采煤機(jī)振動(dòng)沖擊截割臂結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

王成軍，嚴(yán) 晨

(1安徽理工大學(xué) 人工智能學(xué)院，安徽 淮南 232001；2.深部煤礦采動(dòng)響應(yīng)與災(zāi)害防控國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001；3.安徽理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，安徽 淮南 232001)

巖石破碎分為機(jī)械式破碎和無(wú)鉆頭新式破碎兩種方式，其中，振動(dòng)沖擊破碎屬于機(jī)械式破碎方式。巖石破碎設(shè)備主要包括液壓鑿巖機(jī)、旋沖鉆、打夯機(jī)、制砂機(jī)以及顎式破碎機(jī)等，被廣泛應(yīng)用于石油鉆井、巷道掘進(jìn)、砂石粉碎以及煤炭開(kāi)采等巖石破碎工作。

國(guó)外學(xué)者進(jìn)行巖石破碎相關(guān)研究相對(duì)較早，法國(guó)Montabert公司于1970年制造出世界上第一臺(tái)H50型液壓鑿巖機(jī)，在之后的五十年里，世界上二十多個(gè)國(guó)家的不同企業(yè)相繼研制出80多種液壓鑿巖機(jī)，它們的最大沖擊功率可達(dá)70kW[1]。2011年，F(xiàn)RANCA[2]提出帶旋沖鉆的鉆頭沖擊巖石碰撞模型。2016年，Joo Young[3]等研究了巖石硬度對(duì)后控式液壓鑿巖機(jī)沖擊性能的動(dòng)態(tài)影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)隨著硬度增加，鑿巖機(jī)沖擊效率下降。2017年，Chang-heon Song[4]等采用Taguchi法(通過(guò)使用正交數(shù)組表減少變量的值)確定了影響鑿巖機(jī)沖擊性能的設(shè)計(jì)參數(shù)。國(guó)內(nèi)對(duì)振動(dòng)沖擊技術(shù)的研究起步較晚，2012年，呂小紅[5]等建立了同時(shí)考慮振動(dòng)和鉆進(jìn)運(yùn)動(dòng)，且能夠?qū)⒏哳l低幅激勵(lì)轉(zhuǎn)化為低頻高幅響應(yīng)。2016年，李瑋[6]等在考慮巖石重力背景下，采用重整化方法對(duì)鉆頭沖擊載荷下巖石振動(dòng)響應(yīng)的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行求解。2019年，武仁杰等[7]通過(guò)分離式霍普金森桿對(duì)層狀千枚巖施加動(dòng)態(tài)載荷，得到不同層理傾角下層狀千枚巖的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與宏觀破壞模式。2020年，劉春生[8]等利用有限元軟件分析碟盤(pán)刀具破碎煤巖的載荷特性，通過(guò)對(duì)碟盤(pán)刀具進(jìn)行軸向振動(dòng)與徑向切削和徑向單作用破碎煤巖的仿真試驗(yàn)。

結(jié)合振動(dòng)沖擊技術(shù)破巖優(yōu)點(diǎn)，應(yīng)用TRIZ理論[9](Theory of the Solution of Inventive Problems，發(fā)明創(chuàng)造理論)設(shè)計(jì)出一種以雙排五星液壓馬達(dá)為主要驅(qū)動(dòng)裝置的輕量化振動(dòng)沖擊截割臂。該設(shè)計(jì)將振動(dòng)沖擊技術(shù)應(yīng)用于煤巖切削工作，提高螺旋滾筒切削煤巖裝煤率；并應(yīng)用離散元數(shù)值模擬技術(shù)研究了截割臂振動(dòng)沖擊切削煤巖的裝煤性能和螺旋滾筒截割性能[10]。

1 巖石振動(dòng)沖擊模型

1.1 振動(dòng)沖擊作用下巖石的力學(xué)性質(zhì)

巖石在受到振動(dòng)沖擊作用時(shí)，力學(xué)特征如下[11]：①巖石在振動(dòng)沖擊作用下，內(nèi)部應(yīng)力的分布會(huì)表現(xiàn)明顯的區(qū)域性特征，近處的變形和損傷程度很大，遠(yuǎn)處的影響小，而靜態(tài)加載下巖石變形及損傷破壞效果不明顯；②巖石的破壞是由于能量的積蓄造成的，同等程度的破壞，巖石在沖擊作用下吸收的能量要大于靜態(tài)加載下吸收的能量。

1.2 振動(dòng)沖擊技術(shù)與煤巖破碎

將振動(dòng)沖擊技術(shù)應(yīng)用于采煤機(jī)螺旋滾筒，已知煤巖抗拉強(qiáng)度較低能，當(dāng)截割臂滾筒的截齒接觸并沖入煤巖時(shí)，在煤巖橫向產(chǎn)生機(jī)械沖擊載荷，煤巖縱向產(chǎn)生簡(jiǎn)諧振動(dòng)載荷，提高加載效率，致使煤巖斷裂脫落，其振動(dòng)沖擊煤巖物理模型如圖1所示。

圖1 振動(dòng)沖擊煤巖物理模型

2 振動(dòng)沖擊截割臂結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

現(xiàn)有采煤機(jī)截割臂設(shè)計(jì)方案陳舊，結(jié)構(gòu)笨重，減速器傳動(dòng)級(jí)數(shù)較多，工作能耗損失嚴(yán)重，故減少減速器傳動(dòng)級(jí)數(shù)，設(shè)計(jì)出輕量化截割臂，有利于降低傳動(dòng)過(guò)程的能耗損失。

2.1 TRIZ理論應(yīng)用

本設(shè)計(jì)擬采用液壓馬達(dá)作為驅(qū)動(dòng)裝置，取代傳統(tǒng)截割電機(jī)。液壓馬達(dá)作為液壓系統(tǒng)的一種執(zhí)行元件，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、耐沖擊、慣性好等優(yōu)點(diǎn)。結(jié)合TRIZ理論中發(fā)明原理17空間維數(shù)變化原理第2條，選用型號(hào)為NAM11-900的液壓馬達(dá)[12]，其連續(xù)轉(zhuǎn)速范圍為4～380r/min、單個(gè)最大功率為78kW，如圖2所示。

圖2 液壓馬達(dá)動(dòng)力輸出裝置

雙排五星液壓馬達(dá)各制動(dòng)器的動(dòng)力輸出端分別通過(guò)平行設(shè)置在減速器機(jī)殼內(nèi)的主動(dòng)齒輪、同時(shí)與兩個(gè)主動(dòng)齒輪相嚙合的從動(dòng)齒輪與從動(dòng)軸相結(jié)合，從動(dòng)軸作為雙排五星液壓馬達(dá)輸出軸，通過(guò)聯(lián)軸器將動(dòng)力傳遞給截割臂減速器。

2.2 技術(shù)矛盾分析

為實(shí)現(xiàn)螺旋滾筒振動(dòng)切削功能，根據(jù)機(jī)械振動(dòng)原理和發(fā)周期性作用原理，在截割臂螺旋滾筒工作的軸向添加電磁鐵實(shí)現(xiàn)振動(dòng)沖擊切削煤巖，可通過(guò)改變周期性簡(jiǎn)諧激勵(lì)的頻率和振幅大小來(lái)適應(yīng)不同硬度和工況的煤巖切削。但在螺旋滾筒工作時(shí)，與滾筒同軸的傳動(dòng)軸在轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程中，軸上齒輪與其相互嚙合的齒輪不能發(fā)生軸向往復(fù)運(yùn)動(dòng)，會(huì)出現(xiàn)運(yùn)動(dòng)干涉，該處設(shè)計(jì)存在技術(shù)矛盾，需要進(jìn)行技術(shù)矛盾分析。技術(shù)矛盾：惡化參數(shù)為結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性；改善參數(shù)為適應(yīng)性及多用性和設(shè)備復(fù)雜性。查找阿奇舒勒沖突矩陣，得到解決原理，見(jiàn)表1。

表1 沖突矩陣

實(shí)際問(wèn)題結(jié)合發(fā)明原理，分析發(fā)現(xiàn)：發(fā)明原理2、發(fā)明原理17、19和發(fā)明原理35對(duì)解決該技術(shù)矛盾最有意義，其創(chuàng)新方法的原理見(jiàn)表2。

表2 技術(shù)矛盾解決原理

針對(duì)與滾筒同軸的傳動(dòng)軸與軸上齒輪產(chǎn)生運(yùn)動(dòng)干涉的技術(shù)矛盾，矛盾解決原理應(yīng)用如下：

結(jié)合發(fā)明原理2第1條、發(fā)明原理17第1條、發(fā)明原理19第1條以及發(fā)明原理35第3條，將減速器傳動(dòng)軸與齒輪連接的普通平鍵替換為花鍵，同時(shí)在齒輪兩側(cè)添加雙向壓簧，雙向壓簧將花鍵軸與軸上齒輪的軸向進(jìn)行連接，滿足傳動(dòng)軸沿軸向簡(jiǎn)諧振動(dòng)的運(yùn)動(dòng)方式，齒輪保持原來(lái)的運(yùn)動(dòng)方式，主要設(shè)計(jì)內(nèi)容如圖3所示。

圖3 花鍵軸與齒輪裝配設(shè)計(jì)

為降低采煤機(jī)截割臂整體結(jié)構(gòu)重量，根據(jù)發(fā)明原理2(抽取原理)和發(fā)明原理3(局部質(zhì)量原理)，截割臂減速器傳動(dòng)級(jí)數(shù)應(yīng)盡可能減少，考慮將除行星減速器以外的三級(jí)減速降低為單級(jí)減速。此時(shí)截割臂臂長(zhǎng)較短，工作空間較小，難以滿足煤巖截割要求，故設(shè)計(jì)出工字型結(jié)構(gòu)的懸臂梁用于機(jī)身連接，延長(zhǎng)截割臂長(zhǎng)度。

2.3 采煤機(jī)截割臂設(shè)計(jì)方案整理

根據(jù)上述內(nèi)容，將TRIZ理論發(fā)明原理和技術(shù)矛盾分析等TRIZ工具對(duì)截割臂不同部件的分析設(shè)計(jì)進(jìn)行綜合歸納，確定最終振動(dòng)沖擊截割臂設(shè)計(jì)方案，其結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 采煤機(jī)振動(dòng)沖擊截割臂結(jié)構(gòu)

圖4中，z1為減速器的主動(dòng)輪，z2為惰輪，z3為從動(dòng)輪，z4為行星減速器的太陽(yáng)輪，z5為行星輪，z6為內(nèi)齒圈，這六種齒輪與雙排液壓馬達(dá)、防爆電磁鐵共同組成輕量化截割臂的運(yùn)動(dòng)工作裝置。新型振動(dòng)沖擊截割臂采用雙排五星液壓馬達(dá)作為減速器動(dòng)力源，沿截割臂延伸方向橫向安裝，通過(guò)聯(lián)軸器與減速器輸入軸連接，將動(dòng)力傳遞給行星減速器，行星架輸出軸連接方頭連接套，最終實(shí)現(xiàn)螺旋滾筒旋轉(zhuǎn)截割煤巖；防爆電磁鐵組件為螺旋滾筒所在齒輪軸提供軸向激勵(lì)，輔助截割臂減速器實(shí)現(xiàn)振動(dòng)沖擊采煤；液壓馬達(dá)提供的轉(zhuǎn)速可在一定范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)無(wú)極調(diào)速、電磁鐵提供的頻率和振幅可調(diào)節(jié)。

3 截割臂離散元數(shù)值模擬分析

3.1 單因素試驗(yàn)與分析

1)單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)[13，14]。螺旋滾筒振動(dòng)沖擊切削煤巖數(shù)值模擬試驗(yàn)包括四個(gè)運(yùn)動(dòng)參數(shù)，分別為：滾筒軸向振動(dòng)頻率f、振幅A、滾筒轉(zhuǎn)速n和牽引速度v。根據(jù)截割臂技術(shù)參數(shù)，本次單因素試驗(yàn)軸向振幅A取3.0 mm，滾筒轉(zhuǎn)速n取53r/min，牽引速度v取100mm/s；螺旋滾筒軸向振動(dòng)頻率f取四個(gè)水平，見(jiàn)表3。

表3 單因素試驗(yàn)因素水平

2)單因素試驗(yàn)結(jié)果分析。利用離散元[15，16]軟件后處理的Total Mass Sensor功能統(tǒng)計(jì)螺旋滾筒軸向振動(dòng)頻率的四個(gè)水平數(shù)值模擬試驗(yàn)試驗(yàn)后煤壁剩余質(zhì)量。由于煤壁初始質(zhì)量皆為3298.48kg，運(yùn)用Excel軟件和Origin軟件對(duì)數(shù)值模擬試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，得到軸向振動(dòng)頻率f為0Hz、9Hz、18Hz、27Hz時(shí)，落煤質(zhì)量分別為502.37kg、503.84kg、506.22kg、499.80kg，繪制螺旋滾筒軸向振動(dòng)頻率與落煤質(zhì)量關(guān)系曲線如圖5所示。

圖5 頻率與落煤質(zhì)量關(guān)系曲線

由圖5可知，螺旋滾筒軸向振動(dòng)頻率范圍在0～18Hz時(shí)，煤壁落煤質(zhì)量逐漸升高；軸向振動(dòng)頻率超過(guò)18Hz時(shí)，煤壁落煤質(zhì)量明顯降低；螺旋滾筒軸向振動(dòng)頻率范圍在15～23Hz時(shí)，煤壁落煤質(zhì)量明顯提高，即添加振動(dòng)載荷在一定頻率范圍內(nèi)可提高煤壁落煤質(zhì)量。

3.2 正交試驗(yàn)與分析

1)因素水平確定與試驗(yàn)設(shè)計(jì)[17，18]。煤巖數(shù)值模擬試驗(yàn)中，涉及截割臂振動(dòng)切削的頻率f、振幅A、螺旋滾筒轉(zhuǎn)速n和牽引速度v四個(gè)影響因素，其中，牽引速度v為定值，故采用軸向振動(dòng)頻率f、振幅A以及螺旋滾筒轉(zhuǎn)速n三個(gè)運(yùn)動(dòng)參數(shù)作為影響因素，根據(jù)截割臂技術(shù)參數(shù)和頻率與落煤質(zhì)量關(guān)系曲線分析結(jié)果，確定各影響因素的水平和水平數(shù)，具體參數(shù)選擇見(jiàn)表4。

表4 正交試驗(yàn)因素水平

根據(jù)試驗(yàn)因素個(gè)數(shù)和各因素水平數(shù)，按照正交表L16(45)安排試驗(yàn)方案。

3.3 裝煤性能正交試驗(yàn)結(jié)果分析

1)裝煤性能[19，20]結(jié)果分析。對(duì)離散元仿真試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，得到螺旋滾筒振動(dòng)沖擊切削煤巖正交試驗(yàn)方案(L16(45))裝煤率，并計(jì)算裝煤率的和K、均值k以及極差R，見(jiàn)表5。

表5 裝煤性能結(jié)果統(tǒng)計(jì)

通過(guò)表4對(duì)螺旋滾筒振動(dòng)沖擊切削煤巖裝煤率進(jìn)行極差R分析，得到影響裝煤率的因子主次順序?yàn)椋赫穹鵄(因素D)、滾筒轉(zhuǎn)速n(因素C)、振動(dòng)頻率f(因素B)。對(duì)于單因素，按主次排列，因素B對(duì)裝煤率的影響順序?yàn)锽1、B2、B4、B3；因素C對(duì)裝煤率的影響順序?yàn)镃3、C4、C2、C1；因素D對(duì)裝煤率的影響順序?yàn)镈4、D1、D3、D2。

根據(jù)表4得到螺旋滾筒振動(dòng)沖擊切削煤巖15s的理論最大生產(chǎn)能力為519.41kg，即124.6584t/h。該生產(chǎn)能力下，螺旋滾筒的振動(dòng)頻率f為22.0Hz，轉(zhuǎn)速n為58r/min，振幅A為2.5mm，即振動(dòng)頻率越高、轉(zhuǎn)速較快、振幅較小，煤礦的生產(chǎn)能力越高。根據(jù)表5中試驗(yàn)均值k得到裝煤率影響因素趨勢(shì)，如圖6所示。

圖6 裝煤率影響因素趨勢(shì)

由圖6可知，當(dāng)螺旋滾筒軸向振動(dòng)頻率f取16Hz，轉(zhuǎn)速n取58r/min，螺旋滾筒軸向振幅A取3.5mm時(shí)裝煤率更高，即提高裝煤率的優(yōu)選方案為B1C3D4。從圖6還可得到：振動(dòng)頻率越低對(duì)裝煤越有利；當(dāng)滾筒轉(zhuǎn)速大于58r/min時(shí)，螺旋滾筒振動(dòng)沖擊切削煤巖裝煤率隨轉(zhuǎn)速增加而降低的趨勢(shì)；當(dāng)螺旋滾筒軸向振幅由3.0mm上升至3.5mm時(shí)，裝煤率顯著提高，故減小滾筒軸向振動(dòng)頻率、適當(dāng)降低工作轉(zhuǎn)速和提高軸向振幅可能會(huì)得到振動(dòng)沖擊切削煤巖裝煤率更優(yōu)的工作方案。

2)優(yōu)選水平方案驗(yàn)證分析。對(duì)提高裝煤率的優(yōu)選方案—B1C3D4進(jìn)行離散元數(shù)值模擬試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。

圖7 優(yōu)選裝煤率質(zhì)量統(tǒng)計(jì)

由圖7可知，優(yōu)選方案試驗(yàn)后煤巖收集裝置煤巖質(zhì)量為276.385kg，煤壁剩余質(zhì)量為2791.89kg，通過(guò)計(jì)算得到，該方案裝煤率為54.56%，即優(yōu)選方案裝煤率高于正交試驗(yàn)所選具有代表性的方案。

4 結(jié) 論

1)結(jié)合振動(dòng)沖擊技術(shù)，應(yīng)用TRIZ理論設(shè)計(jì)出一種以雙排五星液壓馬達(dá)為主要驅(qū)動(dòng)裝置，電磁鐵為輔助動(dòng)力裝置的輕量化振動(dòng)沖擊截割臂。

2)應(yīng)用離散單元法對(duì)螺旋滾筒軸向振動(dòng)頻率進(jìn)行單因素?cái)?shù)值模擬試驗(yàn)分析，確定其在正交試驗(yàn)中水平范圍為15～23Hz；基于正交試驗(yàn)研究了滾筒轉(zhuǎn)速、軸向振動(dòng)頻率以及工作振幅三種因素對(duì)裝煤性能的影響規(guī)律：螺旋滾筒裝煤率呈現(xiàn)隨著轉(zhuǎn)速增加而降低的趨勢(shì)。

3)通過(guò)數(shù)值模擬仿真驗(yàn)證裝煤性能優(yōu)選方案的裝煤率為54.56%。研究為煤礦機(jī)械的輕量化設(shè)計(jì)、優(yōu)化截割臂裝煤性能提供了參考。