計算方法為

(16)

可以看出式(15)中的黏聚鍵強度能夠體現煤體的硬度屬性，式(16)中黏聚鍵的破壞條件能夠體現為煤體的破碎條件，說明Hertz-Mindlin with bonding模型適用于對滾筒破煤過程的分析。

2.2 滾筒破煤的離散元模型

以硬度，，為研究對象，為提升計算速度，設定顆粒半徑為20 mm，雖然該尺度下單個顆粒元無法體現末煤或碎煤的特征，但若干個顆粒元的集合體依舊能夠表示出大塊煤的脫落，考慮到本文主要將大塊煤作為破碎特性的分析對象，故根據所設顆粒半徑進一步得到煤體力學參數設定見表2。

表2 力學參數設定

煤壁尺寸設定方面，根據圖所建滾筒的尺寸關系，在Solidworks中建立圖9(a)所示的煤壁外殼，將所建外殼模型導入EDEM中做為顆粒工廠進行填充，填充完畢后于顆粒間賦予黏聚鍵參數，得到煤體模型如圖9(b)所示。

圖9 煤體模型

滾筒模型方面，因圖2所示滾筒裝配體構造復雜、約束繁多，若將其直接導入EDEM內不僅降低計算速度，還會因其他結構之間的約束降低仿真精度，為此對滾筒模型做出相應簡化，即只以截齒部件與滾筒其他部分為模擬對象，忽略滾筒內部油路分布與齒座內部液壓結構，建立圖10所示的簡化滾筒模型。

圖10 滾筒簡化模型

滾筒運動參數設定上，設定轉速為30 r/min、牽引速度為10 m/min、截齒沖擊頻率為4 Hz、最大沖擊行程為10 mm、沖擊強度為25 MPa。為實現截齒的沖擊運動，需要將沖擊強度轉換為加速度進行表征，其計算方法為

(17)

式中，為截齒沖擊力,kN；為截齒沖擊強度,MPa；為截齒齒尖合金頭的表面積,mm；為加速度,m/s；為截齒質量,kg；為截齒最大沖擊行程,m;

根據圖11所建立的截齒模型，已知截齒質量為2.15 kg，截齒齒尖直徑為6 mm，則其表面積為56.55 mm，進而計算出加速度約為685.45 m/s，運動時間約為0.005 4 s。另根據截齒沖擊頻率為4 Hz，截齒應每隔0.25 s調整一次運動方向重新進行沖擊，且沖擊運動時間與復位運動時間均為0.005 4 s，以此方式對各截齒逐個設定，即可實現同步沖擊下的滾筒運動控制。對于異步沖擊下的截齒運動控制，為便于后續分析，假設截齒已全部開始參與沖擊，又已知所建滾筒簡化模型的截齒總數為39個，則根據一個沖擊周期為0.25 s計算得到各截齒間的沖擊時間差為約0.006 5 s，因此從第2個截齒開始，每個截齒的沖擊運動開始時間應延后0.006 5 s，以此設定即可實現異步沖擊下的滾筒運動控制。

圖11 截齒模型尺寸

設定相對模擬時間步長為20%，考慮到滾筒轉速為30 r/min，即旋轉1周需要2 s，故設定總模擬時長為2 s，最終得到沖擊與截割協同破煤的離散元模型如圖12所示。

圖12 滾筒破煤離散元模型

2.3 不同沖擊時空關系的破碎特性分析

圖13為某一工況下滾筒破煤的最終效果，由于各工況下破煤結果的外觀特征相似度較高，故本文不再羅列其他結果，著重從數據層面進行破煤特性的對比分析。

圖13 滾筒最終截割效果

..基于破煤效率的破碎特性分析

破煤效率在實際工程中的意義是指單位時間內開采的煤量，如日開采量、年開采量等，但由于本文仿真時間有限，若直接將滾筒在2 s內的破煤量換算為日開采量顯然不妥，故以現有仿真結果為基礎，計算滾筒在回轉一周過程中每秒的平均破煤量，且仿真中能夠以開采下來的顆粒數量做為總破煤量指標，已知煤體模型的顆粒總數為175 640個，統計出表3的剩余顆粒數量，進而計算出每種工況下的平均破煤量。

從表3可以看出，在平均破煤量指標上，2種沖擊次序下的變化規律與預裂效果相似，即在同一硬度下，同步沖擊下的平均破煤量高于異步沖擊，且2種方式下的平均破煤量均隨硬度增高而減少。但從平均破煤量來看，每種工況下的差值基本較為接近，為使差異化更明顯，筆者提出基于離散元模擬結果的破煤效率，在計算破煤效率前，首先需確定滾筒在單位時間內的理論運動范圍，并將該值等效于滾筒在單位時間內的理想化破煤體積，設煤體模型整體體積為，理想化開采顆粒數量為，煤體模型顆粒總數為，則有

表3 各工況的剩余顆粒數量及平均破煤量

(18)

其中，理想化破煤體積可由滾筒運動模型的積分值求出，根據式(8),(11),(13),(14)，現已知所建滾筒模型的截齒數量為39，截齒最大沖擊行程為10 mm，截齒沖擊頻率為4 Hz，滾筒轉速為30 r/min，牽引速度為10 m/min，截齒長度為92 mm，其余參數由所建滾筒模型可知為1.35 mm，截齒安裝角度為45°，葉片螺旋升角為10°，截齒偏轉角為0°，以第39個截齒為計算對象，將這些參數代入求出各坐標在1 s內的積分值，進一步求得同步沖擊與異步沖擊下的理想化破煤體積分別為0.102 9,0.102 88 m，由于2值相差過小，故將2種方式下的理想化破煤體積均以0.102 9 m進行計算，另由圖9求得煤壁模型體積約為7.15 m，最終根據上式得到理想化開采顆粒數量約為2 528個，破煤效率即為平均破煤量與理想化開采顆粒數量的比值，因此得到各工況下的破煤效率見表4。

表4 各工況的破煤效率

以破煤效率作為指標進行分析可知，各工況均能夠達到不低于75%的破煤效率，體現了沖擊與截割協同破煤技術的優越性，但同步沖擊方式在各硬度下的破煤效率均比異步沖擊的破煤效率高6%左右，為分析其他硬度下的破煤效率變化，同樣將上表數據導入Matlab進行擬合，得到各沖擊次序下破煤效率隨硬度變化的擬合曲線如圖14所示。

圖14 各煤體硬度下的滾筒破煤效率

從圖14可以看出，在破煤效率方面，截齒同步沖擊在各硬度下均優于異步沖擊，出現這一現象的原因可能是由于異步沖擊的高頻異步易在滾筒截割過程產生位錯效應，截齒單次沖擊行程雖小，但高頻高強度的特征足以對截割工作產生影響，減少截齒與煤體的良性接觸，從而導致異步沖擊在本身具有較好預裂效果下的破煤效率反而降低的現象。因此從破煤效率來看，截齒同步沖擊的時空關系更適用于煤體截割工作。

..基于滾筒載荷的截割特性分析

在滾筒破煤的仿真過程中，由于截齒與滾筒需進行分離運動控制，正常情況下各截齒與滾筒之間的模擬計算結果也相互獨立，但考慮到EDEM內幾何體為純剛性模型，不會因載荷因素產生形變，那么即使當截齒進行沖擊運動時，截齒所承受的載荷也能夠通過截齒與滾筒構件的緊密接觸傳遞給筒身，即在沖擊與截割的協同破煤仿真中，滾筒負載仍是全部截齒的負載結果，故統計出圖15所示各工況下的滾筒所受合力，以對沖擊與截割協同作用下的滾筒載荷情況進行分析。

圖15 各煤體硬度下的滾筒受力情況

分析圖15可知，在同一硬度下同步沖擊次序的滾筒受力峰值始終小于異步沖擊，2種沖擊次序的滾筒受力均隨煤體硬度增加而增加。同時根據圖15(a)可以看到，滾筒載荷曲線分別在0.25,0.50,0.75,1.00,1.25和1.50 s達到相對波峰，截齒所設沖擊頻率為4 Hz，即截齒恰好在這幾個時刻達到最大沖擊行程，一方面說明圖15(a)能夠較明顯體現出截齒的沖擊運動，另一方面也表明了截齒對煤體的沖擊作用需要克服更大阻力。而圖15(c),(e)中滾筒受力不再具有周期性特征，其原因可能是由于隨著煤體硬度增加，其自身內部強度有所提升，而各工況均以相同強度進行沖擊，且黏聚鍵斷裂后的裂隙貫通仍是階段性過程，隨著煤體硬度增加，可能導致煤體內部破壞速度降低，使單位時間內截齒沖擊所產生的煤體強度劣化效果減弱，滾筒在同步截割工作中仍要克服較大阻抗，此時破煤所需的截割力大于沖擊力，從而不再從滾筒受力體現出截齒沖擊特征。另一方面，對比觀察圖15(b),(d),(f)可知，異步沖擊下的滾筒載荷相較于同步沖擊的滾筒載荷，其波動性較大，其原因可能是由于異步沖擊運動難以使滾筒處于穩定截割狀態，最終使異步沖擊下的滾筒載荷具有與傳統截割滾筒在硬煤條件下類似的波動性特征。

為使各工況下滾筒受力區別更明顯，將仿真所得受力數據導入Matlab求得滾筒受力均值見表5。

表5 各工況的滾筒受力均值

由表5可知，同一硬度下同步沖擊次序的滾筒受力均值也優于異步沖擊，且在硬度為時的負載差距達到近19 kN，這一數值在實際工程中已足夠加快滾筒的磨損速度，因此從滾筒受力角度分析可知，截齒同步沖擊時空關系更適用于硬脆性煤體。

綜合煤體破碎效率和滾筒截割載荷來看，同步沖擊次序的各項指標均優于異步沖擊，煤體破碎效率方面，同步沖擊在各煤體硬度下的破煤效率均比異步沖擊高6%；滾筒截割特性方面，同步沖擊相對異步沖擊更穩定，且2種方式下的滾筒受力均值極差接近19 kN。根據上述結果可以得出同步沖擊次序在更適用于硬脆性煤體的結論，因此本文后續研究中，都將基于同步沖擊時空關系進行分析。

2.4 同步沖擊與傳統滾筒的破煤特性對比

為驗證沖擊與截割協同破煤方式在硬煤體工況下的高效性，在,,三種硬度下的同等工況進行傳統滾筒(無截齒沖擊滾筒)的破煤模擬分析，并將仿真結果與截齒同步沖擊下的破煤性能進行橫向對比。

在傳統滾筒破煤模擬設定上，僅需將截齒的沖擊運動排除，即滾筒只進行牽引與回轉運動，其余參數均與前述內容一致，根據得到的模擬結果對其破煤特性進行分析。

..基于破煤效率的破碎特性對比

對傳統滾筒在仿真時間內的剩余顆粒數量進行統計，得到各工況下的平均破煤量與破煤效率見表6。

表6 各工況的平均破煤量和破煤效率

通過對比有無截齒沖擊的破煤效率可以看出，沖擊與截割協同破煤方式在各硬度下的破煤效率相對傳統滾筒均有較大提升，且煤體硬度越高，2種破煤技術間的破煤效率差距越大，最大差距近24%，這種隨煤體硬度升高，分化越嚴重的現象也進一步體現了沖擊與截割協同破煤技術能夠有效降低硬煤的開采難度，故從破煤效率來看，沖擊與截割協同破煤方式在硬煤工況有更高的適用性。

..基于滾筒載荷的截割特性對比

統計出各工況下的傳統滾筒所受合力如圖16所示。

圖16 各煤體硬度下的傳統滾筒受力情況

對比圖16與圖15可知，無截齒沖擊的滾筒峰值受力遠高于有截齒沖擊的峰值受力，且無截齒沖擊時滾筒受力波動較大，表明了在硬脆性煤體工況下，沖擊與截割協同破煤方式能夠有效降低截割難度，并增強滾筒截割過程中的穩定性。同時，通過對比傳統滾筒與同步沖擊次序下的受力過程可知，傳統滾筒的第1次受力波峰出現較晚，其原因可能是由于硬煤自身表面強度較高，傳統滾筒在接觸煤體的初始階段很難對煤體形成有效破壞，所以達到第1次受力波峰的時間更晚，這從另一角度體現了截齒沖擊對煤體內部破壞作用的有效性。

為使滾筒受力區別更明顯，同樣將所得受力數據導入Matlab求得滾筒受力均值見表7。

表7 各工況的傳統滾筒受力均值

可以看出，不同硬度下沖擊與截割協同破煤方式的滾筒受力均值均優于傳統滾筒，且隨著硬度增加2種方式的負載差距更大，最高達到近60 kN，因此從滾筒受力角度可知，沖擊與截割協同破煤方式對硬脆性煤體具有更高適用性。

綜上所述，沖擊與截割協同破煤方式在破煤效率與負載情況均優于傳統滾筒，體現了沖擊與截割協同破煤在硬煤工況下的有效性。

3 沖擊與截割協同破煤的實際性能測試

3.1 試驗裝置設計

在沖擊與截割協同破煤試驗裝置的設計過程中，由于實現截齒的沖擊功能需要對齒座結構進行改造，并需要額外動力源運行截齒沖擊的液壓回路，這些改造應用至實際采煤機滾筒是較為復雜的，考慮到滾筒改造試驗裝置的生產、裝配成本巨大，為避免實際性能效果不理想所造成的資源浪費，對沖擊與截割協同破煤試驗裝置進行簡化，將沖擊截齒的載體替換為截割盤結構，降低截割機構尺寸并減少截齒數量，最終形成圖17所示的沖擊與截割協同破煤整機試驗裝置。

圖17 試驗裝置

如圖17所示，整機試驗臺由截割機構、搖臂、三柱塞液壓驅動直線電機、雙活塞液壓驅動旋轉電機、液壓油箱、水冷式冷卻器、液壓控制單元、電控系統防爆箱及油液輸送管組成。其中截割機構如圖18所示，由液壓馬達、高壓旋轉接頭、截割盤及6個液壓沖擊截齒組成；閉式液壓回路的液壓馬達中液壓油經截割盤上與驅動軸同軸的高壓旋轉接頭、截割盤油管、齒座進入沖擊油缸前后腔，驅動主活塞，通過主活塞帶動截齒作沖擊運動。此外，三柱塞液壓驅動直線電機用以控制多個雙作用等截面液壓油缸跟隨三柱塞泵的每個柱塞作往復運動，并通過控制柱塞的往復運動頻率以控制液壓油缸運動頻率，從而實現截齒可控頻率的沖擊運動；雙活塞液壓驅動旋轉電機用以控制搖臂調高與截割盤旋轉動作。

圖18 截割盤結構

3.2 測試結果分析

本次試驗于國家能源集團神華神東某礦區進行，其中工作面煤層硬度為，考慮到工作面生產環節因素，將截齒沖擊與未沖擊進行合并測試，設定截割盤轉速為40 r/min，啟動試驗裝置后，先以截齒未沖擊方式截割3 min，再以截齒沖擊方式截割3 min，測試過程如圖19所示。

圖19 測試過程

由于試驗條件有限，本次測試難以對2種工作方式下的破煤體積進行精確統計，無法以模擬中的破煤效率作為指標進行破煤性能評價及驗證，故對試驗過程中的截割功率進行統計，如圖20所示，以期從截割載荷角度測試和驗證沖擊與截割協同破煤技術的實際性能，將圖20中數據轉換為截割盤受力情況，其計算方法為

圖20 截割功率變化

(19)

根據式(19)可得出各時間點的截割阻力見表8，計算出截齒沖擊與未沖擊狀態下的平均截割阻力分別為4 473,5 390 N，截齒沖擊較未沖擊時可降低截割阻力約17.22%以上，同時由表7可知，硬度下截齒沖擊時的載荷較未沖擊降低約24.68%，雖然模擬得到的結果與實際測試有偏差，但一方面考慮到沖擊與截割協同破煤技術主要針對硬煤，本次測試所在工作面的煤體硬度有所降低，2種方式的性能差距可能減小；另一方面試驗裝置的截割盤結構只有6個截齒，其自身破煤性能較采煤機滾筒必然有所限制，進而使截割盤破煤時的負載增加，也會導致2種方式的性能差距減小。因此在考慮到這2點因素的基礎上，仍可以判斷出沖擊與截割協同破煤的實際性能取得了理想效果，體現了沖擊與截割協同破煤對硬質煤層的有效性，同時也可以認為截割載荷降低程度的變化規律與模擬所得變化規律相似，驗證了同步沖擊時空關系對硬煤具有更高適用性的結論。

表8 截割盤受力情況

4 結 論

(1)設計了沖擊與截割協同破煤滾筒結構，以所建滾筒為研究對象，綜合考慮截齒的同步、異步沖擊運動與滾筒的回轉、牽引運動，建立了基于滾筒空間坐標參數方程的運動學模型，并利用Matlab的數據擬合功能驗證了考慮截齒沖擊時空關系的滾筒運動學模型的正確性。

(2)建立了不同截齒沖擊時空關系的離散元截割模型，模擬結果表明同步沖擊方式在各硬度下的破煤效率均比異步沖擊的破煤效率高6%左右，同步沖擊次序的滾筒受力均值與峰值均優于異步沖擊，相對異步沖擊更穩定。此外從破煤效率與滾筒受力均值角度對比分析了沖擊與截割協同破煤方式與傳統滾筒的破煤特性，模擬結果表明2種方式的破煤效率最大差距近24%，滾筒受力均值最大差距近60 kN。

(3)設計了沖擊與截割協同破煤試驗裝置，開展了實際破煤性能測試，測試結果表明，截齒沖擊與未沖擊狀態下的平均截割阻力分別為4 473,5 390 N，截齒沖擊較未沖擊時可降低截割阻力約17.22%以上，所得結果雖與模擬結果有偏差，但綜合截割機構減小、煤體硬度減小因素，仍可認為沖擊與截割協同破煤的實際性能取得了理想效果，并體現了沖擊與截割協同破煤對硬質煤層的有效性，同時也可以認為截割載荷降低程度的變化規律與模擬所得變化規律相似，驗證了同步沖擊時空關系對硬煤具有更高適用性的結論。