煤巖破落過程中螺旋滾筒的可靠性研究*

趙麗娟，樊志海，周文潮

(遼寧工程技術大學 機械工程學院，遼寧 阜新 123000)

數(shù)字出版日期： 2017-07-14

0 引言

螺旋滾筒是采煤機的工作機構，其承擔著破煤、裝煤及除塵等任務，采煤機裝機功率絕大部分消耗在螺旋滾筒截割煤巖過程當中[1]。因此，螺旋滾筒的設計是否合理將直接影響截齒受力及其波動、截割比能耗、塊煤率、裝煤率及生產(chǎn)效率等性能指標[2-7]。通過離散元方法[8-10]對滾筒的裝煤性能進行分析，研究采煤機運動學參數(shù)對滾筒裝煤性能以及對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)品設計時間，提高滾筒的截煤和裝煤效率，也可以更好的提升煤礦機械生產(chǎn)的安全性，對提升企業(yè)的經(jīng)濟效益具有重要意義[11-15]。

以某新型采煤機截割部為研究對象，利用EDEM對螺旋滾筒的裝煤性能進行了數(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性沖擊載荷曲線，并對沖擊載荷作用下滾筒的動應力分布及其工作的可靠性進行了研究，分析結果為薄煤層采煤機螺旋滾筒的設計及采煤機的定型生產(chǎn)提供了參考。

1 煤巖性質(zhì)的測定及離散元仿真模型的建立

1.1 煤巖性質(zhì)的測定

煤巖參數(shù)準確與否直接影響著仿真結果的可靠性，因此對某煤礦5-1和5-2煤巖試樣進行標準化測試得出其煤巖的物理力學性質(zhì)，實驗所用煤巖樣本及部分測試系統(tǒng)分別如圖1所示，利用DQ-1型巖石切割機將煤巖切割長方體，而后分別進行了單軸抗壓強度試驗、三軸試驗以及硬度塑性系數(shù)試驗，利用型微機控制電子試驗機檢測切割試樣的物理力學性質(zhì)參數(shù)并將其傳到計算機上，得到的煤巖各項參數(shù)如表1所示。

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

參數(shù)名稱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抗壓強度/MPa17．7115．78抗拉強度/MPa1．080．83黏聚力/MPa1．851．45內(nèi)摩擦角/(°)5958堅固性系數(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模型，包括設置煤巖顆粒與煤巖顆粒粘結模型為Hertz-Mindlin with bonding、煤巖顆粒與采煤機滾筒的粘結模型為Hertz-Mindlin(no slip)、煤巖顆粒體積力的類型為Electrostatics。對材料屬性進行賦值，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系數(shù)、靜摩擦系數(shù)、動摩擦系數(shù)分別為0.5，0.8及0.58；煤巖顆粒與滾筒之間恢復系數(shù)、靜摩擦系數(shù)、動摩擦系數(shù)分別為0.5，0.9及0.58。

對顆粒之間的黏結平行鍵進行設置，設置的主要參數(shù)涉及法向剛度kn，切向剛度ks，法向應力σ、切向應力τ以及黏結半徑。其中，kn,ks可通過Hertz接觸理論及Mindlin的研究成果按公式(1)，(2)進行計算：

(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個顆粒的泊松比；E1，E2為2個顆粒的彈性模量,MPa；r1，r2為2個顆粒的半徑，mm；λ為剛度系數(shù)折算值，一般取1/2～2/3。σ及τ可通過莫爾-庫倫理論計算得到，當應力值超過σ或τ，則發(fā)生相應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力，MPa；τ為破壞面的剪切應力，MPa；σ1為最大主應力，MPa；σ3為最小主應力，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McClintock和Walsh修正后的格里菲斯公式(4)進行計算。

(4)

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

將表1中相關的煤巖力學物理性能參數(shù)代入公式(1)～(4)中，計算出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，設置煤巖顆粒的半徑設置為10 mm。在Geometry界面中經(jīng)過空間壓縮等系列的操作最后生成的煤壁長寬高為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中建立好的采煤機截割部三維實體模型存成iges格式后導入EDEM中，通過調(diào)整滾筒的旋轉約束，可實現(xiàn)對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個區(qū)域，其中統(tǒng)計區(qū)Ⅰ為未落到刮板輸送機上的煤巖顆粒數(shù)，統(tǒng)計區(qū)Ⅱ為截落到刮板輸送機上的煤巖顆粒數(shù)，則裝煤率可通過Ⅱ區(qū)顆粒累計質(zhì)量與Ⅰ、Ⅱ區(qū)之和的比進行計算。

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

2 螺旋滾筒裝煤過程仿真

2.1 螺旋滾筒裝煤率分析

采煤機落煤量與其牽引速度有著直接的影響關系，牽引速度對采煤機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系，選擇滾筒運動學參數(shù)如下：滾筒的截深為800 mm，滾筒轉速為58 m/min，仿真時間為2 s，牽引速度依次設置為6，7，8，9，10 m/min。牽引速度為8 m/min時的螺旋滾筒的裝煤情況如圖3所示。通過對不同牽引速度下滾筒拋射的裝煤率進行仿真，最后得到的各個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移的能力增強，裝煤率逐漸上升；當牽引速度繼續(xù)增大，落煤量超過了滾筒容積，部分煤巖掉落到了統(tǒng)計區(qū)Ⅰ致使裝煤率下降。

2.2 螺旋滾筒載荷的提取與分析

通過菜單欄中的Test data按鈕將截割煤壁的過程受到的載荷提取出來，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)，側向力(Y方向)最小。滾筒Z向切削合力方向與滾筒轉動方向相反，滾筒X向截齒合力與牽引方向相反，滾筒的Y向合力在零線上下波動，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，隨著滾筒轉動與進給，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比Fig.5 Drum load comparison of theoretical value and simulation value

利用數(shù)值模擬技術，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算所得數(shù)據(jù)與本次仿真所得數(shù)據(jù)進行比較(如圖5)，以驗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)，故仿真結果可靠。

3 不同牽引速度對裝煤過程中螺旋滾筒的可靠性分析

3.1 剛柔耦合模型的建立

在軟件PRO/E中建立采煤機主要零部件并進行虛擬裝配與干涉檢查，將采煤機三維實體模型通過接口軟件Mechanism/Pro導入到ADAMS中，設置零件密度、材料，添加約束等，同時在ANSYS中建立中性(mnf)文件，在ADAMS中進行柔性件替換，然后驗證模型是否有冗余約束。將EDEM仿真得到的動態(tài)載荷保存成TXT文本數(shù)據(jù)樣條曲線導入到ADAMS中進行加載，設置參數(shù)，進行仿真計算。采煤機截割部剛柔耦合模型，如圖6所示。

圖6 采煤機剛柔耦合虛擬樣機模型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應力分布如圖7和圖8所示。由圖7可以看出，合金頭的最大應力主要集中在齒尖的局部接觸區(qū)域，在前刀面及其兩側呈現(xiàn)非對稱性分布，這說明合金頭主要以磨損失效為主，且呈現(xiàn)非對稱性磨損。截割過程中合金頭長期處于高應力狀態(tài)下，使得合金頭迅速磨鈍，磨鈍后的截齒會大大增加其工作機構的截割阻力，進而影響到采煤機整機的工作性能。位于齒尖處所受應力明顯比前刀面兩側所受應力大。由圖8可以看出，齒體高應力基本集中在其頂端及前刃面、齒柄頭部的軸肩處，且應力值遠遠小于合金頭的應力。位于齒柄頭部的軸肩處，受到應力較大，齒體有可能由于應力過大而斷裂；位于齒體錐段前刃面的應力波動比較平穩(wěn)。由表3可知，牽引速度為10 m/min時中合金頭與齒體受到的應力最大，受到的載荷變大，這是由于隨著牽引速度的增加，單位時間內(nèi)參與截割截齒的切削厚度也會增加，使截齒受到的載荷，從而導致截齒的應力增大，即參與截割截齒的合金頭與齒體的應力均有不同程度的增加。

圖7 合金頭的應力Fig.7 The stress of the alloy head

圖8 齒體的應力Fig.8 The stress maximum unit

牽引速度/(m·min-1)合金頭應力值/MPa合金頭安全系數(shù)齒體應力值/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

截割煤巖時螺旋滾筒的應力分布如圖9所示。螺旋滾筒上的應力主要集中于工作截齒的齒座根部，并且端盤上齒座受到的應力明顯大于葉片上齒座受到的應力，并且螺旋滾筒上工作截齒的齒座根部的應力遠大于其他部位的應力。齒座受到的應力變化規(guī)律與截齒受到的應力變化類似，這是由于運動參數(shù)的不同匹配改變了單位時間內(nèi)參與截割截齒的切削厚度，從而改變了截齒受到的載荷，進而影響了齒座的受力。由截齒齒座的結構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 齒座與葉片的應力云圖分布Fig.9 Drum stress cloud distribution

葉片的應力變化規(guī)律與齒座的應力變化不同，由圖9及表4可得，工況為牽引速度10 m/min時葉片的應力值最大，最大值為131.52 MPa，小于葉片的屈服強度，說明葉片的強度可以滿足使用要求。當滾筒牽引速度增大時，葉片的應力隨運動參數(shù)的增大而變大。這是由于運動參數(shù)的不同匹配改變了單位時間內(nèi)參與截割截齒的切削厚度，從而改變了單位時間截掉煤巖的質(zhì)量，牽引速度越大單位時間內(nèi)截掉的煤巖質(zhì)量越大，截掉的煤巖由螺旋葉片裝到運輸機上，轉速越高對裝煤效果越明顯，但對葉片的沖擊越大。由圖10可知當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動，不能及時裝到運輸機上，不利于滾筒裝煤，同時對葉片沖擊較小。牽引速度增大到某一值后，單位時間內(nèi)采煤機截掉的煤巖量大于滾筒葉片內(nèi)的存煤空間大小，煤巖流動將發(fā)生阻塞，不能及時排出，大大減小了滾筒的裝煤率，并且葉片易造成破壞。結合煤層的賦存條件和采煤機工作的可靠性，該采煤機的牽引速度應控制在8 m/min左右。因此，運動參數(shù)的合理匹配對滾筒可靠性至關重要。

表4 齒座、葉片的應力值及安全系數(shù)

圖10 牽引速度、葉片應力、裝煤率三者的關系Fig.10 The three relationship between traction speed, >blade stress,loading rate

4 結論

1)利用EDEM軟件建立了采煤機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，并將其對剛柔耦合模型進行加載，通過仿真得到了螺旋滾筒受到的應力隨牽引速度的增大而增大，在保證采煤機可靠性的前提下，牽引速度控制在8 m/min左右有較高的裝煤率。

3)通過協(xié)同仿真解決了EDEM離散元軟件運用到采煤機滾筒的裝煤效率與煤巖破落過程中螺旋滾筒的可靠性問題，為研究采煤機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)濟效益。

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