Горная энергомеханика и автоматика by Донецкий политехник (Донецкий национальный технический университет)

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ ДОНЕЦКОЙ НАРОДНОЙ РЕСПУБЛИКИ ГОУ ВПО «ДОНЕЦКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»

Материалы XIX международной научно-технической конференции " Горная

энергомеханика и автоматика",

посвященной 90-летию кафедры «Энергомеханические системы»

22 – 24 октября 2019 г. Донецк

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ ДОНЕЦКОЙ НАРОДНОЙ РЕСПУБЛИКИ

ГОУ ВПО «ДОНЕЦКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ»

ФАКУЛЬТЕТ ИНЖЕНЕРНОЙ МЕХАНИКИ И МАШИНОСТРОЕНИЯ

Кафедра "Энергомеханические системы"

Материалы XIX Международной научно-технической конференции

" Горная энергомеханика и автоматика" , посвященной 90-летию кафедры «Энергомеханические системы» 22 – 24 октября 2019 г. г. Донецк

УДК 622.232.72 Горная энергомеханика и автоматика: материалы XIX Международной научно-технической конференции, посвященной 90-летию кафедры «Энергомеханические системы», 22-24 октября 2019г., Донецк - Донецк: ДонНТУ, 2019. 142с. В материалах конференции освещены следующие вопросы: разработка перспективного оборудования и устройств в области энергомеханики и автоматики; разработки принципиальных схем подключения гидро- и пневмоапаратуры в системе горного оборудования, область их использования; исследование математического аппарата, который применяется при установлении закономерностей механики движения жидкости и газа. Материалы представляют интерес для студентов, аспирантов, научных и инженерно-технических работников горных специальностей. РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: Главный редактор – зав. каф. «Энергомеханические системы» А.П. Кононенко. Зам. гл. редактора – С.А. Селивра. Ответственный секретарь выпуска О.А. Геммерлинг ОРГАНИЗАЦИОННЫЙ КОМИТЕТ: Д.т.н., проф. А.П. Кононенко (гл. редактор); к.т.н., проф. С.А. Селивра (зам. гл. редактора); к.т.н., проф. Л.Н. Козыряцкий; к.т.н., доц. В.С. Коломиец; к.т.н., доц. В.М. Моргунов; к.т.н., доц. В.М. Оверко; к.т.н., доц. О.А. Геммерлинг, к.т.н., доц. О.В. Федоров; к.т.н., доц. В.М. Яковлев; к.т.н., доц. Е.Н. Бойко; ст. преп. В.В. Гулин; ст. преп. В.И. Мизерный; зав. лаб. Г.М. Березинский; инж. В.А. Панов.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

УДК 621.695

А.П. Кононенко, докт. техн. наук, проф., Р.И. Божко, аспирант Донецкий национальный технический университет РАЦИОНАЛЬНАЯ ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ НАГНЕТАТЕЛЬНЫХ ЭРЛИФТНЫХ УСТАНОВОК С ВОЗДУХОСТРУЙНЫМИ КОМПРЕССОРАМИ Установлена рациональная область применения нагнетательных эрлифтных установок с воздухоструйными компрессорами в качестве источников пневмоэнергии. Приведено аналитическое обоснование практически равноценной энергоэффективности работы нагнетательных эрлифтов с воздухоструйными компрессорами в сравнении с традиционными эрлифтами при возможности расширения области рационального применения.

При наличии на предприятии (шахте, заводе и т.п.) пневмосети общего назначения в ряде случаев целесообразно в качестве источника пневмоэнергии нагнетательного эрлифта применение воздухоструйного компрессора, преобразовывающего излишне высокое, для этих условий, давление воздуха в пневмосети в расход инжектируемой среды. Это позволяет уменьшить потребный расход рабочего агента (воздуха из пневмосети) в струйном аппарате и повысить энергетическую эффективность работы установки. К тому же воздухоструйные компрессоры проектируются и изготавливаются под конкретные условия применения, с заданными потребными давлением и расходом сжатого воздуха, что также минимизирует приведенные расходы на транспортирование жидкости. Установление рациональной области применения нагнетательных эрлифтных установок с воздухоструйными компрессорами на основе обоснования целесообразных параметров их рабочего процесса является актуальной научной задачей, имеющей существенное практическое приложение. Доказана возможность, технико-экономическая целесообразность работы и приемлемые области использования нагнетательных эрлифтов при их пневмоснабжении от серийно производимых радиальных нагнетателей [1, 4, 5]. Обоснованные области применения, особенности рабочих процессов и конструктивного исполнения эрлифтных установок традиционной технологической схемы наиболее полно изложены в [2, 3]. 2

«Горная энергомеханика и автоматика»

При наличии на предприятии пневматической сети в ряде случаев целесообразно применение в качестве источников пневмоэнергии для эрлифтов воздухоструйных компрессоров [6]. Однако вопросы воздухоснабжения струйными аппаратами нагнетательных эрлифтов не исследовались и не публиковались. Целью настоящего исследования является обоснование рациональной области применения нагнетательных эрлифтных установок с воздухоструйными компрессорами на основе установления особенностей рабочего процесса и энергоэффективности их работы. Принципиальная схема (рис. 1), последовательность запуска и работа нагнетательной эрлифтной установки с воздухоструйным компрессором преимущественно аналогичны принципиальной схеме, последовательности запуска и работе нагнетательной эрлифтной установки с радиальным нагнетателем [1]. Отличием рассматриваемой нагнетательной эрлифтной установки является включение в ее состав воздухоструйного компрессора 12 с трубопроводом рабочего воздушного потока 10, подсоединенного к пневмосети предприятия, взамен радиального нагнетателя с влагоотделителем [1].

Рис. 1. Принципиальная схема нагнетательной эрлифтной установки с воздухоструйным компрессором На рисунке 1: 1 − подъемная труба; 2 − воздухоотделитель; 3 − сливная труба; 4 − воздухоотводящая труба; 5, 8 − регулирующие клапаны; 6 − датчик уровня; 7 − патрубок; 9 − датчик давления; 10 – 3

Материалы XIX международной научно-технической конференции

трубопровод рабочего воздушного потока; 11 – задвижка запорнорегулирующая; 12 – компрессор воздухоструйный; 13 − напорный воздухопровод; 14 − пусковой патрубок; 15, 20 − задвижка; 16 − смеситель; 17 − подающая труба; 18 − зумпф; 19 − сбросной трубопровод; 21 − обратный клапан; 22 – отводящий трубопровод; 23 − потребитель перекачиваемой жидкости Анализ особенностей рабочего процесса и энергоэффективности работы нагнетательной эрлифтной установки с воздухоструйным компрессором требует представления принципиальной схемы нагнетательного эрлифта (рис. 2, б) в виде принципиальной эквивалентной схемы нагнетательного эрлифта с традиционным способом работы (рис. 2, в). Эквивалентность (по условиям работы) эрлифтов схем б) и в) (рис. 2) обеспечивается одинаковыми геометрическими погружениями смесителей hн и одинаковыми давлениями рвз в подъемных трубах на высоте Н от уровня свободной поверхности перекачиваемой жидкости в зумпфе. Эквивалентный традиционный эрлифт (рис. 2, г) обеспечивает ту же высоту подъема Нн, что и нагнетательный (рис. 2, б), и служит для сравнения параметров рабочего процесса и энергоэффективности работы этой установки (рис. 2, г) и эквивалентной нагнетательной установки (рис. 2, в). Эрлифт традиционной технологической схемы (рис. 2, а) при этом является базой для выполнения выше перечисленных анализов.

Рис. 2. Эпюры давления в подъемных трубах эрлифтов со струйным аппаратом На рисунук 2: а – традиционной технологической схемы; б − нагнетательного эрлифта; в – эквивалентного нагнетательного эрлифта; г – эквивалентного традиционного эрлифта

«Горная энергомеханика и автоматика»

В ходе исследований, согласно положениям [7], доказано, что использование воздухоструйного компрессора для преобразования излишне высокого давления рабочего воздуха в диапазонах рр = 0,4÷0,8 МПа, Н = 3÷10 м, α = 0,20÷0,50 обеспечивает снижение расхода воздуха из пневмосети до 2-х раз для эрлифтной установки с эрлифтом традиционной технологической схемы. Для нагнетательного эрлифта избыточное давление в воздухоотделителе составляет (рис. 2, б) pвз  с g H н ,

(1)

где H н – высота переподъема нагнетательного эрлифта. Высота переподъема H эн эквивалентного нагнетательного эрлифта определяется из соотношения (рис. 2, в)

Н эн рвз  , с ghн Н  hн  Н эн

(2)

откуда с учетом (1)

Н эн 

Н н ( Н н  Н н  hн ) . hн  Н н

(3)

Относительные погружения смесителей: - эквивалентного нагнетательного эрлифта (рис. 2, в)

б эн 

hн , Н н  Н н  Н эн  hн

(4)

- эквивалентного традиционного эрлифта (рис. 2, г)

б эт 

hн hн  . Н эт  hн Н н  hн

(5)

Принимаем значения абсолютных давлений равными: рсн  рсмн  р0  с ghн ,

(6) 5

Материалы XIX международной научно-технической конференции

где рсн – абсолютное давление сжатого воздуха на выходе из воздухоструйного компрессора нагнетательной эрлифтной установки; рсмн – абсолютное давление в смесителе нагнетательного эрлифта. Абсолютное давление инжектируемого потока струйного аппарата нагнетательной (рис. 2, б) и эквивалентной нагнетательной (рис. 2, в) эрлифтной установки рнн  р0  с g Н н .

(7)

Коэффициент инжекции uн воздухоструйного компрессора нагнетательной (рис. 2, б) uн и эквивалентной нагнетательной (рис. 2, в) uэн = uн эрлифтной установки определяется для значений рр, рнн и рсн, а коэффициент инжекции воздухоструйного компрессора эквивалентной традиционной uэт эрлифтной установки (рис. 2, г) для значений рр, рн0 и рсн [8, 9]. Удельный расход рабочего воздуха (из пневмосети) определяется зависимостями: - для эквивалентной нагнетательной (рис. 2, в) эрлифтной установки

qрэн 

qэн , 1  uэн

(8)

- для эквивалентной традиционной (рис. 2, г) эрлифтной установки

qрэт 

qэт . 1  uэт

(9)

Сравнение энергоэффективности работы схем (рис. 2, в и рис. 2, г) выполнено на основе анализа рабочих процессов эквивалентного нагнетательного эрлифта и эквивалентного традиционного эрлифта при одинаковых геометрических погружениях смесителей hн = idem и одинаковых высотах подъема транспортируемой жидкости Нн, которые обеспечиваются длинами подъемных труб: - для эквивалентного нагнетательного эрлифта

«Горная энергомеханика и автоматика»

Н эн  Н  Н эн  Н н  Н н  Н эн ;

(10)

- для эквивалентного традиционного эрлифта

Н эт  Н  Н н  Н н .

(11)

Для эквивалентного нагнетательного (рис. 2, в) эрлифта с использованием выражений (1)÷(11) и компьютерной программы для вычисления коэффициента инжекции газоструйного компрессора u [9] в диапазонах значений рр = 0,4÷0,8 МПа, Нн = 1÷10 м, hн = 10÷18 м, ΔНн = 0,5÷2,5 м определены зависимости qрэн qрэт  f ( hн ), qрэн qрэт  f ( Н н ),

qрэн qрэт  f ( Н н ),

(рис. 3)

qрэн qрэт  f ( рр )

(рис. 4).

Рис. 3. Зависимости относительных удельных расходов рабочего воздуха qрэн qрэт нагнетательного эрлифта при рр = 0,6 МПа от: а) – геометрического погружения смесителя hн; б), в) – высоты переподъема ΔНн; г) – высоты подъема Нн 7

Материалы XIX международной научно-технической конференции

На рисунке 3, а и 3, г - ΔНн: 1 – 0,5 м, 2 – 1 м, 3 – 1,5 м, 4 – 2 м, 5 – 2,5 м; на рис. 3, б hн: - 1 – 10 м, 2 – 12 м, 3 – 14 м, 4 – 15 м, 5 – 16 м, 6 – 18 м; на рис. 3, в - Нн: 1 – 1 м, 2 – 2 м, 3 – 3 м, 4 – 4 м, 5 – 5 м, 6 – 6 м)

Рис. 4. Зависимости относительных удельных расходов рабочего воздуха qрэн qрэт нагнетательного эрлифта от абсолютного давления рабочего воздуха рр при Нн: 1 – 1 м, 2 – 1,5 м, 3 – 2 м Как следует из полученных в результате расчетов и приведенных в качестве примеров зависимостей (рис. 3, 4) в диапазонах указанных значений рр, Нн, hн, ΔНн удельный расход рабочего воздуха нагнетательного эрлифта qрэн отличается от удельного расхода рабочего воздуха традиционного эрлифта qрэт не более, чем на ± 5÷10% при прочих равных условиях. Для диапазонов значений давлений рабочего воздуха рр = 0,4÷0,8 МПа, высот подъема жидкости (гидросмеси) Нн = 1÷10 м, геометрических погружений смесителей hн = 10÷18 м, высот переподъема нагнетательного эрлифта ΔНн = 0,5÷2,5 м энергоэффективность работы нагнетательных эрлифтных установок с воздухоструйными компрессорами практически не отличается от энергоэффективности работы эрлифтных установок традиционной 8

«Горная энергомеханика и автоматика»

технологической схемы с теми же значениями геометрических погружений смесителей и высот подъема жидкости (гидросмеси). Однако возможность использования нагнетательных эрлифтных установок в стесненных (по вертикали) условиях и напорного транспортирования жидкости (гидросмеси) от воздухоотделителя эрлифта к потребителю значительно расширяет области их рационального применения. Список источников 1. Божко, Р.И. Обоснование энергетической целесообразности применения нагнетательных эрлифтных установок с радиальными нагнетателями / А.П. Кононенко, Р.И. Божко // Вестник Донецкого национального технического университета.– 2017. – №1(7). – С.11-19. 2. Папаяни, Ф.А. Энциклопедия эрлифтов / Ф.А. Папаяни, Л.Н. Козыряцкий, В.С. Пащенко, А.П. Кононенко. – М.: Информсвязьиздат, 1995. – 592 с. 3. Кононенко А.П. Рабочий процесс эрлифта и его моделирование. – Донецк: ГВУЗ «ДонНТУ», 2010. – 171 с. 4. Божко, Р.И. Области применения нагнетательных эрлифтных установок с радиальными нагнетателями / А.П. Кононенко, Р.И. Божко // Современное промышленное и гражданское строительство. – 2018. – Т.14. – №1.– С. 29-37. 5. Божко, Р.И. Особенности применения радиальных нагнетателей в составе нагнетательных эрлифтных установок / А.П. Кононенко, Р.И. Божко // Вестник Донецкого национального технического университета.− 2018. − №4(14). − С.24-33. 6. Малеев В.Б. Специальные средства водоотлива и гидромеханизированной очистки шахтных водосборных емкостей / В.Б. Малеев, Е.И. Данилов, В.М. Яковлев // Учебн. пособие. – Донецк: ДПИ, 1986. – 36 с. 7. Адамов Б.И. Исследование и разработка глубоководных эрлифтных установок для подъема твердого материала: Дис. … канд. техн. наук: 05.05.06. – Донецк: ДПИ, 1982. – 323 с. 8. Соколов Е.Я. Струйные аппараты / Е.Я. Соколов, Н.М. Зингер. – 3-е изд., перераб. – М:. Энергоатомиздат, 1989. – 352 с. 9. Кононенко, А.П. Экспериментальное обоснование рациональной методики расчета газоструйного компрессора / А.П. Кононенко, В.А. Панов // Вестник Донецкого национального технического университета. – 2018. – №3(13). – С. 25-33. © А.П. Кононенко, Р.И. Божко, 2019

Материалы XIX международной научно-технической конференции

УДК 621.03

Kliaguine G.S.1, Docteur ès Sciences technique, Prof. Sydorov V.A.1, Docteur habilité ès Sciences technique, MdC Sydorova E.V.2, Docteur ès Sciences technique, MdC 1

Université Nationale Technique de Donetsk Université Polytechnique d'État du Sud de la Russie M. I. Platov

FORMATION DES ÉTUDIANTS EN MASTER SUR DES MÉTHODES ET TECHNIQUES D'UTILISATION DE DISPOSITIFS OPTIQUES ÉLECTRONIQUES POUR ENREGISTRER ET MESURER LE RAYONNEMENT THERMIQUE L’article actuel présente une conception du module éducatif unique pour enseigner les méthodes et les techniques de fonctionnement de l'équipement de mesure à l'aide de l'utilisation de dispositifs électroniques-optiques pour enregistrer et mesurer le rayonnement thermique aux étudiants en master. Les bases de formations et les utilisations industrielles ont été considérées, aussi bien que les exemples d’études. Mots-clés : formation, master, mesure, rayonnement thermique, caméra infrarouge.

Introduction Lors de la formation des étudiants en master selon divers programmes d’études des ingénieurs à l'Université Nationale Technique de Donetsk, une attention particulière est accordée à la formation d'un certain nombre de compétences. Tout d'abord, ce sont une possession de la culture de réflexion, une capacité de généraliser, d'analyser, de percevoir l'information, d'établir des objectifs et de choisir les moyens d'y parvenir. Des conditions de travail dans les entreprises modernes exigent ce que les jeunes diplômés aient une capacité de trouver et de traiter des informations, provenant de différentes sources, en utilisant des technologies d'information modernes. Le diplômé devrait pouvoir analyser l'état et la dynamique du fonctionnement de telle ou telle industrie, en utilisant les méthodes et les moyens d’analyses modernes appropriées. Cependant, une partie intégrante de savoir-faire du futur master est une capacité de réaliser des expériences scientifiques et d'évaluer les résultats de recherche, en cela une capacité d'utiliser professionnellement des appareils modernes n'est pas moins importante.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Le Département Français des Sciences et Techniques de la Faculté des Projets d’Enseignement Internationaux organise une formation pluridisciplinaire de professionnels dans les domaines suivants : « Génie énergétique et électrotechnique », « Machines et équipements technologiques », « Métallurgie », « Sécurité technosphérique », « Génie des mines », « Conception et technologie des fabrications mécaniques ». Néanmoins, les cours tels que « Méthodologie et méthodes de recherche scientifique », « Travail de recherche d’étudiant », le stage de master et la réalisation du projet de fin d’études ont une même base méthodologique. Des différences ne sont que dans les nuances et les exemples pratiques concrets proposés par l'enseignant. Ainsi, se forme un professionnel s'adaptant facilement aux unes ou aux autres conditions de production. Un autre élément important est un développement d’une capacité de communication interprofessionnelle parmi les étudiants et une capacité de travailler sur des problèmes interdisciplinaires en équipe. Par conséquent, il est conseillé de réaliser un développement des compétences présentées, en utilisant les mêmes dispositifs qui peuvent être appliqués dans les différentes branches de l'ingénierie. Le but de ce travail est de développer un module éducatif unique pour enseigner les méthodes et les techniques de fonctionnement de l'équipement de mesure à l'aide de l'utilisation de dispositifs électroniquesoptiques pour enregistrer et mesurer le rayonnement thermique aux étudiants en master. Pour cela, les problèmes suivants sont résolus :  identifier des compétences et des savoir-faire de recherches des étudiants en master, formées lors de l’apprentissage du module éducatif,  élaborer une méthodologie pour mettre en place un problème de recherches et un plan de mesure,  élaborer une méthodologie pour maîtriser les compétences d'exploitation des équipements de mesure,  élaborer une méthodologie d'analyse des données,  discuter des exemples d'utilisation du module éducatif dans diverses industries. Bases de la formation Parmi les méthodes de diagnostic technique de l'équipement des entreprises industrielles, les méthodes thermiques occupent une position particulière. Jusqu'à 95 % de toutes les formes d'énergie générées et transmises directement ou partiellement par les machines, sont converties 11

Материалы XIX международной научно-технической конференции

en énergie thermique. C’est la température, reflétant un déroulement du processus de travail et une évolution d'un certain nombre de défauts qui est le paramètre de diagnostic thermique. Les concepts de base sur les champs thermiques et le rayonnement infrarouge sont appris par les futurs masters lors de l'étude du cours de base de « Physique ». Dans le cours « Fondements de la recherche scientifique », sont formées des approches pour déduire les dépendances, réaliser les recherches, y compris une évaluation de la signification statistique. L'étude des disciplines professionnelles (par exemple, « Théorie de coupe », « Exploitation et maintenance des machines », « Diagnostics techniques », « Méthodes de contrôle non destructif ») familiarise avec le niveau des problèmes traités actuellement dans l’industrie, en utilisant des méthodes de thermographie, des signes de défaillances, une méthodologie de formation et une certification de professionnels. Simultanément, on fait une première connaissance avec des appareils de mesures thermiques : contacts et sans contacts. Cela permet d'améliorer l'efficacité de la formation avec l'étude optionnelle du cours « Pratique de la thermométrie » selon le programme suivant. Le 1er jour. Les axiomes de la capacité de travail et les paramètres de diagnostic. Les facteurs déterminant l'état opérationnel et les types d'actions de réparation. Le 2ème jour. Les fondements physiques de la thermométrie. Les exigences relatives aux outils de mesure. Les principes de base de la thermographie infrarouge. Les contrôles thermiques : actif et passif. Les paramètres de diagnostic lors de la mesure thermique. Les accessoires de caméra infrarouge. Les critères de choix d'une caméra infrarouge pour effectuer divers travaux dans le domaine de contrôle thermique. Les pyromètres, les caméras infrarouges : leurs conceptions générales. Le 3ème jour. La fonctionnalité de base des caméras infrarouges. Les paramètres d'images thermiques. La sélection de la palette de travail d’une caméra infrarouge. La plage de température et les sous-plages d’une caméra infrarouge. La détermination et le réglage du coefficient de rayonnement. Le réglage d’une caméra infrarouge avant du travail. Les exigences relatives au niveau de formation du personnel. Les méthodes de l'inspection par une caméra infrarouge. Les règles de sécurité pour travailler avec une caméra infrarouge. La mesure de l'image thermique d’un objet.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Le 4ème jour. Les méthodes d'évaluation de l'état technique. L’analyse qualitative et quantitative. Les principaux documents réglementaires. Les défaillances typiques et leur détection par des thermogrammes. Les critères de défauts des groupes thermiques. L’analyse des résultats et l’élaboration d'un protocole de résultats de mesure. Les logiciels pour traiter des thermogrammes. Le 5ème jour. La discussion des questions d'étudiants et l’examen final. Utilisation industrielle À l'heure actuelle, les dispositifs de thermométrie sans contact sont largement utilisés dans les entreprises industrielles par les services de diagnostic technique et les professionnels des services technologiques et de réparation. Les pyromètres et les caméras infrarouges représentés sur la Figure 1 sont les plus utilisés. La mesure opérationnelle d’une température aux points locaux et des champs thermiques des équipements mécaniques et électriques sur des pièces fixées, éloignées et tournées offre de nombreuses possibilités pour le diagnostic technique.

Thermomètre infrarouge NIMBUS

Thermomètre infrarouge SMOTRITCH-4ПМ1-09

Caméra infrarouge SAT S280

Pyromètre d'imagerie thermique TG165

Fig. 1. Appareils de thermométrie sans contact utilisés aux entreprises Parmi les paramètres de diagnostic de la température, on peut distinguer : la température aux points locaux, l'intensité de l'accroissement de la température au démarrage, la différence de température de l'huile ou du liquide à la sortie et à l’entrée ; la détermination des couleurs des chaudes et d'incandescence. La combinaison de méthodes humaines et instrumentales est efficace. L'inspection thermographique est réalisée lors de la préparation de la réparation. On fait une photographie des thermogrammes des surfaces dans

Материалы XIX международной научно-технической конференции

les zones de contact des pièces, sur la surface d'un objet, sur la fondation du mécanisme. Lors du traitement des thermogrammes, on compare les éléments suivants : le chauffage des éléments, le chauffage des unités et des pièces de mêmes types, la dynamique de l’évolution d’échauffement en fonction du temps et de la charge, on détermine le chauffage local, sa localisation, on confronte les zones de chauffage avec l'agencement des parties mécaniques et électriques du mécanisme de commande, on détermine aussi l'efficacité des systèmes de refroidissement. Exemples d'études La détermination des zones d’apports de chaleur dans les chambres froides. Les zones les plus attaquables en apparition des apports de chaleur et en augmentation de la température dans les congélateurs sont les portes d'entrée et les fissures angulaires entre le plafond et le mur (Fig. 2).

La porte d'entrée : les apports de chaleur sont le long du périmètre et de l'ouverture centrale

Le mur est : les apports de chaleur sont sur le joint du mur et du plafond

L’étalon du cordon angulaire

Le mur est après la réparation

Fig. 2. Détermination des zones d'apports de chaleur dans les chambres froides Les paramètres de diagnostic : la température du point, la distribution de températures et la plage de températures mesurée. Cela permet d'évaluer l'efficacité de la réparation, de trouver un objet de référence et de calculer des apports de chaleur. L’attention : la présence d'une couverture de neige exige une correction des résultats des mesures en raison de la 14

«Горная энергомеханика и автоматика»

nécessité de tenir compte le coefficient de rayonnement réel. Dans un exemple spécifique, lors de l'analyse des thermogrammes, il faut s’orienter sur la différence entre les températures maximale et minimale et la gamme de couleurs prédominante. Les thermogrammes statiques de la technique de réfrigération (Fig. 3) fournissent les informations sur la pertinence du fonctionnement des éléments. Ce peuvent être des compresseurs, des séparateurs d'huile, des tanks, etc. Souvent, la température moyenne de ces éléments est connue, mais des zones de surchauffe ou de refroidissement irrégulier restent inconnues, ce qui peut provoquer une situation d'urgence.

Le compresseur de premier étage

Le compresseur de deuxième étage

Le réservoir d'ammoniac est revêtu, il y a le glaçon de neige au-dessus

Le séparateur d'huile et les filtres à huile

Fig. 3. Thermogrammes statiques des techniques de la réfrigération Les thermogrammes de l'équipement de la salle des chaudières (Fig. 4) indiquent clairement les points de perte de chaleur et l'admissibilité de ces pertes. L'inaccessibilité des zones de contrôle, même à des écarts de température importants par rapport à la valeur admissible, ne permet pas d'évaluer les risques de défaillances et d’endommagements possibles. Deux images successives permettent de déterminer la stabilité des valeurs de la caméra infrarouge.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Le tank à eau, la bonne isolation, les reflets du soleil et les tuyautages ouverts

La pompe à eau chaude : les vannes d'arrêt sans isolation thermique

Le brûleur de chaudière : la faible isolation thermique

Le ventilateur de chaudière : la température de 1650С

Fig. 4. Thermogrammes de l'équipement de la salle des chaudières La détermination de la température de l'homogénéisateur (Fig. 5). La présence de pièces mobiles (les poulies à courroie, les pistons) et de pièces fixes (la réducteur) dans ce mécanisme rend difficile l'évaluation de l'état technique du mécanisme. Les thermogrammes obtenus en plus des paramètres de vibration ont servi une base pour prendre une décision sur la nécessité d’une réparation.

Le réducteur de l'homogénéisateur, la poulie, la transmission à courroie, l’arbre de sortie

Le groupe de vannes : le desserage des boulons est fixé à température élevée

Fig. 5. Thermogrammes de l'homogénéisateur L'équipement électrique (Fig. 6) a le plus besoin d’un contrôle par la caméra infrarouge. La haute tension, les pièces de corps et celles en rotation rendent difficile la détermination des zones de surchauffe, associés 16

«Горная энергомеханика и автоматика»

généralement au desserrage des pièces filetées. L'efficacité d'application est liée avec une réactivité d’utiliser des informations de diagnostic dans les actions des services de réparation.

Le moteur du compresseur de premier étage

Le chauffage jusqu'à 490С de la zone de raccordement de bandes

Le chauffage de phase moyenne jusqu'à 390С

Le chauffage d’une phase d'alimentation du moteur : l’état inacceptable

Fig. 6. Thermogrammes de l’équipement électrique Les travaux de recherche des masters (Fig. 7) sont liés avec une observation, un enregistrement de la dynamique de l’échauffement ou du refroidissement non seulement de l'équipement mécanique, mais aussi des pièces lors de leur rectification, de nouveaux échantillons de biocéramique, et d’autres. Conclusion L’étude thermique est une des principales directions dans le développement du diagnostic technique. Les systèmes de contrôle thermique permettent de surveiller l'état thermique des équipements et des structures sans les mettre hors service, d’identifier les défauts à un stade précoce de leur évolution, de réduire les frais pour une inspection technique et une identification des défauts. Ce diagnostic est objectif, informatif, économique et pratique. Lors de l'utilisation des méthodes thermiques de contrôle, la vitesse d’obtention et de traitement des données est plus élevée qu'avec toute autre méthode de contrôle. 17

Материалы XIX международной научно-технической конференции

L'étude de la dynamique du chauffage des pièces du stand d'équilibrage

L’étude de l’image thermique du chauffage du palier de réducteur et d'accouplement

L’étude des caractéristiques thermotechniques des échantillons de biocéramiques lors du refroidissement

L’étude de l'intensité du chauffage de l'outil et de l’ébauche lors de la rectification

Fig. 7. Thermogrammes dans les travaux de recherche des masters Les méthodes de la thermographie infrarouge devraient s’occuper une place majeure dans les cours de diagnostic technique étudiés dans divers programmes d’études de master. 1.

Bibliographie Pajani, D. Thermographie – Principes et mesure [Ressource électronique] / D. Pajani // Techniques de l’ingénieur : les bases documentaires techniques et scientifiques. – Accès : http://www.techniquesingenieur.fr/base-documentaire/mesures-analyses-th1/mesure-de-temperature-42542210/thermographie-r2740/. (26.09.2019). Pajani, D. Thermographie – Technologies et applications [Ressource électronique] / D. Pajani, L. Audaire // Techniques de l’ingénieur : les bases documentaires techniques et scientifiques. – Accès : http://www.techniquesingenieur.fr/base-documentaire/mesures-analyses-th1/mesure-de-temperature-42542210/thermographie-r2741/. (26.09.2019).

3. Goupy, J. Introduction aux plans d'expériences / J. Goupy, L. Creighton. - 3e édition. - Paris : Dunod : L'Usine nouvelle, 2006 – 324 p. 4. Battaglia, J.-L. Introduction aux transferts thermiques : cours et exercices corrigés / J.-L. Battaglia, A. Kusiak, J.-R. Puiggali. - Paris : Dunod, 2010 – 236 p. © G.S. Kliaguine, V.A. Sydorov, E.V. Sydorova, 2019

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 621.311

Д. В. Юров, студент, А. В. Болтнева, студент, С. В. Соленый – канд. техн. наук, доц., Санкт-Петербургский государственный университет аэрокосмического приборостроения КОМПЛЕКСНАЯ СИСТЕМА ДИАГНОСТИЧЕСКОГО МОНИТОРИНГА ПОДСТАНЦИИ В данной статье исследована возможная структура комплексной системы мониторинга подстанции и проанализированы применяемые методы диагностики. В настоящее время существует необходимость в повышении эксплуатационной надежности электрооборудования. Поэтому разработка и применение новых методов, которые устанавливали бы какие-либо неисправности в этом оборудовании, является актуальной задачей. Для того чтобы качественно контролировать техническое состояние электрооборудования и выявлять неисправности для их дальнейшего устранения, такие методы должны быть эффективными и использовать современные средства диагностики и мониторинга. Одним из таких методов является внедрение комплексной системы диагностического мониторинга. Данная система позволит контролировать состояние оборудования подстанции под рабочим напряжением, используя современные способы диагностики, включающие в себя диагностический анализ масла, вибродиагностику, измерение частичных разрядов и многие другие. Структурная схема комплексной системы диагностики представлена на рисунке 1. Датчики непрерывного контроля регистрируют необходимые параметры силового трансформатора (СТ) комплектного распределительного устройства (КРУ) и коммутационного оборудования, расположенных на подстанции (ПС) и передают информацию в систему обработки данных. После этого обработанная информация передается на местный компьютер, где она анализируется, а также временно хранится. После анализа информации местный компьютер передает ее на главный компьютер, который также хранит эту информацию и собирает статистические данные параметров контролируемого оборудования. Персонал службы диагностики также проводит анализ полученной информации и проделывает необходимые мероприятия, ес19

Материалы XIX международной научно-технической конференции

ли значения измеряемых параметров вышли за установленные пределы.

Рисунок 1 – Структурная схема системы диагностического мониторинга Силовой трансформатор – один из важнейших и дорогих компонентов подстанции, поэтому очень важно постоянно наблюдать его техническое состояние. Из-за избыточных нагрузок в системе изоляции СТ вырабатываются газы, растворяющиеся в масле. Анализ этих газов это один из лучших способов обнаружения развивающихся неисправностей на раннем этапе. Современные системы позволяют контролировать содержание этих газов, используя специальные датчики, которые чувствительны к некоторым газам, таким как водород, угарный газ, ацетилен и этилен, являющимися индикаторами зарождающихся отказов маслонаполненного оборудования. Например, превышение водорода обычно обуславливается явлением частичных, искровых и дуговых разрядов в трансформаторе. Превышение угарного газа может говорить о старении и увлажнении масла или твердой изоляции. Высокое содержание этилена можно объяснить нагревом масла и бумажной изоляции выше 600 °С, а превышение ацетилена характерно для наличия электрических дуг и искрения [1]. Помимо этого, система может измерять температуру и уровень масла в баке трансформатора, а также его влагосодержание. Все эти функции выполняются специальными датчиками, расположенными в масле бака СТ. Данные полученные этими датчиками, обрабатываются и анализируется. Полученные результаты помогают оценивать состояние масла, также определять дефекты электрического и температурного характера.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Для более качественного определения дефектов электрического характера, система диагностического мониторинга может содержать специальные датчики, контролирующие состояние изоляции на основе регистрации и анализа частичных разрядов (ЧР). Специальные алгоритмы при анализе данных могут позволить установить тип дефекта в изоляции, частично выявить место его появления, а также дать оценку степени опасности обнаруженного дефекта для последующей эксплуатации СТ. Для контролирования температурного режима работы СТ в системе мониторинга возможно использование от одного до четырех датчиков температуры. Если одно из значений температуры превысит свое максимально допустимое, то система последовательно включит реле управления несколькими группами вентиляторов для охлаждения СТ. Для оценки эффективности работы системы охлаждения СТ система диагностического мониторинга может содержать комплексный датчик температуры и влажности окружающего воздуха, позволяющий провести анализ состояния трансформатора, учитывая также параметры окружающей среды. Кроме того, система мониторинга может содержать специальный вибродатчик, обычно устанавливающийся на нижнюю раму сухого трансформатора или на бак масляного трансформатора. По результатам анализа спектров и формы сигналов можно выявить различные дефекты в конструкции СТ, например, такие как ухудшение уровня прессовки обмотки и магнитопровода трансформатора. Однако вибрационный метод мониторинга и диагностики имеет ряд недостатков. Существуют особые требования к креплению вибродатчиков. Это характеризуется большим числом вариантов крепления, а также потребностью высокой точности размещения. При неправильном размещение могут появится побочные колебания по причине задействования недиагностируемых элементов, что в дальнейшем исказит результаты диагностики. Помимо этого, данный метод не позволяет обнаружить дефект на ранней стадии развития. Комплектное распределительное устройство также нуждается в специальной системе диагностического мониторинга. Одним из основных элементов КРУ являются токопроводящие шины, поэтому существует возможность установления датчика температуры, который позволил бы регистрировать ее изменение и сигнализировать при ее критическом повышении. 21

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Также возможно контролирование технического состояния изоляции кабельных линий (КЛ), подводимых к КРУ под рабочим напряжением. Этот контроль осуществляется с помощью регистрации и анализа ЧР. Данная система позволят контролировать состояние несколько десятков кабельных линий, во всех важнейших режимах работы. Она может определить разновидность дефекта в изоляции, а также проанализировать уровень его развития и опасность для будущей эксплуатации. Кроме этого, осуществляется автоматическое обнаружение мест появления дефектов в изоляции, которые выявляются системой по ЧР, в самом кабеле, а также в муфтах. По результатам анализа, совершаются необходимые диагностические решения и вырабатываются рекомендации по последующей эксплуатации КЛ. Немало важным является контролирование состояния коммутационного оборудования ПС. Система мониторинга для такого оборудования может производить оценку технического состояния выключателей несколькими методами диагностики. Она позволяет контролировать состояние изоляции выключателей, применяя метод ЧР. Также ведется контроль за работой привода выключателя. Система анализирует разновременность работы главных контактов по фазам, используя при этом графики изменения фазных токов. Существует возможность контролировать другие технологические параметры, которые будут зависеть от типа выключателя. По результатам анализа, возможно определить текущее техническое состояние выключателя, а также его остаточный ресурс. Для мониторинга такого оборудования система должна обладать несколькими особенностями, которые должны учитываться при ее создании. Например, диагностики технического состояния может производится только в моменты коммутаций, которые длятся доли секунд. Также, следует учитывать тот факт, что по сравнению с СТ и КРУ, стоимость выключателя крайне мала, поэтому такая система должна быть экономически целесообразной, и как следствие не может быть слишком дорогой и сложной. Следует заметить, что существует проблема, которая возникает при использовании методов измерения ЧР в системы диагностического мониторинга, которая заключается в сложной отстройке от помех, особенно характерных для высоковольтных СТ, КЛ и выключателей. Существует несколько причин возникновения этих помех: Это можно объяснить наличием другого вспомогательного и измерительного оборудования, в котором возможно возникновение 22

«Горная энергомеханика и автоматика»

частичных разрядов. Высокочастотные импульсы, исходящие от этого оборудования, по линиям электропередачи или же с помощью электромагнитного излучения, наводятся контролируемых объектах. К практически каждому СТ подключены воздушные линии электропередач, которые «собирают» грозовые и другие возможные высокочастотные импульсы, которые часто имеют большую амплитуду. Эти импульсы существенно затрудняют работу датчикам по выявлению ЧР. В работе СТ нередко случается изменение нагрузочных и тепловых режимов. Помимо этого, в СТ используются устройства регулирования напряжения, которые изменяют их параметры в процессе работы. На основании этих двух факторов, ЧР в изоляции СТ имеют нестационарный характер. Возможно увеличение и уменьшение ЧР и даже их появление и исчезновение [2]. Из-за этих причин любой системе диагностического мониторинга, использующей метод диагностики по частичным разрядам, необходимы средства отстройки от внешних помех. Такие средства могут включать в себя разные алгоритмы. Например, необходимо проводить амплитудную «разборку» импульсов разрядов, которая предназначена для удаления импульсов, наведенных из соседних кабельных линий. Возможно анализировать частотные свойства каждого импульса, что позволит разделять повторяющиеся импульсы ЧР и случайные импульсы помех. Данная система диагностического мониторинга позволит существенно повысить надежность эксплуатации электрооборудования ПС. Ее существенным плюсом является возможность непрерывного измерения параметров под рабочим напряжением, а также своевременное диагностирование и устранение неисправностей на раннем этапе их формирования. Также немало важным является возможность сбора статистики параметрических данных, что в дальнейшем позволит с большей точностью прогнозировать срок эксплуатации электрооборудования. Однако, недостатком такой системы, в первую очередь будет являться ее высокая стоимость. Для экономической целесообразности, стоимость отдельной подсистемы мониторинга должна не превышать 3% от стоимости подконтрольного объекта [3]. Поэтому с большей вероятностью такие системы найдут свое применения на высоковольтных подстанциях, где стоимость оборудования значительно превышает стоимость низковольтного оборудования. Еще одним недостатком комплексной системы диагностики является 23

Материалы XIX международной научно-технической конференции

ее сложность исполнения. Используемые методы диагностики (такие как ЧР и вибрационный) в системы имеют свои недостатки, что требует внедрения сложных алгоритмов для их нивелирования. Список источников 1. Хроматографический анализ трансформаторного масла [Электронный ресурс] URL: http://www.ntc-retec.ru/services/analiz-transformatornogo-masla/khromatograficheskiy-analiztransformatornogo-masla (дата обращения 09.06.2019). 2. Dimrus. Диагностические решения в энергетике [Электронный ресурс] URL: https://dimrus.ru/production.html (дата обращения 09.06.2019). 3. Ботов С.В., Русов В.А., Белов С.И. Мониторинг, диагностика и управление остаточным ресурсом комплекса высоковольтного энергетического оборудования [Электронный ресурс] URL: https://transform.ru/articles/html/06exploitation/expl000142.article (дата обращения 09.06.2019). © Д.В. Юров, А.В. Болтнева, С.В. Соленый, 2019

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 621;[867.52+926.9]

Власенко Д.А., ст. преп., Левченко Э.П., канд. техн. наук, доц. Донбасский государственный технический университет, г. Алчевск, ЛНР МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ТРАНСПОРТИРОВКИ И ЗАГРУЗКИ СЫРЬЯ В МОЛОТКОВУЮ ДРОБИЛКУ Разработана математическая модель процесса транспортировки и загрузки каменно-рудного материала в рабочую зону молотковой дробилки. Получены закономерности подачи материала вибропитателем путем учета амплитуд колебаний при его скорости движения в питателе. Предложена зависимость, определяющая расстояние свободного движения куска материала в рабочей зоне молотков Ключевые слова: вибротрубоконвейер, молотковая дробилка, скорость движения, амплитуда колебаний

Основными факторами, влияющими на показатели работы в процессе дробления материала в молотковой дробилке, являются скорость V k и направление движения Tk частиц сырья в рабочем пространстве ротора, а также угол отклонения молотков  k от их радиального положения при контактном взаимодействии с кусками материала. Подача исходного сырья по трубоконвейеру характеризуется его скоростью передвижения v ч 1 , которая влияет на направление его истечения T1 и на местоположение точки входа в рабочую зону молотков. Параметры, характеризующие движение при контакте куска и молотков до и после удара, напрямую влияют на показатели большинства процессов, связанных с взаимодействием сырья и ударных органов. Характер проникновения сырья в рабочую зону дробилки зависит от стадии загрузки и вхождения отдельного куска в зону соударения с молотками. Основным параметром, характеризующим этап транспортировки материала по вибротрубе, является скорость движения материала по транспортеру.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Для достоверного выявления значения угла между нормалью к поверхности трубы и вектором колебаний   , а соответственно, и скорости движения кусков, используется метод, основанный на определении амплитуды вертикальных  1 и горизонтальных  2 колебаний, расчетная схема представлена на рисунке 1.

Рис. 1. Схема для расчета скорости движения материала в трубоконвейере По предложенной К.Ф. Иванченко методике [1] скорость движения материала в вибрационном питателе приближенно определяется как:

v К  ( k1  k 2 sin  ) Э cos   1T 2 ,

(1)

где k 1 и k 2 – коэффициенты, учитывающие физикомеханические свойства материала;  – угол наклона трубоконвейера;  – амплитуда колебаний трубы;  Э – угловая скорость эксцентрикового вала (циклическая частота);   – угол направления колебания; Т – коэффициент режима работы трубоконвейера. В работе [2] получена математическая модель транспортирования груза вибротрубопитателем и выгрузки в рабочую зону дробилки, на основании которой можно приближенно определить скорость

«Горная энергомеханика и автоматика»

движения материала в рабочем пространстве питателя по уточненной формуле: V ч 1   Э ( k 1  k 2 sin  ) 1 

1 T k2

 2 cos    1 sin   .

(2)

Вторым этапом процесса подачи измельчаемого сырья в дробилку является проникновение при падении куска материала в зону соударения с молотками. Местоположение точки соударения с контактной поверхностью рабочего органа будет оказывать влияние на процессы удара и дальнейшего движения куска к отбойной плите. Позиционирование центра соударения будет зависеть от глубины c и расстояния свободного движения куска в рабочей зоне l до точки реализации ударного контакта (рис. 2).

Рис. 2. Схема проникновения куска в рабочую зону молотковой дробилки

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Расстояние свободного движения куска материала в рабочей зоне молотков дробилки (глубина проникновения) определяется по формуле [2]: l

Vч41 sin 2 2   8 ghVч21 cos 2  Vч21 sin 2  2g

(3)

Глубина свободного движения куска в рабочей зоне молотков на роторе [2]:



с  V ч 1 sin   2 gh

 z ,

(4)

где z – количество рядов молотков на роторе в молотковой дробилке;  – угловая скорость вращения ротора. Исходя из этого, радиус окружности зоны соударения куска материала с рабочей поверхностью молотков определяется по следующей формуле: R ' R  r  с ,

(5)

где R – радиус осей подвеса молотков относительно оси вращения ротора; r – расстояние от оси крепления молотков на роторе до внешней грани бойка. С целью подтверждения теоретических предположений путем проверки адекватности предложенных зависимостей и изучения отдельных этапов процесса фракционной подготовки флюсов (известняка, мела и доломита) проводились экспериментальные исследования процесса движения материала с использованием дробильного комплекса, состоящего из питателя (вибротрубоконвейер 79–ТС), (рис. 3) и дробильной машины (молотковая дробилка ДМРиЭ 14,5×13) (рис. 4) в производственных условиях участка подготовки шихтовых материалов агломерационного цеха Филиала № 12 ЗАО «ВНЕШТОРГСЕРВИС».

«Горная энергомеханика и автоматика»

Рис. 3. Общий вид вибрационного трубного конвейера 79–ТС

Рис. 4. Общий вид дробильного комплекса агломерационных флюсов в условиях Филиала № 12 ЗАО «ВНЕШТОРГСЕРВИС» При проведении экспериментов были получены следующие значения скорости движения известняка по вибротрубоконвейерам молотковых дробилок №№ 3 и 4 (табл.) при различных величинах силы тока, подаваемого на вибровозбудитель, и амплитудах колебаний.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Табл. 1. - Результаты экспериментальных исследований

Значение скорости материала в параллельных опытах

Vч 1

Vч 2

Vч 3

Vч 4

Vч 5

Vч

Погрешность, %

Значение скорости, м/с Среднее значение в опытах По формуле (2)(2)

Вертикальных

Горизонтальных

Сила тока, подаваемого на вибровозбудитель, А

Амплитуда колебаний, мм

Vч

0,46 0,16 0,16 0,17 0,17 0,17 0,16

0,17

0,18 5,4

0,51 0,22 0,18 0,18 0,18 0,17 0,17

0,18

0,18 3,2

0,86 0,31 0,3 0,31 0,31 0,29 0,3

0,3

0,32 7,0

0,92 0,5 0,33 0,33 0,34 0,31 0,32

0,33

0,3 8,6

Средняя относительная погрешность при определении скорости по формуле (2) составила 6,0%. Это указывает на то, что достоверность полученных теоретических исследований подтверждена результатами экспериментально в производственных условиях. Подтверждение предложенных зависимостей для определения расстояния (4) и глубины (5) свободного движения куска не требуется, так как они получены с помощью апробированных формул, основанных на законе всемирного тяготения, с учетом зависимости для определения скорости истечения материала из трубоконвейера. Таким образом, в работе предложены новые методики определения основных параметров транспортировки и загрузки сырья в дробильные машины, позволяющие более достоверно описать отдельные процессы, связанные с дроблением материалов. Список источников 1. Расчеты грузоподъёмных и транспортирующих машин / Ф.К. Иванченко [и др.]. – К.: Вища школа, 1978. – 576 с. 2. Власенко, Д.А. Влияние параметров подачи материала в рабочую зону молотковой дробилки на условия процесса соударения / Д.А. Власенко, Э.П. Левченко // Сб. науч. тр. ДонГТУ. Алчевск. – 2017. Вып. 51. – С. 140–144. © Д.А. Власенко, Э.П. Левченко, 2019 30

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 622.647.1

О.К. Маренич, аспирант, Донецкий национальный технический университет КОММУТАЦИЯ ОБМОТОК ТРАНСФОРМАТОРА ШАХТНОЙ ПОДСТАНЦИИ КАК СПОСОБ АВТОМАТИЧЕСКОЙ КОРРЕКТИРОВКИ НАПРЯЖЕНИЯ ПИТАНИЯ ЭНЕРГОЁМКОГО ПОТРЕБИТЕЛЯ Разработаны технические решения в области автоматической корректировки напряжения питания удалённых потребителей технологического участка шахты высокой мощности, оснащённых асинхронными двигателями. предложена структура системы автоматического управления процессом и варианты исполнительных устройств на основе схем коммутации вторичных обмоток трансформатора участковой подстанции Ключевые слова: энергоёмкий электропотребитель, потери напряжения, трансформаторная подстанция, корректировка величины напряжения, устройство автматизации, исполнительной устройство, схема, параметры

В эксплуатации шахтных участковых электротехнических комплексов высокой мощности выделяется проблематика обеспечения достаточного уровня напряжения на статорах электродвигателей удалённых потребителей. Актуальность решения этой задачи обусловлена квадратичной зависимостью критического электромагнитного момента асинхронного двигателя (АД) к величине питающего напряжения (Мк ≈ kU2) [1]. Потери напряжения в сети электропитания АД определяются суммой потерь напряжения в трансформаторе КТП (Uтр), в магистральном Uмк и гибком (Uгк) кабеле [2]: где

Uоб = Uтр + Uмк + Uгк,

(1)

U ТР  3  I MK    rTP  cos  CB  xTP  sin  CB ,

(2)

U MK  3  I MK  rMK  cos  CB  xMK  sin  CB  ,

(3)

U ГК  3  I OП  rOП  cos  OП  xOП  sin  OП  ,

(4)

Материалы XIX международной научно-технической конференции n

i 1

где I MK  K C   I Pi  K C   I ОП  ток магистрального кабеля, IОП  ток отходящего присоединения, (ток одного из электропрёмников распредпункта); rтр, xтр  соответственно, активное и индуктивное сопротивления трансформатора КТП, приведенные к его вторичной обмотке (паспортные величины). Применительно к пуску очистного комбайна (ОК) минимальное напряжение на зажимах его АД (Uп.min ) описывается выражением: Uп.min = Uтр.хх– ∆Uтр.п– ∆Uмк.п– ∆Uгк.п,

(5)

где ∆Uтр.п, ∆Uмк.п, ∆Uгк.п– падения напряжения при пуске АД, соответственно, в трансформаторе, магистральном кабеле, и гибком кабеле питания запускаемого АД горной машины:

U тр .п  3  I об . п  rтр  cos  об . п  xтр  sin  об . п  , U мк . п  3  I об . п  rмк  cos  об . п  x мк  sin  об . п  ,

U гк . п  3  I п . к  rгк  cos  п . к  x гк  sin  п . к  ,

(6) (7) (8)

где I.об.п – общий ток магистрального кабеля при пуске ОК состоит из геометрической суммы пускового тока ОК (Iп.к) и номинальных токов остальных электроприёмников участка (I.н.о). Общий пусковой коэффициент мощности сosφбо.п. электросети участка шахты: cos  ОБ.П 

I п . к  cos  п . к   I но  cos  но I об . п

(9)

где сosφп.к– коэффициент мощности АД комбайна при пуске. В условиях возникновения высоких токов и при использовании кабелей значительной протяжённости потери напряжения в сети электропитания удалённых мощных АД могут быть настолько значительными, что обусловит эффекты несостоявшихся пусков, либо длительный разгон, что в любом случае вызовет токовую перегрузку и последующее повреждение статора АД.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Опыт эксплуатации позволяет сделать вывод о том, что корректирующие ±5% отпайки трансформатора комплектной трансформаторной подстанции (КТП) участка нельзя считать полноценным средством обеспечения достаточного качества напряжения питания мощного удалённого потребителя, т.к. они не обеспечивают автоматическую корректировку величины напряжения в функции тока вторичной обмотки трансформатора, а также вследствие человеческого фактора вообще могут быть не задействованы. Поэтому автоматизация процесса корректировки выходного напряжения трансформатора КТП является актуальной научно-технической задачей. В контексте реализации способа автоматической корректировки уровня напряжения питания АД потребителей технологического участка шахты может бать рассмотрена концепция ограничения энергетических параметров коммутационного дугообразования при отключении автоматическим выключателем (АВ) КТП короткого замыкания (к.з). Её техническая реализация состоит в объединении в трёхфазную схему вторичных обмоток трансформатора КТП мостовым выпрямителем с закороченным выходом и разрыве трёхфазного соединения плавким предохранителем при возникновении к.з. [3]. Представляется целесообразным задействовать данную схему с приоритетной привязкой к электроприводу наиболее мощного и удалённого электропотребителя. Суть предложения поясняется схемами (рис.1) и состоит в том, что трёхфазная вторичная обмотка трансформатора КТП может быть выполнена в расчёте на 1,05 величины номинального напряжения Uн участковой сети. Тогда регулирование выходного напряжения в диапазоне 0,95 Uн ≤U ≤ 1,05 Uн представляется возможным при использовании в качестве выпрямителя управляемой схемы в режиме фазового регулирования тиристоров VS1VS6, либо импульсной коммутации диодного выпрямителя VD1-VD6 ключевым силовым транзистором VT. Принцип автоматического управления процессом поясняется схемой (рис. 2), где трансформатор КТП участка представлен фазными вторичными обмотками с комплексными сопротивлениями zтрА, zтрВ, zтрС. Магистральный (МК) и гибкий (ГК) кабели, а также статор АД потребителя представлены комплексными сопротивлениями, соответственно, zМКА, zМКВ, zМКС; zГКА, zГКВ, zГКС; zАДА, zАДВ, zАДС. Автоматическая корректировка напряжения питания удалённого электропотребителя с АД высокой мощности основана на вычислении фактического напряжения на статоре АД UАД, сравнении его с 33

Материалы XIX международной научно-технической конференции

заданным допустимым напряжением Uдоп. и формировании корректирующей команды в функции разности заданного и фактического параметров посредством управления величиной углов α отпирания тиристоров мостового выпрямителя VS1-VS6 (рис. 1, а), либо посредством изменения скважности импульсов коммутации ключевого силового транзистора VT (рис. 1,б), следующих с частотой fк. Вычисление UАД = Uф - ΔU осуществляется на основании зави6 кВ VS1-VS6 VD1-VD6

6 кВ VD1-VD6 VD1-VD6

600 TV

66FU (114

66 (114

FU 0,69 кВ или 1,20 кВ

0,69 кВ или 1,20 кВ VT

а б Рисунок 1 – Схемы реализации автоматической корректировки величины выходного напряжения КТП на основе применения: управляемого выпрямителя (а); силового полупроводникового коммутатора (б) симостей (3 – 4) в номинальном режиме работы электроприводов и (7 – 9) в режиме пуска АД. Переключение обеспечивается регистратором пуска, действующим в функции измерения величины тока сети. Вычисление параметра ΔU осуществляется на основе использования измеренного параметра тока сети с учётом величин активных и индуктивных сопротивлений гибкого (ГК) кабеля АД, магистрального кабеля (МК), средневзвешенного коэффициента мощности cosφсв потребителей технологического участка. Параметры вводятся опосредованно как функции сечений и длин соответствующих кабелей.

Рисунок 2– Функциональная схема устройства автоматической корректировки величины напряжения на статоре АД электропривода очистного комбайна на основе применения схемы токоограничения цепи отключения к.з. присоединения комплектной трансформаторной подстанции

«Горная энергомеханика и автоматика»

Материалы XIX международной научно-технической конференции

В связи с относительно небольшим диапазоном регулирования параметра Uф и, соответственно, угла α отпирания тиристоров VS1VS6 выпрямителя процесс будет протекать при минимальном искажении синусоид фазных напряжений трансформатора КТП. Импульсное регулирование величины выходного напряжения трансформатора КТП согласно схемы (рис. 1,б), предполагает коммутацию тока с выхода выпрямителя VD1-VD6 на цепь предохранителя FU1 с заданной частотой fк , превышающей частоту сети fс. Преимущества данного способа по сравнению с применением регулируемого выпрямителя (рис. 1,а) заключается в упрощении схемы, уменьшении количества регулируемых элементов, что снижает вероятность отказа, обусловленного сбоем системы управления, выходом из строя тиристора выпрямителя. При этом сохраняется форма синусоид выходных фазных напряжений, а наличие коротких по времени нулевых уровней напряжения в синусоидах делает процесс сопоставимым с широтно-импульсной модуляцией выходных напряжений преобразователя частоты, широко применяемой при управлении электроприводами, в т.ч.. горных машин. Здесь принципиальное значение имеет выбор способа управления полупроводниковым ключом VT, обеспечивающий строгую симметрию форм фазных напряжений в полуволнах и фазах. Учитывая, что период напряжения формируется шестью комбинациями проводящих состояний диодов VD1 – VD6 выпрямителя, логично допустить, что каждой такой комбинации должно соответствовать единичное или множественное, но одинаковое по количеству кратковременное прерывание проводящего состояния. Это определяет структуру формулы частоты коммутации fк. ключевого силового элемента VT (рис. 1,б): fк. = 6n·fc

(10)

где fc - частота напряжения сети; n – число натурального ряда. Правильность этого решения подтверждается исследованием модели, имитирующей работу схемы (рис. 1,б), в частности формами выходных напряжений трансформатора КТП при fк. = 300 Гц и при fк. = 200 Гц, соответственно, рис. 3, а и рис.3,б. В ходе исследований получены данные, позволяющие утверждать, что как при фазовом, так и при импульсном регулировании в формах фазных напряжений на нагрузке КТП превалирует 1-я гармоника (промышленной частоты). Удельный вес высших гармоник 5-й; 36

«Горная энергомеханика и автоматика»

7-й, а также колебательной 3-й гармоники крайне невелик. Поэтому такой принцип регулирования не окажет негативного воздействия на работу асинхронных двигателей потребителей участка шахты. u

ωt

Рисунок 3 – Расчётные диаграммы форм напряжений двух фаз вторичной трёхфазной обмотки трансформатора КТП при импульсном регулировании их действующего значения, а - частота коммутации fк = 300 Гц; б - частота коммутации fк = 200 Гц; скважность импульсов – 50% Экспериментально установлены закономерности изменения продолжительностей Δγ отключенных состояний полупроводникового ключа VT (рис. 1,б), соответствующие заданным величинам формируемых фазных напряжений на выходе трансформатора (TV1), в зависимости от фазового γ соотношения переднего фронта первого импульса отключения и момента начала полуволны соответствующего фазного напряжения сети (рис.4). Таким образом, установлена принципиальная возможность корректировки величины напряжения на выходе КТП фазовым, либо импульсным способом на основе использования концептуальной схемы ограничения энергетических параметров коммутационного дугообразования в АВ КТП.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Δγ, эл. град. 14 12

γ = 5 эл. град.

10 γ = 10 эл. град.

γ = 50 эл. град.

Uф, отн. ед.

30 50 γ, эл. град.

0,8

0,85

0,9

0,95

Uф, отн. ед.

Рисунок 4 – Диаграмма зависимости интервалов Δγ, отключения проводимости обмоток трансформатора КТП от фазовых параметров γ передних фронтов импульсов частоты 300 Гц применительно к величинам формируемых уровней напряжения трансформатора Отсутствие колебательной 3-й гармоники в полуволнах выходного напряжения КТП и формирование минимальных уровней амплитуд других высших гармоник является основанием для рекомендации этого способа к дальнейшему использованию. Список источникок 1. Взрывозащищённые асинхронные двигатели: выбор, эксплуатация и ремонт / [В.В. Каика, Т.В. Швецова, А.И. Аниканов и др.]; под общ. pед. В.В. Каики. – Донецк : Юго-Восток, 2010.- 360 с. 2. Справочник по установкам угольных предприятий. Электроустановки угольных шахт. Под общ. ред. В.В. Дегтярёва, В.И. Серова, Г.Ю. Цепелинского. М.: Недра, 1988. 3. Патент на изобретение 102285 (UA), МПК (2013.01) Н02Н 3/00 Трифазний трансформатор напруги / К.М. Маренич, І.В. Ковальова, О.К. Маренич. – а 2011 09048. Заявл. 19.07.2011. Опубл 25.06.2013. Бюл. №12. © О.К. Маренич, 2019 38

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 622.2 (26.03)

В.Б. Малеев, докт. техн. наук, проф., Н.И. Скорынин, канд. техн. наук, доц., А.А. Кудрявцев, ст. преп., Донецкий национальный технический университет АВТОМАТИЧЕСКОЕ УПРАВЛЕНИЕ ЭРЛИФТНЫМ ПОДЪЁМОМ ТВЁРДЫХ ПОЛЕЗНЫХ ИСКОПАЕМЫХ СО ДНА ВОДОЁМОВ В работе разработана система контроля следующими параметрами эрлифта: мощностью, потребляемой приводом компрессорной станции, объёмным расходом воздуха из неё, расходом гидросмеси в подающем трубопроводе Гидросмесь, подъемная труба, эрлифтная установка, перепад давлений, твёрдые полезные ископаемые

Эрлифтные установки используются для очистки шахтных водоотливных емкостей от шлака, откачки затопленных стволов шахт, добычи песка со дна водоемов и т.д. В последнее время остро стоит вопрос расширения минеральносырьевой базы республики за счет освоения морских месторождений полезных ископаемых. Для добычи минерального сырья со дна Мирового океана используется эрлифтный гидроподъем, который является сложным многофункциональным комплексом, состоящим из агрегата сбора железно-марганцевых конкреций (ЖМК), их отмыва от ила, перекачки по гибкому трубопроводу от агрегата сбора до бункера-накопителя и дозирования из последнего в транспортный трубопровод гидравлического подъема и из него до обеспечивающего судна. Поэтому актуальной задачей является разработка систем автоматизированного управления глубоководными эрлифтными гидроподъемами в составе предприятий по освоению залежей морских месторождений. В известной работе [1] разработаны алгоритмы запуска и остановки глубоководного эрлифта согласованно с операциями добычного оборудования. В рамках разработанных алгоритмов решена задача длительности переходных процессов в элементах используемого оборудования за счет совмещения во времени пусковых операций гидро-

Материалы XIX международной научно-технической конференции

подъема и данного блока, упрощена процедура повторного запуска установки. Однако, в этой работе не учтено влияние содержания ЖМК в гидросмеси на гидравлические потери в трубопроводах. Поэтому полученные результаты не могут объективно полностью являться основой разработки автоматизированного управления эрлифтными гидравлическими подъемами в составе горных предприятий. В работе [2] предложен блочно-иерархический подход к разработке технологии управления глубоководными добычными комплексами. На основе анализа результатов этой работы сформулированы основные требования к системам управления технологическими процессами сбора, отмыва и перекачки полезного ископаемого, подсистемы управления дозирования и управления эрлифтным гидроподъемом. Целью данной работы является создание алгоритмов управления агрегатами технологической цепочки глубоководных эрлифтных гидроподъемов (ГЭГ) с учетом концентрации ила и ЖМК в гидросмеси, расходов гидросмеси и воздуха, плотности твердой фазы и т.д. В вышеописанных установках эрлифтный гидроподъем выполняет роль транспортного звена, связывающего добычные работы с приемом сырья. По этой причине эрлифт представляет собой сложный объект контроля и управления, характеризующийся следующими особенностями: широкий спектр возмущений, распределенность и удаленность точек контроля и узлов управления от пульта управления; неконтролируемость ряда факторов; большие транспортные запаздывания в каналах измерения и управления. При этом состояние объекта управления (эрлифта) характеризуют следующие контролируемые параметры: мощность, потребляемая приводом компрессорной станции; объемный расход воздуха на выходе компрессорной станции, приведенный к нормальным условиям; давление воздуха на выходе компрессорной станции; объемный расход воздуха на входе в смеситель, приведенный к нормальным условиям; давление воздуха в воздухопроводе на входе в смеситель; объемный расход гидросмеси в транспортном трубопроводе; плотность гидросмеси в транспортном трубопроводе после всасывающего устройства (дозатора) и в других контрольных точках установки. Управление подъемом гидросмеси в транспортном трубопроводе осуществляется путем формирования и передачи управляющего

«Горная энергомеханика и автоматика»

воздействия в виде задания на расход воздуха компрессорной станцией. Эффективность работы глубоководного эрлифтного гидроподъема в значительной степени зависит от надежности управления взаимосвязанными процессами сбора ЖМК, их отмыва от ила и перекачки от агрегата сбора до бункера. Перечисленные процессы являются начальным звеном в технологической цепи добычной установки. Поэтому управление этими процессами должно обеспечить максимально возможное извлечение полезного ископаемого при максимальной производительности и допустимом содержании ила на выходе агрегата сбора. При этом рациональный режим перекачки гидросмеси от агрегата сбора до бункера-накопителя, расходы ЖМК и ила на выход агрегата сбора должен быть при минимальных гидравлических потерях на транспортирование железо-марганцевых конкреций в гибком трубопроводе. В каждый момент работы установки ее параметры изменяются от начала t н до окончания t к интервала управления. Установим соответствующие критерии управления. Массовый расход твердого полезного ископаемого на выходе агрегата сбора (на входе в трубопровод перекачки): Qm ac  K v   c гт  Qc гт 

 c гт   ж т  ж

(1)

где K v – коэффициент, зависящий от отношения скоростей движения частиц полезного ископаемого и гидросмеси в гибком трубопроводе;  c гт – плотность гидросмеси в гибком трубопроводе;  ж – плотность несущей среды; т – плотность частиц твердого полезного ископаемого; Qc гт – объемный расход гидросмеси в гибком трубопроводе. С учетом того, что концентрация ЖМК в гидросмеси составляет примерно (5…7)%, плотность несущей жидкости в первом приближении:  ж  0 ,94 

 c гт   т ,  т  0 ,06   c гт

Концентрация ила в гидросмеси: Sи 

ж  в , и   в

(2)

(3)

где и – плотность ила; в – плотность морской воды. 41

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Непосредственное раздельное измерение концентраций в гидросмеси ила и ЖМК можно производить с помощью специального устройства [7]. Тогда, массовый расход ЖМК: Qm ac  K v   c гт  Qc гт  S т гт , (4) где Sт гт – измеренная концентрация ЖМК. В зависимости от контролируемой скорости движения агрегата сбора Vac устанавливается частота вращения рабочего органа агрегата n po : n po 

Vac , 2  R po

(5)

где R po – радиус рабочего органа. При этой частоте вращения практически отсутствуют потери полезного ископаемого из-за переполнения рабочего органа или излишнего захвата донных илов и пошагово изменяется контролируемое заглубление рабочего органа в грунт hз до достижения границы залегания ЖМК, т.е. максимального Qmmaxac при допустимом значении S и . Таким образом обеспечивается выполнение условий: Qm ac  Qmmax ac , 0  n po  n max po ,

(6)

0  hз  hзmax .

Допустимое содержание илов в гидросмеси в гибком трубопроводе поддерживается путем регулирования подачи воды в магистрали отмыва и изменением заглубления рабочего органа: S и  S иmax , hз  hзmax .

(7)

Оптимальная стабилизация производительности агрегата сбора полезного ископаемого осуществляется путем изменения скорости движения агрегата сбора Vac по участку добычи 0  Vac  Vacmax и выполнением критерия t 2 1   Qm ac  Qm ac з dt  min , tк  tн t н

(8)

где Qm ac – массовый расход ЖМК на выходе агрегата сбора, усредненный на некотором временном интервале, длительность которого определяется частотными характеристиками плотности залегания ЖМК на участке добычи;

«Горная энергомеханика и автоматика»

Qm ac з – заданное оператором-технологом значение массового

расхода ЖМК на выходе агрегата сбора. Тогда, для обеспечения задаваемого оператором-технологом уровня стабилизуемой производительности Qm ac з , скорость движения агрегата сбора: Vac 

Qm ac з nк  в ро

(9)

где nк – плотность залегания конкреций на поверхности участка добычи; в ро – ширина захвата рабочего органа агрегата сбора. Полученное расчетное значение скорости движения агрегата сбора Vac выдается в систему управления или оператору вождения агрегата сбора в качестве рекомендуемого значения. При этом скорость вращения рабочего органа и его заглубление в грунт должно соответствовать критерию (6). При транспортировании гидросмеси с объемной концентрацией твердой фазы до 30% и средневзвешенным диаметром твердых частиц более 2мм в горизонтальном трубопроводе (наклонный гибкий трубопровод от агрегата сбора до бункера по условиям транспортирования близок к горизонтальному) согласно [4] гидравлический уклон равен: ігт  іо  ( 1 

Sт  Ki ), Vгс3

(10)

где іо – гидравлический уклон в данном трубопроводе при движении чистой воды (без содержания твердых частиц); S т – объемная концентрация твердых частиц в гидросмеси; Vгс – скорость движения гидросмеси. 3 / 2 (11) K i  F  g  d гт  (  т  1 ) , Здесь F – эмпирический коэффициент, зависящий от коэффициента трения для воды и коэффициента трения твердых частиц о стенки трубопровода; g – ускорение сил тяжести; d гт – внутренний диаметр гибкого трубопровода. Гидравлический уклон при движении чистой воды: іо 

  Vгс2 2 g  d гт

(12)

где  – коэффициент Дарси для трубопровода. 43

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Подставим значение

іо

в уравнение (10), возьмем производную

dігт и приравняем ее к нулю, тогда критическая скорость гидросмеdVгс

си, соответствующая минимальному гидравлическому уклону: Vкр гс  (

Sт  Ki 1/ 3 ) , 2

(13)

При Vгс  Vкр гс из уравнения (10) следует, что отношение критического гидравлического уклона к гидравлическому уклону при движении чистой воды есть величина постоянная, не зависящая ни от концентрации гидросмеси, ни от плотности твердых частиц

ікр іо

 3.

Так как режим движения гидросмеси с критической скоростью является наиболее эффективным по затратам энергии и производительности, то при управлении необходимо поддерживать в гибком трубопроводе режим движения близкий к критическому. Известно, что для предотвращения осаждения ЖМК в трубопроводе, скорость гидросмеси должна быть больше критической на (15…20)%, что соответствует отношению гидравлических уклонов при движении гидросмеси и воды, равному 2,32. Указанное отношение может быть определено по величине отношения перепадов давления на концах гибкого трубопровода при движении гидросмеси и воды, но так как нижний конец трубопровода со стороны агрегата сбора открыт, то давление на этом конце равно гидростатическому и перепад на концах трубопровода определяется на верхнем его конце – перед насосом перекачки. Гидросмесь в гибком трубопроводе содержит значительное количество илов, извлекаемых в процессе сбора полезных ископаемых вместе с ЖМК. На основании экспериментальных исследований известно, что при концентрациях близких к критическим, добавление в гидросмесь мелких частиц (средний диаметр не превышает 0,025мм) вызывает существенное, порядка (30…200)% снижение гидравлического уклона и критической скорости гидросмеси в трубопроводе [5;6]. Объясняется это уменьшением сил трения между самими транспортируемыми частицами и этими частицами со стенками трубопровода. Таким образом мелкие частицы как-бы выполняют роль «смазки». При этом эффективность транспортирования существенно возрастает при (7…10)% мелкодисперсных частиц от общего количества твердых материалов в гидросмеси, а при увеличении их содер-

«Горная энергомеханика и автоматика»

жания до 15% гидравлический уклон практически не уменьшается. Поэтому для повышения эффективности транспортирования ЖМК в гибком трубопроводе целесообразно удалять «лишний» ил, содержание которого в гидросмеси не приводит к снижению давления на выходе гибкого трубопровода. Таким образом, для реализации способа управления, предложенного в [7], необходимо: N нn  N нnmax , max nнп  nнп ,

(14)

где Nнn , N нnmax – соответственно мощность, потребляемая насосом перекачки и ее допустимое значение; max nнп , nнп – соответственно частота вращения вала насоса перекачки и ее максимальное значение. В процессе разгона насоса перекачки на воде до достижения максимального расхода измеряется и запоминается ряд последовательных значений давления на выходе насоса перекачки и соответствующих им значений расхода воды в гибком трубопроводе. Затем запускается агрегат сбора и увеличивается подача твердых материалов в гибкий трубопровод при максимальной частоте вращения вала насоса перекачки. При этом возрастают плотность гидросмеси и гидравлический уклон в трубопроводе. Контролируя давление на выходе насоса перекачки и вычисляя отношение этого давления к соответствующему его значению при работе на воде с тем же расходом, можно определить момент, когда величина указанного отношения достигнет заданного значения 2,32, что соответствует максимально допустимой надкритической концентрации твердой фазы. В этот момент следует прекратить увеличение производительности агрегата сбора и стабилизировать ее в соответствии с критерием (8). При этом необходимо увеличить расход воды в магистрали отмыва до тех пор, пока гидравлический уклон в гибком трубопроводе (давление на выходе насоса перекачки) не начнет возрастать, т.е. до достижения оптимальной концентрации ила в гидросмеси. В результате этого снижается критическая скорость гидросмеси и можно увеличить подачу ЖМК агрегатом сбора и т.д. В процессе управления необходимо непрерывно контролировать мощность насоса перекачки и при выполнении условия (14) следует выдавать либо соответствующее сообщение оператору технологу с целью уменьшения задания на производительность агрегата сбора, 45

Материалы XIX международной научно-технической конференции

либо выяснять и устранять другие причины недопустимого возрастания мощности. При коротком вертикальном гибком трубопроводе перекачки поддерживается расход гидросмеси в нем на расчетном минимальном надкритическом уровне. Процесс дозирования заключается в регулировании подачи ЖМК в транспортный трубопровод из бункера-накопителя, в котором собирается поток ЖМК, поступающий от агрегата сбора через гибкий трубопровод. Интенсивность подачи ЖМК регулируется путем соответствующего изменения задающего воздействие на привод дозатора. Критерий управления процессом дозирования следующий: t 2 1   Qm д  Qm д з dt  min , tк  tн t н

(15)

при ограничениях: nд  nдmax , Qm д  Qmдопд , N д  N ддоп , 0  и з д  и зmax д . Здесь: Q m д – среднее значение расхода ЖМК на временном интервале, равном периоду оборота вала дозатора Т д ; Qm д з – заданная оператором производительность подъема по ЖМК; Qmдопд – максимально допустимый расход ЖМК на выходе дозатора; tн , t к – соответственно моменты начала и окончания интервала времени регулирования расхода ЖМК на уровне Qm д з ; и з д , и зmax д – соответственно задающее и максимально допустимое

воздействие на привод дозатора; nд , nдmax – текущее и максимально допустимое значение частоты вращения вала дозатора; N д , N ддоп – текущее и максимально допустимое значение мощности привода дозатора. Qm д

1 t    Qm dt . Т д Т t

(16)

Величина расхода твердой фазы на выходе дозаторы в процессе управления определяется косвенно по контролируемому расходу гидросмеси и ее плотности над выходным отверстием дозатора: Qm д 

 с тт   в   с тт  Qс тm , т  в

(17)

«Горная энергомеханика и автоматика»

где  с тт – плотность гидросмеси в транспортируемом трубопроводе;

 в – плотность морской воды; Qс тm – объемный расход гидросмеси в транспортном трубопро-

воде. Поскольку измерение плотности соответствующим датчиком производится на некотором удалении от дозатора, то и величина Qm д определяется с запаздыванием по отношению к моменту его фактического изменения, причем величина времени запаздывания зависит от величины Qс тm и может приводить к неустойчивости системы управления, замкнутой по контролируемому расходу ЖМК. Для управления подобными нестационарными объектами с запаздыванием целесообразно реализовывать метод управления по возмущению, основанный на прогнозировании значений переменных с помощью адаптивной математической модели [8]. Максимально допустимый расход ЖМК Qmдопд соответствует максимально возможной концентрации твердого полезного ископаемого в гидросмеси, обеспечивающей надкритический режим при максимальном расходе гидросмеси в транспортном трубопроводе. При достижении такового режима, когда невозможно уменьшить концентрацию ЖМК в гидросмеси путем увеличения расхода гидросмеси, необходимо уменьшить задание на расход ЖМК до выхода из критического режима. Превышение предельной мощности привода дозатора N ддоп или отсутствие вращения при наличии допустимого воздействия на привод дозатора свидетельствует о стопорении вала дозатора. Для выхода из режима стопорения необходимо реверсировать привод дозатора: если при этом в течении некоторого времени нагрузка на привод дозатора при работе с малой частотой вращения снижается до допустимых значений, то далее дозатор переводится в нормальный режим стабилизации расхода твердой фазы. В противном случае привод дозатора отключается. Максимально допустимый расход твердой фазы Qmдопд соответствует максимальной концентрации твердой фазы в гидросмеси, обеспечивающий надкритический режим при максимальном расходе гидросмеси в транспортном (подающем) трубопроводе. Если ограничения (15) не выполняются, т.е. при заданном расходе твердой фазы 47

Материалы XIX международной научно-технической конференции

достигнут критический расход гидросмеси в транспортном трубопроводе и нельзя выйти из этого режима путем увеличения расхода гидросмеси, то формируется и выдается сообщение о такой ситуации оператору-технологу и при этом необходимо уменьшать задание на расход твердого Qm д з до тех пор, пока критический режим не будет ликвидирован. Критический расход гидросмеси [4]: Qгс кр 

2   d тр

  d тр  a  S  g  d тр , (1 S)  (1 ( 2 ) ) a  g  d т    K 6 4 d тр 2

dт

(18)

где d т – средний размер частиц твердой фазы;   в – дифференциальная плотность гидросмеси; a т в

 – коэффициент сопротивления, равный для свежедробленных

материалов 0,5…1,0; для окатанных 0,22…0,6; для пластинчатых 0,8…0,95; K – опытный коэффициент, равный: для частиц диаметром (0…3) мм – 2,5; для частиц (2…10) мм – 2,5…3,0; для частиц 10мм – 3…3,5; S

Qт Тз Qгс кр

– средняя (прогнозируемая) концентрация твердой фазы

в трубопроводе; Qт Тз

– задание на расход твердой фазы. Задание на расход гидросмеси Qгс з устанавливается на уровне надкритического расхода Qгс з  1,15  Qгс кр . Соответствующее задание на расход воздуха: Qв з  F (Qгс з , S пр , d т ) , (19) где

S пр 

Qт Тз Qгс з

– прогнозируемая концентрация частиц твердой

фазы в подъемном трубопроводе, соответствующая заданным расходу ЖМК Q т Тз и расходу гидросмеси Qгс з . Выходной информацией подсистем управления технологическими процессами сбора, отмыва, перекачки и дозирования ЖМК исходя из вышеприведенного является: управляющие воздействия на приводы насосов отмыва и перекачки дозатора, а также задание на частоту вращения и заглубления рабочего органа агрегата сбора; команды на включение и отключение агрегатов;

«Горная энергомеханика и автоматика»

сообщение о режимах агрегатов рассматриваемой подсистемы, выводимые на терминал оператора-технолога; – значения регулируемых переменных, выводимые на терминал оператора-технолога. Список источников 1. Самуся В.И., Кириченко В.Е., Евтеев В.В. Разработка алгоритмов управления переходными режимами в глубоководных эрлифтных гидроподъёмах / Самуся В.И., Кириченко В.Е., Евтеев В.В. // Наукові праці Донецького національного технічного університету. – Донецьк: ДонНТУ, 2008. Вип. 16 (142), с. 239-244 (Серія гірничоелектромеханічна). 2. Кириченко Е.А., Самуся В.И., Кириченко В.Е. Особенности разработки экспериментальной автоматизированной системы управления морскими горными добычными комплексами / Кириченко Е.А., Самуся В.И., Кириченко В.Е. // Збірник наукових праць національного гірничого університету. – Дніпропетровськ: НГУ, 2008. Вип.30, с. 112-120. 3. Способ определения составных частей объёма трёхкомпонентной смеси / У.Фангер, Р.Пепельник, В.Мтхаэлис. Патент №2622175 (ФРГ). М. кл. 01 23/08, 01 5/00 от 10.08.1978. 4. Мияэ С. Оптимальные условия гидравлической транспортировки сыпучих веществ / «Рюттайкогакку», 1976, т.12., №9. – с.536-544. 5. Теория и прикладные аспекты гидротранспортирования твёрдых материалов / И.А. Асауленко и др. – Киев: Наукова думка, 1981. 6. Малеев В.Б. Развитие научных основ системы шахтного водоотлива. Диссертация на соискание учёной степени доктора технических наук по специальности 05.05.06 – «Горные машины» - Донецкий национальный технический университет, Донецк, 2003. – 317с. 7. Способ автоматического управления гидроподъёмом твёрдых полезных ископаемых со дна и устройство для его осуществления. / М.С. Фельзер, И.Д. Стецюк, Б.Ф. Щуцкий и др. А.С. №284569 (СССР). М. кл. Е 02Г 3/94. – 28.07.1988. 8. Адаптивные системы управления сложными технологическими процессами // Александровский А.М., Егоров С.В., Кузин Р.Е. – М.: Энергия, 1973. – 272 с. © В.Б. Малеев, Н.И. Скорынин, А.А. Кудрявцев, 2019

Материалы XIX международной научно-технической конференции

УДК: 622.625.6:622.28.042.4

Е.Л. Игнаткина, аспирант Донецкий национальный технический университет ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ДИНАМИЧЕСКИХ НАГРУЗКОК НА КРЕПЬ ГОРНЫХ ВЫРАБОТОК ПРИ ТОРМОЖЕНИИ ШАХТНЫХ МОНОРЕЛЬСОВЫХ ПОДВЕСНЫХ ДОРОГ В статье выполнена оценка динамических нагрузок, возникающих в процессе торможения подвижного состава шахтных подвесных монорельсовых дорог, эксплуатируемых в горных выработках с арочной крепью. Установлены реакции опор в точке подвеса монорельса к арочной крепи, действующие во время торможения подвижного состава Ключевые слова: монорельс, подвижной состав, торможение, арочная крепь, горная выработка

Введение. Современные тенденции развития угледобывающего комплекса указывают на необходимость увеличения производительности транспорта, что неизбежно влечет за собой возрастание скоростей движения и массы перевозимых грузов. При этом требуется использование транспортных средств, обладающих повышенной тяговой способностью и эффективным торможением. К таким перспективным транспортным средствам относятся шахтные подвесные монорельсовые дороги (ШПМД). Повышение скорости движения предъявляет к ШПМД повышенные требования безопасности, которые во многом обеспечивается торможением ее подвижного состава. Обеспечить заданный уровень надежности и безопасности возможно за счет повышения эффективности торможения и увеличения сил трения, реализуемых тормозными устройствами. Одной из проблем, возникающих при торможении, являются динамические нагрузки, порождающие колебательные процессы, влияющие на составные части подвесной монорельсовой дороги, а также на крепь горной выработки. Соответственно, решение этой проблемы возможно за счет уменьшения отрицательного влияния возмущений, а также улучшения динамических характеристик колебательных процессов, формирующихся при торможении подвижного состава. Проблемы эксплуатации монорельсового транспорта рассмотрены в работах [1-4]. Исследования [5-7] посвящены динамике ШПМД.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Результаты научных работ, направленных на повышение эффективности торможения подвижного состава на подвесном монорельсовом пути, приведены в работах [8-9]. Целью работы является получение зависимостей, позволяющих исследовать влияние торможения подвижного состава ШПМД на динамические нагрузки в подвеске монорельса, который закрепляется в горной выработке к арочной крепи. При торможении за счет взаимодействия тормозных колодок и монорельса возникает продольная тормозная сила, направленная против вектора скорости движения и обеспечивающая снижение скорости движения и остановку подвижного состава (в том числе и его удержание на месте). Однако эта сила является источником возмущений, порождающих колебательные процессы, передающиеся через подвеску на элементы крепи. Схема сил, действующих при торможении подвижного состава на подвеску монорельса, представлена на рис. 1.

Рис. 1. Схема сил, действующих на подвес монорельса во время торможения подвижного состава Как видно из рис. 1, именно в точке ОА будут приложены силы, возникающие из-за колебаний подвижного состава и создающие динамическую нагрузку на крепь. На рис. 1 приняты следующие обозначения:

Материалы XIX международной научно-технической конференции

N i  составляющие реакции сил, направленные вдоль линии, проходящей через точку подвеса монорельса и центр тяжести А; R i  составляющие реакции сил, направленные перпендикулярно линии, проходящей через точку подвеса монорельса и центр тяжести А; l A  расстояние от точек крепления монорельса до центра тяжести подвижного состава; m A  масса подвижного состава, приходящаяся на один подвес монорельса. Составляющие реакции сил можно выразить через массу и геометрические параметры, приведенные на рис. 1: N i  m A ( g sin   l A ); (1) R  m ( g cos   l  2 ). (2) i



A A

После ряда математических преобразований уравнений (1) и (2) получены уравнения составляющих реакций сил, позволяющие исследовать влияние инерционно-массовых характеристик подвижного состава и монорельса, а также угла отклонения оси подвески монорельса на динамическую нагрузку, передающуюся на крепь горных выработок при торможении шахтных монорельсовых подвесных дорог: с 2A sin  (3) ; Ni  mAg 2 с A  l A2

 2l A2 (cos   cos  0 )  . R i  m A g  cos   (4) 2 2   l с  A A   На рис. 2 приведены графические зависимости составляющих реакций сил N i и R i для разных углов отклонений монорельса  , полученные из уравнений (3) и (4) для предельной по условиям горных выработок длины подвеса l A  1 м.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Рис. 2. Зависимости N i  f ( ) и Ri  f ( ) при: а – 1 м; б–2м Из рис. 2. следует, что во время торможения подвижного состава, когда ось подвеса отклоняется на угол  , возникают динамические силы N i , которые стремятся сместить крепь вдоль выработки. С увеличением угла  наблюдается рост значений динамических сил N i . С повышением массы подвижного состава m A эта тенденция сохраняется. Увеличение массы m A с 4 т до 8 т приводит к росту динамических сил N i практически в 2 раза. Указанные усилия, вызванные действием сил инерции при торможении, достаточны для того, чтобы сдвинуть недостаточно загруженные кровлей верхняки арочной крепи. Заключение. Полученные зависимости, описывающие процесс торможения подвижного состава дают возможность оценить влияние параметров шахтных подвесных монорельсовых дорог на динамические нагрузки в подвеске монорельса, который закрепляется в горной выработке к арочной крепи. При углах отклонения оси подвеса монорельса на 0,6 рад динамические нагрузки на крепь горной выработки составляют не менее 45 кН. Это необходимо учитывать при креплении выработок, в которых используется подвесной монорельсовый транспорт. Список источников 1. Айзеншток, Л. И. Исследование состояния пути шахтных монорельсовых дорог / Л.И. Айзеншток, В. С. Носов, Р.Л. Слободенюк // Способы и средства безопасной эксплуатации 53

Материалы XIX международной научно-технической конференции

2. 3.

4. 5. 6. 7.

8. 9.

электромеханического оборудования в шахтах: сб. науч. тр. / МакНИИ. – Макеевка, 1982. – С. 61–62. Вербицкий, В.Г. Моделирование динамического поведения монорельсового вагона / В.Г. Вербицкий, Л.Г. Лобас // Электронное моделирование. – 2000. – Т. 22, № 1. – С. 86–94. Расширение области эффективного применения подвесных монорельсовых дорог в условиях отработки наклонных угольных пластов / Л.Н. Ширин, Е.А. Коровяка, Л.М. Посунько и др. // Сборник научных трудов Национального горного университета. –2018. – №55. – С. 255-266. Качурин, Н.М. Взаимодействие подвесных транспортных устройств с породами и обеспечение безопасности и устойчивости горных выработок / Н.М. Качурин, В.Р. Ногих // Известия ТулГУ. Науки о Земле. – 2015. – Вып. 4. – С. 65-75. Игнаткина, Е.Л. Динамические характеристики подвесного пути монорельсовой дороги / Е.Л. Игнаткина // Вестник Донецкого национального технического университета. – 2016. – №6(6). –С. 3-6. Гутаревич, В.О. Боковые колебания подвижного состава шахтной подвесной монорельсовой дороги / В.О. Гутаревич // Горный информационно-аналитический бюллетень (научно-технический журнал). – Москва, 2014. – № 6. – C. 264–270. Гутаревич, В. О. Снижение динамических нагрузок на подвеску шахтных подвесных монорельсовых дорог / В. О. Гутаревич, В. П. Кондрахин // Инновационные перспективы Донбасса: материалы междунар. науч.-практ. конф., г. Донецк, 20-22 мая 2015 г. Т. 3 : Инновационные технологии изготовления и эксплуатации промышленных машин и агрегатов / М-во образования и науки ДНР и др.; редкол.: Л. П. Полякова и др. – Донецк: ГВУЗ "ДонНТУ", 2015. – С. 64–71. Гутаревич, В.О. Динамика шахтных подвесных монорельсовых дорог / В.О. Гутаревич. – Донецк: ЛАНДОН-ХХІ, 2014. – 205 с. Гутаревич, В.О., Игнаткина Е.Л. Обоснование оптимального режима пуска и торможения шахтной подвесной монорельсовой дороги / В.О. Гутаревич, Е.Л. Игнаткина // Горный информационно-аналитический бюллетень. – 2016. – № 9. – C. 29-36.

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 621-78

Т.П. Мищенко, аспирант, А.Я. Грудачев, канд. техн. наук, проф. Донецкий национальный технический университет МЕТОДЫ И СРЕДСТВА КОНТРОЛЯ СКОРОСТИ ПРОСКАЛЬЗЫВАНИЯ ЛЕНТЫ ШАХТНОГО КОНВЕЙЕРА Рассмотрены и проанализированы основные методы и средства контроля скорости проскальзывания ленты шахтного ленточного конвейера (ШЛК), направленные на обеспечение предотвращения аварийных ситуаций шахтный ленточный конвейер, пожароопасная ситуация, контроль, лента, скорость проскальзывания, метод, движение, датчик, приводной барабан

В процессе эксплуатации шахтного ленточного конвейера для предупреждения нагрева ленты на приводном барабане и предотвращения возникновения пожароопасных ситуаций широко применяются различные методы и средства контроля. Актуальной проблемой в этом случае является анализ основных методов и средств контроля скорости проскальзывания ленты ШЛК. Целью данного исследования является определение основных методов и средств контроля скорости проскальзывания ленты ШЛК для предупреждения нагрева ее на приводном барабане. Основное технологическое оборудование ЛК состоит из: конвейерной ленты 1, приводного барабана 2, натяжного барабана 3, роликоопор 4 и 5, рамы 6 (рис.1) [1].

Проскальзывание ленты – это негативный фактор, отрицательно влияющий на срок службы ленты и привода, что увеличивает вероятность выхода из строя конвейерной установки. Кроме того, при проектировании конвейера вследствие проскальзывания необходимо 55

Материалы XIX международной научно-технической конференции

учитывать износ ленты, что предполагает выбор более прочных и дорогих типов ленты. В работе [2] рассмотрен алгоритм управления, исключающий проскальзывание ленты при останове конвейера. При останове конвейера посредством отключения привода происходит проскальзывание ленты, а при останове конвейера с применением описанного алгоритма проскальзывания ленты не происходит за счет предварительного изменения натяжений в ветвях конвейера (рис 2).

Регулирование скорости проскальзывания ленты может достигаться применением микропроцессорных систем управления, т.е. применением частотно-регулируемого привода. С помощью сети микропроцессорных контроллеров можно управлять всей конвейерной линией [3]. В качестве датчика скорости используется типовой датчик ДКС – асинхронный тахогенератор, приводимый в действие движущейся лентой (рис. 3), где ДС – датчик скорости ленты; ПЭ – пороговый элемент; ПЧН – преобразователь частоты в напряжение; Ус – усилитель; fДС – частота выходного напряжения; Uп – постоянное напряжение на выходе ПЧН, пропорциональное fДС; υл, υл ном – фактическая и номинальная скорости движения ленты; Uвых1 – выходной сигнал модуля МС, определяющий моменты включения и от56

«Горная энергомеханика и автоматика»

ключения тормоза при пуске и останове конвейера; Uвых2 – выходной сигнал модуля МС, определяющий моменты окончания пуска и аварийного отключения конвейера при снижении скорости ленты на 25 % от номинального значения; Uвых – выходной сигнал модуля МЗ, определяющий момент возникновения завала в точке перегрузки материала на другой конвейер.

Регулирование скорости ленты необходимо также для стабилизации ее объемной загрузки и определения количества потерь энергии в системе. Это достигается предложенным в [4] методом структурирования замкнутой системы регулирования в функции грузопотока, что позволяет получить момент нагружения, практически равный номинальному, а стабилизация загрузки ленты улучшает эксплуатационные характеристики конвейера. Снижение скорости движения ленты приводит не только к уменьшению мощности (рис. 4), но и к снижению возможности возникновения возгорания. Для этого применяют устройство, которое регулирует скорость в зависимости от загрузки конвейера [5] Такое частотное оборудование управления конвейерами установлено на пяти шахтах АО «СУЭК-Кузбасс».

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Исследования авторов статьи [6] привели к разработке модели движения ленты, позволяющей определять значения скорости движения и натяжения ленты в характерных точках конвейера, что дает возможность использовать эти координаты при разработке системы автоматического управления скоростью движения конвейерной ленты для исключения пробуксовки на приводных барабанах и равномерного распределения нагрузки на ленте при любой скорости движения конвейера. Для предотвращения аварий при выборе метода контроля проскальзывания ленты на приводном барабане конвейера необходимо также учитывать загазованность выработки, что предполагает установку дополнительных датчиков определения содержания вредных газов, температуры среды, а также необходим контроль по силе тока, потребляемого электродвигателем привода конвейера [7]. Наиболее опасно, когда сила электрического тока электродвигателя привода находится в диапазоне от номинального и тока ХХ при отсутствии скорости движения ленты (рис. 5). Если определить энергию, затрачиваемую на преодоление силы трения, можно предотвратить достижение критической температуры воспламенения в зоне контакта барабана и ленты и отключить привод.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Похожий алгоритм был применен в устройстве [8], где используется источник постоянного входного действия, который позволяет проводить настройку на допустимое значение отклонения скорости ленты относительно заданного для аварийного отключения привода при ее проскальзывании. Таким образом, развитие электронно-вычислительной техники и компьютерных технологий позволяет решать задачи контроля скорости проскальзывания ленты на новом, более качественном уровне. Например, асинхронный тахогенератор наряду с датчиками измерения количества примесей в воздухе в микропроцессорной сети станет приоритетным для контроля скорости проскальзывания ленты, тем самым предотвращая пробуксовку ее на барабане и предупреждая возникновение аварийных ситуаций. Список источников 1. Теоретические основы и расчеты транспорта энергоемких производств: учеб. пособие для вузов / В.А. Будишевский [и др.]; под общ. ред. В.П. Кондрахина. – 2-е изд., перераб. – Донецк: ДонНТУ, 2017. – 216 с.

Материалы XIX международной научно-технической конференции 2. Бухаров, Р.А. Микропроцессорная система управления скоростью движения ленты конвейера / Р.А. Бухаров, В.В. Дмитриева // Научный вестник Московского государственного горного университета. Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Московский государственный горный университет». – 2010. – № 6. – С. 67-71. 3. Каширских, В.Г. Компьютерная система управления конвейерной линией / В.Г. Каширских, А.Е. Медведев // Вестник Кузбасского государственного технического университета.– 2005. – № 6 (51). – С. 51-55. 4. Печеник, Н.В. Исследование потерь энергии в электромеханической системе конвейера при регулировании скорости тягового органа / Н.В. Печеник, С.А. Бурьян, Л.Н. Наумчук // Журнал «Электротехнические и компьютерные системы». Харьков. – 2014. - № 15 (91). – С. 155-158. 5. Устройство защиты конвейера с регулируемым приводом / Дубовик В.Г. [и др.] // Депонированная рукопись. Номер: 2-Ук. 2012 Гос. науч.-техн. библиотека Украины, Киев, Украина. Дата депонирования: 13.03.2012. – 12 с. 6. Разработка системы управления скоростью движения ленты двухприводного ленточного конвейера / Каунг Пьей Аунг, С.С. Кубрин, Л.Д. Певзнер, В.В. Дмитриева // Известия высших учебных заведений. Горный журнал. – 2018. – № 3. – С. 57-64. 7/ Сергеев, В.Я. Выбор метода контроля проскальзывания ленты на барабане привода ленточного конвейера // Карагандинский государственный технический университет. Труды Университета. Paздел: Геотехнологии. Безопасность жизнедеятельности. – 2010. – №1(38). – С. 54-58. 8/ Патент 2213355 РФ: МПК G01P3/66. Устройство для измерения скорости движения конвейерной ленты / Будник Николай Александрович, Дагаев Владимир Юрьевич. - № 2001118310/28; заявл. 04.07.2001; опубл. 27.09.2003.

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 621.646.94

В.П. Овсянников канд. техн. наук, доцент М.В. Оверко канд. техн. наук, доцент Р.Р. Деревенко магистрант Донецкий национальный технический университет УСОВЕРШЕНСТВОВАННЫЙ МЕТОД ЗАЩИТЫ ОТ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ УДАРОВ Рассмотрен алгоритм расчета переходного процесса в трубопроводе насосной установки, снабженном устройством повышения его гидравлического сопротивления после отключения насосного агрегата, и представлены результаты исследований, подтверждающие эффективность предлагаемого метода защиты от гидравлических ударов Ключевые слова: трубопровод, переходный процесс, защита, алгоритм, гидравлическое сопротивление, гидравлический удар

Проблема и ее связь с научными и практическими задачами. Проблема защиты напорных трубопроводов (в том числе шахтных водоотливных установок) стоит достаточно остро, но к настоящему времени не имеет решения, которое можно было бы считать оптимальным. Каждый способ защиты имеет недостатки, и это обстоятельство требует поиска новых решений. Достаточно отметить, что в настоящее время ни одна установка шахтного водоотлива не оборудована средствами защиты от гидравлических ударов, хотя наличие таковых является обязательным требованием правил безопасности [1]. Анализ исследований и публикаций. Как известно, среди множества возможных методов защиты от гидроударов, начинающихся с волны понижения давления, в последнее время предпочтение отдается устройствам, способным защитить трубопровод без сброса транспортируемой среды [2], [3], [4]. В принципе устройствами, обеспечивающими снижение амплитуды колебаний давления не прибегая к сливу жидкости можно считать аккумуляторы, воздушные колпаки, уравнительные резервуары, приспособления для впуска воды или воздуха, устройства, повышающие гидравлическое сопротивление трубопровода при течении жидкости в обратном направлении. Все эти устройства, кроме последних, или сложны конструктивно, или имеют большие габариты, или ненадежны в работе. Повышение гидравлического сопротивления трубопровода при течении жидкости в обратном направлении может быть достигнуто достаточно простыми 61

Материалы XIX международной научно-технической конференции

конструктивными решениями, что привлекает к ним особенное внимание в последнее время [3], [4]. Например, используются обратные клапаны с байпасом или отверстием в поворотной заслонке («языке» клапана). Такие устройства называются гидравлическими диодами и для условий, например, шахтных водоотливных установок расчетный диаметр проходного отверстия составляет порядка 20 мм, что ограничивает область их применения достаточно жесткими требованиями по наличию механических примесей. Предпринимаются попытки использовать для данных целей струйные диоды. Однако, обратное сопротивление этих устройств зачастую недостаточное для эффективного рассеивания энергии гидравлического удара [4]. В развитие данного метода защиты предлагается увеличение гидравлического сопротивления трубопровода в обоих направлениях, которое происходит после отключения насосного агрегата. Такой способ защиты может быть легко реализован с помощью устройств, выполненных на мехатронной базе, и назван авторами «импульсным» поскольку в этом случае происходит быстрое изменение местного гидравлического сопротивления, которое должно создаваться специальными устройствами защиты. Постановка задачи. Целью настоящей работы является подтверждение эффективности предлагаемого метода защиты от гидравлических ударов, для чего необходимо создать алгоритм расчета переходного процесса в трубопроводе насосной установки, снабженном устройством повышения его гидравлического сопротивления после отключения насосного агрегата. Содержание работы. Для создания алгоритма переходного процесса в трубопроводе насосной установки была использована следующая расчетная схема (рис. 1). Уравнения и соответствующие им обозначения, приведенные в [5]. описывают граничные условия в трубопроводе, схема которого показана на рисунке 1, Для моделирования динамических процессов в установке защищенной устройством, работающим в соответствии с предлагаемым импульсным способом эти уравнения необходимо дополнить системой, которая определяются работой этого устройства.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Рис. 1- Схема исследуемой установки: 1,2,3,4,5,6 – участки трубопровода, ПК – приемный клапан, Н – насос, ОК – обратный клапан, УД – управляемый дроссель В точке установки устройства, реализующего импульсный способ защиты: P4 (0, t )  P3 ( L1 , t )  Au  Q3 ( L3 , t )  Q3 ( L3 , t ) (1) Q3 ( L3 , t )  Q4 (0, t ) (2) где

0 , при  t  Tи Au   , Aи  Aи , при  t  Tи

сопротивление специального местного

сопротивления, Tи - момент включения сопротивление специального местного сопротивления. Моментом t  0 считаем момент отключения насоса. Для решения системы уравнений (1) при применении метода характеристик для расчетов параметров неустановившегося течения жидкости по конструктивным участкам трубопровода, которая описывается системой гиперболических уравнений в частных производных - уравнением движения и уравнением неразрывности потока, её необходимо рассматривать в характеристической форме [6]. ( P3 ( L3 , t )  P3 ( L3  x, t  t ))  m3 (Q3 ( L3 , t )  Q3 ( L3  t , t  t ))  n3  Q3ср ( L3  L3  x)  n3  Q3ср ( L3  L3  x)   gk3 ( P4 (0, t )  P3 ( x, t  t ))  m4 (Q4 (0, t )  Q4 ( x, t  t ))  n4  Q4ср (0 x) n4  Q4ср (0 x)3   gk4

- С-

- С+

(3) (4)

Система четырех уравнений (1,2,3,4) замкнута, поскольку содержит 4 неизвестных P3 ( L3 , t ), Q3 ( L3 , t ), P4 (0, t ), Q4 (0, t ) , а все остальным

Материалы XIX международной научно-технической конференции

члены уравнений этой системы известны либо из начальных условий, либо по результатам расчетом для момента времени t  t [6]. Таким образом, получим: ( Z n1  Z n 2 )   2 , Q3 ( L3 , t )  Q4 (0, t )  Z n1  P3 ( L3 , t )  P3 ( L3 , t )  P4 (0, t ) 

при

Z n1  P3 ( L3  x, t  t ))  m3  Q3 ( L3  t , t  t )

где

 n3  Q3ср ( L3  L3  x)  Q3ср ( L3  L3  x)   gk3

Z n 2  P4 (x, t  t ))  m4  Q4 (x, t  t )  n4  Q4ср (0 x)  Q4ср (0 x )   gk 4

(5)

t  Tи

Можно показать, что при

t  Tи sign (Q ( L3 , t )  sign ( z n 2  z n1 )

таким

образом Au  Q3 ( L3 , t )  Q3 ( L3 , t )  Au  Q3 ( L3 , t ) 2 при (z n 2  z n1 )  0 Au  Q3 ( L3 , t )  Q3 ( L3 , t )   Au  Q3 ( L3 , t ) 2 при (z n 2  z n1 )  0 Q3 ( L3 , t ) 

(m3  m4 )  (m3  m4 ) 2  2  Au  (z n 2  z n1 ) при (z n 2  z n1 )  0 2  Au

Q3 ( L3 , t ) 

(m3  m4 )  (m3  m4 ) 2  2  Au  (z n 2  z n1 ) при (z n 2  z n1 )  0 2  Au

Зная Q3 ( L3 , t ) из (2) можно определить Q4 (0, t ) а из (3,4) можно найти P3 ( L3 , t ) и P4 (0, t ) . Таким образом, можно определить параметры потока в точке установки устройства реализующего импульсный способ защиты, при том условии, что оно срабатывает мгновенно. С целью проверки эффективности предлагаемого метода, используя разработанную программу, был поставлен компьютерный эксперимент для условий водоотливной установки шахты, оборудованной насосом типа ЦНСШ 300 - 660, глубиной 580 м с вертикальным напорным трубопроводом из стальных труб с внутренним диаметром 221 мм. В середине трубопровода мгновенно вводилось сопротивление, эквивалентное отверстию диаметром 70 мм, а контролировалось изменение давления в начале второго и четвертого участков (см. рис. 1) как наиболее опасных. При этом изменялся момент ввода данного сопротивления от 0 до 2,6 с с шагом 0,1 с. Как следует из графика (рис.2), наиболее целесообразным временем ввода добавочного сопротивления для рассматриваемых условий будет 1,1 – 1,3 с от момента отключения двигателя насосного агрегата.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Рисунок 2 – График изменения относительного повышения давления в зависимости от момента ввода добавочного гидравлического сопротивления (пунктирная линия – в начале 4-го участка, сплошная – в начале 1-го) Если учесть, что трубопроводы водоотливной установки, как правило, выполняются из одинаковых труб, и некоторые колебания давления в середине трубопровода не представляют серьезной опасности (из-за низкого статического давления), то момент ввода добавочного сопротивления можно принять от 1 до 2 с. Сопоставляя данные графики с кривой колебания давления без защитных мероприятий (рис.3) видно, что зона целесообразного ввода сопротивления находится между временем прихода от конца трубопровода отраженной волны 2L/c (здесь L – длина трубопровода, а с – скорость распространения ударной волны) и периодом гидравлического удара 4L/c. Данное заключение требует подтверждение на опытах с другими исходными данными.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Рисунок 3 – Графики колебаний давления в начале второго участка: 1 – без защитных устройств, 2 – с вводом дополнительного сопротивления в момент времени е Данные исследования проведены с допущением возможности мгновенного ввода сопротивления, что реализовать на практике весьма затруднительно. Однако достаточно быстрое по сравнению с фазой гидравлического удара закрытие возможно, особенно, если используется протяженный напорный трубопровод. Более того, по нашему мнению, если момент полного ввода сопротивления совпадает с расчётным, то скорость его ввода (в разумных пределах) не имеет решающего значения. Выводы и направления дальнейших исследований. Предложен относительно простой способ защиты напорных трубопроводов от гидравлических ударов, начинающихся с волны понижения давления. Разработан алгоритм расчета переходного процесса с использованием мгновенного подключения дополнительного сопротивления в напорную магистраль насосной установки. Создана соответствующая программа расчета в среде MATLAB. Проведен компьютерный эксперимент, который подтвердил эффективность предложенного метода защиты от гидравлических ударов, начинающихся с волны понижения давления. Дальнейшие работы авторов будут направлены на обобщение результатов исследований и разработку соответствующего устройства для реализации предложенного метода защиты. Список источников 1. НПАОП 10.0-1.01-10 Правила безпеки у вугільних шахтах: введено в дію наказом Державного комітету України з промислової безпеки, охорони праці та гірничого нагляду №62 від 22 березня 2010р. 66

«Горная энергомеханика и автоматика» 2. Кононенко А.П. Выбор основных параметров вихревого диода для предотвращения гидравлических ударов в вертикальных трубопроводах / А.П Кононенко., В.П. Овсянников, М.В. Оверко // Вестник Национального технического университета ХПИ. Серия Математическое моделирование в технике и технологиях. – 2015. – №6(1115). – С.40-49 3. Haakh F., Vortex chamber diodes as throttle devices in pipe system. Computation of transient flow. / F.Haakh //Journal of Hydralic research.2003.– Vol.41. –P.53-59. 4. Бойко Н.Г. Выбор оптимальных способов функционирования и базовых параметров средств защиты трубопроводов от гидравлических ударов / Н.Г. Бойко, В.П. Овсянников, М.В. Оверко // Наукові праці ДонНТУ Серія Гірничо-електромеханічна .– 2012. – №23(196). – С. 30-35 5. Защита от гидравлических ударов водоотливных установок с погружными насосами / В. М. Оверко, В. П. Овсянников, А. Ф. Папаяни // Разработка рудных месторождений : научн.-техн. сб.- Кривой Рог, 2006. - Вып. 1(90). - С.158-162. 6. Фокс Д.Д., Гидравлический анализ неустановившегося течения в трубопроводах / Д.Д.Фокс. – М.: Энергоиздат. – 1981.– 248 с © В.П. Овсянников, М.В. Оверко, Р.Р. Деревенко, 2019

Материалы XIX международной научно-технической конференции УДК 622. 232. 522. 24

Геммерлинг О.А., к.т.н., доцент Донецкий национальный технический университет ВЛИЯНИЕ ВЛАЖНОСТИ РАЗРУШЕННОГО УГЛЯ НА ИЗМЕНЕНИЕ СИЛЫ УДАРА ИМПУЛЬСНОЙ СТРУИ ЖИДКОСТИ В работе экспериментальным путем определены изменения силы удара гидроимпульсной струи при прохождении ее через слой разрушенного угля различной влажности. In work the changes of force of impulse jet by passing it on air space and on the space filled by the blasted coal defined by an experimental method

Одним из наметившихся перспективных способов механизации очистных и подготовительных работ на угольных пластах Донбасса со сложными горно-геологическими условиями является гидравлический (с применением импульсной струи жидкости). Для обеспечения высокопроизводительной работы гидроимпульсных установок различного технологического назначения необходимо обосновать ряд параметров импульсной струи (сила удара, давление, частота, шаг разрушения и др.) и установить характер взаимодействия импульсной струи с разрушаемым угольным пластом. Актуальность работы обусловлена необходимостью обоснования параметров гидроимпульсной установки для ведения очистных работ угольных пластах Донбасса со сложными горногеологическими условиями, повышения производительности и безопасности ведения очистных работ в сравнении с существующими. Анализ исследований и публикаций: в работе [1] описаны способы ведения очистных работ на пластах с легко обрушающимся углем. Гидроимпульсная установка, перемещаясь по почве пласта, нарезает врубовую щель по линии пласт-почва и в зависимости от свойств разрушаемого угля начинается его обрушение под действием сил тяжести с глубины щели от 0,3м. Общая глубина нарезаемой щели определяется принятым паспортом крепления. В работе [2] описан стенд для проведения исследований процесса взаимодействия гидроимпульсной струи с разрушаемым массивом угля. Был получен угольный образец, сжатый в двух плоскостях, что позволило прибли-

«Горная энергомеханика и автоматика»

зить его напряженное состояние к реальному состоянию в пласте угля. В работе [3] рассмотрены вопросы по определению потерь давления импульсной струей. В работе [4] были определены изменения силы удара импульсной струи, с учетом толщины слоя разрушенного угля и воздушной среды. Постановка задачи. Данная статья является продолжением указанных работ. Целью данного исследования является получение необходимых данных для уточнения математической модели процесса взаимодействия гидроимпульсной струи с разрушаемым массивом угля. При определении силы удара импульсной струи будет учитываться изменение влажности разрушенного угля, что осуществляется впервые. С целью определения потерь энергии импульса был разработан специальный стенд, позволяющий определять параметры энергии на выходе генератора импульсов, силу удара жидкости о преграду, на которой устанавливался тензометрический датчик, при прохождении струей воды слоя разрушенного угля различной толщины. Стенд состоит из следующих основных узлов: натурного образца генератора импульсной струи [5], установленного на платформе, которая перемещается по рельсовому пути, угольного бункера и датчика силы удара импульсной струи. Между насадкой генератора импульсной струи и тензодатчиком устанавливается угольный бункер, который имеет подвижную стенку для изменения толщины угольного слоя. Размеры угольного бункера составили: длина – 1м, ширина – 0,4м, высота – 0,4м. Длина бункера выбрана равной 1м потому, что это значение соответствует эффективной дальности импульсной струи. При проведении экспериментов в угольный бункер засыпался уголь марки К, следующего гранулометрического состава: класс 06мм – 56,9%; 6-13мм – 21,4%; 13-25мм – 15,6%, 25-50мм – 2,7%; 50100мм – 1,4%; свыше 100мм – 0%. Гранулометрический состав используемого для экспериментальных исследований угля соответствует, гранулометрическому составу, получаемому при гидроимпульсном разрушении угольного пласта. При определении силы удара импульсной струи при прохождении ее через слой угля расстояние между генератором и датчиком не изменялось и составляло 1м, а изменялась толщина слоя угля от 0 до 0,93м. В качестве насадок использовались насадки диаметром 8, 10 и 12мм. Для создания необходимого давления перед генератором им69

Материалы XIX международной научно-технической конференции

пульсной струи применялся высоконапорный насос УНГ-5,4/0,1, работающий вместе с подпорным насосом 1В20/5. Получаемые таким образом данные о силе удара гидроимпульсной струи в экспериментальных условиях полностью идентичны реальным потерям энергии при разрушении угля гидроимпульсной установкой. Технические характеристики экспериментального стенда: 1. Давление на входе в генератор: 28-30МПа; 2. Давление на выходе из генератора: 22-26МПа; 3. Частота пульсаций давления: 2-5Гц; 4. Режим работы генератора: автоколебательный; 5. Толщина угольного слоя: 0-0,93м; 6. Диаметр используемых насадок: 8, 10, 12мм. Параметры импульса на выходе генератора и сила его удара о преграду передавались через усилитель типа 8АНЧ-7М на осциллограф типа Н-117/1 и фиксировались на его пленку. Полученные таким образом данные обрабатывались методом математической статистики – методом наименьших квадратов – (в качестве примера на рис. 1 приведены данные для насадки 8мм). Из приведенных данных следует: 1. Изменение (уменьшение) силы удара струи является функцией толщины угольного слоя и диаметра насадки: - с увеличением толщины угольного слоя между насадкой генератора и преградой уменьшение силы удара струи происходит по нелинейному закону (квадратичной параболы) при толщине слоя угля от 0 до 0,93м:

Fу  aL2  bL  c,

(1)

где a, b и c – постоянные коэффициенты (приведены в таблице 1).

«Горная энергомеханика и автоматика» F у , 3,5 kH 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0м L,

▲ – сухой уголь (влажность 5-7%.), ● – увлажненный уголь (влажность 1015%.).

Рис. 1. Зависимости силы удара импульсной струи от толщины угольного слоя различной влажности Таблица 1 – Значения коэффициентов, входящих в выражение (1), для определения изменений силы удара импульсной струи при прохождении ее через слой разрушенного угля Вид разрушенно- Значения коэффиго угля

циентов a

увлажненный сухой

-1,77 -0,789 3,21 -3,22 0,874

3,18

Выводы и направления дальнейших исследований. Полученные результаты используются при усовершенствовании существующих и при проектировании новых гидроимпульсных установок для разрушения угля. В дальнейшем планируется уточнение полученных зависимостей путем проведения дальнейших теоретических и экспериментальных исследований.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Впервые были получены зависимости изменения силы удара импульсной струи при прохождении ее через слой разрушенного угля различной влажности. На основании полученных зависимостей силы удара гидроимпульсной струи установлено, что для увлаженного угля уменьшение силы удара струи происходит до 20% больше, чем для сухого угля той же толщины. Слой разрушенного угля перед насадком гидроимпульсной установки при разрушении угля не должен превышать 0,6м. Список источников: 1. Гулин В.В., Коломиец В.С. Новый способ разрушения угольного массива.// Наукові праці Донецького національного технічного університету. Випуск 51. Серія: гірничоелектромеханічна. - Донецьк: ДонНТУ, 2002. С. 69-74. 2. Бойко Н. Г., Геммерлинг О. А. Стенд для исследования процесса взаимодействия гидроимпульсной струи с разрушаемым массивом угля. // Вісті Донецького гірничого інституту: Всеукраїнський науково-технічний журнал гірничого профілю. - 2002. - № 3 С. 70-71. 3. Геммерлинг О.А. Определение потерь давления импульсной струей жидкости при прохождении ее через слой разрушенного угля. // Научные труды международной научнотехнической конференции «Горное оборудование - 2005». - Донецк: ДонНТУ. - 2005. С. 43-45. 4. Бойко Н. Г., Геммерлинг О. А. Определение силы удара гидроимпульсной струи при прохождении ее через слой разрушенного угля и по воздушной среде // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Випуск 16 (142). Серія: гірничоелектромеханічна. - Донецьк: ДонНТУ, 2008. - С. 10-15. 5. Гидроимпульсное устройство / Тимошенко Г. М., Гулин В. В., Тимошенко В. Г., Селивра С. А./ Патент Украины № 6173. Приоритет от 20.02.91г. МКИ Е21С45/00  О.А. Геммерлинг, 2019

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 622.232.71

О.Е. Шабаев, д.т.н., проф., П.П. Зинченко, аспирант А.А. Волобуев, студент Донецкий национальный технический университет ВЛИЯНИЕ ШИРИНЫ ЗАХВАТА ШНЕКОВОГО ИСПОЛНИТЕЛЬНОГО ОРГАНА КОМБАЙНА НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРОЦЕССА ПОГРУЗКИ Процесс добычи угля из пластов мощностью 0,55 – 1,20 м очистными комбайнами можно охарактеризовать как высокоэнергоемкий. Это обусловлено малой погрузочной способностью шнекового исполнительного органа, которая ограничивает скорость подачи комбайна в приделах 2 – 5 м/мин и как следствие приводит к низкой производительности очистного комбайна. Для интенсификации добычи угля из тонких полого-наклонных пластов необходимо повысить эффективность процесса погрузки, что может быть, в частности, обеспечено на основе выбора оптимальных параметров шнекового ИО очистного комбайна

Процесс добычи угля из пластов мощностью 0,55 – 1,20 м очистными комбайнами можно охарактеризовать как высокоэнергоемкий [1-2]. Это обусловлено малой погрузочной способностью шнекового исполнительного органа, которая ограничивает скорость подачи комбайна в приделах 2 – 5 м/мин и как следствие приводит к низкой производительности очистного комбайна [2]. Для интенсификации добычи угля из тонких полого-наклонных пластов необходимо повысить эффективность процесса погрузки, что может быть, в частности, обеспечено на основе выбора оптимальных параметров шнека очистного комбайна. Целью исследований является оценка влияния ширины захвата шнекового исполнительного органа на энергоемкость работы очистного комбайна в условиях тонких полого-наклонных пластов. Для оценки влияния ширины захвата шнека, использовалась математическая модель, разработанная на кафедре «Горных машин», позволяющая имитировать процессы разрушения и погрузки разрушенной горной массы [3]. При модельном эксперименте моделировалось разрушение и погрузка разрушенного угля опережающим исполнительным органом очистного комбайна (см. рис. 1). Параметры моделируемого угольного пласта приведены в таблице 1. 73

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Таблица 1 – Параметров моделируемого угольного пласта Длинна лавы L, м 200 Показатель степени хрупкости пласта Е 2,33 Угол наклона пласта a, град 15 Мощность пласта Hpl, м 0,9 Сопротивляемость угля резанию Ar, кН/м 225; 360 3 Плотность разрушенного угля  , т/м 1,41 В качестве объекта исследования был выбран очистной комбайн УКД 400 (см. рис. 1), как представитель выемочной техники нового технического уровня для работы в условиях тонких и весьма тонких полого наклонных пластов. При исследованиях работы очистного комбайна ширина захвата изменялась в пределах 0,5 – 0,9 м, сохраняя при этом неизменными остальные геометрические параметры машины.

Рисунок 1 –Очистной комбайн для тонких пластов УКД 400 В качестве примера, на рис. 2 представлена номограмма, позволяющая оценить влияние ширины захвата шнека на эффективность работы очистного комбайна при разрушении угольного массива сопротивляемостью резания 225 кН/м и погрузке разрушенной горной массы на рештачный став конвейера. На номограмме приведены зависимости мощности, удельных энергозатрат на опережающем ис-

«Горная энергомеханика и автоматика»

полнительном органе и техническая производительность комбайна как функции скорости подачи.

Рисунок 2 – Номограмма для оценки влияния ширены захвата шнека на эффективность работы очистного комбайна. 75

Материалы XIX международной научно-технической конференции

При анализе влияния ширины захвата шнека на энергоемкость процесса погрузки, мощность привода резания опережающего исполнительного органа устанавливалась на уровне 100 кВт. В результате модельного эксперимента, получены значения мощности P, производительности Q и удельных энергозатрат W как функции скорости подачи Vn при различных ширинах резания Вz и сопротивляемостях угля резанию (см. табл. 2). Таблица 2- Зависимость мощности производительности и энергозатрат от скорости подачи комбайна При Ap=225 При Ap=360 P Вz Vn Q W P Вz Vn Q W кВт м м/мин т/час кВт/т кВт м м/мин т/час кВт/т 0,9 3,65 185 0,29 0,9 1,3 79 0,8 0,8 5 205 0,24 0,8 2,25 106 0,53 100 100 0,7 6,44 213 0,21 0,7 4,38 145 0,32 0,6 7,88 209 0,2 0,6 6,44 158 0,24 Δ, % 15,1 27,5 Δ, % 100 70 Анализ данных (табл. 2) показывает, что уменьшение ширины захвата приводит к увеличению технической производительности и снижению удельных энергозатрат при неизменной суммарной мощности привода резания. Так, при разрушении угольного пласта сопротивляемостью 225 кН/м с уменьшением ширины захвата до 0,7 м техническая производительность возрастает на 15,1 %, а удельные энергозатраты снижаются на 27,5 %. При разрушении угля сопротивляемостью 360 кН/м с уменьшением ширины захвата от 0,9 до 0,6 производительность возрастает в 2 раза а энергозатраты снижаются на 70%. При этом максимальная техническая производительность достигается для сопротивляемости угля резанию 225 кН/м для ширины захвата 0,7 м составляет 213 т/час, а для сопротивляемости угля резанию 360 кН/м для ширины захвата 0,6 м составляет 158 т/час. Выводы и направления дальнейших исследований. Таким образом, уменьшение ширины захвата приводит к увеличению технической производительности и снижению энергоемкости процесса разрушения и погрузки разрушенной массы для конкретных горно-геологических и горнотехнических условий эксплуатации.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Направление дальнейших исследований нацелено на увеличение площади окна выгрузки путем оптимизации геометрических параметров рукояти поворотного редуктора резания. Список источников 1. Горные машины для подземной добычи угля: Учебное пособие для вузов / П.А. Горбатов, Г.В. Петрушкин, Н.М. Лысенко, С.В. Павленко, В.В. Косарев; Под общей редакцией П.А. Горбатова. 2-е издание, переработаное и дополненное. – Донецк: Норд Компьютер, 2006. – 669 с.: ил. 2. Очистные комбайны для тонких пластов. Н.Г. Бойко. – Донецк, ДВНЗ «ДонНТУ», 2010. – 476 с. 3. Имитационная модель функционирования шнековых очистных комбайнов, предназначенных для выемки тонких пологонаклонных пластов. В.Г. Нечепаев, О.Е. Шабаев, Е.Ю. Степаненко, П.П. Зинченко Прогрессивные технологии и системы машиностроения. Международный сборник научных трудов выпуск 2 (65), –. Стр. 26-35.  О.Е. ШАБАЕВ, П.П. ЗИНЧЕНКО, А.А. ВОЛОБУЕВ, 2019

Материалы XIX международной научно-технической конференции

УДК 622.232.71

Е.Н. Бойко, канд. техн. наук, доцент, Н.В. Захаров, магистрант Донецкий национальный технический университет ОСОБЕННОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ ГРАНУЛОМЕТРИЧЕСКОГО СОСТАВА УГЛЯ ПРИ РАЗРУШЕНИИ ПЛАСТОВ СЛОЖНОГО СТРОЕНИЯ В работе определен характер разрушения угольного массива сложного строения и определено формирование гранулометрического состава угля в этом массиве. Рассмотрен процесс разрушения пласта при сложном движении режущего инструмента и показано, что параметры разрушения пласта не остаются постоянными и разрушение пласта осуществляется при значительно меньших удельных энергозатратах Ключевые слова: формирование, гранулометрический состав, уголь, разрушение, пласт, режущий инструмент, сложное строение

Проблема и ее связь с научными и практическими задачами. Большинство угольных пластов (порядка 73 %) – пласты сложного строения. В них присутствуют пустые породы – аргиллит, алевролит, песчанистые сланцы и др. При этом некоторые виды пустой породы, такие, например, как глинистые сланцы имеют ту же, что и уголь крепость, т.е. сопротивляемость их разрушению режущим инструментом близка к сопротивляемости угля резанию. Пустые породы типа песчаника, известняка и др. имеют сопротивляемость разрушению значительно выше сопротивляемости угля резанию. Кроме того, в пластах присутствуют твердые включения типа колчедана, пирита, гальки и др., которые практически не разрушаются (не прорезаются) режущим инструментом. В случае, когда эти включения мелко раздробленные, они, как правило, выбиваются режущим инструментом. При встрече резца (или нескольких резцов) с твердыми включениями в виде линз, окатышей и т.п. включений значительных по размерам происходит либо опрокидывание двигателя привода исполнительного органа, либо поломка режущего инструмента, либо другая аварийная ситуация Следует указать еще на одну особенность разрушения пластов сложного строения. В случае, когда мощность породного прослойка значительна, угол развала его борозды резания значительно меньше угла развала борозды резания угля и принятый шаг резания для угля 78

«Горная энергомеханика и автоматика»

будет неприемлемым для разрушения породы. Это приведет или к блокированному или к полублокированному резу породы прослойка. Такое положение встречается в случае присечки боковых пород пласта, обусловленное «вписываемостью» механизированной крепи в пласт. При малой мощности прослойка глинистого сланца (порядка 10-15 см) шаг резания, принятый для угля, удовлетворяет, как правило, и разрушению прослойка. Механическое разрушение пласта, являясь основным видом при добыче угля современными очистными комбайнами, исполнительные органы которых оснащены радиальными резцами существующей конструкции (резцы типа ЗР4-80), характеризуется сложным пространственным движением резца. При этом, как параметры режущего инструмента, так и параметры разрушения пласта не остаются постоянными в процессе разрушения. Рабочими гранями режущего инструмента являются практически только две грани – передняя (основная разрушающая грань) и задняя (создающая в не разрушенной части массива пласта напряжение сжатия и является дополнительным источником только мелкодисперсной составляющей добытого угля). Боковые грани резца практически не участвуют в процессе разрушения пласта. Разрушение пласта производится путем создания в уступе, толщина которого равна толщине среза (стружки), напряжения сжатия и доведения его до предельной (или допускаемой) величины, т.е. разрушение части массива пласта, равной толщине среза, производится путем раздавливания его передней гранью резца. При этом из-за сложного, в том числе и поступательного движения резца в пласте, задней его гранью также создается напряжение сжатия в не разрушенной части пласта. Разрушение угля в этой части представляет собой истирание, в т.ч. и его витрено-фюзеновых ингредиентов – пылеобразующих составляющих угля. Следовательно, разрушение пласта радиальными резцами существующей конструкции производится более (по сравнению, например, со сдвигом) энергоемким способом. Анализ исследований и публикаций. Вопросу формирования гранулометрического состава угля при разрушении угольных пластов посвящено очень мало работ. Среди наиболее известных работ – это работы проф. М.Г. Крапивина, работы ИГД им. А.А. Скочинского (Россия) и некоторых других. В этих работах процесс разрушения и формирование гранулометрического состава угля описывается детерминированными зависимостями с применением ряда поправочных 79

Материалы XIX международной научно-технической конференции

коэффициентов, которые получены экспериментальным путем при помощи обобщения данных при разрушении углей различной крепости. Практически все работы посвящены рассмотрению влияния крепости углей на износ режущего инструмента типа «резец» обычный радиальный (тангенциальный), который в процессе взаимодействия с угольным пластом формирует на гранях силы трения, которые и являются основной причиной интенсивного износа инструмента. Постановка задачи. Решение задачи по разрушению угольного массива режущими инструментами горных машин, как обобщенный показатель, дает возможность определять как силовые и энергетические показатели добычи угля, так и его сортовой состав и является функцией, зависящей от природно-генетических факторов и горнотехнических условий разработки. Основными средствами механизации добычи угля в настоящее время являются комбайновые комплексы, оснащенные комбайнами со шнековыми и барабанными исполнительными органами. Применяемый в настоящее время режущий инструмент  это радиальные и тангенциальные резцы, а механизм разрушения ими угольного массива приводит к созданию в нем сложного объемного напряженного состояния, в котором преобладают напряжения сжатия. Это приводит к измельчению угля и высоким энергозатратам его разрушения. Изложение материала и результаты. Большинство (68 %) пластов Донбасса сложного строения, которые содержат прослойки породы (до 10 % от мощности пласта) и твердые минеральные включения в виде пирита, кварцита, сернистого колчедана и др. Расположение прослойков по высоте (мощности пластов), как показали исследования [1], практически равномерное, расположение твердых включений – случайное. Наиболее распространенными породами прослойков являются: углистые сланцы, аргиллит и алевролит, сопротивляемость резанию которых соизмерима с сопротивляемостью угля резанию. При расположении прослойка мощностью Hnp в верхней или нижней части (у кровли или у почвы) пласта угол поворота органа, на протяжении которого производится его разрушении,   

 np  arccos1 

 2 H np    arccos1  2H  Dop Dop  

 ,  

«Горная энергомеханика и автоматика»

где  – относительная величина мощности прослойка от мощности пласта H. Тогда величина медианного диаметра гранул пород разрушаемого прослойка будет: - при разрушении резцами существующей конструкции d m.np  2 1 / hmax t y sin  np , - при разрушении резцами с рабочей боковой гранью, рис. 1

Рис. 1 - Вид резца с рабочей боковой гранью np

d mб  1,823 1 / k t lб hmax t y sec  sin  np . И в том и в другом случае, т.е. при разрушении пласта рабочим органом комбайна, оснащенным как резцами существующей конструкции, так и резцами с рабочей боковой гранью на формирования гранулометрического состава разрушенной породы прослойка оказывает влияние много факторов. К ним, например, относятся как расположение и мощность прослойка, тип и структура породы, сопротивляемость ее резанию и ряд других, большинство из которых являются случайными. Поэтому есть все основания считать, что при совмещенном в пространстве и во времени их проявлении, что, собственно, 81

Материалы XIX международной научно-технической конференции

и происходит в процессе разрушения пласта рабочим органом комбайна, распределение вероятностей медианного диаметра гранул породы, а следовательно, и гранулометрического ее состава не противоречит закону Гаусса, f ( d m.np ) : N {d m.np ,  d m.np } ,

f ( d mб ) : N {d mб , 

d mб

}

с параметрами: - математическое ожидание np d m.np  1 / hmax t y , d mб  0,93 1 / k t lб hmax t y sec  ,

- среднеквадратичное отклонение

 d m.np  0,33 1 / hmax t y , 

d mб

 0,303 1 / k t l б hmax t y sec  ,

При мощности прослойка породы, например, 5 см, режиме работы комбайна, при котором толщина среза составляет 2 см и других параметрах, принятых у современных очистных комбайнов, матемаnp

тическое ожидание dm.np = 2,35 см и d mб  4,72 см. Тогда, согласно расчету, вероятное распределение гранулометрического состава разрушенной породы прослойка будет: примерно 25-27 % штыба (0-6 мм) и 32-35 % гранул класса 6-13 мм в первом случае, примерно 22-23 % штыба и 12-15 % гранул класса 6-13 мм во втором случае. Наличие большого объема мелких фракций породы в разрушенном угле значительно затрудняет впоследствии его обогащение. Существующие в настоящее время обогатительные машины и процессы практически не могут обогащать смешанные мелкие фракции угля и породы. Поэтому этот уголь используется необогащенным. В случае присечки вмещающих пород с целью обеспечения так называемой вписываемости механизированной крепи в пласт разрушение их происходит, как правило, при незначительных сечениях среза, а следовательно, и малых медианных диаметрах гранул, что обусловливает значительное количество горной массы мелких фракций с вытекающими отсюда последствиями при ее обогащении.

«Горная энергомеханика и автоматика»

При расположении прослойка посередине мощности пласта площадь сечения среза или объем, разрушаемый резцами, равны максимальным их значениям. Поэтому гранулометрический (сортовой) состав породы разрушенного прослойка в этом случае улучшается. Так, для рассматриваемого выше примера Scp.max=9 см2 и Vp.max=115 см3 , а вероятный фракционный состав породы прослойка с учетом породы, разрушенной резцами кутковой группы, составляет: 18-20 % штыба и 12-13 % гранул класса 6-13 мм в первом и 17-19% штыба и 9-11 % гранул класса 6-13 мм во втором случае. При этом, следует отметить, происходит значительное увеличение относительного объема гранул крупных классов, особенно, во втором случае, т.е. при разрушении пласта рабочим органом, оснащенным резцами с рабочей боковой гранью. При разрушении прослойков, состоящих из углистых сланцев, представляющих собой ярко выраженную слоистую структуру толщиной слоя, изменяющегося в пределах нескольких миллиметров (обычно 3-7 мм), довольно хрупкого материала, максимальные размеры его при разрушении режущим инструментом обусловливаются параметрами резания. Тот фракционный состав углистых сланцев, который получается после погрузки его исполнительным органом комбайна на конвейер и транспортировки конвейером по лаве, относится, как правило, к мелким фракциям – порядка 0 - 13 мм. Практически все пласты сложного строения содержат твердые минеральные, как правило, не прорезаемые из-за очень высокой сопротивляемости резанию включения. Для угольных пластов Донбасса удельное содержание твердых включений достигает 0,4 % при следующих их параметрах: площадь – 5-150 см2, длина – 5-25 см, высота – 1-6 см, число включений – от 10 до 120 на 100 м длины лавы. Из этого следует, что встреча режущего инструмента с твердым включением относится к классу так называемых редких явлений. Это обусловлено как их незначительным объемом и незначительными размерами относительно параметров лавы и исполнительного органа комбайна, так и тем, что наличие в пласте твердых включений не является полной гарантией того, что режущий инструмент обязательно с ним должен встретиться. Это особенно относится к резцам с рабочей боковой гранью, ширина среза которых значительно больше ширины среза резцами существующей конструкции и составляет в среднем 90-110 мм.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Вероятность встречи резца с твердым включением, относящаяся к редким явлениям, с достаточной для практики и понимания физической картины процесса точностью может быть описана законом Пуассона

n   Pn  e , n  1, 2, 3, ..... n!

где  – математическое ожидание. Характерной особенностью закона Пуассона является то, что для него математическое ожидание и дисперсия случайной величины равны между собой [6], т.е. M {СВ}  D{СВ}   . Здесь СВ – случайная величина Если математическое ожидание (средняя величина) числа твердых включений на 1м длины лавы составляет кт, то вероятность хотя бы одной встречи резца с твердым включением P1  к т e  к т . Так, например, для максимальной величины математического ожидания числа твердых включений, получаемого из приведенного выше среднего числа твердых включений на 100 м лавы, и равного 1,2 м-1, согласно вышеприведенной зависимости для математического ожидания, вероятность хотя бы одной встречи резца с твердым включением на протяжении 1 м лавы составит 0,36. Аналогично можно определить вероятность других характеристик или параметров твердых включений, например, расположение их по мощности пласта, габаритов и т.д. Наличие твердых включений в пласте еще не является гарантией того, что режущий инструмент обязательно должен с ними встретиться. Это относится в первую очередь к резцам с рабочей боковой гранью, параметры разрушения пласта которыми соизмеримыми и даже больше параметров (размеров) твердых включений или при разрушении пласта рабочим органом по схеме шахматного реза для резцов существующей конструкции. Это, собственно, и подтверждается приведенной величиной вероятности встречи резца с твердым включением на протяжении 1 м лавы. При встрече резца с твердым включением последнее или выбивается из пласта, или происходит опрокидывание двигателя (или 84

«Горная энергомеханика и автоматика»

двигателей при многодвигательном приводе) исполнительного комбайна в зависимости от параметров твердого включения. И в том, и в другом случаях часть или практически вся энергия вращающихся элементов привода исполнительного органа и ротора двигателя (двигателей) расходуется на дополнительную деформацию системы привода и, как следствие, обусловливает увеличение нагрузки этой системы, происходит так называемый выброс нагрузки выше установленного для нормального режима работы комбайна уровня. Этот вопрос рассмотрен нами и описан выше. Указанные явления, хотя и относятся к редким явлениям (малая вероятность встречи), являются, однако, важными для прочности указанных элементов конструкции и практически не оказывают влияния на процесс формирования гранулометрического (сортового) состава разрушенного рабочим органом комбайна угля. Таким образом, из изложенного выше следует: формирование гранулометрического состава угля при разрушении пластов сложной структуры является случайным процессом. Особенностью этого процесса является разрушение породы и формирование ее гранулометрического состава и встречи резцов с твердыми не прорезаемыми режущим инструментом включениями. Установлено, что процесс формирования гранулометрического состава разрушаемой породы прослойков является случайным, распределение вероятностей которого не противоречит нормальному закону и на который оказывает влияние ряд факторов и в первую очередь – расположение прослойка по высоте (мощности) пласта, его мощность, тип породы и т.д. Имеющие место выбросы нагрузки, обусловленные встречей режущего инструмента с твердыми не прорезаемыми твердыми включениями, практически не оказывают влияния на формирования гранулометрического (сортового) состава угля при разрушении пластов сложного строения исполнительными органами современных очистных комбайнов. Выводы и направления дальнейших исследований. Рассмотренные вопросы процесса формирования гранулометрического состава угля при разрушении угольных пластов сложного строения будут использоваться при усовершенствовании существующего режущего инструмента и при разработке режущего инструмента нового технического уровня для очистных комбайнов.

Материалы XIX международной научно-технической конференции Список источников 1. Бойко Н.Г. Погрузка угля очистными комбайнами. – Донецк: РВА ДонНТУ, 2002. – 157 с. 2. Різець гірничої машини / М.Г. Бойко, В.Г. Шевцов, М.О. Марков. Патент на винахід. Е21С25/38. Опубл. в бюл. № 4, 2002. 3. Трещиноватость углей // И.И. Аммосов, И.В. Еремин. Москва, изд-во АН СССР, 1960. 157 с. 4. Исследование и выбор режущего инструмента для шнековых исполнительных органов //А.И. Берон, Е.З. Позин, В.В. Тон. Москва: ИГД им. А.А. Скочинского, 1969. – 256 с. 5. Моделирование разрушения углей режущими инструментами // Ю.Д. Красников, отв.ред. Москва, Наука, 1981. – 181 с. 6. Вентцель Е.С. Теория вероятностей. – Москва: Наука, 1964. – 576 с. © Е.Н. Бойко, Н.В. Захаров, 2019

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 622.232.71

Е.Н. Бойко, канд. техн. наук, доцент Донецкий национальный технический университет ФОРМИРОВАНИЕ УСИЛИЙ НА ОСТРОМ РЕЗЦЕ ПРИ РАЗРУШЕНИИ ПЛАСТА СЛОЖНОЙ СТРУКТУРЫ В работе определено, что разрушение пластов сложной структуры, сложность которых обусловлена наличием породных прослойков, прослойков углистого сланца, аргиллита и мощность которых находится в пределах 10 % мощности пласта, происходит практически так же, как и пластов однородного строения. А наличие твердых включений в виде сернистого колчедана, пирита, кальцита и др., сопротивляемость которых на порядок выше сопротивляемости угля резанию, и которые не прорезаются режущим инструментом горных машин, а выбиваются им из пласта, обусловливает формирования усилий на гранях резца и суммарного вектора сил по величине, превосходящей устанавливающийся при нормальной работе комбайна уровень. Эти силы названы «выбросами» нагрузки выше установленного уровня Ключевые слова: формирование, усилие, резец, пласт, структура

Проблема и ее связь с научными и практическими задачами. Режущий инструмент очистных комбайнов является тем их элементом, который непосредственно контактирует с пластом, производя его разрушение. При этом разрушение пласта происходит в силовом режиме (усилие, формирующееся на резце, достигает несколько сот Ньютонов) при скорости около 3 м/с. В основу современного представления о разрушении массива пласта режущим инструментом положена концепция формирования в месте контакта резца с массивом мелкодисперсного уплотненного ядра (зона I, рис.1), выполняющего роль клина, и первоначальное смещение небольших по величине частиц угля вдоль плоскости передней грани резца при его перемещении с последующим сколом относительно большой части угля.

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Рис. 1 - Схема разрушения пласта одиночным резцом при поступательном его перемещении Формирующиеся на гранях резца усилия являются случайными функциями, случайный характер которых обусловлен случайным характером: сопротивляемости угля резанию – закон Гаусса, длины скола массива – закон Вейбулла, контакта резца по задней грани с разрушаемым пластом (закон равной вероятности), толщины среза – закон «арктангенса» от нормально распределенной величины. На величину этих усилий оказывают влияние и ряд др. факторов – хрупко-пластические свойства угля, горно-технологические условия, режим работы комбайна и др. Анализ исследований и публикаций. Вопрос механического разрушения горных пород в настоящее время проработан довольно глубоко. На основе многочисленных экспериментальных исследований, проведенных ИГД им. Скочинского, ДонНТУ и другими научноисследовательскими организациями получены зависимости, описывающие прочностные свойства горных пород, процесс их разрушения режущим инструментом, силовые и энергетические характеристики этого процесса. В решении задач определения нагрузок, формирующихся на режущем инструменте в процессе разрушения им массива горной породы (угля) выделяется 3 метода: аналитико-экспериментальный, 88

«Горная энергомеханика и автоматика»

экспериментально-аналитический и экспериментальностатистический. Аналитико-экспериментальный метод описания усилий на режущем инструменте базируется на детерминистской основе с использованием значительного числа частных показателей, получаемых экспериментально на вынутых из пласта образцах [1,2] . В [3,4] установлено, что процесс разрушения угля не может быть адекватно описан методами теории упругости ввиду существенных отличий механических свойств реального угольного пласта от свойств идеального твердого тела. Экспериментально-аналитический метод описания усилий, формирующихся на гранях резца [3,4], предполагает использование интегральных оценок, характеризующих свойства углей и пород применительно к конкретному процессу разрушения. Экспериментально-статистический метод описания сил на гранях резца [3,4] базируется на представлении сил, как случайных величин или случайных функций. Наиболее полно силы рассматриваются при статическом их представлении при формировании на гранях резца. В этом случае силы рассматриваются, как многомерные случайные величины, зависящие от сопротивляемости угля резанию, толщины среза, длины скола массива, встречи резца с твердым минеральным включением и других параметров. Постановка задачи. Задача повышения износостойкости (ресурса) инструмента, обеспечивающего возможность одновременной работы очистного комбайна (без замены инструмента) как по углю, так и крепкой горной породе должна решаться, в первую очередь, с определения сил, формирующихся на гранях такого инструмента при разрушении крепкой породы. Изложение материала и результаты. Большинство разрабатываемых в настоящее время пластов Донбасса ( до 73 %) и намечаемых к разработке в ближайшей перспективе – пласты сложного строения, содержащие прослойки алевролита, аргиллита, углистого сланца, углистого аргиллита, математическое ожидание сопротивляемости резанию которых колеблется в пределах от 20 до 500 даН/см, а также прослойки песчаника, известняка, математическое ожидание сопротивляемости резанию которых находится в пределах 380-1100 даН/см. Твердые минеральные включения в виде пирита, кальцита, сернистого колчедана, которые практически не прорезают89

Материалы XIX международной научно-технической конференции

ся режущим инструментом горных машин (математическое ожидание их резанию условно считается примерно на порядок выше сопротивляемости угля резанию), а выбиваются из пласта. Размеры твердых включений угольных пластов Донбасса в среднем довольно значительны и составляют: по площади – 5-100 см2, линейные размеры: по длине – 5-25 см, по высоте – 1-6 см. Число твердых включений изменяется от 10 до 120 на 100 м длины лавы и от 1 до 6 по мощности пласта [7]. Кроме того, из-за так называемой не «вписываемости» механизированной крепи в пласт (строительная высота механизированной крепи больше мощности пласта), выемка угля в этом случае ведется с присечкой боковых пород – кровли или почвы – в зависимости от типа породы, но всегда присекается менее крепкая порода. Следует также отметить, что выемка угля комбайнами при наличии прослойков песчаника или известняка производится, как правило, в тех случаях, когда мощность этого прослойка весьма незначительна и измеряется несколькими сантиметрами – не более 10 см – по вполне понятным причинам. Относительная мощность прослойков породы, как показали обследования 400 шахтопластов Донбасса, составляет 10-11 % мощности пласта при практически равномерном их расположении у кровли, у почвы и по средине пласта [8]. Практика использования очистных комбайнов с рассматриваемым радиальным режущим инструментом (резцами типа ЗР4-80) показывает, что разрушение прослойков породы алевролита, аргиллита, углистого сланца и др. пород, математическое ожидание сопротивляемости резанию которых находится в пределах или несколько выше сопротивляемости резанию угля, происходит в полном объеме и практически не отличается от разрушения угля указанным режущим инструментом. При разрушении этих пород увеличиваются силы, формирующиеся на гранях резцов, в том случае, когда сопротивляемость породного прослойка выше сопротивляемости угля резанию или когда производится разрушение прослойков крепких пород (песчаника или известняка) в пределах указанной мощности. Поэтому нет необходимости в специальном рассмотрении вопроса о формировании усилий на гранях резца при разрушении породных прослойков и тем более, что этот процесс практически не отличается от процесса формирования усилий на гранях резца при разрушении угля, по-

«Горная энергомеханика и автоматика»

скольку и последний представляет собой довольно сложную и неоднородную структуру, обладающую анизотропными свойствами. Интерес как в теоретическом, так и практическом плане, представляет вопрос о формировании усилий на гранях резца при встрече его с твердым включением, когда их величина, как показали специальные тензометрические исследования работы комбайнов в шахте, значительно превышает устанавливающийся при нормальной работе уровень, рис. 2.

Рис. 2 - Величина и характер «выбросов» нагрузки при работе комбайнов в шахтных условиях Значительное превышение усилий, формирующихся на гранях резца или момента сил сопротивления при встрече его с твердым включением, в дальнейшем будем именовать «выбросом» силы или нагрузки. Величина и продолжительность действия выброса нагрузки обусловливается рядом факторов: жесткостью системы привода исполнительного органа, места расположения, «заделки» в пласт твер91

Материалы XIX международной научно-технической конференции

дого включения, его формы и величины, «захвата» резцом твердого включения, жесткостью места «заделки» твердого включения в пласт и ряда других факторов, которые являются случайными. В этой связи, поскольку все перечисленные и другие факторы описать детерминированными функциями не представляется возможным, целесообразно процесс формирования усилий на гранях резца описать, используя положения теории выбросов и рассмотрим его для силы, формирующейся на передней грани резца. Обозначим через za уровень, выброса силы, формирующейся на передней грани резца, которую в этом случае будем представлять случайной функцией времени z(t), за который будем рассматривать, и определим вероятность того, что за промежуток времени dt, непосредственно следующий за моментом времени t, произойдет выброс силы. Для этого необходимо, чтобы осуществились два события: В момент времени t ордината силы z(t) < za . В момент времени t+dt ордината силы z(t) > za . Тогда вероятность выброса силы (z t) в интервале времени dt представим в виде P{ z(t) < za , z(t+dt) > za }. (1) Полагая, что z( t) дифференцируемая случайная функция, неравенство (1) с точностью до величины второго порядка малости запишем в виде двойного неравенства za – v(t)dt < z(t) < za , (2) где v(t) – производная функции z(t). Тогда  za

z a  v(t )dt  z (t )  z a   

 f ( x, v | t )dxdv ,

(3)

0 z a  vdt

где f(x,v|t) – двумерная плотность распределения вероятностей силы и ее производной в момент времени t . Внутренний интеграл, пределы интегрирования которого отличаются на бесконечно малую величину vdt , za

 f ( x, v | t )dx  dtvf ( z a , v | t ) ,

z a  vdt 92

(4)

«Горная энергомеханика и автоматика»

а вероятность 

z a  v(t )dt  z (t )  z a   dt  f ( z a , v | t )vdv .

(5)

Полученное выражение показывает, что вероятность выброса силы в течение продолжительности dt пропорциональна величине 

 f ( z a , v | t )vdv . Поэтому, вводя временную плотность для вероятно-

сти выброса силы и обозначив p(za|t) вероятность ее выброса за уровень za в момент t , рассчитанную на единицу времени, получим 

p ( z a | t )   f ( z a , v | t )vdv ,

(6)

и определим среднюю продолжительность пребывания функции z(t) выше заданного уровня для любого промежутка времени Т . С этой целью разобьем интервал Т на n равных по величине подинтервалов dtj , j = 1, 2, 3, …, n . Вероятность того, что величина функции z(t) будет выше заданного уровня za определится из выражения 

P{z (t j )  z a }   f ( z | t j )dz .

(7)

Положим, что величина подинтервалов dtj настолько мала, когда внутри их функция [z(t) -za] не меняет знака, и введем систему случайных величин j : j 

dt j ,

[ z (t )  z a ]  0 ,

[ z (t )  z a ]  0

(8)

Тогда общее пребывание случайной функции z(t) выше заданного уровня za будет иметь вид n

Tz a    j . j 1

(9)

Средняя продолжительность пребывания функции выше заданного уровня определится из выражения математического ожидания от обеих частей (9), 93

Материалы XIX международной научно-технической конференции n

t z a   M j .

( 10 )

j 1

Поскольку случайная величина j может принимать только два значения: dtj или 0 , то ее математическое ожидание 

M j  dt j  f ( z | t ) dz .

( 11 )

Подставив полученное выражение в (10) и перейдя к пределу при n , будем иметь T

t z a    f ( z | t ) dzdt .

( 12 )

0 za

Среднее время пребывания силы z(t) выше заданного уровня za в течение одного выброса   t za / nza , ( 13 ) где n z a – среднее число выбросов силы за рассматриваемый интервал Т, для определения которого разобьем интервал Т на n равных подинтервалов dtj и введем вспомогательные случайные величины N j так, что

Nj 

1, 0,

при [ z (t )  za ]  0 и [ z (t )  za ]  dt j , при [ z (t )  za ]  0 .

( 14 )

Тогда полное число выбросов силы, как случайной функции, за интервал Т n

N za   N j . j 1

( 15 )

Найдя математическое ожидание от обеих частей полученного равенства с учетом того, математическое ожидание каждой из величин Nj численно равно вероятности выброса силы в j-том интервале p(za|tj)dtj , получим: n

n z a   p ( z a | t j ) dt j . j 1

( 16 )

«Горная энергомеханика и автоматика»

Увеличивая число интервалов dtj до бесконечности, и подставив вместо p(za|tj) его выражение, получим T

n z a    vf ( z a , v | t )dvdt .

( 17 )

Тогда средняя продолжительность одного выброса силы выше установленного уровня T

  f ( z | t ) dzdt

 

0 za T

( 18 )

  vf ( z a , v | t ) dvdt

Применительно к стационарному процессу полученные выше зависимости для определения параметров выброса силы упрощаются. Это обусловлено тем, что распределение плотности вероятностей случайной функции f(z|t), распределение плотности вероятностей случайной функции f(z|t) и ее производной f(z,v| t) не зависят от времени. В этом случае  

t za  T  f ( z )dz , 0



n z a  T  vf ( z a , v)dv ,   0

 f ( z )dz 0



. ( 19 )

 vf ( z a , v)dv 0

Из приведенных выражений следует, что для стационарного процесса параметры выброса силы t z a , n z a пропорциональны рассматриваемой продолжительности Т, а средняя продолжительность выброса  от этой продолжительности не зависит. Поэтому для стационарного случайного процесса целесообразно ввести среднее число выбросов силы в единицу времени 

 z a  n z a / T   vf ( z a , v)dv .

( 20 )

Материалы XIX международной научно-технической конференции

В случае, когда этот процесс является и нормальным случайным процессом, что не противоречит данным шахтных исследований работы комбайнов [8], зависимости для определения параметров выброса силы упрощаются существенно. Поскольку в этом случае производная процесса и сам процесс для одного и того же момента времени являются не коррелированными случайными величинами, а следовательно, и не зависимыми, то их совместная плотность распределения вероятностей f ( z, v) 

 z 2

2 2 e  0,5( z  z ) /  z

 v 2

2 2 e  0,5(v  v ) /  v , ( 21)

где z , v - математическое ожидание соответственно силы, как случайной функции, и ее производной в данный момент времени, z , v – средне квадратичное отклонение этих величин. При этом

 z2  k z (0) ,

d2 2 v   k ( )|  0 . 2 z

( 22 )

d С учетом того, что v (t )  0 вследствие стационарности процесса, будем иметь:  v  0,5( z a  z ) 2 /  z2 ,  za  e 2 z ( 23 )  z a  z   z  0,5( z a  z ) 2 /  z2    ,   e 1    v   z   где Ф(*) – интегральная функция Лапласа. Аналогичным образом могут быть описаны процессы формирования усилий на других гранях резца, в том числе и на боковой рабочей грани при взаимодействии резца с пластом, точнее, при взаимодействии с твердым включением пласта. Заменив в приведенных выше выражениях силу z(t) и уровень za суммарным вектором сил Рбi из (4.32), записав Рбi = P(t) и рассматривая как случайную функцию, и уровнем Ра, получим аналитические зависимости для определения параметров выброса суммарного вектора сил, формирующегося на резце при встрече его с твердым включением. Таким образом, на основании полученных результатов можно сделать следующие заключения: 96

«Горная энергомеханика и автоматика»

- разрушение пластов сложной структуры, сложность которых обусловлена наличием породных прослойков, прослойков углистого сланца, аргиллита и мощность которых находится в пределах 10 % мощности пласта, как установлено практикой применения очистных комбайнов для выемки таких пластов, происходит практически так же, как и пластов однородного строения; - наличие твердых включений в виде сернистого колчедана, пирита, кальцита и др., сопротивляемость которых на порядок выше сопротивляемости угля резанию, и которые не прорезаются режущим инструментом горных машин, а выбиваются последним из пласта, обусловливает формирования усилий на гранях резца и суммарного вектора сил по величине, превосходящей устанавливающийся при нормальной работе комбайна уровень. Эти силы названы «выбросами» нагрузки выше установленного уровня, и с использованием положений теории выбросов случайных функций разработан аналитический аппарат для определения основных параметров «выброса». Выводы и направления дальнейших исследований. Рассмотренные вопросы процесса формирования усилий на остром резце при разрушении угольных пластов сложного строения будут использоваться при усовершенствовании существующего режущего инструмента и при разработке режущего инструмента нового технического уровня для очистных комбайнов. Список источников 1. Апраксин А.А. Физика угля. Москва, Недра, 1965. – 352 с. 2. Моделирование разрушения углей режущими инструментами // Ю.Д. Красников, отв.ред. Москва, Наука, 1981. – 181 с. 3. Бойко Н.Г. Теория рабочих процессов комбайнов для добычи угля из тонких пологих пластов. Дисс. … докт.техн.наук.– Москва, МГИ, 1985. – 287 с. 4. Колосов О.Л. Прогноз развития компоновочных схем и параметров очистных комбайнов для тонких пологопадающих пластов. Дисс. … канд.техн.наук. Донецк, ДонУГИ, 1980. – 168 с. 5. Бойко Н.Г. Погрузка угля очистными комбайнами. – Донецк: РВА ДонНТУ, 2002. – 157 с. 6. Різець гірничої машини / М.Г. Бойко, В.Г. Шевцов, М.О. Марков. Патент на винахід. Е21С25/38. Опубл. в бюл. № 4, 2002. 7. Трещиноватость углей // И.И. Аммосов, И.В. Еремин. Москва, изд-во АН СССР, 1960. 157 с. 8. Исследование и выбор режущего инструмента для шнековых исполнительных органов //А.И. Берон, Е.З. Позин, В.В. Тон. М.: ИГД им. А.А. Скочинского, 1969. 9. Моделирование разрушения углей режущими инструментами // Ю.Д. Красников, отв.ред. Москва, Наука, 1981. – 181 с. 10. Вентцель Е.С. Теория вероятностей. – Москва.: Наука, 1964. – 576 с. © Е.Н. Бойко, 2019

Материалы XIX международной научно-технической конференции

УДК 622.232.71

Е.Н. Бойко, канд. техн. наук, доцент Донецкий национальный технический университет ФОРМИРОВАНИЕ СИЛОВОГО ПАРАМЕТРА НА РАБОЧЕМ ОРГАНЕ КОМБАЙНА В работе показано, что на основании полученных данных можно предположить, что разработанная математическая модель силового параметра рабочего органа при разрушении пласта является многомерным, случайным процессом, который не противоречит тому, что силовой параметр является случайным процессом, обладающий свойством «белого шума». Однако, правильность этого положения нуждается в дополнительной проверке и подтверждении, поскольку, во-первых, нет однозначного соответствия между корреляционной функцией, а равно, – и спектральной плотностью дисперсии, и случайным процессом, во-вторых, приведенные осциллограммы и их статистический анализ относятся к «выходу» динамической системы, в которой производилась запись реализаций случайного процесса. Ключевые слова: разрушение, пласт, режущий инструмент, формирование, мгновенные силы, боковая грань, деформация, разработка, новый режущий инструмент.

Проблема и ее связь с научными и практическими задачами. Разрушение пласта исполнительным органом комбайна, состоящим, как правило, из двух рабочих органов – шнеков или барабана с вертикальной осью вращения и цепного привода, производится одновременно по всей мощности пласта. Разрушение пласта будем рассматривать опережающим шнеком, который вынимает пачку пласта по высоте (мощности), равной диаметру шнека по резцам, и производит разрушение в более тяжелых условиях. Второй (отстающий) шнек добирает оставшуюся часть пласта, производит разрушение с дополнительной обнаженной плоскостью. Высота (мощность) этой пачки, как правило, меньше диаметра шнека. Другими словами, отстающий шнек производит разрушение части пласта в более облегченных условиях. Число резцов, установленных на шнеке, в зависимости от горно-технологических условий, достигает 50-52. Одновременно в работе, т.е. в разрушении пласта участвует не более половины резцов, установленных на шнеке. Устанавливаются резцы на шнеке определенным образом. И эта установка, как было сказано выше, носит название схемы набора режущего инструмента.

«Горная энергомеханика и автоматика»

Параметры схемы набора режущего инструмента определяются из условия обеспечения реза с так называемой «выровненной» поверхности, т.е. когда образующийся межщелевой целик под действием внутреннего напряженного состояния угля саморазрушается, рис. 1. bp

 hг.ц



t Рис. 1 – Характер разрушения пласта с «выровненной» поверхности: bp – ширина режущей части резца, h  толщина среза (стружки),   угол развала борозды резания, t  шаг резания, hг.ц – геометрическая высота межщелевого целика

Оптимальная величина шага, согласно [ 6 ], определяется по выражению  5hcp 1,47 E   0,7 hcp  t op  bк    E  1,2  0,5hcp  4,5  Схемой набора режущего инструмента может быть предусмотрено один резец в линии резания – шахматный рез, или два или более резца в линии резания – последовательный рез. В зависимости от числа резцов в линии резания фактическое разрушение пласта происходит при двойном шаге в случае шахматного реза и при одинарном шаге в случае последовательного реза. Анализ исследований и публикаций. Созданию и исследованию работы очистных комбайнов посвящены работы многих научноисследовательских, проектно-конструкторских институтов, заводов горного машиностроения, ряда высших учебных заведений, среди ко99

Материалы XIX международной научно-технической конференции

торых, в первую очередь, следует отметить: ИГД им. А.А. Скочинского, ГИПРОУГЛЕМАШ (Россия), ДОНГИПРОУГЛЕМАШ, ДонУГИ (Донецк), Московская горная академия и многих других. Задача описания нагрузки, формирующейся на очистной машине, на различных этапах ее создания решалась на соответствующем уровне и в соответствии с накопленным экспериментальным материалом. Поскольку основная часть энергии расходуется на разрушение пласта, а непосредственным элементом, производящим его разрушение, является резец, задача описания и определения нагрузки на исполнительном органе сводилась к описанию и определению усилий на гранях резца. В решении этой задачи выделяется 3 метода – аналитикоэкспериментальный, экспериментально-аналитический и экспериментально-статистический. Разработанные в настоящее время методы расчета нагрузки, формирующейся на исполнительных органах очистных комбайнов, в достаточно полной мере учитывают физическую картину разрушения пласта, как сложной анизотропной среды, его особенности и режим работы комбайна и позволяют описывать силы или векторы внешнего возмущения, как многомерные, случайные функции. Вместе с тем, следует отметить, что разработанные довольно сложные математические, в том числе и статистические модели процесса формирования нагрузки на исполнительном органе комбайне построены, экспериментально проверены и подтверждены применительно к существующему режущему инструменту, у которого рабочими гранями практически являются только две грани – передняя и задняя. Насколько эти модели адекватны для сил, а, следовательно, и вектора внешнего возмущения, формирующегося на исполнительном органе комбайна при оснащении его режущим инструментом с рабочей боковой гранью, у которого рабочей гранью является, кроме того, и боковая грань, производящая скалывание межщелевого целика, нуждается как в проверке, так и в дальнейшей разработке. Постановка задачи. Разработанные довольно сложные математические, в том числе и статистические модели процесса формирования нагрузки на исполнительном органе комбайна, построены, экспериментально проверены и подтверждены применительно к существующему режущему инструменту, у которого рабочими гранями практически являются только две грани – передняя и задняя. Насколько эти модели адекватны для сил, а, следовательно, и векто100

«Горная энергомеханика и автоматика»

ра внешнего возмущения, формирующегося на исполнительном органе комбайна при оснащении его режущим инструментом с рабочей боковой гранью, у которого рабочей гранью является, кроме того, и боковая грань, производящая скалывание межщелевого целика, нуждается как в проверке, так и в дальнейшей разработке. Изложение материала и результаты. Характерной особенностью исполнительных (рабочих) органов очистных комбайнов является то, что в разрушении пласта одновременно участвует до 26 резцов, которые располагаются на лопастях органа и закрепляются в специальных держателях – кулаках. Для характеристики силовых параметров, формирующихся на рабочем органе при разрушении пласта, удобно принять вектор внешнего возмущения, представляющий собой 6 компонент: три компоненты – это проекции сил, формирующихся на гранях резцов при разрушении пласта, на оси выбранной системы координат и три компоненты – это моменты этих сил вокруг осей координат этой системы. Применительно к решаемой задаче достаточно описать четыре составляющих этого вектора, а именно: проекции сил, формирующихся на гранях резцов, на оси координат и момента сил вокруг одной из осей – момента сил сопротивления вращению рабочего органа, которые в дальнейшем будем именовать силовыми параметрами при разрушении пласта и обозначать  {F , M}, в котором компонента F{Fxp , Fyp , Fzp}, а компонента M{Myp=Mcp}. Не нарушая общности задачи, рассмотрим ее на примере опережающего шнека очистного комбайна, т.е. шнека, который производит разрушение пласта по высоте, равной его диаметру по резцам. В этом случае для резцов существующей конструкции и резцов с рабочей боковой гранью, рис. 2 составляющие указанных компонент силового параметра, рис. 3 , в принятой системе координат примут вид: - для резцов существующей конструкции

101

Материалы XIX международной научно-технической конференции c Fxp 

 ( Z ni cos  i  Yi sin  i ) ,

i 1 np

c F yp   Yi sin  i , c Fzp 

i 1 np

 ( Z ni sin  i  Yi cos  i ) ,

(1)

i 1

M cyp  0,5 Dop

 ( Z ni  Yi sin  i cos  i ) ;

i 1

- для резцов с рабочей боковой гранью

Рис. 2 - Вид резца с рабочей боковой гранью

б Fxp 

 ( Z бni cos  i  Yб i sin  i ) ,

i 1 np

б F yp   ( X бi sin   Yб i sin  i ) , б Fzp 

i 1 np

 ( Z бni sin  i  Yбi cos  i ) ,

i 1

M бyp  0,5 Dop

102

 ( Z бni  Yбi sin  i cos  i ) .

i 1

(2)

«Горная энергомеханика и автоматика» Fzp1

1

Zni1

2

i1

Fxp2

Fxp1

vп

Zni2

Fzp2

i1 Yi1

i2 Yi2 n

i2

Z X

Yi2

Zni1

Fyp1 Li1

Fyp2

Рис. 3 – комбайна

Zni2

Yi1

К определению силового параметра рабочего органа

Здесь Dop – диаметр рабочего (исполнительного) органа по вершинам резцов, i – угол наклона i-го резца кутковой группы, np – число резцов, одновременно находящихся в контакте с разрушаемым пластом. Аналитические выражения основных статистик – математического ожидания М и дисперсии D – для силового параметра рабочего органа имею вид: - для резцов существующей конструкции

103

Материалы XIX международной научно-технической конференции

c MFxp 

 ( MZ ni cos  i  MYi sin  i ) ,

i 1 np

c MFyp   MYi sin  i , i 1 np

c MFzp   ( MZ ni sin  i  MYi cos  i ) ,

(3)

i 1

MM cyp  0,5 Dop

 ( MZ ni  MYi sin  i cos  i ) ;

i 1

c DFxp   ( DZ ni cos 2  i  DYi sin 2  i  2 K (Yi , Z ni ) sin  i cos  i ) , i 1 np

c DF yp   DYi sin 2  i , c DFzp 

i 1 np

(4)

 ( DZ ni sin  i  DYi cos  i  2 K (Yi , Z ni ) sin  i cos  i ) ,

i 1

DM cyp  0,5 Dop

 ( DZ ni  DYi sin 2  i cos 2  i  2 K (Yi , Z ni ) sin  i cos  i ) ;

i 1

- для резцов с рабочей боковой гранью б MFxp 

 ( MZ бni cos  i  MYб i sin  i ) ,

i 1 np

б MF yp   ( MX бi sin   MYб i sin  i ) , б MFzp 

i 1 np

 ( MZ бni sin  i  MYбi cos  i ) ,

i 1

MM бyp  0,5 Dop

104

 ( MZ бni  MYбi sin  i cos  i ) .

i 1

(5)

«Горная энергомеханика и автоматика» б DFxp 

2 2  ( DZ бni cos  i  DYб i sin  i  2 K (Yбi , Z бni ) sin  i cos i ) ,

i 1 np

б DF yp   ( DX бi sin 2   DYб i sin 2  i  2 K (Yбi , X бi ) sin  i sin  i ) , i 1 np

б DFzp   ( DZ бni sin 2  i  DYбi cos 2  i  2 K (Yбi , Z бi ) sin  i cos  i ) , i 1

DM бyp  0,5 Dop

2 2  ( DZ бni  DYбi sin  i cos  i  2 K (Yбi , Z бni ) sin  i cos  i ) .

i 1

(6) Здесь K(*) – корреляционный момент между указанными силами. Из приведенной математической модели (см.(1), (2)) силового параметра рабочего (исполнительного) органа комбайна при разрушении пласта следует: 1. Силовой параметр является многомерной, случайной величиной, случайный характер которого обусловлен случайным характером его составляющих или компонент. 2. В связи с тем, что силовой параметр представляет собой суммы случайных величин, число которых обусловливается числом резцов, одновременно находящихся в контакте с разрушаемым пластом, и достигает 26 для одного рабочего органа (шнека) у современных очистных комбайнов, на основании центральной предельной теоремы [4], независимо от того, какие законы распределения вероятностей составляющих силового параметра, распределения вероятностей последнего не противоречит (подчиняется) нормальному закону, аналитическое выражение которого в обобщенном форме имеет вид: f ( ) 

  2

2  0,5(   ) 2 /   e ,

(7)

где  – математическое ожидание,  – средне квадратичное отклонение силового параметра. Аналитические выражения как силового параметра, так и основных его статистик громоздки и весьма затруднительны для анализа в представленном виде. 105

Материалы XIX международной научно-технической конференции

В этой связи анализ проведем, используя моделирование силового параметра и определение его основных статистик на ЭВМ. МОДЕЛИРОВАНИЕ НА ЭВМ СИЛОВОГО ПАРАМЕТРА Громоздкость математической модели силового параметра, учет большого числа факторов, три из которых, по крайней мере, являются случайными, обусловливают необходимость машинного моделирования силового параметра с использованием современных быстродействующих ЭВМ. Моделирование величин, входящих в математическую модель силового параметра и описывающиеся детерминированными зависимостями или имеют постоянные значения, не представляют трудности и в данном случае не рассматриваются. Определение их значений производилось по соответствующим зависимостям или выбиралось с помощью логических операций из предварительно записанных исходных данных. Моделирование сопротивляемости пласта резанию i-м резцом производилось как с учетом сопротивляемости резанию прослойков, так и отжима угля по зависимостям [5, 6], а также с учетом действительной толщины среза, хрупко-пластических свойств угля и нормального распределения вероятностей его численных значений. Моделирование длины скола производилось с помощью специально разработанного генератора, моделирующего случайные числа, вероятность распределения значений которых подчиняется закону Вейбулла. В результате обработки осциллограмм были получены также оценки статистик при разрушении массива рассматриваемыми типами резцов, т.е. радиальных резцов существующей конструкции и резцов с рабочей боковой гранью. Из математической статистики известно [9], что если случайная величина xi

 i  b / a  ( x  c ) / a b 1 e ( x  a ) / a  dx , b

(8)

xi  c  ab  ln(1   i ) то величина (9) подчинена распределению Вейбулла при равномерном распределении величины i в интервале [0, 1]. Эта зависимость и использовалась при разработке генератора случайных чисел, распределение вероятностей которых подчиняется закону Вейбулла.

106

«Горная энергомеханика и автоматика»

В связи с тем, что мгновенные усилия, формирующиеся на гранях резцов при разрушении пласта, представлены в виде кусочнолинейных функций длины скола, а последние – случайные величины, разработаны алгоритм и блок программы для определения их величин и интервалов, в которые они попадают. При этом исключается в принципе возможность выбора такого шага угла поворота рабочего органа, при котором длина скола попадала бы на один и тот же интервал. Суть алгоритма заключается в следующем. В исходном положении рабочего органа резцы, занимая определенное положение на органе, занимают вполне определенное положение и на дуге резания, т.е. в пространстве. Длина дуги от начала отсчета до рассматриваемого резца Li  0,5 Dop нi , (10) где нi – начальный угол рассматриваемого i-го резца на дуге резания. Определение интервала, на который первоначально попадает скол, определяется следующим образом. Определяется длина скола, как случайная величина, по изложенному выше алгоритму и сравнивается с длиной дуги Li. Если Li – l21 > 0 , где l21 – длина первого скола, запоминается, и определение длины скола повторяется. Полученное значение второго скола суммируется с первым и снова сравнивается с длиной дуги Li. И так определение сколов, их суммирование и сравнивание с длиной дуги Li повторяется до тех пор, пока Li   l2 j  0 . В этом случае определяется разность li   l2 j  Li , j

которая затем сравнивается с длиной интервала [0, loi]. Если li – loi  0, первоначальное попадание скола произошло на интервал [0, loi ]. Далее определяются величины li и усилия по соответствующему выражению. При li – loi  0 , li сравнивается с интервалом [0 , l1i ] и в случае, когда он меньше нуля, определяется величина li и значение усилия по соответствующему выражению. В противном случае скол относится к интервалу [l1i , l2i ] и усилие полагается равным конечному значению Каждый раз после поворота рабочего органа на угол, равный выбранному угловому шагу, расчет длины скола и интервала, на который она попадает, и усилия повторяется от принятого начального положения. Длина скола – величина случайная и определение ее для 107

Материалы XIX международной научно-технической конференции

каждого шага поворота рабочего органа исключает возможность выбора такого углового шага поворота органа, при котором она попадала бы на тот же интервал. Сказанное выше в полной мере относится и к моделированию «сколов» и усилия на боковой грани при разрушении пласта резцами с рабочей боковой гранью. Моделирование площадки контакта резца по задней грани с разрушаемым пластом производилось с помощью разработанного генератора случайных чисел, распределение вероятностей которых подчиняется закону равной вероятности [7, 8]. Упрощенная блок-схема определения силового параметра рабочего органа комбайна при разрушении пласта, совмещенная с программой статистической обработки полученных результатов моделирования, приведена на рис. 4. На рис. 5 в качестве примера приведен фрагмент «осциллограммы» одной из компонент силового параметра рабочего органа – момента сил сопротивления Мyp – комбайна типа 1К-101, рассчитанной в соответствии с разработанной математической моделью и изложенному выше алгоритму.

108

«Горная энергомеханика и автоматика»

1 Начало 2 Исходные дан3 Массив

Контроль массива на размах и нарастание 5 Перевод массива из кода М2 в физ. величину, запись МЛ

8 iк

6 Печать порядкового номера массива, числа в массиве и его значения

7 Начальный адрес и длина мас-

< Nо.к.

9 Синхронизация массивов 10 Запись массива на МЛ 11 Печать начального адреса и длины массива

12 j

Конец

Рис. 4 – Упрощенная блок-схема программы определения силового параметра рабочего органа комбайна при разрушении пласта и статистической обработки результатов моделирования 109

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Визуальное сравнение фрагмента «осциллограммы» с фрагментом осциллограммы той же компоненты силового параметра при работе комбайна 1К-101 в шахтных условиях, приведенного на рис. 6, свидетельствует о достаточно высокой их сходимости. Более детальный анализ силового параметра рабочего органа и проверка адекватности разработанной его математической модели приведен ниже. Myp, кНм 18 16 14 12 10 8 0



0,5

ш, рад 2

1,5

Рис. 5 – Фрагмент «осциллограммы» составляющей модельного силового параметра рабочего органа комбайна типа 1К-101 – момента сил сопротивления М ур

x к , м/мин 8 6 4 2 0

Myp, кНм

x к

Mуp

28 24 20 16

0,5



1,5

Рис. 6 – Фрагмент осциллограммы момента сил сопротивления

Мур на рабочем органе комбайна типа 1К-101и его скорости хк 110

в, рад

«Горная энергомеханика и автоматика»

Выводы и направления дальнейших исследований. Составляющие силового параметра рабочего органа комбайна при разрушении пласта, полученные расчетом (моделированием на ЭВМ) в соответствии с разработанными математической моделью и алгоритмом, сравнивались с его составляющими, полученными при работе комбайнов как в шахтных (реальных), так и стендовых (лабораторных) условиях путем проведения специальных тензометрических их измерений. Поскольку для рассматриваемых типов комбайнов процессы разрушения пласта и погрузки разрушенного угля совмещены во времени и пространстве, для анализа выбирались такие режимы их работы и положения рабочих органов, при которых погрузка угля практически не оказывала влияния на силовой параметр органа, обусловленный разрушением пласта. Так, например, для комбайнов со шнековым исполнительным органом (комбайн типа 1К-101) таким положением рабочего органа (шнека) является его положение у кровли пласта, когда погрузка угля производится с уступа (бермы), а режим работы комбайна, при котором объем угля, разрушенного шнеком за оборот, меньше его рабочего объема. В связи с тем, что силовой параметр рабочего органа – случайный процесс, анализ его компонент заключается в анализе их статистических характеристик: математического ожидания, дисперсии, корреляционных, взаимно корреляционных функций, спектральных плотностей дисперсии, гистограмм распределения частоты, полученных в результате обработки реализаций этих процессов. На основании полученных данных можно предположить, что разработанная математическая модель силового параметра рабочего органа при разрушении пласта, являясь многомерным, случайным процессом, не противоречит тому, что силовой параметр является случайным процессом, обладающий свойством «белого шума». Список источников 1. Бойко Н.Г. Погрузка угля очистными комбайнами. – Донецк: РВА ДонНТУ, 2002. – 157 с. 2. Исследование и выбор режущего инструмента для шнековых исполнительных органов //А.И. Берон, Е.З. Позин, В.В. Тон. Москва: ИГД им. А.А. Скочинского, 1969. – 189 с. 3. Моделирование разрушения углей режущими инструментами // Ю.Д. Красников, отв.ред. Москва, Наука, 1981. – 181 с.

111

Материалы XIX международной научно-технической конференции 4. Антипов И.В. Геомеханические и технологические основы создания нового уровня крепей очистных забое тонких пологих пластов. Дисс. …док. техн. наук. Донецк, ДонГТУ, 1995. – 199 с. 5. Бойко Н.Г. Теория рабочих процессов комбайнов для добычи угля из тонких пологих пластов. Дисс. … докт. техн. наук.– Москва, МГИ, 1985. – 287 с. 6. Динамические характеристики системы привода исполнительного органа комбайна 1К-101 // Я.И. Альшиц, В.Г. Гуляев, Г.В. Малеев и др. – В кн. Горные машины. Киев, МВССО Украины, 1971. - с. 61 - 87. 7. Бойко Н.Г. Погрузка угля очистными комбайнами. – Донецк: РВА ДонНТУ, 2002. – 157 с. 8. Горные инструменты – 3-е изд.// М.Г. Крапивин, И.Я. Раков, Н.И. Сысоев. Москва, Недра, 1990. – 256 с. 9. Вентцель Е.С. Теория вероятностей. – Москва: Наука, 1964. – 576 с. © Е.Н. Бойко, 2019

112

«Горная энергомеханика и автоматика»

УДК 621.311

И.К. Локтионов, канд. физ.-мат. наук, доцент, Е.Е. Корытченкова, магистрант, Донецкий национальный технический университет А.А. Чепига, магистрант, Национальный исследовательский университет «МЭИ», г. Москва РАЗРАБОТКА НЕЙРОСЕТЕВОГО НАБЛЮДАТЕЛЯ УГЛОВОЙ СКОРОСТИ РОТОРА В ЭЛЕКТРОПРИВОДЕ ПО СХЕМЕ ТРН-АД В работе решена задача контроля скорости вращения вала асинхронного двигателя для бездатчиковых электроприводов на основе искуственной нейронной системы. В качестве объекта регулирования выступает питатель сырого угля.

Немаловажными факторами при выборе способа управления объектом являются простота управления и ценовой диапазон стоимости аппаратуры. В настоящее время в системе управления питателями сырого угля (ПСУ) используются асинхронные двигатели (АД) с короткозамкнутым ротором (КЗ), преобразователи частоты (ПЧ) или система плавного пуска (СПП). Для исключения проблем с проскальзыванием, для контроля подачи топлива ПСУ необходимо поддерживать скорость вращения вала двигателя. Для этой цели подходит ПЧ, при помощи векторного управления которого можно поддерживать жесткие механические характеристики. Но, согласно исследованиям [1], стоимость ПЧ значительно превышает стоимость тиристорных регуляторов напряжения (ТРН), на основе которых будет выполнена система плавного пуска. Так как стартовый момент зависит от загруженности конвейера и пусковые токи могут превышать номинальное значение тока двигателя в несколько раз, использование системы мягкого пуска позволит уменьшить его величину. Для решения поставленной задачи необходимо построение замкнутой системы для системы мягкого пуска на основе идентификации скорости на основе искусственной нейронной системы (ИНС). Задачей данной статьи является создание нейросетевого наблюдателя скорости и анализ его работоспособности в системе управления электропривода (ЭП) по схеме ТРН-АД, созданного по данным с датчиков тока и напряжения. Особенностью исследования является

113

Материалы XIX международной научно-технической конференции

проверка адекватности работы нейросетевого наблюдателя скорости в системе управления. Математическое описание процессов, проходящих в асинхронном электродвигателе, имеет вид:

dS  R I U    jk S S S S  dt  U  R I  dR  j (   z ) R R k R p R  R dt   L I  L I  S S S m R  R  LR I R  Lm I S  3 M  z p (sx I sy  sy I sx ) 2   d R  J dt  M  M c

(1)

где векторы напряжения, тока и потокосцепления:   rx    sx   I rx   I sx  U rx  U sx         , , , I , , US   U I  R U  S  I  R  I  S    R    , U  ry   sy   ry   sy   ry   sy   0 j    1

 1  0 

(2)

Из системы уравнений видно, что скорость вращения вала двигателя зависит от многих параметров: тока, напряжения, потокосцепления, параметров электродвигателя и др. Нейронная сеть (НС) позволяет проводить оценку параметра по данным небольшого количества входных данных. Таким образом, была создана нейронная сеть для оценивания скорости вращения вала АД по данным только с датчиков тока и напряжения.

114

«Горная энергомеханика и автоматика»

Рисунок 1 – Имитационная модель электропривода по схеме ТРН-АД Имитационная модель системы ТРН-АД представлена на рисунке 1. Управление системой происходит при поступлении на вход системы задания по скорости. В блоке Subsystem 1 происходит синхронизация системы управления с питающей сетью («ловится» момент перехода питающего напряжения через «0»). Далее полученный сигнал, значение угла открытия тиристора подается на блок системы импульсно-фазового управления (СИФУ), в котором рассчитывается значение времени открытия тиристоров. В блоке Subsystem 2 смоделирован блок тиристоров. Так как в схеме использовалась модель асинхронного двигателя в двухфазной системе координат, то необходимо использовать блок Subsystem 3, для преобразования координат из трехфазной в двухфазную. При разработке нейросетевого наблюдателя использовалась структура сети, на входе которого имеется 13 нейронов, скрытый слой состоит из двух слоев по 43 и 111 нейронов в каждом, а выходной из – 1. В качестве функции активации скрытого слоя была выбрана логистическая функция [2]: log sig (n) 

1 1  e n

(3)

Тренировочный набор для НС наблюдателя был получен на основе имитационной модели, представленной на рисунке 1. Входными параметрами являлись среднеквадратичное значение напряжения и его задержка, среднеквадратичное значение тока и его задержка, мо115

Материалы XIX международной научно-технической конференции

мент двигателя и его задержки. Для тренировочного набора были представлены значения тока и напряжения, над которыми было произведено интегрирование и дифференцирование. Выходным параметром для обучения нейронного наблюдателя являлся вектор заданных значений скорости. Для уменьшения ошибки и быстроты вычислений при обучении использовался метод Левенберга-Марквардта [3]. Данный метод оптимально подходит для обучения нейронной сети, результаты получаются с небольшими затратами вычислительной мощности машины по сравнению с другими методами обучения. Тренировочный набор составлялся для различных значений скорости задания, активной и вентиляторной нагрузки.

Рисунок 2 – Естественная и искусственная характеристика исследуемой машины Обучение НС, проверка работоспособности наблюдателя скорости проводились в программной среде Matlab, графики переходных процессов в АЭП при пуске и набросе нагрузки представлены на рис. 3. Для оценки качества переходных процессов управления используется модульная оценка качества: 

I   t   з   (t ) dt , 0

116

(4)

«Горная энергомеханика и автоматика»

ная.

где ω3 – сигнал задания скорости, ω(t) – управляемая перемен-

Величина динамических отклонений и его длительность оценивается интегральной оценкой. Чем меньше величина оценки, тем лучше качество процесса управления. Помимо интегральной оценки, производилось исследование среднеквадратичной ошибки оценивания скоростей, приведенных к номинальным значениям скорости: ( i   i ) 2  n 1 i 1 n

S 

н

 100%

(5)

где ωi – идентифицируемый сигнал скорости на шаге интегрирования i,  i – оценка сигнала скорости на шаге интегрирования i, ωн – номинальное значение сигнала скорости. На основании математической модели исследовались механические характеристики замкнутого электропривода (рис. 2.). Из рисунка можно видеть, что при скорости задания ω3 = 70 рад/с модель отрабатывает заданное значение. Механическая характеристика определяется абсолютной жесткостью.

Рисунок 3 – Графики переходного процесса с датчиком скорости и нейросетевым наблюдателем скорости по сравнению со скоростью задания ω3 = 150 рад/с Для оценки качества работы ИНС были построены графики переходных процессов с датчиком скорости и нейросетевым наблюдателем скорости при скорости задания: 1) ω3 = 150 рад/с (рис.3); 2) ω3 = 50 рад/с (рис.4): 117

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Рисунок 4 – Графики переходного процесса с датчиком скорости и нейросетевым наблюдателем скорости по сравнению со скоростью задания ω3 = 50 рад/с В таблице 1 представлены показатели качества переходных процессов асинхронного электропривода (АЭП) с контуром скорости, замкнутого по сигналу с датчика и наблюдателя скорости, из которого видно, что статическая ошибка, модульная среднеквадратичная оценки качества при уменьшении скорости задания увеличиваются. В системе имеется провал скорости, но в случае использования нейроэмулятора скорости время восстановления скорости задания меньше. Таблица 1 – Показатели качества переходных процессов АЭП с контуром скорости, замкнутого по сигналам с датчика и наблюдателя. Статическая Провал ω 3, Iω, Sω ошибка от скорости рад/ с Система Датчик скорости 50 ТРН-АД Нейроэмулятор 50 скорости Датчик скорости 150 Нейроэмулятор 150 скорости

11,4

8,3

ωi, % 10

от ωi, % 25

6,3

1,5

9,5

1,3

7,4

4,4

Выводы и направления дальнейших исследований. Таким образом, из изложенного выше следует: внедрение разработанного нейросетевого наблюдателя в устройства плавного пуска асинхронных электроприводов обеспечит широкие возможности в управлении 118

«Горная энергомеханика и автоматика»

пусковыми процессами в условиях изменения момента инерции и момента сопротивления на валу, что в перспективе расширяет область применения устройств плавного пуска для автоматизации широко распространенных производственных механизмов и вносит значительный вклад в развитие промышленности Республики. Недостатком нейросетевого наблюдателя является то, что он не очень чувствителен к изменению параметров привода. В результате исследования имитационной модели (рис.1), доказана работоспособность разработанного нейросетевого наблюдателя угловой скорости ротора асинхронного электропривода по схеме ТРН-АД. Для нейросетевого наблюдателя была рассчитана интегральная ошибка оценивания угловой скорости ротора в переходных режимах, которая не превышает 10%, что является приемлемым для применения в современных микропроцессорных устройствах плавного пуска асинхронных электроприводов. Список источников 1. Абрамов Б. И, Дацковский Л. Х., Кузьмин И. К., Придатков А. Г., Лиморенко П. М. Устройства плавного пуска в электроприводах горных механизмов // Электротехника. 2014. - №1. - С. 19-27. 2. Медведев В.С., Потемкин В.Г. Нейронные сети. MATLAB 6/ Под общ. ред. к.т.н. В.Г. Потемкина. – М.: ДИАЛОГ-МИФИ, 2002. – 496 с. 3. Пантелеев А. В. Методы оптимизации в примерах и задачах: Учеб. пособие/ А.В. Пантелеев, Т.А. Летова. – 3-е изд., стер. – М.: Высш. шк., 2008. – 544 с.  Е.Е. КОРЫТЧЕНКОВА, И.К. ЛОКТИОНОВ, А.А. ЧЕПИГА, 2019

119

Материалы XIX международной научно-технической конференции

УДК 622. 234. 552.

В.М. Моргунов канд. тех. наук, доц. Донецкий государственный технический университет ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВРЕМЕНИ ПЕРЕХОДНОГО ПРОЦЕССА В ЗОНЕ ВСАСЫВАНИЯ ТВЕРДОГО МАТЕРИАЛА СТАЦИОНАРНЫХ ГИДРОТРАНСПОРТНЫХ УСТАНОВОК Приведены математическая модель и исследования на натурной физической модели переходных режимов во всасывающей системе стационарной гидротранспортной установки, даны рекомендации по характеру изменения сопротивления регулирующей ветви, исключающего кавитационный режим. В гидромеханизированных системах горных работ, а также в стационарных гидротранспортных и гидроподъемных установках всасывающие устройства, работают в условиях засыпки слоем твердого материала. Теоретические и экспериментальные исследования ученых ДонНТУ (ДПИ), а.с. №№140380, 205696, 306229, 815162, УкрНИИГидроуголь [1], ИГМ АН Украины, а.с. №186328, ВНИИГидроуголь, а.с. №407009, в 60-80 г.г. привели к разработке всасывающих устройств гидротранспортных установок работающих в условиях наличия слоя сыпучего материала над входным патрубком. Относительная высота слоя, как правило, превышает величину двух диаметров входного отверстия всасывающего патрубка (практически несколько десятков). Для всех, отмеченных выше, всасывающих устройств характерно наличие той или иной конструкции экранирующих элементов, обеспечивающих дозированное поступление твердого материала в зону захвата и во всасывающий трубопровод с определенной консистенцией. Использование таких устройств в автоматизированных системах требует определения времени переходных процессов, по которому включаются средства защиты предотвращающие кавитационные режимы работы насосных агрегатов [2]. Известно, что режим работы гидротранспортного агрегата определяется, в значительной степени, запасом удельной энергии на входе в рабочее колесо насоса, который определяется кавитационным запасом конкретного агрегата. Наиболее трудным является пус120

«Горная энергомеханика и автоматика»

ковой режим в условиях засыпки входа во всасывающий трубопровод твердым материалом. В этом случае гидравлическое сопротивление слоя твердого материала в 8...10 раз больше, чем при установившемся режиме транспортирования. Пуск гидротранспортной установки в таких условиях, без использования специальных средств, которые снижают сопротивление на входе во всасывающий трубопровод (подача разбутовочной воды в зону всасывания, применение специальных всасывающих устройств и др), как правило, затруднено, а в ряде случаев, при наличии слежавшегося слоя твердого материала, невозможно. Но даже при наличии специальных всасывающих устройств, таких как УВ-2м, УВ-5 и других, подобных по функциональным возможностям, в период пуска могут возникать кратковременные кавитационные режимы. Поэтому, при расчете гидротранспортной установки, необходимо дать оценку длительности переходного процесса и предусмотреть меры предотвращающие срыв производительности насоса. Будем рассматривать установку, оборудованную всасывающим устройством типа УВ-5, а.с. № 815162, упрощенной конструкции (отсутствует регулировочный шибер для перевода грунтового насоса на воду). Для математического описания процесса сделаем такие предположения: - форма зоны всасывания цилиндрическая ограничена диаметром зоны захвата и высотой слоя твердого материала под камерой подпитки (разница высот погружения среза входного патрубка и экрана обечайки камеры подпитки). Такое предположение обусловлено конструктивными особенностями УВ-5 (независимо от высоты слоя твердого материала над всасывающим устройством, в пусковом режиме обеспечивается всасывание твердого материала по объему, что находится под камерой подпитки); - физико-механические и реологические параметры твердого материала и несущей жидкости известны; - на период переходного режима, объем зоны всасывания, пористость и эквивалентный диаметр твердых частиц, остаются постоянными; - подпитывающая ветвь обеспечивает поток воды не менее четверти подачи насоса в рабочем режиме;

121

Материалы XIX международной научно-технической конференции

- наконечник всасывающего устройства засыпан не более чем на высоту одного его диаметра и нет негабаритных, препятствующих процессу всасывания кусков твердого материала; - форма зумпфа, в пределах зоны всасывания, выполнена с учетом свободного подтекания твердого материала (бункерный эффект) - предполагается, что за счет отбора части твердого материала в зоне захвата, весь слой разрыхляется, то есть увеличивается его пористость по всему обусловленному объему. Продолжительность переходного режима (при установке расчетной плотности гидросмеси в трубопроводе), в первом приближении, определяется инерционностью слоя и скоростью увеличения его пористости относительно пористости слежавшегося (в покое) до пористости деформированного (подвижного) слоя твердого материала. Увеличение пористости слоя приводит к увеличению фильтрационного потока и интенсификации грунтозабора. Пористость насыпного материала m0 определяется отношением объема пор в насыпном материале Wпор к объему насыпного материала W0. (1) где Wтв - объем твердого в целике. Пористость плотного слоя в зоне всасывания почвенной установки: (2) Объем твердого материала в плотном слое (высотой НСЛ и площадью S) над входным сечением всасывающего патрубка: (3) В период пуска часть твердого уносится во всасывающий трубопровод, то есть объем деформированного слоя определится как: (4) где Wmp - объем твердого транспортируемого насосом. Уравнения баланса твердого в зоне всасывания: (5) Для цилиндрической формы зумпфа и трубопровода круглого сечения объемы твердого в зумпфе и, поступающих во всасывающий трубопровод, определятся следующими зависимостями: 122

«Горная энергомеханика и автоматика»

(6) (7) где R и r - радиусы зумпфа и трубопровода, соответственно; Нсл и 1ТР - высота слоя и длина трубопровода; СО- объемная концентрация гидросмеси во всасывающем трубопроводе. (8) здесь ρГС, ρВ , ρТ - соответственно плотность гидросмеси, воды и твердого материала. Приняв граничными условиями смену пористости плотного слоя от m0 до m2 = 1- Стр для ρГС = ρРАСЧ , НСЛ = const и учитывая, что (9) (здесь Qy - подача насоса) и зависимости (4.33-4.36), определяем изменение пористости слоя обусловленную вынесением твердого из зоны всасывания: (10) а время, за которое произойдет это изменение: (11) Высота плотного размываемого слоя связана с диаметром камеры подпитки DКП (зоны захвата) для всасывающего устройства типа УВ-5 определяется зависимостью: (12) Расчеты показывают, что при транспортировании горной массы ρТ =1850 кг/м3, исходной пористостью m0 = 0,35, СТР = 0,18...0,22, Qy = 0,04...0,05 м3/сек, продолжительность переходного режима составляет 36 сек. Проверка гипотезы была проведена на полупромышленной экспериментальной установке, оборудованной устройствами для 123

Материалы XIX международной научно-технической конференции

измерения плотности гидросмеси, вакуума на входе насоса и потерь напора на слое твердого материала. Показания приборов синхронно регистрировались на самописцах. Запуск и регулирование подачи углесоса, изменение условий дозирования твердого во всасывающий трубопровод сопровождаются переходными режимами работы. Для решения этих вопросов были проведены экспериментальные исследования характера изменения параметров в переходных режимах работы углесосной станции. При этом были проведены две группы опытов: одна - для исследования характеристик объекта контроля и защиты при наличии слежавшегося слоя твердого материала, другая - для исследования аналогичных характеристик в условиях нарушенного слоя. Во время экспериментов высота слоя твердого материала в зумпфе углесосной станции изменялась от критического (минимального) до максимального расчетного. С учетом масштабов и критериев моделирования охватывался весь диапазон изменения этого параметра в натурных условиях. Фракционный и минералогические составы твердого материала составляющего этот слой, принимался натурным характерным для шахтного гидротранспорта. Управляющим (входным ) воздействием на систему во всех опытах являлось изменение степени открытия регулировочного шибера Sшp. На рис. 1…6 приведены (развернутые при обработке диаграмм самописцев и осциллографа) наиболее характерные эксперименты по исследованию реакции объекта на возмущение Sшp по каналам: относительной плотности гидросмеси ρго ; потерь давления на входном патрубке ΔР2-4; трубопроводе подпитки ΔР1-3; подачи углесоса Qy , рис. 2, а также давления в напорном трубопроводе Рм ( рис.4). Причем запись изменения вакуума и давления дублировалась на светолучевом осциллографе (рис.3, 4, кривые Рм.осц, РВАК.ОСЦ, ). Возмущения наносились в виде: - плавно изменяющейся функции, когда время нанесения возмущения соизмеримо со временем переходного процесса I ( рис. 1а,в) ; - трапециедального возмущения, позволяющего определить импульсные характеристики ( рис.1 г ) ; << Т (рис. 1б,д) позволяющего опреде- единичного скачка лить кривые переходных процессов. Анализ экспериментальных кривых показал, что на амплитуду 124

«Горная энергомеханика и автоматика»

указанных величин и исследуемых процессов большое влияние оказывают параметры слоя твердого материала в зумпфе гидротранспортной установки. Кроме того, экспериментально установлено, что во время переводов углесоса с режима нормального гидротранспортирования по гидросмеси на работу по воде, возникало снижение подачи углесоса Qy на 10-15% от его номинальной. Это, при определенных условиях, может привести к интенсивному осаждению твердого материала В напорном трубопроводе и возникновению в нем гидравлических ударов и даже закупорок. На рис. 1а, в и 3 г области снижения подачи заштрихованы. Такое снижение подачи обусловлено тем, что в момент перевода углесоса на воду сопротивление напорной сети остается прежним из-за движения в ней гидросмеси номинальной плотности. Для предотвращения подобных режимов входное воздействие (открытие регулировочного шибера Sшр) должно производиться по закону, обеспечивающему апериодический или близкий к нему характер изменения подачи углесосной установки. Потери давления на элементах всасывающего устройства ΔР1-3, ΔР2-4 и вакуум РВАК при этом монотонно изменялись до установившихся значений (рис. 1а,в и 3г, участки кривых соответствующие переводу установки на воду Sшр = 100 %). При переводе установки на гидросмесь на элементах всасывающего устройства возникали перепады давления со значительными амплитудами, приводящими в ряде случаев к нарушению нормальных технологических режимов работы станции. Наиболее выражено это проявлялось при работе установки в условиях нарушенного слоя твердого материала с максимальной и критической высотой завала всасывающего устройства и запасе всасывающей способности углесоса ( рис. 2, режим в и рис. 4, режимы д, е), где превышение составило 10-15% от нормального значения. Режим работы установки при переводе на гидросмесь с критическим Нкр слоем твердого материала в зумпфе (рис. 4, режимы д, е) характеризуется колебанием всех параметров, однако потери давления на элементах всасывающего устройства не превышали аварийных. Колебания же плотности гидросмеси вызванные неустойчивой работой дозирующего устройства на этих слоях могут вызвать аварийную обстановку в напорном трубопроводе при регулировании установки по подаче без промывки пульповода. Так как при этом ха125

Материалы XIX международной научно-технической конференции

рактер поступления гидросмеси во всасывнющую систему определяет профиль осаждения твердого материала в напорном трубопроводе, влияющего на процессы взвешивания при регулировании. Поэтому при возникновении подобных режимов система защиты должна ликвидировать (отладить) колебания плотности гидросмеси во всасывающем трубопроводе установки в моменты, предшествующие регулированию по подаче. Это может быть осуществлено ступенчатым изменением сопротивления регулировочной ветви всасывающего устройства. Наиболее тяжелыми условиями для системы защиты являются режим перевода углесоса на гидросмесь приведенный на рис. 2, режим в. В этих условиях возникают значительные амплитуды перепадов давлений, плотности гидросмеси и вакуума, развиваемого углесосом. Причем амплитуда плотности гидросмеси в начальный момент времени при запасе транспортной способности углесоса, превышает на 20…25% ее номинальное значение. При этом возникает опасность перенасыщения трубопровода твердым материалом, что может явиться причиной закупорки. Кроме того, при резком повышения вакуума могут возникать кавитационные режимы в углесосе, например, рис. 1 , режим а. В результате исследовании углесосной станции в переходных режимах определена необходимость ступенчатого характера изменения сопротивления регулирующей ветви, исключающего кавитационный режим и значятельные изменения потерь давления во всасывающей линии. Например, рис. 1, режим в, где даже при отсутствии подпитывающего потока Sшп=0 в результате ступенчатого (на 60% затем на 30% - хода) закрытия регулировочного шибера, вакуум превысил на 2% установившееся значение, плотность гидросмеси - на 5%. Установлено, что время переходного режима по потерям напора во всасывающей линии связано с временем начала нарушения плотного слоя твердого материала и прохождения фронта гидросмеси по напорному трубопроводу. Таr во всех экспериментах нарастание потерь давления в слое ΔР1-2 происходит до тех пор, пока не увеличится плотность гидросмеси ρго во всасывающем трубопроводе, что свидетельствует о начале движения твердого материала в зоне захвата. Время размыва определялось ориентировочно как разность между временем запаздывания появления гидросмеси в трубопроводе и временем закрытия регулировочного шибера . В результате 126

«Горная энергомеханика и автоматика»

время размыва слежавшегося слоя при ходе шибера на 100% составляло 9…13 с ( рис. 2 а ) нарушенного – 5…8с (рис. 1 б, г). После нарушения плотного слоя потери давления в слое снижаются в 3…6 раз. Это обстоятельство должно быть учтено при настройке системы защиты, т.е. при изменении режима работы углесоса, программа подбутовки камеры подпитки блокируется на время равное . Установившееся значение подачи углесоса Qy и давления в напорном трубопроводе Рм наступало через = 30…35 с (рис. 1…4, кривые (Q=f(t)), что также учитывается при настройке значений системы защиты. Сравнение записей значений давления и вакуума на светолучевом осциллографе и записью вакуума на самописце ( рис. 3, 4, кривые Рм.осц, РВАК.ССЦ, РВАК) показало, что динамическое запаздывание самопишущих приборов находится в зоне допустимых погрешностей и сказывается лишь на частотах более 0,6 Гц. Исследуемые процессы имеют более низкие частоты, порядка 0,02…0,06 Гц (исключая процессы, связанные с гидравлическими ударами). Это служит основанием использовать, полученные в результате проведения натурных экспериментов, диаграммы самописцев ЭПИД и ДСР для оценки динамических свойств объекта,

127

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Рисунок 1 – Переходные характеристики узла дозирования: а) слежавшийся слой; б, в, г, д) нарушенный слой

Рисунок 2 – Переходные характеристики при наличии запаса всасывющей способности насоса

128

«Горная энергомеханика и автоматика»

Рисунок 3 – Переходные харакРисунок 4 – Переходные характеристики параметров углесосной теристики углесосной установки установки в условиях полного при малых слоях твердого использования допустимой высоты (близкого к критическому) всасывания Было установлено, что движение гидросмеси начинается через 3...5сек после закрытия регулирующего шибера. А значение плотности гидросмеси стабилизируется через 25...30 сек, то есть можно сделать вывод: принятые допущения позволяют, в первом приближении, определять продолжительность переходных режимов стационарных грунтовых установок, а также потери напора на всасывание грунта. Эти данные могут быть использованы как настроечные параметры при создании САР и в расчетах гидротранспортных установок. Список источников 1. Чиков В.Г. Гидравлическое дозирующее устройство для гидротранспортных установок. – В кн.: “Гидравлическая добыча угля”. М. , “Недра“, 1969, №3(60). 2. Моргунов В.М. Исследование узла дозирования углесосных станций гидрошахт с целью создания системы контроля и опережающей защиты. - Автореф. дис. канд. техн. наук. Донецк, 1978, 18 с. 3.Моргунов В.М. К определению настроечных характеристик всасывающих устройств гидротранспортных установок.- Труды ДонНТУ. Вып. 17 (157), серия горноэлектромеханическая,- Донецк; ДонНТУ, 2009.- с. 208 – 218. © В.М. Моргунов

129

Материалы XIX международной научно-технической конференции

УДК 622. 232. 71

В.М. Моргунов, к.т.н., доцент, С.Е. Степанов, магистр, Донецкий национальный технический университет СИНТЕЗ ПРИНЦИПИАЛЬНОЙ СХЕМЫ АВТОМАТИЗАЦИИ ДОЗИРОВАНИЯ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ Рассмотрены некоторые вопросы дозирования сыпучих материалов, определены задачи и проблемы, возникающие при дозировании сыпучих материалов, дано описание многофункциональной 3D-модели узла автоматизации дозирования, приведен синтез принципиальной схемы автоматизации на базе пневмо- и электропневмоавтоматики

В технике к сыпучим относят материалы, которые допускают транспортирование и хранение навалом. В настоящее время процессы дозирования, упаковки и транспортировки сыпучих материалов занимают одно из ведущих мест в отраслях пищевой, химической, металлургической промышленности, в строительстве и сельском хозяйстве. Важным этапом в транспортно-технологических схемах доставки сыпучих материалов от производителя к потребителю является процесс их расфасовки в различные виды тары. Так как дозирование материалов на производстве неотъемлемо связано с их расфасовкой и транспортировкой, что в свою очередь сопровождается сильным пылевыделением и несет определенную опасность для здоровья человека, возникает необходимость применения автоматических дозирующих и упаковочных линий. Из анализа широко применяемых дозаторов [1,2,3,4] можно сделать вывод, что они, как правило, специфического направления (конкретный материал, конкретная тара и т. д.). В работе предлагается универсальное распределительное устройство, позволяющее объемное дозирование сыпучих материалов с малой степенью изменения насыпной плотности, позволяющее дозирование в тару различного объема. При помощи устройства можно дозировать сыпучий материал из бункера дозами различной массы, например по 1/7 части объема дозатора (при использовании 3-х исполнительных органов). Таким образом, при помощи дозатора можно получить порции от 1/7 до 7/7 от массы загруженного в дозатор материала. Кроме этого, 1/7 часть объема дозатора практически может содержать от нескольких грам-

130

«Горная энергомеханика и автоматика»

мов до нескольких десятков килограммов сыпучего материала, для этого используются дополнительные дозирующие секции (поз. 8). Используя сканер штрих-кодов (поз. 7) в системе автоматического дозирования определяется объем и положение тары, после чего по заданному алгоритму срабатывают те или иные исполнительные механизмы. Модульная схема расфасовочного комплекса представлена на рис. 1

Рисунок 1 – Модульная схема расфасовочного комплекса

Модель узла дозирования и схема шиберных затворов показаны на рис. 2 и 3 соответственно. Узел начинает работу по команде от кнопки «Старт» с фиксатором, при этом запускается привод конвейера (поз. 9). Движущаяся по конвейеру тара имеет разный объем (масса наполняемого материала, например, 1, 2, 3, 4, 5, 6 или 7 кг). После того, как сканер штрихкода (поз. 7) определил объем тары, срабатывает пневматический цилиндр (поз. 5) – устанавливается упор (поз. 15). После получения сигнала с датчика о том, что тара у упора, на привод конвейера поступает сигнал «Стоп», конвейер останавливается, затем срабатывает пневматический цилиндр поз. 1, открывается заслонка (поз. 11) – дозатор (поз. 8) наполняется сыпучим материалом, до тех пор, пока не сработает датчик заполнения дозатора. После заполнения дозатора сыпучим материалом исполнительный механизм (поз. 1) возвращается в исходное положение. Затем срабатывают исполнительные механизмы поз. 2, 3 и 4 или 4 (в зависимости от объема тары), открывая при этом заслонки поз. 12, 13 и 14 или 14 соответственно – происходит заполнение тары дозируемым материалом, после чего исполнительные механизмы возвращаются в исходное положение. 131

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Одновременно с заполнением тары срабатывает пневматический цилиндр (поз. 6) и осуществляет 3 «удара» по заполненной таре, осуществляя распределение по площади тары и уплотнение дозируемого материала. После заполнения тары сыпучим материалом штоки пневматических цилиндров поз. 2, 3 и 4 или 4 возвращаются в исходное положение, одновременно с этим убирается упор, закрепленный на исполнительном механизме поз. 5, и заканчивает свою работу исполнительный механизм поз. 6. После выполнения описанного цикла, на привод конвейера поступает сигнал «Старт» и описанный процесс повторяется.

Рисунок 2 – 3D -модель узла дозирования строительных смесей

132

«Горная энергомеханика и автоматика»

Рисунок 3 – Схема шиберных задвижек дозатора Таблица 1 – Коды сканера штрих-кода и состояние загрузочных шиберов Двоичная ровка 001 010 100 101 110 011 111

коди-

Пневмоцилиндры 2 3 (2/7) 4 (1/7)  –  – – –  –  –    

Объем дозато(4/7) ра – –    – 

1/7 2/7 4/7 5/7 6/7 3/7 7/7

Выбор и назначение оборудования узла дозирования В схеме используется 6 пневматических цилиндров: первый цилиндр (поз. 1) служит для открытия-закрытия шиберной заслонки (поз. 11) и последующего заполнения дозатора (поз. 8) сыпучим материалом; второй цилиндр (поз. 2) служит для открытия-закрытия 133

Материалы XIX международной научно-технической конференции

шиберной заслонки (поз. 12) при дозировании 1/7, 3/7, 5/7 и 7/7 частей объема дозатора; третий цилиндр (поз. 3) служит для открытиязакрытия шиберной заслонки (поз. 13) при дозировании 2/7, 3/7, 6/7 и 7/7 частей объема дозатора; четвертый цилиндр (поз. 4) служит для открытия-закрытия шиберной заслонки (поз. 14) при дозировании 4/7, 5/7, 6/7 и 7/7 частей объема дозатора; пятый цилиндр (поз. 5) необходим для установки упора (поз. 15) для тары; шестой цилиндр (поз. 6) необходим для ударного воздействия на тару с целью предотвратить образование горки сыпучего материала в таре. Основное действие пневматических цилиндров (поз. 1, 2, 3, 4) – открытие шиберных задвижек. Начальное положение этих исполнительных механизмов – шток выдвинут, задвижки закрыты. Исходя из требований к надежности и герметичности узла дозирования, целесообразно использовать в качестве функциональных модулей пневматические цилиндры одностороннего действия с пружиной в бесштоковой полости. Для управления цилиндрами одностороннего действия выбираны 3/2 бистабильный распределитель с электропневматическим управлением. Контроль выполнения цилиндрами основного действия, а также контроль возврата цилиндра в исходное положение, исходя из условий компактности и надежности, осуществляется при помощи герконовых концевых выключателей. Структурный синтез узла автоматизации процесса дозирования Исходя из требуемой последовательности действий устройств составляется логическая цепочка работы системы для разных, объемов (масс, например до 7 килограммов): t 625; n 3 6 t 635; 2кг: 5 1  1  3  6 n 3 6 t 6  2,3  5 ; 3 кг: 5  1  1  2,3  6 n 3 6 t 645; 4кг: 5 1  1  4  6 n 3 6 1 кг: 5 1  1  2  6

134

«Горная энергомеханика и автоматика»

t 6  2,4  5 ; n 3 6 t 6  3, 4  5 ; 6кг: 5  1  1  3,4  6 n 3 6 t 6  2, 3, 4  5 . 7кг: 5  1  1  2,3,4  6 n 3 6 5кг: 5 1  1  2,4  6

Время t означает, что между выполнением основного действия и возвратом штока пневмоцилиндра в исходное положение необходим запас времени; 1, 2, 3, 4, 5 – шток цилиндра совершает основное действие; – шток цилиндра возвращается в исходное положение. Согласно циклам работы устройств составляются функциональные графы процесса, наносятся линии неопределенности (штриховая линия) и добавляются элементы памяти. В соответствии с функциональными циклическими графами по известным правилам записываются логические уравнения, в которых

Хi , X

i – сигналы с электрон-

Y ,Y ных датчиков – герконов, а i i – управляющие сигналы, которые

приходят на соленоиды электропневматических распределителей. Логические уравнения для автоматизации процесса дозирования сыпучих материалов объемами от 1/7 до 7/7 общего объема дозатора получены в результате анализа циклического функционального графа рис. 4, а также с учетом табл. 1. Рисунок 4 – Циклический функциональный граф процесса дозирования

135

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Y  Start  X  X ; 1 0 9 Y  X ; 9 1

Y (Y , Y )  X  X ; 2 3 4 1 9 Y (Y , Y )  X  X ; 2 3 4 6 8

Y  X  СШ ; 5 0 Y  X ( X , X )  X  X ; 5 8 0 2 3 4

Y  X ( X , X )  X ; 6 2 3 4 9 Y  X . 6 9

Также необходимо составить уравнения для элементов памяти: Y  X  X ; 5 0 8 Y  X ; 6 8

Y  X  ДЗ; 9 1 Y  X . 6 9

Анализируя циклический функциональный граф (рис. 4), отмечаем, что процесс дозирования состоит из двух частей. Первая, транспортирование заполненной и подача очередной тары и зону дозирования, заполнение материалом дозатора; вторая, распознавание типа тары и дозирование определенной части материала из дозатора, которые связаны только через дешифратор, передающий сигналы на управляющую аппаратуру дозатора, на который поступают соответствующие сигналы от датчика сканера штрих-кода. В результате, для универсальности применения системы в условиях производства, были реализованы пневматическая (рис. 5) и релейно-контактная (рис. 6) схемы для первой части технологического процесса. На схемах представлены три функциональных модуля: первый пневмоцилиндр – управление задвижкой 11, пятый пневмоцилиндр – установка барьера 15, шестой пневмоцилиндр – осуществление ударных воздействий.

136

«Горная энергомеханика и автоматика»

Рисунок 5 – Пневматическая схема для реализации первой части технологического процесса 137

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Рисунок 6 – Релейно-контактная схема для реализации первой части технологического процесса

Рисунок 7 – Релейно-контактная схема для реализации второй части технологического процесса

138

«Горная энергомеханика и автоматика»

Функциональная работоспособность схем проверена машинным моделированием с использованием программы FluidSim немецкой фирмы Фесто. Список источников

1. 2.

Рогинский Г.А. Дозирование сыпучих материалов. М., Химия, 1978. – 176 с. Шубин И.Н., Свиридов М.М., Таров В.П. Технологические машины и оборудование. Сыпучие материалы и их свойства: Учеб. пособие. Тамбов: Изд-во Тамб. гос. техн. ун-та, 2005. 76 с. 3. Автоматизация [Электронный ресурс]. Режим доступа: https://ru.wikipedia.org/wiki/Автоматизация 4. Дозатор [Электронный ресурс]. Режим доступа: https://ru.wikipedia.org/wiki/Дозатор 5. Угол естественного откоса [Электронный ресурс]. Режим доступа: https://ru.wikipedia.org/wiki/Угол_естественного_откоса 6. Пашков Е. В. Промышленные мехатронные системы на основе пневмопривода: Учеб. Пособие / Е. В. Пашков, Ю. А. Осинский. – Севастополь: Изд-во СевНТУ, 2007. – 401 с. ил. © В.М. Моргунов, С.Е. Степанов, 2019

139

Материалы XIX международной научно-технической конференции

СОДЕРЖАНИЕ

А.П. Кононенко, Р.И. Божко рациональная область применения нагнетательных эрлифтных установок с воздухоструйными компрессорами …...................................... 2 Kliaguine G.S., Sydorov V.A., Sydorova E.V. Formation des étudiants en master sur des méthodes et techniques d'utilisation de dispositifs optiques électroniques pour enregistrer et mesurer le rayonnement thermique ……………………………………. 10 Д. В. Юров, А. В. Болтнева, С. В. Соленый Комплексная система диагностического мониторинга подстанции ..19 Д.А. Власенко, Э.П. Левченко Математическое моделирование процесса транспортировки и загрузки сырья в молотковую дробилку ……………………………………..25 О.К. Маренич Коммутация обмоток трансформатора шахтной подстанции как способ автоматической корректировки напряжения питания энергоёмкого потребителя ………………………………………………………… 31 В.Б. Малеев, Н.И. Скорынин, А.А. Кудрявцев Автоматическое управление эрлифтным подъёмом твёрдых полезных ископаемых со дна водоёмов …………………………………….…. 39 Е.Л. Игнаткина Исследование влияния динамических нагрузкок на крепь горных выработок при торможении шахтных монорельсовых подвесных дорог …………………………………………………………………… 50 Т.П. Мищенко, А.Я. Грудачев Методы и средства контроля скорости проскальзывания ленты шахтного конвейера ………………………………………………………….55 В.П. Овсянников, М.В. Оверко, Р.Р. Деревенко Усовершенствованный метод защиты от гидравлических ударов ….61

140

«Горная энергомеханика и автоматика»

Геммерлинг О.А. Влияние влажности разрушенного угля на изменение силы удара импульсной струи жидкости …………………………………………….. 68 О.Е. Шабаев, П.П. Зинченко, А.А. Волобуев Влияние ширины захвата шнекового исполнительного органа комбайна на эффективность процесса погрузки ………………………....73 Е.Н. Бойко, Н.В. Захаров Особенности формирования гранулометрического состава угля при разрушении пластов сложного строения …………………………… 78 Е.Н. Бойко Формирование усилий на остром резце при разрушении пласта сложной структуры ………………………………………………………….87 Е.Н. Бойко Формирование силового параметра на рабочем органе комбайна ….98 И.К. Локтионов, Е.Е. Корытченкова, А.А. Чепига Разработка нейросетевого наблюдателя угловой скорости ротора в электроприводе по схеме ТРН-АД………………………………….113 В.М. Моргунов Определение времени переходного процесса в зоне всасывания твердого материала стационарных гидротранспортных установок ……120 В.М. Моргунов, С.Е. Степанов Синтез принципиальной схемы автоматизации дозирования сыпучих материалов ……………………………………………………………130 Содержание ............................................................................................ 140

141

Материалы XIX международной научно-технической конференции

Горная энергомеханика и автоматика: материалы XІX Международной научно-технической конференции, посвященной 90-летию кафедры «Энергомеханические системы» 22-24 октября 2019г., Донецк Ответственный за выпуск: докт. техн. наук, проф. А.П. Кононенко Компьютерный набор, верстка и оформление: канд. техн. наук, доц. О.А. Геммерлинг Адрес редакционной коллегии: г. Донецк, ул. Артема 58, ДонНТУ, каф. «Энергомеханические системы». Подготовлено в печать: г. Донецк, ул. Артема 58, ДонНТУ, 1-ый учебный корпус, ауд. 1.119, тел. (062) 301-07-24 E-mail: ems@fimm.donntu.org

142