Вестник Донецкого национального технического университета, 2020, №3 (21) by Донецкий политехник (Донецкий национальный технический университет)

НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

Донецкого национального технического университета

Международный научно-технический журнал «Вестник Донецкого национального технического университета» Свидетельство о регистрации СМИ ААА №000133, выдано 27.05.2017 г. Приказ МОН ДНР № 1144 от 07.11.2017 г. о включении в перечень рецензируемых научных изданий ВАК ДНР Лицензионный договор с РИНЦ № 425-07/2016 от 14.07.2016 г.

Периодичность – 4 раза в год

Научные направления: 05.02 Машиностроение и машиноведение; 05.05 Транспортное, горное и строительное машиностроение; 05.09 Электротехника; 05.16 Металлургия и материаловедение; 05.17 Химическая технология. Подробная информация - http://vestnik.donntu.org

Международный сборник научных трудов «Прогрессивные технологии и системы машиностроения» Свидетельство о регистрации СМИ ААА №000125 от 20 апреля 2017 г. (сетевое издание) Свидетельство о регистрации СМИ ААА №000147 от 20 июня 2017 г. (печатное издание) Приказ МОН ДНР №744 от 24.07.2017 г. о включении в перечень рецензируемых научных изданий ВАК ДНР Лицензионный договор с РИНЦ № 177-04/2013 от 12.04. 2013 г.

Периодичность – 4 раза в год

Научные направления: 05.02 Машиностроение и машиноведение. Подробная информация - http://ptsm.donntu.org

Научный журнал «Культура и цивилизация (Донецк)» Свидетельство о регистрации СМИ ААА №000143 от 20.06.2017 г. Приказ МОН ДНР №1134 от 01.11.2016 г. о включении в перечень рецензируемых научных изданий ВАК ДНР Лицензионный договор с РИНЦ № 425-07/2016 от 14.07.2016 г.

Периодичность – 4 раза в год

Научные направления: 09.00 Философские науки; 23.00 Политология. Подробная информация - http://cic.sgi.donntu.org

ВЕСТНИК ДОННТУ

№3(21)’2020

международный научно-технический журнал Учредитель и издатель: Главный редактор Маренич К.Н. (д.т.н., проф.)* Зам. главного редактора Булгаков Ю.Ф. (д.т.н., проф.)* Редакционный совет: Артюх В. Г. (д.т.н., проф.) Беломеря Н.И. (к.т.н., доц.)* Бершадский И.А. (д.т.н., проф.)* Бирюков А.Б. (д.т.н., проф.)* Бутузова Л.Ф. (д.х.н., проф.)* Горбатко С.В. (к.т.н., доц.)* Горбатюк С. М. (д.т.н., проф.)* Дедовец И.Г. (к.т.н., доц.)* Еронько C.П. (д.т.н., проф.)* Захаров Н.И. (д.т.н., доц.)* Ковалев А.П. (д.т.н., проф.)* Кожевникова И.А. (д.т.н., доц.) Кондрахин В.П. (д.т.н., проф.)* Кононенко А.П. (д.т.н., проф.)* Куренный Э.Г. (д.т.н., проф.)* Сотников А.Л. (д.т.н., доц.)* Ченцов Н.А. (д.т.н., доц.)* Шабаев О.Е. (д.т.н., проф.)* Шаповалов В.В. (д.х.н., проф.)* Яковченко А.В. (д.т.н., проф.)* * - штатные сотрудники учредителя Адрес: 28301, г. Донецк, ул. Артема, 58 Телефон +380 (62) 301-07-89 Эл. почта: vestnikdonntu@gmail.com Интернет: vestnik.donntu.org Вестник ДонНТУ 2020. №3(21) ISSN 2518-1653 (online) Издается с января 2016 г. Периодичность издания: 4 раза в год Свидетельство о государственной регистрации Серия ААА № 000133 от 27.05.2017 За содержание статей и их оригинальность несут ответственность авторы. Мнение редакции может не совпадать с мнением авторов. За содержание рекламных материалов ответственность несет рекламодатель. Подписано к печати по решению Ученого Совета ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» Протокол №4 от 30.10.2020 Формат 60×841/8. Заказ 1020. Изд-во «Донецкая политехника», 2020

ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» (Донецк)

СОДЕРЖАНИЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ Д.А. Власенко Уточненная методика определения энергосиловых параметров процесса измельчения в валковых дробилках ....................................................

ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ Л.Н. Козыряцкий, Ф.Л. Шевченко, Р.И. Божко Перемещение вертикального трубопровода при различных режимах движения плавстредства, предназначенного для добычи полезных ископаемых со дна мирового океана ................................................... 10 А.П. Кононенко, В.А. Панов Обоснование энергетической целесообразности пульсирующей подачи рабочего потока в газоструйном компрессоре .............. 17 И.В. Косарев, Г.В. Андреев, А.И. Ильин Анализ работы угледобывающих предприятий Донецкой Народной Республики и направления повышения эффективности их работы..................................................................................... 25 О.Е. Шабаев, А.Ю. Довгань Влияние позиционирования проходческого комбайна КСП-35 в проходческом забое на эффективность его функционирования..................... 35 О.Е. Шабаев, В.Г. Нечепаев, П.П. Зинченко Методика выбора параметров очистных комбайнов со шнеками малых диаметров применительно к заданным горно-геологическим условиям ......................................................... 43

МЕТАЛЛУРГИЯ И МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ И.М. Мищенко, А.В. Кузин, Н.Н. Коробкин, А.В. Полохин, В.Ф. Кузьменко, А.В. Кнышенко, И.Ф. Русанов Опыт утилизации вторичных ресурсов черной металлургии в агломерационном производстве предприятий Донбасса ................................ 51

ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ В.В. Шаповалов, С.В. Горбатко, Т.В. Шаповалова, Д.А. Козырь К вопросу о механизме выделения гидроксида алюминия из растворов алюмината натрия и его реализации в технологическом процессе ................... 61 В.Н. Шевкопляс, Л.Ф. Бутузова, Г.Н. Бутузов Оценка термоустойчивости твердых топлив по данным дериватографии и пиролиза .............................................................. 69

ИНФОРМАЦИЯ Требования к статьям, направляемым в редакцию ............................................ 77

Информация об издании

– На страницах журнала публикуются научные статьи фундаментального и прикладного характера, информация о конференциях, семинарах и выставках; освещается деятельность ведущих научно-исследовательских и проектных институтов, промышленных предприятий и коммерческих организаций, технопарков. – Журнал оказывает информационную поддержку в продвижении на рынок конкурентоспособной наукоемкой продукции, проектов, научнотехнических разработок и высоких технологий в различных областях промышленности. – Журнал распространяется бесплатно в эл. виде посредством сети Интернет; принимает участие в научных конференциях и выставках. – Журнал включен в Российский индекс научного цитирования (РИНЦ). Интернет: elibrary.ru – Журнал включен в перечень рецензируемых научных изданий Высшей аттестационной комиссии (ВАК) ДНР. Интернет: vak.mondnr.ru – Редакция журнала принимает к публикации и осуществляет рецензирование рукописей статей по химическим и техническим наукам и следующим группам специальностей: 05.02 – Машиностроение и машиноведение; 05.05 – Транспортное, горное и строительное машиностроение; 05.09 – Электротехника; 05.16 – Металлургия и материаловедение; 05.17 – Химическая технология.

VESTNIK DONNTU

№3(21)’2020

international scientific-technical journal Founder and publisher

Donetsk National Technical University (Donetsk)

Editor-in-chief Marenych K.N. (Dr. Sci. (Eng.), Prof.)*

Deputy Editor-in-chief

CONTENTS

Bulgakov Y.F. (Dr. Sci. (Eng.), Prof.)*

Editorial council: Artyukh V. G. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.) Belomerya N. I. (Cand. Sci. /Eng./, Assoc. Prof.)* Bershadsky I. A. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.)* Biryukov A.B. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.)* Butuzova L.F. (Dr. Sci. (Chem.), Prof.)* Gorbatko S. V. (Cand. Sci. /Eng./, Assoc. Prof.)* Gorbatyuk S. M. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.) Dedovets I.G. (Cand. Sci. /Eng./, Assoc. Prof.)* Eron'ko S.P. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.)* Zaharov N. I. (Dr. Sci. /Eng./, Assoc. Prof.)* Kovalev A.P. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.)* Kozhevnikova I. A. (Dr. Sci. /Eng./, Assoc. Prof.) Kondrahin V.P. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.)* Kononenko A.P. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.)* Kurennyiy E. G. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.)* Sotnikov A.L. (Dr. Sci. (Eng.), Assoc. Prof.)* Chentsov N. A. (Dr. Sci. /Eng./, Assoc. Prof.)* Shabayev O.E. (Dr. Sci. /Eng./, Prof.)* Shapovalov V.V. (Dr. Sci. /Chem./, Prof.)* Yakovchenko A.V. (Dr. Sci. /Chem./, Prof.)*

* - staff members of the founder Address: 283001, Donetsk, 58, Artema St. Phone +380 (62) 301-07-89 E-mail: vestnikdonntu@gmail.com Internet: vestnik.donntu.org Vestnik DonNTU 2020. No.3(21) ISSN 2518-1653 (online) Published since January, 2016 Publication frequency: 4 times a year Certificate of State Registration Series AAA No. 000133 dated 27.05.2017 The content and originality of the articles is the author’s responsibility. The editorial opinion may not necessarily represent the views of the authors. The content of advertising material is the advertiser’s responsibility. Subscribed to print on the recommendation of the Academic Council Donetsk National Technical University Protocol No.4 dated 30.10.2020 1/8

Format 60×84 . Order 1020 Publishing house “Donetsk Polytechnic", 2020

ENGINEERING AND ENGINEERING SCIENCE D.А. Vlasenko Refined method for determining energy-power parameters of the crushing process in roll crushers ....................................................................

TRANSPORT, MINING AND CONSTRUCTION ENGINEERING L.N. Kozyryatsky, F.L. Shevchenko , R.I. Bozhko Displacement of the vertical pipeline under various modes of movement of a watercraft intended for mining from the bottom of the World Ocean ........................................................................ 10 А.P. Kononenko, V.А. Panov Substantiation of the energy expediency of pulsating supply of the working flow in a gas jet compressor ............................................................. 17 I.V. Kosarev, G.V. Andrieiev, A.I. Ilin Analysis of the work of coal mining enterprises of Donetsk People's Republic and ways to improve their efficiency ......................... 25 O.E. Shabaev, A.Yu. Dovgan Positioning influence of the KSP-35 roadheader in the tunnelling face on the effectiveness of its functioning ...................................................................... 35 O.E. Shabaev, V.G. Nechepaev, P.P. Zinchenko Method for selecting parameters of cleaning combines with small-diameter augers in relation to the specified mining and geological conditions ......................................................................................... 43

METALLURGY AND MATERIALS SCIENCE I.M. Mishchenko, A.V. Kuzin, N.N. Korobkin, A.V. Polokhin, V.F. Kuz`menko, A.N. Knyshenko, I.F. Rusanov Experience in utilisation of secondary resources of ferrous metallurgy in the sinter production of Donbas enterprises ....................................... 51

CHEMICAL TECHNOLOGY V.V. Shapovalov, S.V. Gorbatko, T.V. Shapovalova, D.А. Kozyr On the mechanism of aluminum hydroxide extraction from solutions of sodium aluminates and its implementation in technological processes ............... 61 V.N. Shevkoplyas, L.F. Butuzova, G.N. Butuzov Evaluation of thermal stability of solid fuels according to derivatography and pyrolysis ............................................................................... 69

INFORMATION Requirements for the papers submitted to the Editorial office .................................. 77

Publication Information

– The journal publishes research papers of fundamental and applied nature, information on conferences, seminars and exhibitions. It covers the activities of the leading research and design institutes, industrial and commercial companies and technology parks. – The journal provides information support for the marketing of competitive high-tech products, projects, scientific and technical developments and high technologies in various fields of industry. – The journal is distributed free of charge in electronic format via the Internet. It provides informational support and participates in International scientific conferences and exhibitions. – The journal is included into the Russian Index of Science Citation (RISC). Internet: elibrary.ru – The journal is included in the list of peer-reviewed scientific publications of the Higher Attestation Commission (VAK) of the DPR. Internet: vak.mondnr.ru – The editorial accepts for publication and reviews manuscripts on chemical and technical sciences, and the following groups of specialties: 05.02 – Engineering and engineering science; 05.05 – Transport, mining and construction engineering; 05.09 – Electrical engineering; 05.16 – Metallurgy and materials science; 05.17 – Chemical technology.



МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ

УДК 621(3.016+926.323) Д.А. Власенко /к.т.н./ ГОУ ВО ЛНР «Донбасский государственный технический институт» (Алчевск)

УТОЧНЕННАЯ МЕТОДИКА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЭНЕРГОСИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ В ВАЛКОВЫХ ДРОБИЛКАХ Предложена уточненная методика расчета энергосиловых параметров процесса дробления материала в валковой дробилке с гладкой рабочей поверхностью бандажей. С помощью формулы Ньютона-Лейбница обоснована зависимость усилия дробления с учетом функции распределения материала по рабочей поверхности бандажа валка на дуге захвата. На основании теоремы Пуансо определено усилие, воспринимаемое подшипниковыми опорами валка. Предложены зависимости моментов сопротивления от сил трения, возникающих при дроблении материала и в подшипниковых опорах, а также требуемой мощности привода валковой дробилки при установившемся режиме работы дробилки. Ключевые слова: дробление, валковая дробилка, усилие дробления, момент сопротивления, крутящий момент, мощность привода. Постановка проблемы Валковые дробилки с гладкими валками различных конструкций и типов [1…3] применяются для мелкого дробления материалов, которое обеспечивается за счет наложения на дробимый кусок сжимающих усилий, возникающих между рабочими поверхностями бандажей валков, вращающихся в разных направлениях [3…5]. В условиях металлургических предприятий дробилки данного типа применяются для измельчения твердого топлива, используемого в агломерационном процессе [4,5]. В то же время качество фракционной подготовки каменных углей и кокса оказывает существенное влияние на его удельный расход в процессе спекания, производительность процесса агломерации, качество готового агломерата и вредные выбросы в атмосферу [4…6]. Четырехвалковые дробилки, наиболее часто используемые в металлургии, в достаточной степени соответствуют требованиям, предъявляемым технологическим процессам в условиях подготовки сырья в агломерационном процессе [1,5]. Однако процессы дробления являются весьма энергоемкими и сопряжены со значительным износом рабочих органов дробилок [4], поэтому изучение самого процесса измельчения и анализ его показателей с целью повышения технико-экономических показателей дробильных машин является весьма актуальным и существенно влияет на технологический процесс агломерации шихтовых материалов в металлургии. 3(21)'2020

Анализ последних исследований и публикаций Технико-экономическая эффективность работы любого оборудования зависит от многих показателей, основными из которых являются его энергосиловые параметры. Для дробильноизмельчительного оборудования это усилие дробления, возникающее при деформации материала в процессе измельчения, крутящий момент, зависящий от момента сопротивления, и мощность привода дробильной машины, необходимые для обеспечения ее устойчивой работы. Ранее весьма детально затрагивался вопрос определения энергосиловых показателей валковых дробилок. В данном направлении проводилось большое количество исследований, отображенных в следующих научных работах [2,3,5…11]. При этом часть из них [2,3,5] носят эмпирический характер и не учитывают конструктивные и технологические особенности дробилки и процесса дробления, реализуемого в ней. В других [6…8] не учитывается усилие дробления при расчете момента сопротивления в подшипниковых опорах. В работах [9…11] пренебрегается условие распределения дробимого продукта по рабочей поверхности бандажа валка. Исходя из вышесказанного, предложенные зависимости не позволяют с высокой степенью точности определить энергосиловые параметры процесса дробления материала валковыми дробилками, что, в свою очередь, не дает возможности рационально использовать конструктивные и технико-технологические параметры отдельных узлов и механизмов дробильной машины.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

ВЕСТНИК ДонНТУ                                                                  

Цель (задачи) исследования Задачей данного исследования является математическое моделирование и определение основных энергосиловых параметров процесса дробления каменно-рудных материалов в валковой дробилке с гладкими валками аналитическим методом: усилия измельчения с учетом функции распределения материала по рабочей поверхности валков на дуге захвата, определение нормальных реакций в подшипниковых опорах валка с учетом усилий дробления, трения материала по бандажу и веса валка, а также требуемого крутящего момента и мощности привода дробилки. Основной материал исследования Четырехвалковые дробилки с гладкими валками, получившие наибольшее распространение в металлургической промышленности для фракционной подготовки твердого топлива в условиях агломерационного производства, по конструкции представляют собой две пары рабочих валков, расположенных одна над другой [4,10]. Каждая пара валков отдельно приводится во вращение через редуктор за счет передачи крутящего момента, создаваемого электродвигателем [10,11]. Величина крутящего момента при дроблении непосредственно влияет на мощность двигателя привода, а крутящий момент, в свою очередь, зависит от момента сопротивления, включающего в себя момент от сил трения материала по поверхности бандажа валка и момент сопротивления в подшипниковых опорах.

Для определения всех параметров, в первую очередь, необходимо определить усилие, действующее на поверхность бандажа в процессе дробления материала в рабочей зоне валков. Клушанцевым Б.В. в работе [10] предложена аналитическая формула суммарного усилия, возникающего при измельчении определенного объема материала между валками с радиусом рабочей поверхности Rв и действующего на их поверхность, зависящего от предела прочности дробимого материала σсж, длины дуги захвата материала валками lд (определяется углом захвата материала валками α1 [10…12] (lд=Rвα1), а также длины (ширины рабочей поверхности) бандажа валков Lв: Fдр  σ сжlд Lв k разр ,

(1)

где kразр – коэффициент разрыхленности, учитывающий плотность (заполненность) потока дробленого материала, выходящего из дробилки (для прочных материалов kразр=0,2…0,3, для влажных вязких – kразр=0,5…0,6). Данная формула применяется для определения усилия дробления в валковой дробилке, но, к сожалению, в ней площадь поверхности контактного взаимодействия массива материала с поверхностью бандажа на длине углового сектора дуги захвата является величиной постоянной. В действительности же она изменяется при перемещении материала в рабочей зоне валков 1 в секторе от точки D захвата куска материала 2 к точке Е выгрузки его после измельчения (рис. 1).

Рис. 1. Расчетная схема условий контактного взаимодействия материала с поверхностью бандажей в процессе измельчения в валковой дробилке 4

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



Контактная площадь определяется пропускной способностью дробилки по готовому продукту, зависящей от величины межвалкового расстояния b [12], рабочей ширины бандажа Враб (из схемы на рис. 2 следует, что Враб=Вв–2Вз), а также от скорости вращения валков дробилки. При этом объем в любом угловом секторе поверхности бандажей условно остается постоянным, то есть обеспечивается закономерность сохранения количества масс и вещества в рассматриваемой замкнутой системе рабочего пространства валков дробильной машины. Для определения уточненного значения усилия дробления необходимо знать закономерность распределения контактных напряжений по дуге захвата. Выделим очаг деформации, ограниченный цилиндрическими поверхностями бандажей и двумя плоскостями, перпендикулярными направлению движения материала к зоне выгрузки и расположенными на бесконечно малом расстоянии dlд. В этом случае ширина элементарной площадки контакта материала с рабочей поверхностью бандажа Вк будет определяться как отношение элементарного объема материала между валками на элементарной дуге захвата в точке Е выгрузки из дробилки (dVк=dlдbBраб) к расстоянию между дробящими поверхностями бандажей в плоскости, перпендикулярной вектору движения материала (определяется из треугольника DCE (рис. 1) относительно текущего значения угла α1 как α lc  4 Rв sin 2 1  b ): 2 Вк 

bB раб . α 4 Rв sin 2 1  b 2

(2)

В данном случае форма поверхности контакта материала с поверхностью бандажей будет выглядеть следующим образом (рис. 2). С использованием свойства аддитивности площадей (формула Ньютона-Лейбница), интегрируемых на одном и том же отрезке функции [13], контактная площадь материала с рабочей поверхностью бандажей находится как определенный интеграл от зависимости ширины элементарной площадки на длине дуги захвата очага деформации:

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ

ющим образом:   α  b4 R  b    2σ сж k разр bBк Rarctg tg 1   2  b   . (4) Fдр  b4 R  b 

Для сравнительного анализа результатов определения усилий дробления, возникающих в рабочем пространстве валковой дробильной машины, представлены графики зависимостей (1) и (4) (рис. 3а, б) при следующих техникотехнологических параметрах: радиус рабочей поверхности валков Rв=0,45 м, предел прочности дробимого материала σсж=10 МПа, угол захвата материала валками α1=0,05…0,464 рад (при коэффициентах трения различных марок углей и металлургического кокса по стали μ=0,05…0,5 [12]), ширина рабочей поверхности бандажа валков Вк=0,7 м, межвалковое расстояние b=0,005 м (использовались условия процесса измельчения твердого топлива в дробилке ДЧГ 900×700). При этом коэффициент разрыхленности дробимого материала принимался равным kразр=0,2 (соответственно рекомендациям [10]). Из анализа графиков видно, что результаты определения усилия дробления, полученные по зависимости, предложенной в исследованиях Клушанцева Б.В., и с помощью уточненной методики, рассматриваемой в данной статье, отличаются в 1,2…3,5 раза в зависимости от коэффициента трения дробимого материала по стали. Для определения мощности двигателя в первую очередь необходимо определить значение крутящего момента на валу приводного валка, требуемого для обеспечения его вращательного движения. Формула для определения крутящего момента будет включать в себя две основные величины: момент, необходимый для преодоления сил трения поверхности бандажа о материал, находящийся в рабочем пространстве дробилки в секторе дуги захвата Мс.тр., и момент, возникающий от сил трения в подшипниковых опорах Мс.тр..

  α  b4 R  b    2bRBк arctg tg 1   2  b   . (3) Sк   Rв Bк dα  b4 R  b  0 α1

С учетом выражений (1), (3) зависимость для определения усилия дробления выглядит следу3(21)'2020

Рис. 2. Схема распределения массива материала по рабочей поверхности бандажа валка на дуге захвата

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

В данном случае сумма проекций сил на оси x и y:

Рис. 3. Графические зависимости усилия дробления материала в валковой дробилке от коэффициента трения, определенные с помощью: а – зависимости (1); б – зависимости (4) Рассмотрим систему, представленную на схеме (рис. 4), в которой действуют следующие внешние силы: усилие дробления Fдр, сила трения поверхности валка о дробимый материал Fтр и сила тяжести валка Fт.в. массой mв. На основании теоремы Пуансо [14] представляем систему (рис. 4) в виде сил, сосредоточенных в точке О – оси вращения валка (рис. 5а), и момента от силы трения, определяемого как Мс.тр.= FтрRв. Затем находим их проекции на оси x и y и определяем результирующую реакцию от действия внешних сил в подшипнике (рис. 5б).

Fx  Fтр sin α к .ср.  Fдр cosα к .ср. ,

(5)

Fy  Fт.в.  Fтр cos α к .ср.  Fдр sin α к .ср. ,

(6)

где αк.ср. – угол, характеризующий точку приложения равнодействующей силы от суммарного давления в процессе деформации и разрушения материала валками (условный центр тяжести поверхности контакта), определяемый с использованием стандартных численных методов: α1

α к .ср. 

 αRв Bк dα 0

Sк

(7)

Результирующая радиальная реакция в подшипниковой опоре определяется из параллелограмма проекций сил FΣx и FΣy (с учетом того, что Fт.в.=mвg, а Fтр=µFдр):

 



F  Fдр2 μ 2  1  gmв 





 gmв  2 Fдр sin α к.ср.  μ cos α к .ср.



1 2

(8)

где µ – коэффициент трения материала валка о дробимый материал.

Рис. 4. Система внешних сил, действующих на валок дробилки

а б Рис. 5. Расчетные схемы для определения радиальной реакции в подшипнике валка от действия внешних сил: а – схема переноса сил на ось вращения валка; б – схема для определения результирующей реакции 6

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



На следующем этапе определяем момент сопротивления в подшипниковой опоре валковой дробилки по методике, предложенной в работах [15,16]. Для двухрядных роликовых радиальных сферических самоустанавливающихся подшипников, работающих с незначительными (по сравнению с радиальными) осевыми нагрузками при использовании пластичных смазочных материалов, формула для определения момента сопротивления выглядит следующим образом:



М тр.п.  2 K s1d sβ  K s 2  FΣ0 ,31Y3d п2 ,3   nоб ν 

0 ,6



 S1d 0п, 25μ sl F1,33 ,

(9)

где Ks1 – константа, зависящая от типа подшипника [15]; ds – диаметр сопротивления поверхности уплотнения, мм; β – показатель, зависящий от типа подшипника и уплотнения [15]; Ks2 – константа, зависящая от типа подшипника и уплотнения [15]; Y3 – геометрическая константа моментов трения качения [15]; dn – диаметр тел качения подшипника, мм; nоб – число оборотов подшипника (валка дробилки) в минуту, об/мин; ν – кинематическая вязкость смазочного материала при рабочей температуре (для пластичной смазки величина вязкости базового масла), мм2/с; S1 – геометрическая константа момента трения скольжения [15]; µsl – коэффициент трения скольжения в условиях образования полноценной смазочной пленки [15]. Мощность двигателя привода дробилки определяется по общеизвестной зависимости:

Wдв 

M крω ηпр





πnоб M с.тр.  М тр.п. 30η пр

,

(10)

где ω – угловая скорость вращения валков; ηпр – коэффициент полезного действия привода дробилки [17]. На рис. 6 представлены графики зависимостей потребной мощности двигателя привода нижних валков дробилки ДЧГ 900×700 [10, 12] с представленными выше технико-технологическими параметрами (при этом для расчета момента сопротивления Мтр.п. использовались параметры подшипников 3534 ГОСТ 520-2011, смазывание которых обеспечивается в промышленных условиях пластичной индустриальной смазкой ИП-1 ГОСТ 3257-53 с кинематической вязкостью при минимальной для условий эксплуатации дробилки в неотапливаемых помещениях температуре 0 °С – 150 мм2/с). В данный момент в условиях участка подготовки шихты агломерационного цеха Филиала 3(21)'2020

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ

№ 12 ЗАО «Внешторгсервис» для измельчения твердого топлива применяются вышеупомянутые дробилки ДЧГ 900×700, у которых мощность электродвигателя привода нижних валков составляет 55 кВт. В данной дробильной машине успешно обеспечивается измельчение различных видов твердого топлива с различными физическими свойствами, таких как каменный уголь, металлургический кокс, кокс сухого тушения. При этом основным сырьем, подвергающимся измельчению в дробилке, являются уголь марки АС и коксовая мелочь, с коэффициентом трения по стали µ≈0,2 и пределом прочности на сжатие σсж=10…12 МПа. Из анализа графических зависимостей, полученных на основании результатов моделирования (рис. 6), очевидно, что показатели мощности привода валковой дробилки, полученные с помощью аналитической формулы Клушанцева Б.В., существенно больше (так же, как усилие дробления – в 1,1…3,5 раза) в сравнении с результатами вычислений с использованием предложенной методики. При этом на основании производственного опыта эксплуатации дробилки в данных условиях не наблюдается существенных перегрузок в процессе дробления различного сырья, за исключением случаев, возникающих при дроблении кокса сухого тушения крупной фракции (–160 мм), обладающего наибольшим пределом прочности среди всех видов твердого топлива, используемых в металлургической промышленности, что позволяет предположить следующее: – аналитические зависимости и методики, предложенные ранее в работах [2,3,5…11], не в полной мере позволяют определить усилие дробления, что, в свою очередь, не дает возможности спрогнозировать с высокой степенью точности энергосиловые показатели процесса дробления материала в валковой дробилке с гладкими валками, такие как момент сопротивления на валу валка и мощность электродвигателя привода нижних валков; – результаты, полученные с помощью предложенной методики, в большей степени отвечают реальным условиям процесса дробления твердого топлива в валковых дробилках; – опытный коэффициент kразр, используемый в зависимости (1), не соответствует реальным условиям процесса измельчения различных материалов, так как эксплуатационный опыт и предварительные результаты экспериментальных исследований показали, что данный параметр требует уточнения с учетом условий распределения материала по рабочей поверхности валка и физических свойств измельчаемого материала.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

раметрами при измельчении и дроблении различных видов каменно-рудного сырья.

Рис. 6. Графики зависимостей мощности привода валковой дробилки от коэффициента трения, определенные с использованием: а – зависимости (1); б – зависимости (4) Выводы В работе предложена математическая модель валковой дробилки с гладкими бандажами. На основании данной модели получена уточненная методика определения энергосиловых параметров процесса дробления материала в валковой дробильной машине. Получены зависимости для определения усилия дробления на дуге захвата, реакций в подшипниковых опорах, момента сопротивления в подшипниках, момента от сил трения бандажа о материал, мощности электродвигателя привода. Проведен сравнительный анализ результатов, полученных с помощью ранее предложенных зависимостей и уточненной методики, рассмотренной в данной работе. Обоснована необходимость более точного определения опытного коэффициента kразр и дальнейшего развития методики определения энергосиловых параметров процесса дробления в валковых дробилках при подготовке шихтовых компонентов в условиях производства железорудного агломерата на основании полученных математических зависимостей. В дальнейшем перспективным и необходимым направлением развития данных исследований является проверка достоверности математической модели процесса контактного взаимодействия куска дробимого материала с поверхностью бандажей верхних валков с помощью лабораторных, а затем и промышленных (в условиях агломерационного цеха Филиала № 12 ЗАО «Внешторгсервис») экспериментов, что, в свою очередь, позволит использовать полученные зависимости при обосновании технико-эксплуатационных характеристик различных валковых дробилок с конкретными конструктивными па8

Список литературы 1. Treatise on Process Metallurgy, Vol.3: Industrial Processes / Editor-in-Chief S. Seetharaman. – Elsevier, 2014. – 1751 p. 2. Авдохин, В.М. Основы обогащения полезных ископаемых. Том 1. Обогатительные процессы. – М.: Горная книга, 2018. – 420 с. 3. Subba Rao, D.V. Minerals and Coal Process Calculations. – London: Taylor & Francis Group, 2016. – 354 p. 4. Власенко, Д.А. Комплексный анализ особенностей эксплуатации дробильно-измельчительного оборудования в агломерационном производстве // Инновационные перспективы Донбасса. Т.3. Инновационные технологии проектирования, изготовления и эксплуатации промышленных машин и агрегатов, г. Донецк, 21-23 мая 2019 г. – Донецк: ДонНТУ, 2019. – С. 150-154. 5. Pietsch, W. Agglomeration Processes: Phenomena, Technologies, Equipment. – GmbH.: Wiley-VCH Verlag, 2008. – 622 p. 6. Egbe, E.A.P. Design, Fabrication and Testing of a Double Roll Crusher / E.A.P. Egbe, O.A. Olugboji // International Journal of Engineering Trends and Technology. – 2016. – No.11. Vol.35. – P. 511-515. 7. Плановский, А.Н. Процессы и аппараты химической технологии / А.Н. Плановский, В.Н. Рам, С.З. Каган. – М.: Химия, 1967. – 848 с. 8. Lieberwirth, H. Dynamics in double roll crushers / H. Lieberwirth, Ph. Hillmann, M. Hesse // Minerals Engineering. – Elsevier Ltd., 2016. – P. 60-66. 9. Rashidi, S. A Review of the Modeling of High Pressure Grinding Rolls / S. Rashidi, R.K. Rajamani, D.W. Fuerstenau // Powder and Particle Journal. – 2017. – Vol.34. – P. 125-140. 10. Клушанцев, Б.В. Дробилки. Конструкция, расчет, особенности эксплуатации / Б.В. Клушанцев, А.И. Косарев, Ю.А. Муйземнек. – М.: Машиностроение, 1990. – 320 с. 11. Борщев, В.Я. Оборудование для измельчения материалов: дробилки и мельницы. – Тамбов: издательство ТГТУ, 2004. – 75 с. 12. Власенко, Д.А. Математическое моделирование процесса захвата материала рифлеными валками в валковых дробилках // Сб. науч. тр. ДонГТУ. – Алчевск: ГОУ ВПО ЛНР «ДонГТУ», 2020. – №18(61). – С. 122-130. 13. Тер-Крикоров, А.М. Курс математического анализа: Учеб. пособие для вузов. – 3-е издание / А.М. Тер-Крикоров, М.И. Шабунин. –

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



М.: Бином. Лаборатория знаний, 2015. – 672 с. 14. Теоретическая механика / В.Н. Тарасов [и др.]. – М.: ТрансЛит, 2012. – 560 с. 15. Момент трения, потери мощности и пусковой момент подшипника [Электронный ресурс]. – Режим доступа: https://www.skf.com /ru/products/bearings-units-housings/principles/ bearing-selection-process/operating-temperatureand-speed/friction-powerloss-startingtorque/ index.html

МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ

16. Павлиненко, О.И. Определение мощности привода роторного ударного измельчителя для производства стальной колотой дроби / О.И. Павлиненко, Д.А. Власенко, Э.П. Левченко // Сб. науч. тр. ДонГТУ. – Алчевск: ГОУ ВПО ЛНР «ДонГТУ», 2020. – №19(62). – С. 86-93. 17. Физическая энциклопедия / Д.Н. Зубарев; под ред. А.М. Прохорова. – М.: Советская энциклопедия, 1990. – Т.2. – 704 с.

D.А. Vlasenko /Cand. Sci. (Eng.)/ Donbas State Technical Institute (Alchevsk) REFINED METHOD FOR DETERMINING ENERGY-POWER PARAMETERS OF THE CRUSHING PROCESS IN ROLL CRUSHERS Background. Crushing processes are relatively energy-intensive, while high requirements are imposed on the physical and technical parameters of the finished product, which determines the importance of this study and the feasibility of justifying the energy-power parameters of the process in order to reduce energy consumption. Materials and/or methods. The mathematical model is based on the application of the fundamental laws of solid mechanics using the Poinsot theorem and the additivity of areas integrated on the same segment of the function. Results. The paper offers a mathematical model of a roller crusher with smooth bandages. Based on this model, an advanced method for determining the energy-power parameters of the material crushing process in a roll crushing machine obtained. The dependences presented for the determination of grinding force on the arc of capture reactions in the bearings, the drag torque in the bearings, the moment of friction forces brace on the material and thickness of the motor. Comparative analysis carried out of the results obtained using the previously proposed dependencies and the refined methodology considered in this paper. The need for a more accurate determination of the experimental looseness coefficient of the milled material and further development of the method for determining the energy-power parameters of the crushing process in roll crushers when preparing charge components in the conditions of iron ore agglomerate production based on the obtained mathematical dependencies is justified. Conclusion. A promising and necessary direction for the development of the studies is to verify the reliability of the mathematical model of the process of contact interaction of a piece of crushed material with the surface of the upper roll bands using laboratory and then industrial experiments, which, in turn, will allow using the obtained dependencies to justify the technical and operational characteristics of various roll crushers with specific design parameters when grinding and crushing various types of rock and ore raw materials. The results of the research can be used as recommendations in determining the technical and operational characteristics of roll crushers with specific design parameters for implementation in agglomeration production. Keywords: crushing, roll crusher, crushing force, resistance moment, torque, drive power. Сведения об авторе Д.А. Власенко SPIN-код: 6296-2040 Author ID: 977842 ORCID ID: 0000-0002-6829-061X Телефон: +380 (72)179-70-56 Эл. почта: vlasdmitrij@yandex.ru Статья поступила 06.09.2020 г. © Д.А. Власенко, 2020 Рецензент д.т.н., доц. Н.А. Ченцов 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

УДК 621.695 Л.Н. Козыряцкий /к.т.н./, Ф.Л. Шевченко /д.т.н./, Р.И. Божко ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» (Донецк)

ПЕРЕМЕЩЕНИЕ ВЕРТИКАЛЬНОГО ТРУБОПРОВОДА ПРИ РАЗЛИЧНЫХ РЕЖИМАХ ДВИЖЕНИЯ ПЛАВСТРЕДСТВА, ПРЕДНАЗНАЧЕННОГО ДЛЯ ДОБЫЧИ ПОЛЕЗНЫХ ИСКОПАЕМЫХ СО ДНА МИРОВОГО ОКЕАНА Одним из наиболее перспективных и эффективных способов добычи полезных ископаемых, в частности железомарганцевых конкреций, со дна Мирового океана является эрлифтный способ. При проектировании эрлифтного гидроподъема твердой фракции необходимо решать многие задачи, в том числе и вопросы перемещения вертикального подъемного трубопровода при различных режимах движения плавсредства. Приведены уравнения перемещения вертикального трубопровода как жесткого стержня, шарнирно закрепленного в центре тяжести плавсредства, с некоторым концевым грузом, с учетом подводных течений с линейным изменением скорости. Приведены схемы и результаты расчета траектории движения нижнего конца трубопровода при различных режимах движения плавсредства. Ключевые слова: Мировой океан, гидродобыча, эрлифт, вертикальный трубопровод, перемещение, плавсредство, расчеты, скорость, жесткий стержень, ускорение. Постановка проблемы Как показали теоретические и экспериментальные исследования, проведенные на кафедре ЭМС ДонНТУ и ПО «Южморгеология», наиболее перспективным и технически реализуемым способом глубоководной (до 6000 метров) добычи железомарганцевых конкреций (ЖМК) со дна Мирового океана на данном этапе является комплекс технических средств на базе гидравлической системы подъема, в частности, с помощью эрлифтных установок [1,2]. В Донецком национальном техническом университете (ранее ДПИ) проводились широкомасштабные и многолетние исследовательские работы по эрлифтным установкам различного назначения, в том числе эрлифтным добычным комплексам по подъему полезных ископаемых со дна водоемов. Данные разработки были внедрены в различные отрасли промышлености. Например, более десятка установок эрлифтноземснарядных комплексов по добыче песка со дна рек и озер Западной Сибири РФ. Анализ последних исследований и публикаций Специфика условий глубоководной добычи ЖМК со дна Мирового океана при глубинах до 6000 м определяет вопрос создания гидравлических глубоководных систем подъема судовых добычных комплексов как крупную и сложную комплексную научно-техническую проблему. Комплексность проблемы определяется, с одной 10

стороны, взаимосвязью технических процессов сбора и объема ЖМК, а с другой стороны – выполнением, кроме основной функции подъема ЖМК, функции связующего звена между плавсредством и агрегатом сбора, а также функции несущей конструкции для всего подводного оборудования добычного комплекса [3,4]. Таким образом, предполагаемая схема судового добычного комплекса с гидравлической (эрлифтной) системой подъема предусматривает необходимость выполнения всех видов функциональных связей: технических, кинематических и конструктивных. Поэтому при проектировании гидравлических систем подъема необходимо решать многие задачи, в том числе и вопросы перемещения вертикального трубопровода при различных режимах движения плавсредства для добычи ЖМК со дна Мирового океана [1,2,5…9]. Цель (задачи) исследования Основная задача настоящего исследования − получить соответствующие уравнения перемещения вертикального трубопровода эрлифта и определить характер его движения, а также параметры, влияющие на поведение этого трубопровода при перемещении плавсредства в водоеме. Основной материал исследования Расчеты трубопровода при квазистатических нагрузках (1)…(6) показали, что он испытывает практически безмоментное напряженное состоя-

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020

ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ



ние как гибкая нить. Рассматривая в равновесии элемент нити с погонной массой m, на который действует горизонтальная сила инерции m y (m* − погонная масса трубопровода с учетом присоединенной массы внешней среды и массы протекающей гидросмеси), нормальная сила сопротивления движению Ky 2 и растягивающее усилие T=mξg(L–x) (ξ – коэффициент, учитывающий архимедову силу, L=l·(l+M)·(ml)–1, М – масса концевого груза) при малой скорости, когда siny'=y', получим дифференциальное уравнение движения (рис. 1):

ytt 

mξ k g ( L  x) y x x  * yt2 * m m

(1)

y(x,t)=ax+βt .

y ( x, t ) 

α  2 2m t  2  mξg

где η(x,t)=1 при t 2 

 x   η( x, t ) , 

(2)

(3)

2m* x  0 ; h(x,t)=0 при mξg

2m x0. mξg Это значит, что в начальный период движения гибкая нить принимает форму прямой линии с фронтом волны, достигающим нижнего сечеt2 

2m*l . mξg В конце режима разгона трубопровода, когда начнется его равномерное движение со скоростью υ при ytt=0, уравнение движения нити примет вид: y(t)=υt+y(x), где y(x) – уравнение деформированной нити, полученное при граничния за время t 

3(21)'2020

k ( M ) 1 υ 2  gξLy ' (0) ; gξ( L  x)

(4)

  K0m  kυ 2l  x 1 M     M 1   , (5) y ( x)   ln mgξ  l KM  1  M  x     l  

M . ml Если sinθ≠θ, то вместо (4) будем иметь (6): a     L 1  b  θ  arcsin  a  b  c(a  b)   Lx    

a     L 1  b   1  c    Lx    

1

  ,  

(6)

q mgξ a  b  sin  ; b ; a  b2  1 .  2 2 a  b  sin  2 Kυ 2 Kυ Угол поворота на конце трубопровода ϑ вычисляется из условия равновесия концевого груза, т.е. из уравнения: где c 

Так как ytt=2β, yx=α, то из граничных условий mξ 2m* ytt(0,t)=2β=  * gα , yx(0,t)=–2β , получим: mξg m *

θ

где M 

с граничными условиями: y(0,t)=y(t) – уравнение Mξ движения плавсредства; ytt (l , t )  * gy x (l , t )  M K  0* yt2 (l ) – уравнение равновесия концевого M груза Q=Mg с коэффициентом сопротивления К0. В начале равноускоренного движения плавсредства y(t)=at2/2 c ускорением a, когда скорость движения трубопровода настолько мала, что можно положить К=К0=0, решением может быть функция: 2

ных условиях: y(0)=0, y ' (l )   K 0 υ 2 ( Mgξ) -1 . Последовательным интегрированием для равномерного движения нити получим уравнение углов поворота θ=y'(x) и уравнение деформированной оси y(x):

sin 2  

Mgξ sin   1  0 . K0υ

(7)

Приближенным интегрированием (6) можно получить рекуррентную формулу горизонтальных перемещений сечений трубопровода:

yi  yi 1 

li li 1 (2li  3li 1 )tgθ i 1  6li 1 li  li 1 

 li  3li 1 li  li 1 tgθ i  li2 tgθ i 1 .

(8)

Например, для трубопровода с параметрами: l=6000 м, mξ=82,2 кг/м, Mζ=50·103кг, K=179,4 Hc2/м2, K0=7200 Hc2/м, при υ=0,5 м/с и x=l, на основании (5) получим y(l)=257,4 м, а по (7), (8), при шаге разбивки Δ=100 м – y(l)=262 м. Если стержень считать недеформированным, то отклонение нижнего сечения окажется равным y  Kυ 2 l (mg ) 1 (1  2 K 0 ( Kl ) 1 )(1  2M (ml ) 1 ) 1 

 279,4м.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Рис. 1. К расчету деформированного трубопровода как гибкой нити

Рис. 2. К расчету перемещения трубопровода как жесткого стержня

Из этого примера видно, что с погрешностью 6,6 % транспортный трубопровод при небольших скоростях движения можно считать абсолютно жестким [5,7]. Поэтому при анализе пространственных перемещений рассматривается жесткий стержень, шарнирно закрепленный в центре тяжести плавсредства, с концевым грузом Q (рис. 2), (9)…(14). Верхняя опорная точка стержня перемещается в горизонтальной плоскости по заданной траектории r   x, y,0 . Перемещение произволь-

где i=1,2; q1=α; q2=β. С учетом (9), (10) вычисляются соответствующие производные кинетической энергии

T m 1 υ 2 M  2 υ(l )   dζ   α 2 0 α 2 α



ml 3 ml ξ1α sin 2 β  ξ 2 ( x sin α  y cos α) sin β ; 3 2

T ml 2  ξ 2 (β ( x sin α  y cos α ) sin β  α 2  α ( x cos α  y sin α ) sin β)

ной точки r  r0  ζ  e . Скорость движения произвольного сечения

и диссипативной функции

υ( )  r0  ζ e  ( x  ζ (β cos α  cos β   α sin α  sin β)( y  ζ (β sin α  cos β 

 α cos α  sin β))  ζβ sin β .

1 1 K Ф  K  υ3n  ζ  dζ  3 0 ; 3 0 3 υ n l 

(9)

Квадрат нормальной составляющей l

υ 2n  x 2  y 2  ζ 2 (β 2   2 sin 2 β)  − 2 ζ( x cos α  y sin α)β cos β   ( x sin α  y cos α)α sin β   ( x cos α  y sin α) 2 sin 2 β .



1 2



υ2 K  dζ  0  α 2 (10)

Для вычисления перемещений используются уравнения Лагранжа:

d    T П Ф   0,   dt  qi  qi qi qi



dФ K 2   υ2     x cosα  y sin α  sin 2 β) dα 2 0

υ2n  υ2  υ2  υ2  υe ;

(υ (l )   x cosα  y sin α  sin β) 2

1 2

υ2 (l ) . α

Аналогично вычисляются производные по параметру β. При вводе обозначений

α  x 2  y 2   x cos α  y sin α  sin 2 β ;

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

b  2(β ( x cos α  y sin α) cos β  −- α ( x sin α  y cos α ) sin β) ;



c  β 2  α 2 sin 2 β ;

  4ac  b 2 ; R(ζ)  a  bζ  cζ 2  υ 2 n и использовании табличных интегралов производные диссипативной функции примут вид:

ml 2ξαsin 2 β ml 3ξ1αβsin 2β   3 3 ml 2ξ 2  x sin α  xα cosα  y cosα  yαsinβ  2 2 ml ξ 2α  x cos α  y sin β  sin β

−

2 2 + KαФ1 (t )sin β 

5b  3 5b 5b 2  4ac  l 3 Ф1    υ ( l )  a    n 2 24c 2 16c 2  4c 24c   2cl  b b a   υ n (l )    4c 4c c  4c 2 c υ n (l )  2cl  b  (11)  ln ; 2 ac  b 

Ф2 

1 3 2cl  b b2 a υ ( l )    υ n (l )  a 3   b n  3c  8c 2 8c 2 b 2 c υn (l )  2cl  b . (12)  ln 2 16c c 2 ac  b

Аналогично вычисляется

Ф  Ke2Ф1  Kf 2Ф2  K0  e2l 2  f 2l  R(l ) . β

 K 0 R  l , t  (l 2αsin 2 β  + l ( x sin α  y cosα)sinβ)  0;

(ml) 2ξ 2   x sin α  xαcosα  y cosα  yαsin α    3  (ml ) 2 αξ 2  x sin α  y cosα  cosβ  

( gl )2 ξ 2 sin α  KβФ1 (t )  2 − K  x cosα  y sin α  Ф 2 (t )cosβ  

 K 0 R(l , t )   βl 2   x cosα  y sin α  l cosβ   0, (14)

где ξ1 

1  2Q 1  3M 1  2M ; ξ2  ; ξ2  . ql ml ml

В частном случае движения опорной точки по прямой r0   x,0,0 , когда y  0 , α=0, остается одно уравнение (14) вида [4]:

β  3 Kl ξ 5 β 2 signυ  3q1 sin β  4 m ξ1 2mlξ1

gl 2 ξ cosβ . 2



Производные равны

П П gl 2  0;  ξ sin β . α β 2 Подставляя полученные дифференциальные зависимости в уравнении Лангранжа, получаем систему уравнений для вычисления углов α и β, определяющих стержня в пространстве: 3(21)'2020

(13)

(ml)3ξ1β 1   3 3 2  (ml) ξ1α 2 sin 2β

Потенциальная энергия системы

П  mgξ  ζ cos  dζ  Mgξl cosβ  



 K  x sin α  y cosα  Ф 2  t  sin β 

Ф  Ke1Ф1  kf1Ф 2  K 0  ei l 2  f1l  R(l ) , α где



где ξ 3 

2K ξ 4  3ξ yβ cos β  signυ  2 y cos β  mξ 1 2lξ1 3K ξ 3 (15)  cos2 βsignυ  0, 2ml ξ1

1  2K0 1  3K 0 1  4K0 ; ξ4  ; ξ5  . Kl Kl Kl

При учете подводных течений с линейным изменением скорости по двум участкам (рис. 3) уравнение (15) примет следующий вид:

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3 Kl 5 2 3q 2  sign  sin   4 m 1 2ml1 2 K 3 3 + y cos sign  2 y cos   m1 2l1 3 K 3 2 – y cos 2 sign  2Ml 1 

 3 kl

–

 2

5 2 K T 3   cos   1 m 1

2 m 3K T 3 2 K  2 4 + y cos   y cos   ml 1 m 1

3K  2K 2  cos 2   T 4 cos   2ml1 m 1 2 T



3 Kl 2 5   2  sign  0 , 4 m 1 

(16)

l12  υT2  l13  υ  ; 1  ξ  ξ  l 1 T ;   4 4 2 2 3  l  υT  l  υT  l4  α  ξ5  ξ 5  14 1  1  . l  α2 

где ξ3  ξ 

При вычислении коэффициентов ξ1, ξ2 параметрами M и m нужно учитывать присоединение массы окружающей среды и протекающей гидросмеси, а в коэффициенте ξ 2 учитываются весовые нагрузки в воде. Решение системы (13), (14) выполняется методом Рунге-Кутта [6,10…12]. Анализ результатов расчета траектории движения нижнего конца трубопровода при различных режимах движения плавсредства приводит к следующим выводам: − в начале движения плавсредства волна деформации трубопровода быстро (в течение минуты) достигает нижнего сечения, а трубопровод при этом практически не изгибается; − время разгона нижнего конца трубопровода пропорционально скорости движения плавсредства и не зависит от характера разгона плавсредства; − отставание нижнего конца трубопровода пропорционально квадрату скорости движения плавсредства с постоянным коэффициентом пропорциональности, зависящим от параметров трубопровода; − время торможения нижнего конца трубопровода до его полной остановки зависит от характера торможения плавсредства; − при движении плавсредства по полукруго14

вым траекториям нижний конец трубопровода перемещается по аналогичным траекториям, приближаясь к траекториям плавсредства по мере увеличения концевого груза; − время стабилизации движения нижнего конца трубопровода не зависит от траектории перемещения плавсредства. Анализ расчетов на компьютере, с использованием в том числе зависимостей (17)…(23), позволил аппроксимировать уравнения скорости движения нижнего конца трубопровода кривой





y  υ 1  e  Kt , что определяет уравнения движе-

υ  Kt e  c и ускорений y  υK e Kt . k Постоянные С и K находятся из условия t=0, ния y  υt 

y=0, а также из условия, что в установившемся  Kt режиме движения, когда e  0 , отставание

нижнего конца трубопровода

υ можно полуK

чить, положив β  β  y  0 , т.е.

K 2 ξ 3 y   l. K q ξ2 *



(17)

Зная скорость движения нижнего конца тру-

  

 qξ 2t     , можно найти  K ξ 3l  

бопровода y  υ 1exp 

время разгона t*, приравнивая разность скорости плавсредства υ и скорости нижнего конца трубопровода y заданной точности n в процентах:

t* 

qξ 2 100 mgξξ2 100 . (18) ln  ln Kυξ 3l n Kυξ 3l n

Рис. 3. Эпюра скорости подводных течений

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Так, например, для трубопровода с параметрами, приведенными выше, время стабилизации движения трубопровода с точностью до 5 %, согласно (18), t*=3423 c. Предполагая мгновенное торможение плавсредства, т.е., полагая в (15) y  y  0 и учитывая отрицательный знак относительной скорости движения sign(−lβ), получим

β или

3kl ξ 5 2 3qξ ξ2 ξ  ξ  0, 4m ξ1 2ml ξ1

линейных

перемещениях

(19)

y=βl,

3qξξ2 3Kξ 5 ,α  . Непо2ω1ml 4mξ1 средственным интегрированием этого уравнения получим квадрат скорости движения и ускорение нижнего конца трубопровода: y  hy 2  ay  0 , h 

y2  

y0 2h( y0  y) α  2h( y0  y)  αy e  2 1  e   ; (20) h 2h   h

y  y0e

2h( y0  y )



α  2h( y0  y )  1 e  . (21) 2  2h  

Начальное ускорение y0  hy0 2  ay0 можно вычислить, т.к. начальная скорость y0=υ и начальное отклонение y0=y* известны. Из (21) следует, что на небольшом участке перемещения нижнего конца трубопровода y0=y его ускорение (замедление) стабилизируется, принимая значение

y* 

α qξξ2 .  2h kξ 5l

(22)

Принимая ускорение (замедление) постоянным, т.е. движение равнозамедленным

y (t ) 

υ0*t  y*t 2 , можно найти время торможе2

ния трубопровода

T

υ*0 α 1 α ; υ 0*  y0   y0 . (23) * y h 2h h

Выводы Выполненные исследования по гидродобыче железомарганцевых конкреций со дна Мирового океана с помощью эрлифтов, а также схемы и результаты расчета траекторий движения верти3(21)'2020

кального подъемного трубопровода эрлифта дали основание: − получить соответствующие уравнения движения этого трубопровода как жесткого стержня; − выявить поведение трубопровода и параметры, влияющие на это поведение при перемещении плавсредства; − определить время торможения трубопровода при некотором постоянном ускорении (замедлении) перемещения плавсредства. Дальнейшие исследования будут направлены на разработку глубоководных эрлифтноземснарядных комплексов для удаления скопившегося ила у плотин глубоководных водохранилищ гидроэлектростанций, расположенных преимущественно в горной местности. Список литературы 1. Адамов, Б.И. Исследование и разработка глубоководных эрлифтных установок для подъема твердого материала: дис…. канд. техн. наук: 05.05.06 / Адамов Борис Исаевич. – Донецк,1982. – 323 с. 2. Энциклопедия эрлифтов / Ф.А. Папаяни [и др.]. – М.: Информсвязьиздат, 1995. – 592 с. 3. Chung, J.S. Dynamik Vertical Stretching Oscillation of an 18000-ft Ocean Mining Pipe / J.S. Chung, A.K. Whithey. – Annual Offshore Technological Conferense. Dallas, Tex., Houston, May, 1981. – No.81. – P. 225-234. 4. Chung, J.S. Nonlinear Transient Motion of Deep Ocean Mining Pipe / J.S. Chung, A.K. Whithey // ASME Transactions Journal of Energy Resources Technology. – 1981. – No.20. – P. 117127. 5. Смолдырев, А.Е. Трубопроводный транспорт. – М.: Недра, 1980. – 272 с. 6. Шевченко, Ф.Л. Устойчивость упругих деформируемых систем. – Донецк: ДПИ, 1986. – 52 с. 7. Финкельштейн, З.Л. Средства гидромеханизации: учеб. пособ. / З.Л. Финкельштейн, Л.Н. Козыряцкий. – Алчевск:ДонГТУ, 2013. – 168 с. 8. Бойко, М.Г. Землесосні і ерліфтноземлесосні снаряди: навч. посіб. / М.Г. Бойко, Л.М. Козиряцький, А.П. Кононенко. – Донецьк, 2005. – 436 с. 9. Эрлифты и гидроэлеваторы в горной промышленности: учеб. пособ. / Л.Н. Козыряцкий [и др.]. – Донецк: ГОУВПО «ДонНТУ», 2017. – 160 с. 10. Kyrychenko, Y. Advanced method for calculation of deep-water airlifts and the special software development / Y. Kyrychenko, V. Kyry-

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

chenko, A. Taturevych // Technical and Geoinformational Systems in Mining. – London: CRC Press/Balkema, Taylor & Francis Group, 2011. – P. 215-222. 11. Kyrychenko, Y. Research of dynamic processes in deep-water pumping hydrohoists lifting twophase fluid / Y. Kyrychenko, V. Kyrychenko, A. Romanyukov // Technical and Geoinformational

Systems in Mining. – London: CRC Press/Balkema, Taylor & Francis Group, 2011. – P. 115-124. 12. Mikami, T. Free vibration analysis of shells of revolution considering the fluid-structure interaction / T. Mikami, J. Yoshimura // Mem. Fac. Eng. Hokkaido Univ. – 1990. – No.1. – Р. 1-15.

L.N. Kozyryatsky /Cand. Sci. (Eng.)/, F.L. Shevchenko /Dr. Sci. (Eng.)/, R.I. Bozhko Donetsk National Technical University (Donetsk) DISPLACEMENT OF THE VERTICAL PIPELINE UNDER VARIOUS MODES OF MOVEMENT OF A WATERCRAFT INTENDED FOR MINING FROM THE BOTTOM OF THE WORLD OCEAN Background. One of the most promising and effective ways to extract minerals, in particular ferromanganese nodules, from the bottom of the World Ocean is airlift. When designing an air hydraulic lift of a solid fraction, it is necessary to solve many problems, including the issues of moving a vertical lifting pipeline under various modes of movement of a watercraft. The Donetsk National Technical University (formerly DPI) conducted large-scale and long-term research on airlift installations for various purposes, including airlift mining complexes for lifting minerals from the bottom of reservoirs. These developments have been implemented in various industries. Materials and/or methods. The main objective of this study is to obtain the corresponding equations of motion of the vertical airlift pipeline and determine the nature of its movement, as well as the parameters that affect the behaviour of this pipeline when moving a watercraft in a reservoir. The complexity of the problem is determined, on the one hand, by the relationship between the technical processes of collection and the volume of raw materials produced, and on the other hand, by the performance of the main lifting function, the functions of a link between the watercraft and the collection unit and the supporting structure for all underwater equipment of the mining complex. Results. The corresponding equations of motion of this pipeline as a rigid rod obtained. The pipeline behaviour and parameters that affect this behaviour when moving a watercraft identified. The time of pipeline deceleration at a certain constant acceleration (deceleration) of the movement of the watercraft determined. Conclusion. Further research will focus on the development of deep-water airlift-dredging systems for removing accumulated silt from dams in deep-water reservoirs of hydroelectric power plants located mainly in mountainous areas. Keywords: the World Ocean, hydraulic mining, airlift, vertical pipeline, movement, watercraft, calculations, speed, rigid rod, acceleration. Сведения об авторах Л.Н. Козыряцкий SPIN-код: 3349-7584 Телефон: +380 (62) 301-07-24 Эл. почта: kozyr.1946@mail.ru

Р.И. Божко SPIN-код: 2510-2591 Телефон: +380 (62) 301-07-24 Эл. почта: bozhko342@mail.ru Статья поступила 20.09.2020 г. © Л.Н. Козыряцкий, Ф.Л. Шевченко, Р.И. Божко, 2020 Рецензент д.т.н., проф. К.Н. Маренич

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

УДК 621.694; 621.527.5 А.П. Кононенко /д.т.н./, В.А. Панов ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» (Донецк)

ОБОСНОВАНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЦЕЛЕСООБРАЗНОСТИ ПУЛЬСИРУЮЩЕЙ ПОДАЧИ РАБОЧЕГО ПОТОКА В ГАЗОСТРУЙНОМ КОМПРЕССОРЕ Работа струйных аппаратов, в частности газоструйных компрессоров, характеризуется относительно низкой энергетической эффективностью, поэтому снижение энергоемкости рабочих процессов указанных аппаратов является актуальной научной задачей. Одним из перспективных способов повышения энергетической эффективности работы газоструйных аппаратов является пульсирующая подача рабочего потока. Проведенные экспериментальные исследования работы пароструйного компрессора при стационарной и при пульсирующей подачах рабочего пара позволили установить, что в диапазоне частот 30…50 Гц, скважности потока 0,29 во втором случае, при прочих равных условиях коэффициент инжекции газоструйного компрессора увеличивается в 1,25…1,30 раза. Ключевые слова: газоструйный компрессор, прерыватель рабочего потока, рабочее сопло, инжектируемый поток, частота подачи, скважность. Постановка проблемы Газоструйные аппараты, как устройства конструктивно простые и надѐжные в работе, востребованы в теплоэнергетике, нефтехимии, металлургии, вакуумной технике, нефтедобывающей и нефтеперерабатывающей промышленностях и многих других технических областях [1]. Нашли применение газоструйные компрессоры в качестве источников пневмоэнергии для эрлифтов систем золошлакоудаления тепловых электростанций и эрлифтных установок для чисток подземных технологических емкостей [2,3]. Более широкое использование газоструйных аппаратов сдерживается относительно высокой энергоемкостью их рабочего процесса. Известные способы повышения энергоэффективности работы таких аппаратов преимущественно относятся к совершенствованию конструкций их проточных частей: шевроны на выходе сопла, винтовой срез сопла, многосопловые аппараты, в том числе и со сдвигом, камеры смешения конические и нецилиндрического поперечного сечения (прямоугольного, треугольного) и др. [4…6]. Одним из наиболее перспективных путей решения данной проблемы является разработка газоструйных аппаратов с пульсирующей подачей рабочего потока [7,8]. Однако рабочий процесс таких газоструйных аппаратов исследован недостаточно глубоко, особенно это касается экспериментального изучения влияния пульсирующей подачи рабочего потока на энергетическую эффективность работы аппаратов. Поэтому расширение научного знания о физических процессах в газоструйных аппаратах с 3(21)'2020

пульсирующей подачей рабочего потока и получения количественных зависимостей для оценки энергетической эффективности их работы является актуальной научной задачей, имеющей широкое техническое приложение. Анализ последних исследований и публикаций Существующее физическое обоснование повышения энергетической экономичности при пульсирующем режиме работы газоструйного аппарата сводится к следующему [7,8]. При стационарной подаче рабочего потока присоединение массы инжектируемой среды к сверхзвуковой газовой струе, вытекающей из сопла Лаваля, происходит только за счет поверхностного взаимодействия этих потоков. При пульсирующей подаче рабочего потока инжектируемой средой заполняются разрывы рабочей струи, что значительно увеличивает относительное количество присоединенной массы. Эффективность работы такого струйного аппарата во многом определяется двумя параметрами: частотой подачи рабочего потока и его скважностью [7,8]. Выполненные предыдущие экспериментальные исследования работы газоструйных аппаратов с пульсирующей подачей рабочего потока проводились либо в режиме выкачивания газа из емкости в атмосферу, либо в безнапорном режиме (утилизация отработанных веществ) [7]. Результаты исследований влияния пульсирующей подачи рабочего потока на рабочий процесс газоструйного компрессора в литературных источниках не выявлены.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Цель (задачи) исследования Целью выполненных исследований явилось расширение физических представлений об особенностях рабочего процесса газоструйного компрессора с пульсирующей подачей рабочего потока и экспериментальное подтверждение повышения энергетической эффективности работы таких газоструйных аппаратов в сравнении с аппаратами со стационарной подачей рабочего потока. Основной материал исследования Течение в газоструйном компрессоре с пульсирующей подачей рабочего потока в периоде каждой пульсации (каждого цикла) состоит из двух основных фаз. В первичной фазе порция выброшенного из сопла рабочего потока приводит в движение находящийся в камере смешения газ, воздействуя на него как поршень и передавая ему часть своей кинетической энергии. Во вторичной фазе движения, наступающей при окончании подачи рабочего газа в камеру смешения, инжектируемая масса увлекается, двигаясь в «следе» разрежения в этой камере за разгонной порцией рабочего газа. Возникающее в «следе» движение, инициируемое прохождением по газу вдоль камеры смешения прямых и обратных волн, характеризуется малой диссипацией энергии и большим относительным количеством присоединяемой массы. Суть возникающей особой формы движения газового потока состоит в том, что в камере смешения реализуется течение раздельных (слабо смешивающихся) структур газа с преимущественным увлечением дополнительной массы в волнах разрежения, т.е. в области за столбом газа, разогнанного в камере смешения в первичной фазе пульсации. Природа взаимодействия рабочей и присоединяемой масс сред в этом случае не связана с резко диссипативным механизмом стационарного обмена энергией, происходящего на основе турбулентного смешения потоков. Режим течения газа в камере смешения при наличии только двух вышеназванных фаз движения, специфических для пульсирующего истечения с последовательным присоединением дополнительной массы, возможен, если камера смешения имеет поперечное сечение, близкое к выходному сечению сопла рабочего потока. При стационарной подаче рабочей среды в таких условиях наступает режим «запирания» инжектируемого потока рабочим в камере смешения, т.е. присоединение прекращается. Если же попе18

речное сечение камеры смешения достаточно велико, то механизм присоединения дополнительной массы и в случае пульсирующей рабочей струи включает промежуточную, между выталкиванием – разгоном и втеканием в «следе», фазу обычного «смесительного» вовлечения, существующего одновременно с фазами последовательного присоединения. В процессе движения через камеру смешения происходит выравнивание скоростей обоих потоков, а затем в диффузоре – обратное преобразование кинетической энергии смешанного потока в потенциальную или тепловую. Полученные теоретически на основе волновой модели течения с присоединением дополнительной массы в «следе» характеристики (в частности, зависимость коэффициента инжекции от частоты и скважности) [4,5] для условий газоструйного компрессора потребовали экспериментального подтверждения. Экспериментальные исследования работы газоструйного компрессора с пульсирующей подачей рабочего потока были проведены на Экибастузской ГРЭС-1 (Казахстан) с использованием в качестве рабочего водяного пара с общестанционного коллектора. Экспериментальная установка (рис. 1) содержала пароструйный компрессор 1, разработанный при следующих принятых параметрах газовых потоков: – рабочий поток – водяной пар давлением pp=0,491 МПа, температурой Тр=433 К; – инжектируемый поток – атмосферный воздух давлением рн=0,0981 МПа, температурой Tн=303 К; – сжатый поток – паровоздушная смесь давлением pp=0,118 МПа. Расчѐты струйного аппарата по методике [4] с использованием разработанной компьютерной программы [9] позволили получить основные оптимальные технологические и конструктивные параметры аппарата: – коэффициент инжекции u=2,55; – температура сжатого потока Tc=363 К; – относительные геометрические параметры f p1 f  1,40 ; 3  13,87 (fp*, fp1 – площади соотf p* f p* ветственно критического и выходного сечений рабочего сопла, f3 – площадь поперечного сечения цилиндрической камеры смешения). Абсолютные радиальные и осевые размеры изготовленного пароструйного компрессора (рис. 2) были определены согласно методикам [4,9] исходя из принятого диаметра критического сечения рабочего сопла dp*=10 мм.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Рис. 1. Экспериментальная установка пароструйного компрессора с пульсирующей подачей рабочего потока: 1 – пароструйный компрессор; 2 – прерыватель рабочего потока; 3 – турбовоздушный привод; 4 – измерительный коллектор; 5, 6, 7 – задвижки; 8, 9, 10, 13 – манометры; 11 – дифманометр U-образный; 12 – тахометр Для обеспечения пульсирующей подачи водяного пара в рабочее сопло пароструйного компрессора был разработан и изготовлен прерыватель ра-

бочего потока 2 (см. рис. 1), основная рабочая функция которого обеспечивалась за счет вращения с требуемой частотой поршня 3 в корпусе 5 (рис. 3).

Рис. 2. Пароструйный компрессор: 1 – рабочее сопло Лаваля; 2 – трубопровод рабочего водяного пара; 3 – приемная камера; 4 – центрирующая перемычка; 5 – донышко приѐмной камеры; 6 – коническая вставка; 7 – камера смешения; 8 – диффузор 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Рис. 3. Прерыватель рабочего потока: 1, 2, 7 – фланцы; 3 – поршень; 4, 11 – патрубки; 5 – корпус; 6 – вал; 8 – шкив; 9 – втулка; 10 – крышка Вращательное движение поршня 3 (см. рис. 3) обеспечивалось турбовоздушным приводом (шлейф-машинкой) 3 (см. рис. 1), запитанным от коллектора сжатого воздуха тепловой станции. Рабочий водяной пар подводился к прерывателю 2, и далее – к струйному аппарату 1, по паропроводу ø57×3,5 мм (см. рис. 1). Инжектируемый поток – атмосферный воздух – засасывался в струйный аппарат 1 по трубопроводу ø159×4 мм с установленным на его торце измерительным коллектором 4 (см. рис. 1) (рис. 4). Сжатый паровоздушный поток сбрасывался в атмосферу по трубопроводу ø108×4 мм (см. рис. 1). Требуемое давление водяного пара перед прерывателем 2 (см. рис. 1) обеспечивалось степенью открытия задвижек 5, давление сжатого воздуха перед турбовоздушным приводом 3 – задвижки 6, а давление сжатого потока после струйного аппарата 1 – задвижки 7. Экспериментальная установка была оснащена измерительным комплексом (см. рис. 1): 20

– 8, 9, 13 – манометр образцовый, 0…0,6 МПа, класс точности 0,6; – 10 – манометр образцовый, 0…0,16 МПа, класс точности 0,4; – 11 – дифманометр U-образный, 0…700 мм вод. ст., микроманометр многопредельный ММН240, 0…240 мм вод. ст., класс точности 0,5; – 12 – тахометр. Массовый расход рабочего пара определялся по формуле [4]:

Gp 

f p*  k p  Π p  p p a p*

(1)

где fp* – площадь критического сечения рабочего сопла, fp*=7,85×105 м2; kp – показатель адиабаты рабочего потока, kp=1,3; Пр* – относительное давление (газодинамическая функция), Пр*=0,546; Pp – давление рабочего пара перед соплом; ар* – критическая скорость рабочего потока; при pp=0,491 МПа и Tp=433 К, ар*=466 м/с.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Рис. 4. Коллектор измерительный Массовый расход инжектируемого воздуха [10]

Gн=f1  ρ в 

2Δp , ρв

(2)

где φ – коэффициент расхода, φ=0,99 [10]; f1 – площадь поперечного сечения коллектора, f1=7,85·10-3 м2; ρв – плотность воздуха при нормальных технических условиях, ρв=1,205 кг/м3; Δр – перепад давлений на измерительном коллекторе. Коэффициент инжекции пароструйного компрессора

u

Gн . Gp

(3)

Экспериментальные исследования были проведены в два этапа – при стационарной подаче рабочего пара и при пульсирующей подаче рабочего пара. На первом этапе были получены характеристики пароструйного компрессора в виде зависимости коэффициента инжекции от давлений рабочего и сжатого потоков u=f(pp ,pc) при значениях давления рабочего пара pp=0,245, 0,340 и 0,440 МПа и атмосферном давлении инжектируемого воздуха pн. Для этого при помощи задвижек 5 выставлялось требуемое давление рабочего потока – изначально pp=0,440 МПа. Прорези в поршне и корпусе пульсатора совмещались, что контролировалось равенством показаний манометров 8 и 9 (см. рис. 1). Задвижкой 7 дискретно изменялось давление сжатия pc от минимально возможного до максимально развиваемого пароструйным компрессором. Задвижка 6 была закрыта. 3(21)'2020

При каждом значении давления сжатия pc фиксировались показания приборов 8…11. Температура рабочего пара определялась по штатным приборам общестанционного паропровода; давление, влажность и температура атмосферного воздуха – по данным метеостанций. Аналогичные опыты были проведены при давлениях рабочего потока pp=0,340 и 0,245 МПа. Экспериментально определенные достижимые коэффициенты инжекции на предельных режимах работы пароструйного компрессора составили: 3,5 – при pp=0,440 МПа; 4,6 – при pp=0,340 МПа; 6,0 – при pp=0,245 МПа (рис. 5), что с приемлемой точностью соответствует расчѐтным данным [4, 9]. На втором этапе экспериментальных исследований работы пароструйного компрессора обеспечивалась пульсирующая подача водяного пара в рабочее сопло аппарата 1 (см. рис. 1). Для этого при помощи задвижки 6 выставлялось такое давление сжатого воздуха перед турбовоздушным приводом 3, которое обеспечивало требуемую частоту вращения поршня прерывателя рабочего потока 2, что контролировалось тахометром 12 (см. рис. 1). При требуемом давлении рабочего потока (водяного пара) перед пароструйным компрессором 1, которое задавалось задвижками 5 и контролировалось манометром 9, фиксировались, как и в случае стационарной подачи рабочего пара, показания приборов 8…11, а также использовались штатные приборы общестанционного паропровода (для измерения температуры пара) и данные метеостанции. В процессе экспериментальных исследований частота вращения поршня прерывателя рабочего потока 2 изменялась в диапазоне ω=0…65 Гц соответствующим изменением давления сжатого воздуха задвижкой 6.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Рис. 5. Характеристики пароструйного компрессора при стационарной подаче рабочего потока: 1 – pp=0,440 МПа; 2 – pp=0,340 МПа; 3 – pp=0,245 МПа; рн=0,0981 МПа Следует отметить, что в процессе экспериментальных исследований была частично изменена конструкция прерывателя рабочего потока (см. рис. 3). В поршне 3 и корпусе 4 были высверлены отверстия ø20 мм диаметрально противоположно существующим отверстиям ø18 мм, служащим для подачи пара к рабочему соплу пароструйного аппарата. К высверленному отверстию был подведен водяной пар по трубопроводу Ду20. Отверстие во фланце 1 было заглушено. Заглушен был также свободный (верхний) торец поршня 3. Конструктивные изменения были выполнены с целью ликвидации осевого сдвига вала 5, возникающего в результате перепада давлений на днище поршня 3, что приводило к заклиниванию прерывателя рабочего потока и останову турбовоздушного привода. Однако и выполненные изменения не позволили полностью ликвидировать силовые нагрузки, и при манометрическом давлении подводимого водяного пара свыше 0,145 МПа прерыватель заклинивало из-за недостаточной мощности привода. Поэтому экспериментальное исследование работы пароструйного компрессора при пульсирующей подаче рабочего потока было выполнено при избыточных давлениях водяного пара, не превышающих 0,145 МПа. Скважность с учетом того, что за один оборот поршня происходило два выброса рабочего потока, определялась по выражению: 22

ts 

2d 0 , D

(4)

где d0 – диаметр отверстия в поршне, d0=19 мм (среднее между диаметрами начальных и добавленных отверстий); D – наружный диаметр поршня, D=130 мм. Для рассматриваемых условий ts 

2 19  0,29 . 130

Проведенные экспериментальные исследования работы пароструйного компрессора позволили установить, что в диапазоне частот ω=35…50 Гц коэффициент инжекции пароструйного аппарата составил u=7,5…7,8 (рис. 6) против u=5,8…6,1 в стационарном режиме работы (см. рис. 5), то есть пульсирующая подача рабочего потока в рассматриваемых условиях позволила увеличить коэффициент инжекции в 1,25…1,30 раза. Данные замеры относятся во всех случаях к предельным режимам работы пароструйного аппарата. При этом абсолютное давление подводимого водяного пара составляло pp=0,19… 0,245 МПа, скважность потока – 0,29. Абсолютное давление сжатого потока равнялось pc=0,11…0,13 МПа.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

8,5

8,0

7,5

7,0

6,5

6,0

5,5

5,0 25

Частота, Гц

Рис. 6. Зависимость коэффициента инжекции пароструйного компрессора от частоты подачи рабочего пара при скважности потока 0,29 Эмпирическая зависимость коэффициента инжекции u от частоты подачи рабочего потока ω при скважности потока 0,29 и выше приведенных значениях давлений рабочего, инжектируемого и сжатого потоков имеет вид: u  0,0049ω 2  0,4236ω  1,2779 .

(5)

Уравнение регрессии правомерно в диапазоне частот подачи рабочего потока ω=25 …65, адекватность уравнения подтверждена с использованием критерия Фишера [11]. Выводы Экспериментальные исследования работы пароструйного компрессора при стационарной и при пульсирующей подачах рабочего водяного пара позволили установить, что в диапазоне частот подачи рабочего водяного пара ω=30…50 Гц при скважности подачи 0,29 экономичность работы пароструйного компрессора увеличивается в 1,25…1,30 раза. Приведенные данные получены при давлениях потоков: рабочего pp=0,195…0,245 МПа, инжектируемого pн=0,0981 МПа, сжатого pc=0,11…0,13 МПа. Целесообразно проведение дальнейших экспериментальных исследований работы пароструйных компрессоров с другими значениями скважности подачи и расширением диапазона частот подачи рабочего потока в сопло струйного аппарата. Список литературы 1. Цегельский, В.Г. Струйные аппараты. – М.: Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2017. – 573 с. 2. Совершенствование системы энергоснабжения эрлифтов гидрозолошлакоудаления 3(21)'2020

/ В.Г. Гейер [и др.] // Энергетик. – 1986. – №8. – С. 14-15. 3. Малеев, В.Б. Специальные средства водоотлива и гидромеханизированной очистки шахтных водосборных ѐмкостей: Учебное пособие / В.Б. Малеев, Е.И. Данилов, В.М. Яковлев. – Донецк: ДПИ, 1986. – 36 с. 4. Соколов, Е.Я. Струйные аппараты / Е.Я. Соколов, Н.М. Зингер. – 3-е изд. – М.: Энергия, 1989. – 352 с. 5. Александров, В.Ю. Оптимальные эжекторы (теория и расчѐт) / В.Ю. Александров, К.К. Климовский. – М.: Машиностроение, 2012. – 136 с. 6. Аркадов, Ю.К. Новые газовые эжекторы и эжекционные процессы. – М.: Физматлит, 2001. – 336 с. 7. Присоединение дополнительной массы в струйных аппаратах. Труды МАИ: сб. науч. тр. / Московский авиационный институт. – М.: Оборонгиз, 1958. – Вып.97. – 238 с. 8. Сейфетдинов, Р. Рабочий процесс пульсирующего ВРД. Методы моделирования / Р. Сейфетдинов. – Самара: Lap Lambert Academic Publishing, 2011. – 127 с. 9. Кононенко, А.П. Экспериментальное обоснование рациональной методики расчѐта газоструйного компрессора / А.П. Кононенко, В.А. Панов // Вестник ДонНТУ. – 2018. – № 3(13). – С. 25-33. 10. Ханжонков, В.И. Аэродинамические характеристики коллектора // В сб.: Промышленная аэродинамика. – М.: БНИ ЦАГИ, 1953. – Вып.4. – С. 45-62. 11. Кононенко, А.П. Методология и методы научных исследований: учеб. пособ. для вузов / А.П. Кононенко, Т.А. Устименко, В.А. Мельников. – Донецк: ДонНТУ, 2019. – 202 с.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

А.P. Kononenko /Dr.Sci. (Eng.)/, V.А. Panov Donetsk National Technical University (Donetsk) SUBSTANTIATION OF THE ENERGY EXPEDIENCY OF PULSATING SUPPLY OF THE WORKING FLOW IN A GAS JET COMPRESSOR Background. The operation of jet devices, in particular gas jet compressors, is characterized by relatively low energy efficiency, so reducing the energy intensity of the working processes of these devices is an urgent scientific task. One of the most promising ways to improve the energy efficiency of gas jet devices is a pulsating supply of the working flow. Materials and/or methods. Experimental studies of the operation of a gas jet compressor with a pulsating supply of the working flow were carried out at Ekibastuz GRES-1 (Kazakhstan) using water vapour from a general-station collector as a working one. The pulsating supply of working water vapour to the nozzle of the jet apparatus was provided by a flow interrupter, the rotating movement of the piston of which was achieved by a turbo-air drive. Experimentally determined achievable injection coefficients at the maximum operating modes of a steam jet compressor with a stationary supply were: 3.5 at 0.440 MPa; 4.6 at 0.340 MPa; 6.0 at 0.245 MPa, which corresponds to the calculated data with acceptable accuracy. Results. Experimental studies of the operation of a steam jet compressor with the stationary and pulsating supply of working steam allowed establishing that in the frequency range of 30…50, the flow rate of 0.29 in the second case, other things being equal, the injection coefficient of a gas jet compressor increases by 1.25…1.30 times. These data were obtained at the flow pressures: working=0.195…0.245 MPa, injected=0.0981 MPa, compressed=0.11…0.13 MPa. Conclusion. It is expedient to conduct further experimental studies of the operation of steam jet compressors with different values of the supply duty cycle and expanding the frequency range of the working flow to the nozzle of the jet apparatus. Keywords: gas jet compressor, workflow interrupter, working nozzle, injected flow, flow frequency, duty cycle. Сведения об авторах А.П. Кононенко SPIN-код: 3828-6755 Телефон: +380 (62) 301-07-24 Эл. почта: ap.kononenko@mail.ru

В.А. Панов SPIN-код: Телефон: Эл. почта:

3707-0018 +380 (62) 301-07-24 work_pva@mail.ru Статья поступила 10.09.2020 г. © А.П. Кононенко, В.А. Панов, 2020 Рецензент д.т.н., проф. К.Н. Маренич

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

УДК 622.232 И.В. Косарев, Г.В. Андреев, А.И. Ильин /к.т.н./ ГУ «Донецкий научно-исследовательский проектно-конструкторский и экспериментальный институт комплексной механизации шахт» (ДОНУГЛЕМАШ) (Донецк)

АНАЛИЗ РАБОТЫ УГЛЕДОБЫВАЮЩИХ ПРЕДПРИЯТИЙ ДОНЕЦКОЙ НАРОДНОЙ РЕСПУБЛИКИ И НАПРАВЛЕНИЯ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ИХ РАБОТЫ Рассмотрены результаты работы предприятий угольной промышленности, технология ведения очистных работ, структура парка очистного оборудования, направления повышения эффективности работы. Ключевые слова: уголь, очистной комбайн, механизированная крепь, скребковый конвейер. Постановка проблемы Угольная промышленность Донецкой Народной Республики (ДНР) является одной из основных отраслей народно-хозяйственного комплекса, обеспечивающей энергетическую безопасность Республики, работу металлургических комбинатов, загрузку машиностроительных и ремонтных предприятий, сохранение рабочих мест. Техническое перевооружение шахт новой техникой за последние пять лет практически не осуществлялось. Для обеспечения необходимых объемов добываемого угля с достаточным уровнем рентабельности, при объективной необходимости сокращения количества работающих предприятий, очистных забоев и обслуживающего персонала требуется обеспечить их эффективную работу за счет проведения на специализированных предприятиях качественного капитального ремонта горно-шахтного оборудования (ГШО). В первую очередь это касается очистного оборудования комплексно-механизированных забоев с модернизацией под конкретные горногеологические и горнотехнические условия их применения. Производить замену не подлежащего ремонту оборудования новым, ранее освоенным в производстве, и параллельно выполнять работы по созданию и освоению серийного производства нового высокоэффективного горношахтного оборудования. Анализ последних исследований и публикаций В ДНР основным источником энергии был и остается уголь. Основные промышленные запасы угля сосредоточены в пластах мощностью от 0,7 до 2,0 м [1…4]. Среднединамическая мощность пластов составляет 1,15 м. В тонких пластах мощностью до 1,2 м находится более 70 % запасов угля. 3(21)'2020

Основными показателями, определяющими экономическую эффективность работы угледобывающих предприятий, являются объемы добычи угля и его качество. Факторами, определяющими объемы добычи угля по предприятию, являются: – технология отработки угольных запасов: столбовая система (с отработкой лав обратным ходом); сплошная система (с отработкой лав прямым ходом); комбинированная система. Наиболее эффективной является столбовая система отработки, исключающая совмещение очистных и подготовительных работ, ограничивающее темпы подвигания линии очистного забоя; – техническая оснащенность и состояние горно-шахтного оборудования, задействованного в основных технологических процессах добычи угля. В первую очередь это касается забойных машин добычного участка и оборудования транспортных линий; – укомплектованность добычных и проходческих участков квалифицированным рабочим и инженерно-техническим персоналом. Факторы, определяющие качество добываемого угля (зольность): – присечка боковых пород из-за несоответствия очистной техники мощности отрабатываемого пласта; – обрушение пород кровли в лаве и на сопряжении «лава – штрек» из-за потери несущей способности секций механизированных крепей; – засоренность угля породой при совместной транспортировке угля из очистных забоев и горной массы от проведения и ремонта горных выработок. При выполнении анализа работы угледобывающих предприятий учтены:

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

– объемы добычи; – количество комплексно-механизированных забоев (КМЗ) и забоев с индивидуальным креплением; – нагрузки на очистные забои; – системы отработки; – диапазоны мощностей отрабатываемых пластов; – структура использования очистного оборудования в КМЗ по типам механизированных крепей, очистных комбайнов и скребковых конвейеров. Цель (задачи) исследования Целью настоящей работы является выполнение анализа работы предприятий угольной промышленности ДНР для определения направлений повышения экономической эффективности их работы. Основной материал исследования Анализ работы угледобывающих предприятий ДНР [1] показал, что в 2019 г. на 19-ти шахтах (табл. 1), из которых 15 имеют государственную форму собственности, в работе находилось 46 забоев, из которых 43 – комплексномеханизированных. При определении направлений повышения эффективности работы угледобывающих предприятий рассмотрены варианты совершенствования технологии ведения очистных работ, результаты научно-исследовательских и проектноконструкторских работ по модернизации очистного оборудования при проведении его капитального ремонта; результаты научно-исследовательских и проектно-конструкторских работ по созданию нового высокоэффективного очистного оборудования. Общий объем добычи в 2019 г. составил 8086047 т. Из 43-х комплексно-механизированных забоев, находившихся в эксплуатации в 2019 г., 14 работали по столбовой системе разработки, 6 – по комбинированной и 23 – по сплошной, что негативно сказывается на уровне добычи угля из-за совмещения очистных и подготовительных работ. С нагрузкой более 1000 т/сутки работали в течение года 16 лав. Среднесуточная нагрузка на КМЗ составила 785 т. Из-за отсутствия средств на приобретение проходческой техники подготовка добычных участков в основном выполняется буровзрывным способом или с применением отбойных молотков, что определяет низкие темпы подготовки линии очистных 26

забоев и является одной из основных причин перехода шахт на работу с одной лавой. В настоящее время уже восемь шахт имеют по одной лаве, и в силу отсутствия технического оснащения подготовительных забоев наблюдается устойчивая тенденция к сокращению количества лав на других предприятиях. Работа предприятий по схеме «шахта – лава» связана с определенными рисками по прекращению добычи угля на длительный период из-за горно-геологических нарушений, горно-динамических явлений и других негативных факторов, присущих подземной добыче угля. Общие сведения результатов анализа работы комплексно-механизированных забоев на угольных предприятиях ДНР в 2019 г. приведены в табл. 2. Практически вся добыча шахт ДНР в 2019 г. (свыше 97 %) обеспечивалась очистными комплексами на базе четырехстоечных оградительно-поддерживающих щитовых механизированных крепей типа КД80 и КД90; двухстоечных оградительно-поддерживающих щитовых механизированных крепей типа ДМ и ВМW; комплектных поддерживающих механизированных крепей типа МК98Д. Табл. 1. Перечень угледобывающих предприятий ДНР Наименование административной Шахты единицы им. Челюскинцев ГП «ДУЭК» им. А.А. Скочинского Щегловская-Глубокая ПАО «Ш/у «Донбасс» Коммунарская Холодная Балка Калиновская-Восточная им. С.М. Кирова ГП «Макеевуголь» Ясиновская-Глубокая Иловайская им. М.И. Калинина Ш/у им. Л.И. Лутугина Волынская ГП «Торезантрацит» Прогресс Заря Шахтерская-Глубокая ГП «Шахта им. А.Ф. Засядько» ГП «Шахта «Комсомолец Донбасса» ПАО «Шахта «Ждановская» ЧПП «Горняк-95»

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Диаграмма парка механизированных крепей приведена на рис. 1. Парк углевыемочных машин очистных механизированных комплексов состоит из очистных комбайнов с цепной гидравлической системой подачи типа 1К101У, очистных комбайнов с бесцепной гидравлической системой по-

2МКД90

3МКД90

МДМ

КМК98ДС

BMW

Объем применения, шт. Среднедействующее количество,шт. Мощность пластов, м геологическая / вынимаемая Объем присечки боковых пород, % Средняя длина очистного забоя, м Угол падения пласта, град.

1МКД90

Наименование показателя

1МКД80

Табл. 2. Результаты анализа работы комплексно-механизированных забоев в 2019 г. Механизированные комплексы

12 9,3

12 8,8

9 5,75

3 2,2

4 2,8

2 2,0

1 1,0

0,90/ 1,09 21,1 230 3-18

1,04/ 1,18 42,0 257 3-17

1,34/ 1,43 6,7 241 5-23

1,5/ 1,19/ 1,5 1,30 0,0 9,2 250 259 12-20 9-16

1,0/ 1,34/ 1,1 1,35 10,0 0,0 211 302 10-20 5

дачи типа 2ГШ68Б и РКУ10, очистных комбайнов с вынесенной системой подачи типа УКД200-250, очистных комбайнов с бесцепной частотно-регулируемой системой подачи МВ280Е, струговых установок типа УСТ2М. Диаграмма парка углевыемочных машин приведена на рис. 2.

Рис. 1. Диаграмма парка механизированных крепей

Рис. 2. Диаграмма парка углевыемочных машин 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Скребковые конвейеры, обеспечивающие увязку забойных машин в комплексе, можно классифицировать по исполнению тягового органа с цепями, расположенными в направляющих рештачного става типа СП250, СП26, СП251, СП26У, СП326, УСТК-2М и с центрально-сдвоенными цепями типа СПЦ163, СПЦ271, СЗК190, СЗК228. Диаграмма парка скребковых конвейеров приведена на рис. 3. Техническое переоснащение очистных забоев новой очистной техникой за последние пять лет практически не осуществлялось. За истекший период только один скребковый конвейер СП26У (изготовления ГП «Донецкгормаш») и один очистной комбайн 1К101У (изготовления ГП «Горловский машзавод») были поставлены в ОП «Шахта им. А.А. Скочинского» ГП «ДУЭК». Парк очистных комбайнов, от которых во многом зависит нагрузка на очистной забой, находится в весьма плохом состоянии. Из-за длительного срока эксплуатации очистные комбайны прошли от 3-х до 5-ти капитальных ремонтов и по состоянию корпусных узлов и деталей трансмиссий подлежат списанию. Их высокая аварийность определяется еще и тем фактом, что капитальные ремонты в основном осуществляются на неспециализированных предприятиях или в условиях шахт, которые не располагают соответствующим парком станочного оборудования и стендовой базой для выполнения электрогидравлических и силовых испытаний машин. Для повышения качества капитальных ремонтов очистных комбайнов ГУ «ДОНУГЛЕМАШ» разработана ремонтная конструкторская документация на корпуса, узлы и детали очистного

комбайна 1К101У [2] с модернизацией, повышающей ресурс и эксплуатационные показатели комбайна, являющегося основной выемочной машиной на шахтах ДНР. При разработке ремонтной конструкторской документации соблюдены условия взаимозаменяемости основных составных частей – корпусов, узлов и деталей, при проведении текущих и капитальных ремонтов с ограничением только по использованию модернизированных зубчатых передач, которые должны заменяться парами. При этом обеспечена возможность использования ремонтного фонда корпусов комбайна. Кроме того, ГУ «ДОНУГЛЕМАШ» также разработана конструкторская документация, включая 3D-модели, на корпуса комбайнов 1ГШ68, 2ГШ68Б, РКУ10 [3] с модернизацией, повышающей их ресурс. Это позволит обеспечить их изготовление, в том числе с использованием ремонтного фонда при проведении капитальных ремонтов, а также при изготовлении новых машин. Ремонтная конструкторская документация на корпуса, узлы и детали очистного комбайна 1К101У и конструкторская документация на корпуса комбайнов 1ГШ68, 2ГШ68Б, РКУ10 переданы ГП «Горловский машиностроительный завод». Основной единицей, определяющей жизнеспособность очистного механизированного комплекса, является гидравлическая механизированная крепь. На шахтах ДНР практически все КМЗ, кроме двух лав, работающих с комплектной поддерживающей крепью МК98Д, оснащены четырех- и двухстоечными щитовыми гидравлическими крепями оградительно-поддерживающего типа.

Рис. 3. Диаграмма парка скребковых конвейеров 28

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Металлоконструкция этих крепей рассчитана на 20…25 лет службы и позволяет производить текущий и капитальный ремонты только с заменой узлов силовой и управляющей гидравлики, вновь изготовленных или прошедших капитальный ремонт. Основными предприятиями, осуществляющими капитальный ремонт механизированных крепей и другого горно-шахтного оборудования для шахт ДНР, являются ОП «Торезский ремонтно-механический завод» ГП «Торезантрацит» и ОП «Макеевский ремонтно-механический завод (РМЗ)» ГП «Макеевуголь». ГУ «ДОНУГЛЕМАШ» имеет гидролабораторию с аттестованной стендовой базой, которая позволяет оценивать техническое состояние как гидрооборудования, находящегося в эксплуатации и вновь изготовленного, так и прошедшего капитальный ремонт, включая стендовые испытания, в т.ч. испытания на ресурс. При подготовке оборудования для вновь вводимых очистных забоев иногда возникает

необходимость увеличения или уменьшения диапазона обслуживаемого пласта при использовании имеющегося в наличии ремонтного фонда механизированных крепей. ГУ «ДОНУГЛЕМАШ» по заявкам угольных или ремонтных предприятий может разработать ремонтную конструкторскую документацию с модернизацией, предусматривающей изменения диапазона раздвижности механизированной крепи, а также производить капитальный ремонт управляющей гидравлики на своей экспериментальной базе. На рис. 4 и 5 приведен вариант перевода крепи 3КД90 в типоразмер 2КД90 при проведении капитального ремонта в ОП «Макеевский РМЗ» для условий ОП «Шахта им. М.И. Калинина» ГП «ДУЭК». Модернизация произведена за счет замены гидростоек крепи, изготовления нового звена многозвенника и изменения конструкции перекрытия и щита с использованием соответствующих узлов крепи 3КД90.

Рис. 4. Секция крепи 3КД90.60.00.000: 1 – перекрытие 3КД90.39.09.000; 2 – траверса 3КД90.12.00.050; 3 – щит 3КД90.39.00.130; 4 – траверса 3КД90.12.00.020

Рис. 5. Секция крепи 2КД90К.16.00.000: 1 – перекрытие 2КД90К.16.09.000; 2 – звено 2КД90К.16.00.001, 2шт.; 3 – щит 2КД90К.16.00.130, 130-01 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

На рис. 6 представлен вариант модернизации крепи 2КД90 в типоразмер 3КД90 для условий ОП «Шахта «Шахтерская-Глубокая» ГП «Торезантрацит», разработанный ГУ «ДОНУГЛЕМАШ» для капитального ремонта в условиях ОП «Торезский РМЗ». Модернизация осуществляется за счет применения гидростоек 2КД90 с надставками и проставок на основание. Это техническое решение позволяет увеличить раздвижность секции механизированной крепи по заднему ряду стоек с 1470 до 1665 мм, а по переднему ряду – с 1650 до 1990 мм. Качество угля в основном зависит от присечки боковых пород, особенно при отработке тонких пластов в диапазоне 0,9…1,2 м. Присечка зачастую закладывается на этапе взаимной увязки оборудования очистного комплекса. При этом решающим фактором, определяющим вписываемость в пласт, является высота корпуса очистного комбайна от опорной плоскости конвейера в зоне крепи. Минимизацию присечек обеспечивает применение комбайна УКД200-250 (рис. 7) с расположением основного корпуса у груди забоя. Это позволяет снизить присечку пород на 100…150 мм, а соответственно, и зольность угля на 10…15 % по сравнению с применением очистного комбайна 1К101У (рис. 8), с расположением корпуса над ставом конвейера. Имеется большой практический опыт эксплуатации ком-

байна УКД200-250 в вынимаемой мощности пласта 0,95…1,05 м. Сокращение зольности на 3…4 % добываемого угля может быть достигнуто за счет применения бункер-конвейеров [4], в т.ч. модульных, позволяющих осуществлять раздельную транспортировку угля и породы из подготовительных выработок. Бункер-конвейер также предназначен для оснащения добычных участков в качестве аккумулирующего устройства для увеличения нагрузок на очистные забои за счет сокращения простоев лавы при остановке общешахтных транспортных цепей. Технологическая схема ведения очистных и подготовительных работ с применением модульных бункер-конвейеров приведена на рис. 9. Следующим направлением по снижению зольности является уменьшение вывалообразований в лаве и на участках сопряжения с подготовительными выработками за счет качественного крепления кровли. Как правило, за исключением наличия геологических нарушений и зон ложной кровли, вывалообразования происходят вследствие плохого технического состояния секций механизированных крепей, в части потери их несущей способности, и отсутствии на сопряжениях механизированных средств крепления в виде специальных концевых секций и крепей сопряжения.

Рис. 6. Секция крепи 2КД90 с надставками на стойки и проставками на основание: 1 – надставка; 2 – проставка

Рис. 7. Увязка очистного комбайна УКД200-250 в составе механизированного комплекса 1МКД90: 1 – очистной комбайн УКД200-250; 2 – скребковый конвейер СП26У (СП251); 3 – механизированная крепь 1КД90 30

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Рис. 8. Увязка очистного комбайна 1К10У в составе механизированного комплекса 1МКД90: 1 – очистной комбайн 1К101У; 2 – скребковый конвейер СП26У (СП251); 3 – механизированная крепь 1КД90

Рис. 9. Технологическая схема очистных и подготовительных работ с применением модульного бункер-конвейера: 1 – перегружатель скребковый; 2 – крепь сопряжения; 3 – крепь механизированная; 4 – комбайн очистной; 5 – крепь усиления; 6 – комбайн проходческий; 7 – конвейер ленточный участковый; 8 – бункер-конвейер модульный; 9 – конвейер ленточный магистральный По статистическим данным, зольность угля за счет вывалообразований увеличивается на 2…3 %. Исключение этих факторов засорения угля породой позволит снизить зольность добываемого угля на 15…20 % и обеспечить реализацию значительной части энергетического угля на электростанции с зольностью до 28 % без обогащения. Максимальный результат по снижению присечек боковых пород и повышению эффективности отработки тонких пластов может быть достигнут при применении разработанного ГУ «ДОНУГЛЕМАШ» комплекса ОКД [4], не имеющего аналогов в мировой практике (рис. 10). Комплекс предназначен для выемки пластов мощностью 0,8…1,1 м и состоит из механизированной крепи КД500, очистного комбайна УКМ240 и скребкового конвейера КСТ. Комбайн 3(21)'2020

УКМ240 имеет высоту корпуса (портала) в зоне крепи 450 мм, что на 100 мм меньше, чем у комбайна УКД200-250, и на 215 мм, чем у комбайна 1К101У. Размер по осям шнеков составляет всего 4000 мм, что значительно, на 1880 мм, меньше, чем у УКД200-250. Строительная высота четырехстоечных щитовых секций крепи составляет 520 мм (вместо 580 и 600 мм в крепях 1КД80 и 1КД90), что обеспечивается за счет расположения двух проходов для рабочего персонала между конвейером и забойным рядом стоек, при минимизации габаритов перекрытия и основания. Основной особенностью конвейера КСТ является размещение тяговой цепи вынесенной системы подачи со стороны забойной части конвейера, что не только снижает нагрузки на основные узлы комбайна, но и повышает уровень безопасности работ в лаве.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Рис. 10. Очистной механизированный комплекс ОКД: 1 – очистной комбайн УКМ240; 2 – скребковый конвейер КСТ; 3 – механизированная крепь КД500 Комбайны УКД200-250 и УКМ240 имеют вынесенную систему подачи (ВСП). Для повышения ее эксплуатационных качеств – снижения габаритов, повышения тягового усилия и надежности ГУ «ДОНУГЛЕМАШ» выполняются работы по созданию вынесенной системы подачи с частотно-регулируемым приводом – ВСПЧ [5]. В силу сложившейся в 2019 г. финансовоэкономической ситуации на угольных предприятиях заказы по ремонту и изготовлению горношахтного оборудования на основные машиностроительные заводы государственной формы собственности, такие как ГП «Донецкгормаш» и ГП «Горловский машиностроительный завод», практически приостановлены. Аналогичная ситуация и на предприятиях государственной и негосударственной форм собственности, изготавливающих и производящих капитальный ремонт ГШО. При наличии финансирования можно обеспечить: – по ГП «Донецкгормаш»: изготовление скребковых и ленточных конвейеров в количестве 5…7 ед., стационарного оборудования, скребковых перегружателей, лебедок и другого индивидуального оборудования; – по ГП «Горловский машиностроительный завод»: изготовление и капитальный ремонт очистных комбайнов в объеме 12…15 ед., насосных станций для механизированных крепей до 15 ед., индивидуального оборудования и комплектов запасных частей к очистным комбайнам. В целом имеющиеся производственные мощности ремонтных и машиностроительных предприятий ДНР государственной и частной форм собственности позволяют, при наличии финансирования, обеспечить угледобывающие 32

предприятия Республики капитально отремонтированным с модернизацией и качественным новым ГШО в необходимых объемах. Выводы С учетом результатов анализа работы угледобывающих предприятий ДНР, повышение экономической эффективности работы шахт, обеспечивающее их рентабельное производство, может быть реализовано при наличии финансовых средств, в том числе инвестиций за счет: – технического переоснащения шахт капитально отремонтированным, в т.ч. с модернизацией на специализированных предприятиях, и новым оборудованием, максимально адаптированным к горно-геологическим и горнотехническим условиям применения; – увеличения нагрузок на очистные забои и темпов подготовительных работ, обеспечивающих своевременную подготовку добычных участков с отработкой лав длинными столбами на обратный ход; – повышения качества рядового угля с уменьшением зольности на 15…20 % за счет минимизации присечек боковых пород очистными комбайнами, снижения вывалообразований в лаве и на сопряжениях «лава – штрек», раздельной транспортировки угля и породы; – создания и освоения серийного производства нового высокоэффективного горно-шахтного оборудования; – подготовки и укомплектованности угольных предприятий рабочим и инженерно-техническим персоналом. Список литературы 1. Научно-техническое сопровождение работ в области механизации основных технологи-

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

ческих процессов угледобычи, оказание технической помощи при изготовлении, ремонте, модернизации и внедрении горношахтного оборудования, исследование режимов работы и технического состояния горных машин, разработка нормативнотехнических документов и оперативных технико-технологических мероприятий по устранению аварийных ситуаций и негативных факторов, влияющих на стабильность добычи угля, его качество, себестоимость и условия труда подземного персонала: Отчеты о НИР / ГУ «ДОНУГЛЕМАШ», № ГР 118D000074; Инв. № А/0009. – Донецк, 2019. – 182 с.; Инв. № А/0053. – Донецк, 2020. – 75 с. 2. Выполнить научно-исследовательские работы по анализу и обобщению опыта эксплуатации очистных комбайнов 1К101У с целью определения причин типовых отказов методом моделирования процессов нагружения в подсистемах комбайна. Разработать ремонтную конструкторскую документацию на корпуса, узлы и детали комбайна, с модернизацией, повышающей ресурс и эксплуатационные показатели комбайна: Отчет о НИР (заключительный) /

ГУ «ДОНУГЛЕМАШ»; № ГР 118D000070; Инв. № А/0050. – Донецк, 2019. – 111 с. 3. Выполнить научно-исследовательские работы по анализу и обобщению опыта эксплуатации очистных комбайнов 1ГШ68, 2ГШ68Б, РКУ10 с целью определения причин типовых отказов методом моделирования процессов нагружения корпусов комбайнов. Разработать конструкторскую документацию на корпуса комбайнов с модернизацией, повышающей ресурс и эксплуатационные показатели комбайнов: Отчет о НИР (заключительный) / ГУ «ДОНУГЛЕМАШ»; № ГР 118D000071; Инв. № А/0051. – Донецк, 2019. – 125 с. 4. Косарев, И.В. Инновационные направления в создании горно-шахтного оборудования, обеспечивающего повышение эффективности добычи угля // Вестник Донецкого национального технического университета. – 2016. – №6(6). – С. 12-18. 5. Косарев, И.В. Повышение производительности очистных комбайнов с вынесенной системой подачи / И.В. Косарев, А.В. Мезников // Вестник Донецкого национального технического университета. – 2016. – №6(6). – С. 19-23.

I.V. Kosarev, G.V. Andrieiev, A.I. Ilin /Cand. Sci. (Eng.)/ Donetsk Research, Design and Experimental Institute of Complex Mine Mechanization (Donetsk) ANALYSIS OF THE WORK OF COAL MINING ENTERPRISES OF DONETSK PEOPLE'S REPUBLIC AND WAYS TO IMPROVE THEIR EFFICIENCY Background. The results of the analysis of the work of coal mining enterprises of the Donetsk People's Republic and possible directions for improving the efficiency of their work are considered. Materials and/or methods. Analyzed: the current coal mining enterprises of the DPR and their treatment faces in operation in 2019; production volumes by year and for previous periods; factors affecting the volume and quality of coal produced; the structure of the cleaning equipment fleet, including mechanized supports, cleaning combines and scraper conveyors, and their technical condition; possible options for equipment modernization during major repairs and the use of new equipment. Research methods are analytical and statistical. Results. Proposed: to expand the use of coal seam mining technology for reverse mining; to provide high-quality capital repairs at specialized enterprises with modernization, which provides an increase in resource and operational indicators, as well as maximum adaptation to specific mining and geological and mining conditions of treatment faces; to replace the equipment that has run out of life with previously mastered in production and newly developed high-performance equipment; to improve the quality of the extracted coal by reducing ash content by reducing side rock leaks with optimally selected cleaning equipment, eliminating clogging of coal with rock associated with the collapse of rocks in the face and at the junctions, as well as from sinking operations. Conclusion. The introduction on DPR coal mining enterprises of the overhauled mining equipment with modernization that increases reliability and operational indicators as well as newly manufactured equipment will increase the load, labour safety and reduce operating costs and optimize the 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

number of enterprises and longwalls. Improving the quality of coal produced by reducing the ash content by 15…20 % will make it possible to supply it to power plants without enrichment. Keywords: coal, cleaning combine, mechanized support, scraper conveyor. Сведения об авторах И.В. Косарев Телефон: +380 (71) 331-29-27 Эл. почта: donuglemash@mail.ru

Г.В. Андреев ORCID iD: 0000-0002-7105-815Х Телефон: +380 (71) 334-40-03 Эл. почта: dgum-mtp@yandex.ru

А.И. Ильин Телефон: +380 (71) 336-00-69 Эл. почта: donuglemash@mail.ru Статья поступила 07.09.2020 г. © И.В. Косарев, Г.В. Андреев, А.И. Ильин, 2020 Рецензент д.т.н., проф. О.Е. Шабаев

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

УДК 622.232.7 О.Е. Шабаев /д.т.н./ ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» (Донецк) А.Ю. Довгань ГУ «Автоматгормаш им. В.А. Антипова» (Донецк)

ВЛИЯНИЕ ПОЗИЦИОНИРОВАНИЯ ПРОХОДЧЕСКОГО КОМБАЙНА КСП-35 В ПРОХОДЧЕСКОМ ЗАБОЕ НА ЭФФЕКТИВНОСТЬ ЕГО ФУНКЦИОНИРОВАНИЯ На основе модельных исследований рабочего процесса проходческого комбайна КСП-35 с осевой коронкой теоретически установлено, что смещение комбайна относительно продольной оси выработки, обусловленное ручным принципом управления, на величину более 0,1 м приводит к существенному снижению теоретической производительности до 43,7 %, повышению удельных энергозатрат на разрушение до 64,1 %, а также снижение ресурса элементов трансмиссии исполнительного органа до 64 %. Повышение технического уровня и эффективности работы проходческих комбайнов избирательного действия может быть достигнуто на базе системы автоматизированного позиционирования комбайна в выработке. Ключевые слова: проходческий комбайн, моделирование, позиционирование, производительность, ресурс. Постановка проблемы Повышение нагрузки на очистные забои обусловлено обеспечением экономической целесообразности добычи угля. Своевременная подготовка новых забоев и магистральных выработок требует повышения темпов проходки до 300 м в месяц и более. При этом необходимо обеспечить требуемую производительность проходческой машины, эффективность разрушения и минимизировать простои и энергозатраты. При прохождении подготовительных выработок механизированным способом при помощи проходческого комбайна правильность позиционирования машины в выработке во многом зависит от оператора, и отклонение от оси выработки в ту или иную сторону может привести к неравномерности нагрузки на исполнительный орган (ИО) в процессе разрушения, изменению формы проходческого забоя, изменению основных показателей работы комбайна – производительности, энергоэффективности и в итоге повлиять на ресурс отдельных узлов. Применение моделей для определения нагруженности исполнительного органа при смещении проходческого комбайна КСП-35 от оси выработки позволит оценить влияние позиционирования машины в проходческом забое на производительность, энергоэффективность и ресурс отдельных силовых систем. Данные модельного эксперимента позволят выявить наиболее неблагоприятное сочетание факторов при 3(21)'2020

обработке проходческого забоя – сечения выработки, шага фрезерования и бокового смещения. Таким образом, изучение влияния позиционирования проходческого комбайна в проходческом забое является актуальной задачей для повышения эффективности его функционирования путем снижения удельных энергозатрат, повышения производительности, уменьшения простоев и сохранения ресурса отдельных узлов трансмиссии исполнительного органа. Анализ последних исследований и публикаций К проблеме позиционирования горных машин в выработке обращались ученые с момента появления идеи безлюдной добычи полезных ископаемых в 1970-х годах. При этом основное внимание уделяется безопасности ведения проходческих работ и, по возможности, выведению оператора из опасной зоны. Институт «Автоматгормаш» (г. Донецк) [1,2], российские [3], а также иностранные [4] ученые активно участвуют в развитии идей программной обработки забоя и роботизации горного оборудования. При этом влияние позиционирования проходческого комбайна в выработке на техническую производительность, удельные энегозатраты на разрушение, нагруженность и ресурс силовых систем комбайна изучено не в полной мере. Полученные авторами [5,6] модели позволяют описать процесс формирования нагрузки на

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

исполнительном органе проходческого комбайна. В монографии [7] представлены математическая модель рабочего процесса проходческого комбайна и математическая модель формирования вектора внешнего возмущения на исполнительном органе, предложена накопленная повреждаемость в качестве количественной характеристики оценки ресурса проходческого комбайна. Однако неисследованным остается влияние смещения комбайна вбок от оси выработки на изменение усилий подачи и резания на коронке исполнительного органа, производительность, энергоэффективность и ресурс. Применив методы математического моделирования, можно определить усилия подачи и резания на коронке комбайна КСП-35 при различном его смещении вбок от оси выработки и различном заглублении коронки в массив, установить степень влияния позиционирования проходческого комбайна в выработке на эффективность его функционирования. Цель (задачи) исследования Целью работы является определение влияния позиционирования проходческого комбайна избирательного действия в выработке на его основные показатели – производительность, энергоэффективность и ресурс силовых систем. Основной материал исследования Объектом исследования является проходческий комбайн избирательного действия типа КСП-35 с осевой коронкой диаметром 1050 мм с двигателем привода исполнительного органа мощностью 132 кВт в режиме S1. Для оценки влияния позиционирования проходческого комбайна КСП-35 в выработке на его основные показатели – производительность, энергоэффективность, ресурс элементов трансмиссии исполнительного органа и его силовых систем была использована разработанная модель рабочего процесса проходческого комбайна [7], позволяющая определять силовую нагруженность исполнительного органа и длительность рабочего процесса обработки забоя. Для оценки объема горной массы, разрушаемой за цикл обработки забоя, была разработана в среде «Компас-3D» объемная модель разрушаемого пространства с учетом формы и площади сечения забоя S, шага фрезерования ΔН, глубины зарубки В и величины смещения комбайна ΔL. Согласно опыту эксплуатации проходческих комбайнов наиболее низкий ресурс имеют элементы трансмиссии. Поэтому для оценки ресурса будем использовать крутящий момент на коронке. Для оценки теоретической производительно36

сти может быть использован объем разрушаемой породы и модельное время обработки забоя. Основным фактором, влияющим на характеристики рабочего процесса, является сечение разрушаемого забоя S и крепость породных прослоек рк, а также параметры разрушения забоя: скорость подачи Vп и вращения коронки ω, шаг фрезерования ΔН и глубина ее зарубки В. Основными макроуровневыми показателями, определяющими эффективность работы проходческого комбайна, являются производительность, ресурс и удельные энергозатраты. Для модельных исследований были приняты представительные условия эксплуатации комбайна КСП-35, описанные в работе [8]. При управлении перемещением проходческого комбайна и его позиционировании в выработке оператор не имеет других ориентиров, кроме боковых стенок выработки, при этом забой имеет неровную полукруглую форму и может иметь предварительное боковое смещение. Таким образом, в процесс позиционирования проходческого комбайна в выработке вмешивается человеческий фактор, и смещение машины от продольной оси выработки зависит от опыта комбайнера и его пространственной ориентации. В результате смещения проходческого комбайна от оси выработки происходит существенное изменение глубины зарубки В в процессе обработки забоя, которая при смещении 250 мм может находиться в пределах В=104…630 мм. В качестве примера на рис. 1 представлена схема разрушения проходческого забоя при смещении комбайна относительно продольной оси выработки на величину ΔL.

Рис. 1. Схема формирования стружки при разрушении проходческого забоя горизонтальными резами вследствие смещения комбайна относительно продольной оси выработки

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

На рисунке приняты следующие обозначения: L – вылет стрелы проходческого комбайна; ΔL0, ΔL – отклонение предыдущего реза и текущее отклонение от продольной оси; В – глубина зарубки ИО, соответствующая шагу передвижки; Вmax, Bmin – глубина зарубки ИО с учетом смещения комбайна относительно продольной оси выработки. При моделировании принята схема набора коронки комбайна КСП-35, приведенная в табл. 1 и соответствующая рис. 2. Начало координат находится в основании конуса коронки, ось Х совпадает с осью коронки. Координаты ri и φi находятся в смещенной плоскости относительно ОZY на величину xi. Угол φi отсчитывается от оси Z. В табл. 1 приняты следующие обозначения: N – порядковый номер резца в спирали при счете от вершины конуса коронки ИО к его основанию, количество спиралей – 3, по 14 резцов в спирали; ri – радиус вращения вершины i-го резца относительно оси коронки; xi – координата вершины i-го резца по оси Х; φi – угол поворота вершины резца относительно оси Z (рис. 2). Значения скорости подачи при разрушении прослойков забоя подбирались из условия обеспечения давления в гидроцилиндре поворота, не превышающего настройки предохранительного клапана, и максимальной возможной скорости подачи коронки, ограниченной конструктивными параметрами значением 2,8 м/мин. Согласно экспертным оценкам, величина смещения комбайна относительно продольной

оси выработки может находиться в пределах ±0,25 м для выработки сечением до 20,2 м2 при условии обеспечения обработки забоя с одной установки комбайна. С учетом вышеизложенного разработан план проведения вычислительного эксперимента (табл. 2). Эксперимент реализовывался как полнофакторный с перебором всех возможных вариантов. Выходными величинами являлись мгновенные значения крутящего момента M на коронке и мощности привода исполнительного органа N, а также время tц и объем разрушенного горного массива V за полный цикл обработки забоя.

Рис. 2. К схеме набора резцов коронки комбайна КСП-35

Табл. 1. Схема набора резцов коронки № резца ri, мм xi, мм φi, град. № резца ri, мм xi, мм φi, град. № резца ri, мм xi, мм φi, град.

164

239

307

365

413

447

465

476

487

498

510

520

525

521

717

704

675

632

577

511

443

378

319

254

192

131

324

284

250

220

193

169

145

121

139

216

286

347

399

437

461

473

484

495

506

517

523

522

718

710

686

648

596

535

466

401

338

275

212

151

156

350

323

297

273

249

225

200

176

152

128

115

192

264

328

384

425

455

469

480

491

502

513

521

525

709

715

696

662

614

557

489

422

360

297

233

171

110

295

233

186

148

117

353

329

305

280

256

3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

фрагмент изменения момента сопротивления М на коронке в зависимости от угла ее поворота φк (участок сектора) и для полного цикла обработки забоя (рис. 3б) при следующих условиях разрушения: В=0,4 м; ΔН=0,4 м; S=20,2 м; рк=320 МПа; ΔL/ΔL0=0/0. Производительность проходческого комбайна за цикл обработки забоя Qц определялась по следующим зависимостям:

№ положения комбайна

Табл. 2. План вычислительного эксперимента Фактор Уровень фактора Смещение в горизон0/0 1 тальной плоскости отно0,10/0 2 сительно продольной оси 0,20/0 3 выработки ΔL, м, и 0,25/0 4 предыдущего реза -0,10/0,25 5 ΔL0, м* (ΔL/ ΔL0) -0,20/0,25 6 -0,25/0,25 7 0,25/0,25 8 Глубина зарубки В, м 0,4; 0,2 Шаг фрезерования ΔН, м 0,2; 0,4; 0,6 Контактная прочность 320; 600 породы рк, МПа Площадь выработки S, м2 20,2; 13 *Положительные значения означают сдвиг влево, отрицательные – сдвиг вправо.

Qц  n

Vц ; tц m

tц  ∑ ∑ tCij ; i 1 j 1

tC 

В процессе моделирования, с учетом принятой схемы обработки, грудь забоя разрушалась горизонтальными резами с принятым шагом фрезерования. При этом каждый горизонтальный рез разбивался на малые равные сектора, в пределах которых глубина зарубки практически постоянна. Для каждого сектора смоделирован рабочий процесс разрушения забоя. В качестве примера на рис. 3а приведен

L , Vпс

где Vц – объем разрушаемой породы за цикл работы проходческого комбайна, рассчитанный из объемной модели разрушаемого пространства; tц – время, затрачиваемое комбайном на цикл разрушения забойного пространства; t Cij – время, необходимое для разрушения j-го сегмента в i-м резе; L – длина дуги, формируемая исполнительным органом при обработке сегмента; Vпс – средняя скорость подачи в сегменте.

б Рис. 3. Момент сопротивления М: а – на коронке в зависимости от угла поворота φк; б – значения за весь цикл 38

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020

ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ



Удельные энергозатраты W за цикл обработки забоя определялись по зависимостям:

Wц 

Pсрвц ; Qц

PсрвЦ 

∑ Pсрв  t р рi

i 1

;

∑ t рi i 1

∑ P  t m

Pсрв р  i

j 1

Cij

 ,

t рi

где Pсрв Ц – средневзвешенная мощность на ИО за цикл

разрушения;

Pсрв р –

средневзвешенная

мощность в i-м резе; Pсij – мощность двигателя, необходимая для разращения j-го сектора в i-м резе; t с ij – время, затрачиваемое на разрушение jm

го сектора в i-м резе; t рi  ∑ tC ij – время, затраj 1

чиваемое на i-й рез при разрушении забойного пространства. В табл. 3 приведены результаты обработки данных модельного эксперимента для сечения выработки S=20,2 м2; глубины зарубки В=0,4 м; шага фрезерования ΔН=0,4 м; контактной прочности породы рк=320 МПа. Как видно из табл. 2, при отклонении проходческого комбайна от оси выработки как влево, так и вправо (положения 2…7) наблюдается увеличение максимальных значений момента сопротивления на коронке и достигает 11 % при незначительных отклонениях средневзвешенных значений момента. Изменение объема разрушаемого пространства незначительно вне зависимости от отклонения проходческого комбайна от оси выработки и достигает 1,5 % для положения 5. Для смещений комбайна вправо на 100 мм, 200 мм и 250 мм (положения 5, 6 и 7) наблюда-

Положение комбайна 1 2 3 4 5 6 7 8 3(21)'2020

ется увеличение времени цикла обработки забоя и, как следствие, снижение производительности и рост удельных энергозатрат. Так, при положении комбайна №7 наблюдается снижение производительности относительно положения №1 на 39 % и повышение удельных энергозатрат на 46 %, время цикла увеличивается на 56,6 %. Для определения уровня влияния смещения проходческого комбайна от оси выработки на ресурс отдельных элементов трансмиссии использован метод «дождя» [9]. На рис. 4 приведены гистограммы распределения амплитуд крутящего момента на ИО для различных положений проходческого комбайна. Рис. 4а является исходным и соответствует первому положению комбайна без смещения при передвижке. Рис. 4б соответствует четвертому положению со смещением влево на 250 мм, рис. 4в – седьмому положению со смещением на 250 мм вправо при второй передвижке. Как видно из рис. 4б и 4в, при смещении комбайна влево и вправо распределение частот повторения смещается в сторону первого и второго интервалов, при этом общее количество полуциклов нагружения в положении 4 не увеличивается, а в положении 7 увеличивается в 1,77 раза вследствие уменьшения скорости подачи Vп и увеличения времени цикла tц. При этом при смещении комбайна влево на 250 мм наблюдается увеличение максимальной амплитуды крутящего момента порядка 11 %. В качестве количественной характеристики ресурса комбайна принималась накопленная повреждаемость. Накопленная повреждаемость (НП) для элементов трансмиссии может быть получена по формуле: n

 

НП  ∑ AM i  hM i i 1

где АМi, hМi – соответственно амплитуды нагружения и частота их повторения, рассчитанные по методу «дождя»; m – показатель степени кривой усталости для рассматриваемого элемента.

Табл. 3. Характеристики рабочего процесса обработки забоя в зависимости от положения комбайна в выработке Момент сопротивления Рсрвц, кВт Vц, м3 Тц, мин Qц, м3/час Mmax, Н∙м Мсрвц, Н∙м 95,3 46420 26140 6,32 31,6 12,03 94,9 50850 26036 6,30 31,1 12,17 91,6 50850 25148 6,24 31,9 11,74 89,9 51390 24552 6,19 32,4 11,48 91,9 50740 25220 6,41 42,2 9,12 93,6 49340 25695 6,33 45,0 8,44 89,0 49350 24428 6,27 49,5 7,61 95,2 47620 26118 6,32 31,8 11,92 ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Wц, кВт∙ч/м3 8,0 7,8 7,8 7,8 10,1 11,1 11,7 8,0 39

а б в Рис. 4. Распределение амплитуд нагружения в зависимости от смещения комбайна: а – без смещения; б – смещение влево на 250 мм; в – смещение вправо на 250 мм Снижение ресурса элементов трансмиссии δТ определяется из зависимости [7]:

δTi 

НП -ц11

НП'ц-i1

НП -ц11

100 %,

где НПц1 – накопленная повреждаемость за цикл обработки забоя для положения 1; НП'цi – накопленная повреждаемость за цикл обработки забоя для положений i=2…8.

Аналогичным образом были получены значения для изменения производительности и удельных энергозатрат в зависимости от положения комбайна относительно продольной оси выработки. Полученные данные значений δТ , изменения производительности ΔQ и энергозатрат ΔW в соответствии с планом вычислительного эксперимента (см. табл. 2) сведены в табл. 4. Знак «–» перед значением ΔQ и ΔW говорит о снижении производительности и удельных энергозатрат соответственно.

Табл. 4. Влияние позиционирования проходческого комбайна на эффективность его функционирования Положение проходческого комбайна по рис. 2 Показа2 3 4 5 6 7 8 тель Шаг фрезерования ΔН=200 мм, площадь выработки S =13 м2 δT( m  3) 11,6 18,4 15,0 27,8 13,3 11,8 19,3 δT( m  6 ) 41,1 62,5 60,4 63,3 47,4 53,5 18,9 δT( m  9 )

ΔQ, % ΔW, %

64,4 10,7 -9,6

δT( m  3)

13,1

δT( m6 )

44,8

δT( m  9 )

63,3 0,72 -2,1

ΔQ, % ΔW, % δT( m  3)

10,0

δT( m  6 )

42,5

δT( m  9 )

68,6 1,3 -1,3

ΔQ, % ΔW, %

84,1 83,7 85,2 71,9 81,1 9,5 9,5 -25,4 -32,3 -37,04 -11,5 -13,7 31,51 42,8 52,0 Шаг фрезерования ΔН=200 мм, площадь выработки S=20,2 м2 7,8 1,97 13,5 -4,8 -8,1 39,9

41,9

28,4

16,7

22,7

52,1 64,9 34,8 27,2 43,6 -2,69 -3,7 -31,7 -33,4 -43,7 -3,5 -5,3 39,3 50,0 64,1 Шаг фрезерования ΔН=400 мм, площадь выработки S=13 м2 20,0 15,1 16,2 5,2 17,3 67,4

63,3

62,0

48,8

62,7

89,4 86,8 87,5 76,2 86,4 5,5 6,0 -27,2 -35,8 -38,4 -6,6 -8,7 36,0 52,1 57,7 Шаг фрезерования ΔН=400 мм, площадь выработки S=20,2 м2 9,8 2,3 -10,2 -45,0 -4,0

18,2 -19,23 23,8 0,9 -1,0 -16,1 7,94 -7,36 -0,8 -0,5 1,5 -1,76 1,8

δT( m  3)

10,0

δT( m  6 )

45,4

48,0

43,3

27,3

-19,2

26,6

11,6

δT( m  9 )

70,8 1,2 -1,6

70,5 -2,4 -1,4

70,4 -4,5 -1,1

59,3 -24,2 27,3

5,0 -29,8 40,0

45,5 -36,7 47,7

25,4 -0,9 0,9

ΔQ, % ΔW, % 40

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

1,9

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Анализ табл. 4 показывает, что смещение проходческого комбайна от оси выработки при обработке забоя приводит к существенному снижению ресурса элементов трансмиссии ИО комбайна. Для подшипников эта величина может достигать 30 %, а для валов и зубчатых колес – порядка 64 %. При этом наибольшее снижение ресурса в элементах трансмиссии отмечается при отклонении проходческого комбайна от оси выработки для большего шага фрезерования (ΔН=0,4 м), эта тенденция усиливается для малых сечений выработки (13,1 м2). При первом смещении проходческого комбайна относительно продольной оси выработки (положение 2, 3, 4) наблюдается незначительное изменение (±10 %) производительности и удельных энергозатрат по разрушению забоя, при этом с увеличением площади сечения выработки и шага фрезерования влияние положения комбайна на показатели эффективности использования машины снижается до 4 %. При последующем смещении проходческого комбайна относительно продольной оси выработки в противоположную сторону (положение 5, 6, 7) для всех сочетаний шага фрезерования и площади сечения выработки наблюдается резкое снижение производительности и повышение удельных энергозатрат (соответственно 40 и 60 %). При этом для меньшего сечения (S=13 м2) повышение шага фрезерования до 0,4 м приводит к большему снижению производительности и увеличению удельных энергозатрат, а при сечении S=20,2 м2 наблюдается обратный эффект. По результатам анализа можно сделать вывод, что наиболее неблагоприятное сочетание параметров обработки проходческого забоя комбайном КСП-35 является малое сечение выработки S=13 м2 при большем шаге фрезерования ΔН=0,4 м и сдвиге вправо на 250 мм от оси выработки. При этом наблюдается наихудшее наложение негативных факторов: негативное влияние на ресурс элементов трансмиссии, снижение производительности и повышение удельных энергозатрат. Выводы На основе модельных исследований рабочего процесса проходческого комбайна КСП-35 с осевой коронкой теоретически установлено, что смещение комбайна относительно продольной оси выработки, обусловленное ручным принципом управления (ввиду психофизиологических возможностей и квалификации оператора), на величину более 0,1 м приводит к существенному снижению эффективности функционирования комбайна при любом сочетании сечения выработки и шага фрезерования. 3(21)'2020

В результате смещения проходческого комбайна от оси выработки происходит существенное изменение глубины зарубки в процессе обработки забоя с явным смещением максимума в одну сторону. При этом диапазон изменения глубины зарубки при боковом резе находится в пределах от 0,1 до 0,63 м (для выработки сечением 20,2 м2 и величины смещения 0,25 м). Это обуславливает снижение теоретической производительности проходческого комбайна до 43,7 %, повышение удельных энергозатрат на разрушение и времени цикла обработки забоя соответственно до 64,1 % и 56,6 %, а также снижение ресурса элементов трансмиссии исполнительного органа (для подшипников до 43 %, валов и зубчатых колес до 64 %). Повышение технического уровня и эффективности работы проходческих комбайнов избирательного действия может быть достигнуто на базе системы автоматизированного позиционирования комбайна в выработке на основе перманентного анализа информации от датчиков о параметрах рабочего процесса, обеспечивающей оптимальные параметры обработки забоя. Список литературы 1. Злодеев, А.В. Повышение эффективности программной обработки забоя стреловыми комбайнами / А.В. Злодеев, В.В. Синенко, С.Е. Шумалинский //Автоматизация забойного оборудования: сб. научн. тр. – М.: НПО «Автоматгормаш», 1984. – Вып.9. – С. 57-60. 2. О стратегии создания интеллектуальных роботизированных систем управления горношахтным оборудованием / В.Г. Курносов [и др.] // Уголь Украины. – 2014. – №1. – С. 12-16. 3. Семыкина, И.Ю. Подходы к созданию роботизированного проходческого комбайна в условиях безлюдной шахты / И.Ю. Семыкина, А.В. Григорьев, А.Н. Гаргаев // Инновации и перспективы развития горного машиностроения и электромеханики: IPDME-2017: Сборник научных трудов Международной научно-технической конференции, СанктПетербургский горный университет, СанктПетербург, 23-24.03.2017 г. – С. 202-205. 4. Jasiulek, D. An adaptive control system of roadheader with intelligent modelling of mechanical features of mined rock / D. Jasiulek, K. Stankiewicz // Journal of KONES Powertrain and Transport. – 2011. – No.2. Vol.18. – P. 197203. 5. Кондрахин, В.П. Имитационное моделирование усилий резания и подачи при резании горных пород / В.П. Кондрахин, А.И. Хиценко // Bicтi Донецького гiрничого iнcтитуту. – 2010. – №2. – С. 150-154.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

6. Кучик, А.С. Моделирование работы исполнительного органа проходческого комбайна / А.С. Кучик, Е.В. Щерба, О.М. Волчек // Инновации на транспорте и в машиностроении: Сборник трудов IV Международной научнопрактической конференции, С.-Петербург, 28.04.2016 г. – С. 34-37. 7. Шабаев, О.Е. Техническая диагностика резцового исполнительного органа проходческого комбайна / О.Е. Шабаев, И.И. Бридун, Н.В. Хиценко; под общ. ред. О.Е. Шабаева. – Донецк: ООО «Технопарк ДонГТУ «УНИТЕХ», 2015. – 200 с.

8. Шабаев, О.Е. Экспериментальные исследования нагрузочных характеристик двигателя привода исполнительного органа проходческого комбайна КСП-35 в представительных условиях его эксплуатации / О.Е. Шабаев, А.Ю. Довгань // Вестник ДонНТУ. – 2018. – №4. – С. 34-40. 9. ГОСТ 25.101-83. Методы схематизации случайных процессов нагружения элементов машин и конструкций и статистического представления результатов. Межгосударственный стандарт. Расчеты и испытания на прочность.

O.E. Shabaev /Dr. Sci. (Eng.)/ Donetsk National Technical University (Donetsk) A.Yu. Dovgan State Institution «Automatgormash named after V.A. Antipov» (Donetsk) POSITIONING INFLUENCE OF THE KSP-35 ROADHEADER IN THE TUNNELLING FACE ON THE EFFECTIVENESS OF ITS FUNCTIONING Background. The increased load on the treatment faces is due to ensuring the economic feasibility of coal mining. For this, it is necessary to provide the required productivity of the tunnelling machine, the efficiency of destruction, and minimize downtime and energy costs. The data of the model experiment allow identifying the most unfavourable combination of factors when treating a face – the section of the workings, the milling step and the lateral displacement. Materials and/or methods. For model studies, we adopted the representative operating conditions of the KSP-35 combine. The experiment was a full-factor one with a search of all possible combinations of displacement options, the area of the workings, the cut depth, the milling step, and the contact strength of the rock. In the process of modelling, the face destroyed by horizontal cuts with the accepted milling step. At the same time, each flat cut divided into small equal sectors, within which the depth of the cut was almost constant. For each sector, the working process of destruction of the heading face modelled. Results. The resistance moment values on the crown per cycle, the productivity of the roadheader and the specific energy consumption for the destruction of the rock massive determined. Histograms of the distribution of torque amplitudes on the working body for different positions of the roadheader built. Offset from the production axis during the treating of the face leads to a decrease in the resource of the transmission elements of the working body. For bearings, this value can reach 30 %, and for shafts and gears – about 64 %. Conclusion. Model studies of the working process of the KSP-35 roadheader allowed theoretically establishing that the displacement of the combine relative to the longitudinal axis of the workings, due to the manual control principle, by an amount greater than 0.1 m leads to a significant decrease in the efficiency of the machine at any combination of the workings section and the milling step. Increasing the technical level and efficiency of roadheaders can be achieved based on the roadheader automated positioning system in the workings. Keywords: roadheader, modelling, positioning, productivity, resource. Сведения об авторах О.Е. Шабаев SPIN-код: 1447-2343 ORCID iD: 0000-0002-0845-7449 Телефон: +380 (95) 429-13-32 Эл. почта: oeshabaev@ya.ru

А.Ю. Довгань SPIN-код: 5834-1547 ORCID iD: 0000-0001-7154-4513 Телефон: +380 (95) 755-29-58 Эл. почта: agm_osu@mail.ru Cтатья поступила 06.09.2020 г.  О.Е. Шабаев, А.Ю. Довгань, 2020 Рецензент д.т.н., проф. В.П. Кондрахин

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

УДК 622.232.72.063 О.Е. Шабаев /д.т.н./, В.Г. Нечепаев /д.т.н./, П.П. Зинченко ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» (Донецк)

МЕТОДИКА ВЫБОРА ПАРАМЕТРОВ ОЧИСТНЫХ КОМБАЙНОВ СО ШНЕКАМИ МАЛЫХ ДИАМЕТРОВ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ЗАДАННЫМ ГОРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИМ УСЛОВИЯМ Предложена методика выбора параметров очистных комбайнов со шнеками малых диаметров по критериям максимальной производительности и минимальной энергоемкости разрушения угольного пласта и погрузки разрушенной горной массы. Установлено, что условием достижения максимальной производительности и минимальных удельных энергозатрат разрушения и погрузки является работа очистного комбайна с рациональной применительно к заданным горно-геологическим условиям эксплуатации ширины захвата шнека (при максимальной скорости подачи комбайна). Ключевые слова: методика выбора параметров, тонкий пласт, шнек малого диаметра, разрушение, погрузка, максимальная производительность, минимальная энергоемкость, ограничивающие факторы. Постановка проблемы Основным энергетическим ресурсом Донбасса является каменный уголь. Его запасы оцениваются порядка 6,84 миллиарда тонн. Большинство (83,2 %) этих запасов сосредоточено в пластах мощностью 0,55…1,20 м [1]. Добыча угля из пластов такой мощности осуществляется преимущественно узкозахватными комбайнами со шнековыми исполнительными органами малых диаметров в составе механизированных комплексов [1]. Недостаточная погрузочная способность шнеков малых диаметров обуславливает их малую эффективность как исполнительных органов и на этой основе ограничивает скорость перемещения комбайна до 2…5 м/мин. Это значительно снижает эффективность процесса выемки угольных пластов из-за существенного снижения производительности и повышения энергоемкости разрушения и погрузки разрушенной горной массы [2,3]. Таким образом, интенсификация добычи углей из шахтопластов мощностью 0,55…1,20 м определяет необходимость повышения эффективности процесса погрузки шнеками малых диаметров, что может быть достигнуто на основе выбора оптимальных (для заданных горногеологических условий эксплуатации) соответствующих конструктивных и режимных параметров очистных комбайнов. Решение этой задачи требует разработки соответствующей специальной методики. Анализ последних исследований и публикаций Вопросам оптимизации параметров очистных комбайнов со шнековыми исполнительными 3(21)'2020

органами (по критерию максимальной производительности и минимальных удельных энергозатрат разрушения и погрузки в заданных горногеологических условиях эксплуатации) посвящено множество исследований отечественных и зарубежных ученых [2…14]. В работах [2…7] впервые изложены рекомендации и методики выбора оптимальных параметров комбайнов для весьма тонких и тонких пологонаклонных пластов. Общие принципы конструирования и проектирования горного оборудования изложены в работах [4,5]. Работы [8…10] посвящены исследованию активных и пассивных зон погрузки при транспортировке разрушенной горной массы шнеками. Исследования последних лет [11…14] показали, что удельные энергозатраты разрушения угольного пласта и погрузки разрушенной горной массы очистным комбайном могут быть существенно снижены на основе выбора рациональных значений ширины захвата шнека. Цель (задачи) исследования Целью данной работы является разработка методики выбора параметров очистных комбайнов со шнековыми исполнительными органами малых диаметров по критериям максимальной производительности и минимальных удельных энергозатрат разрушения и погрузки разрушенной горной массы в заданных горно-геологических условиях их эксплуатации. Основной материал исследования Объектами исследований являются узкозахватные очистные комбайны нового техническо-

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

го уровня со шнековыми исполнительными органами малых диаметров, эксплуатирующихся в условиях тонких пологонаклонных пластов. В процессе проектирования очистных комбайнов для тонких пологонаклонных пластов нового технического уровня первоочередной целью является обеспечение максимальной теоретической производительности как основного показателя технического совершенства машины и минимальных удельных энергозатрат разрушения и погрузки горной массы очистным комбайном как показателя эффективности функционирования последнего в заданных горногеологических условиях. Теоретическая производительность очистных комбайнов определяется по зависимости:

Qт  H пл.  Bз Vп  ρ (т/мин), где H пл. – средняя мощность вынимаемого пласта, м; Вз – ширина захвата шнекового исполнительного органа, м; Vп – скорость перемещения очистного комбайна, м/мин; ρ – плотность угля в целике, т/м3. Удельные энергозатраты разрушения и погрузки разрушенной горной массы очистными комбайнами

Wок 

Pок (кВтч/т), 60  Qт

где Рок – мощность разрушения и погрузки разрушенной горной массы очистным комбайном, кВт. Особенность компоновочной схемы современных очистных комбайнов для выемки тонких пологонаклонных пластов заключается в том, что корпус комбайна размещается на забойной стороне скребкового конвейера в уступе забоя. При такой компоновочной схеме опережающий исполнительный орган комбайна располагается у почвы пласта, выполняя при этом две основные технологические операции – разрушение забоя и погрузку разрушенной горной массы (рис. 1). Отстающий шнек разрушает оставшуюся пачку угля у кровли пласта и погрузку оставшейся на почве пласта разрушенной горной массы. Следовательно, эффективность функционирования очистного комбайна для выемки тонких пологонаклонных пластов с такой компоновочной схемой в целом определяется, в первую очередь, производительностью погрузки разрушенной горной массы опережающим шнеком, которую согласно расчетной схеме (рис. 1) можно определить по зависимости: 44

ср Qв  Sок  π  d ст  tgα ст л  kотс  nоб  N зах  γ (т/мин),

ср S ок 

1  Φ ок

Φ ок

 Sок ()  Sвал()d (м ), 2

ср где S ок – среднее значение площади окна выгрузки с учетом частичного его перекрытия «валком» не погруженной на забойный конвейер разрушенной горной массы, расположенным перед окном погрузки, м2; Sок(φ) – уравнение, описывающее изменение площади окна выгрузки шнека как функцию угла его поворота [2,3], м2; Sвал(φ) – уравнение, описывающее изменение площади окна выгрузки шнека, перекрытого «валком» не погруженной на забойный конвейер разрушенной горной массы как функцию угла поворота шнека [2], м2; Фок – интервал угла поворота шнека, на котором окно выгрузки находится в открытом состоянии [3], рад; dст – диаметр шнека по ступице, м;

α ст л – угол наклона лопасти шнека (по диаметру его ступицы), рад; kотс – коэффициент отставания выгружаемой разрушенной горной массы от лопасти шнека в зоне разгрузочного торца исполнительного органа [3,15]; nоб – частота вращения шнека, об/мин; Nзах – число заходов шнека, шт.; γ – плотность разрушенной горной массы [16], т/м3. При выборе и обосновании параметров очистных комбайнов со шнеками малых диаметров по критериям максимальной производительности и минимальной энергоемкости разрушения угольного пласта и погрузки разрушенной горной массы на режимные параметры очистных комбайнов (скорость перемещения и частоту вращения исполнительных органов) может накладываться ряд ограничений. Основным ограничением скорости перемещения очистных комбайнов, работающих в условиях тонких пологонаклонных пластов, является ограничение по погрузочной способности их исполнительных органов [2,3]. При работе комбайна часть разрушенной горной массы погружается шнековым исполнительным органом на забойный конвейер, а невыгруженная часть остается на почве пласта и размещается в зазорах между корпусом комбайна, почвой и забоем пласта. С учетом этого, предельно возможную (максимальную) скорость перемещения можно определить по зависимости:

Vпзаз 

Qв (м/мин), Dио  Bз  ρ  S заз  γ

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Рис. 1. К определению производительности погрузки разрушенной горной массы очистными комбайнами со шнеками малых диаметров где Dио – диаметр шнека по резцам, м; Sзаз – площадь зазоров, между корпусом комбайна, почвой и забоем пласта, м2. Вынесенный в уступ забоя корпус комбайна выполняет функцию погрузочного щитка с зазорами (рис. 1, вид А-А), площадь которых можно определить по зависимости:





S заз  0,5  Dио  hкор  Bз  l заз  hкор  k з (м2), где hкор – высота корпуса комбайна, вынесенного в забой, м; lзаз – расстояние от груди забоя до вынесенного корпуса комбайна, м; kз – коэффициент заполнения зазоров разрушенным углем. Согласно [17] в интенсивных режимах работы очистного комбайна значение kз принимается равным 1. Частота вращения шнека выбирается из условия:





рез пер nоб  min nоб ,nоб , рез

где nоб

– максимально возможная частота

вращения шнека по условиям отсутствия искрообразования и повышенного износа режущего пер

инструмента, об/мин; nоб 3(21)'2020

– максимально воз-

можная частота вращения шнека по условиям отсутствия переброса лопастью шнека выгружаемой горной массы в нерабочую зону исполнительного органа [4], об/мин. Геометрические параметры шнековых исполнительных органов (диаметр шнека по резцам и его ступице, ширина захвата и угол наклона лопасти шнека) выбираются из стандартного ряда, а также на основе зависимостей, полученных по результатам исследований. Диаметр шнека по резцам очистных комбайнов выбирается исходя из удовлетворения условий [5]: – минимизации удельных энергозатрат рабочего процесса на отстающем шнеке; – обеспечения максимальной погрузочной способности шнека. Соблюдение первого условия актуально для очистных комбайнов, работающих в условиях средних и мощных пологонаклонных пластов. Что касается комбайнов для тонких пологонаклонных пластов, то погрузочная способность является основным ограничивающим фактором, следовательно, значение диаметра шнека по резцам целесообразно выбирать максимально близкое к средней мощности пласта (из стандартного ряда [18]). Диаметр ступицы шнека, согласно [19], можно определить по зависимости:

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

d ст  0,4  Dио (м). Изменение ширины захвата шнека, согласно исследованиям [8…11], оказывает весьма существенное влияние на производительность очистного комбайна и удельные энергозатраты разрушения и погрузки. Поэтому при определении эффективности работы очистных комбайнов необходимо рассматривать весь возможный диапазон изменения значений ширины захвата шнека из стандартного ряда, регламентированного ГОСТ [18]. Угол наклона лопасти шнека обуславливает погрузочную способность шнека (как погрузочного органа очистного комбайна). Оптимальное значение угла наклона лопасти, согласно исследованиям [7], можно определить по зависимости:

α ст л  0,25  π  0,50  μ п.р. (рад), где μп.р. – приведенный угол трения выгружаемой горной массы по лопасти шнека в зоне его разгрузочного торца, рад. Геометрические параметры элементов, находящихся в зоне окна выгрузки шнека – рукояти качалки редуктора резания и рештака забойного конвейера, также оказывают весомое влияние на процесс погрузки горной массы опережающим исполнительным органом. Диаметр рукояти качалки напрямую зависит от мощности разрушения и погрузки разрушенной горной массы исполнительным органом, которая в свою очередь зависит от ширины захвата шнека. Уменьшение значения ширины захвата позволяет очистному комбайну работать в зоне отжима горного массива с меньшим заполнением рабочего пространства шнека разрушенной горной массой, что обуславливает снижение мощности как разрушения, так и погрузки. В результате анализа конструкций ряда отечественных и зарубежных комбайнов для выемки углей из тонких пологонаклонных пластов получена зависимость, позволяющая оценить изменение (исходя из условия обеспечения допустимой прочности элементов трансмиссии) значения диаметра рукояти качалки в зоне разгрузочного торца шнека как функции мощности разрушения и погрузки разрушенной горной массы опережающим шнеком:

d к  0,072  3 Pио  0,080 (м), где Рио – мощность разрушения и погрузки разрушенной горной массы опережающим шнеком, кВт. 46

Скребковый конвейер как элемент, входящий в состав механизированного очистного комплекса, работающего в условиях тонких пологонаклонных пластов, рекомендуется выбирать с минимальной высотой рештака в зоне погрузки (при соблюдении условия транспортировки всей разрушенной горной массы очистным комбайном [4]). Таким образом, предложенная методика позволяет определять рациональные (по критериям максимальной теоретической производительности и минимальных удельных энергозатрат выемки углей) параметры шнекового исполнительного органа малого диаметра (Dио, dст, Вз, αст, частоту его вращения и диаметр качалки редуктора привода резания в зоне окна выгрузки). При этом в полной мере учитываются горногеологические условия выемки и существенный ограничивающий фактор – скорость перемещения комбайна, обусловленная погрузочной способностью шнеков. Для оценки эффективности разработанной методики построена (с использованием выше приведенных зависимостей и ранее разработанной математической модели [20]) номограмма для выбора параметров очистного комбайна (рис. 2). При построении номограммы средняя мощность пласта принималась равной 0,85 м (исходя из анализа горно-геологических условий шахтопластов Донбасса), плотность угля в целике 1,35 т/м3. Сопротивляемость угля резанию принималась максимальной по техническим характеристикам серийно выпускаемых комбайнов – 360 кН/м. Анализ номограммы показывает, что наибольшая эффективность работы очистного комбайна достигается при наименьшем значении ширины захвата исполнительного органа (из возможного диапазона изменения значений ширины захвата шнека, регламентированного ГОСТ [18]). Объясняется это увеличением в этом случае максимально возможной скорости перемещения, лимитируемой в рассматриваемых условиях по фактору погрузки разрушенной горной массы, вследствие повышения погрузочной способности шнека при уменьшении его длины и равных прочих условиях. Так, при уменьшении ширины захвата шнека с 0,9 до 0,5 м производительность комбайна возрастает примерно в 1,2 раза, а мощность разрушения и погрузки и удельные энергозатраты снижаются примерно в 1,8 и 2,3 раза соответственно. Уменьшение мощности разрушения и погрузки горной массы, при прочих равных условиях, приводит к снижению массы и габаритов очистного комбайна, и, как следствие, упрощает задачу размещения комбайна в рабочем пространстве при сложной гипсометрии пласта.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Рис. 2. Номограмма для выбора параметров очистного комбайна Вместе с тем, при эксплуатации очистного комбайна может возникать ряд ограничений: по скорости перемещения (человеческий фактор, крепление призабойного пространства и т. д. [21…23]); по теоретической производительности (например, по газовому фактору); по энерговооруженности машины. В этом случае, например, при ограничении скорости комбайна по условию перемещения человека в забое Vпчел (рис. 2, сплошная линия), максимальная теоретическая производительность обеспечивается при максимальной ширине захвата шнека. Но при этом имеет место увеличение значений мощности разрушения и погрузки разрушенной горной массы (примерно в 2,4 раза) и удельных энергозатрат (примерно в 1,3 раза). 3(21)'2020

Для обеспечения теоретической производительности, ограниченной, например, газовым гф фактором Qт (рис. 2, пунктирная линия),

наиболее эффективной будет работа комбайна с минимальной шириной захвата исполнительного органа. При этом мощность и удельные энергозатраты разрушения и погрузки разрушенной горной массы снизятся примерно в 2 раза. При разрушении крепких углей может возникать ситуация, при которой мощности установленных двигателей приводов исполнительуст ных органов Pок окажется недостаточно (рис. 2, штрихпунктирная линия). В этом случае максимальная теоретическая производительность и минимальные удельные энергозатраты разрушения и погрузки будут обеспечиваться также при

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

минимальной ширине захвата шнекового исполнительного органа. Таким образом, в общем случае минимальные мощность и удельные энергозатраты погрузки будут обеспечиваться при минимальной (из возможного диапазона изменения значений ширины захвата шнека, регламентированного ГОСТ [18]) ширине захвата шнека. Вместе с тем, при выборе ширины захвата шнека по критерию максимальной теоретической производительности следует учитывать конкретные горногеологические и горнотехнические условия эксплуатации и связанные с ними ограничения. Выводы Предложена методика определения рациональных по критериям максимальной теоретической производительности и минимальных удельных энергозатрат разрушения и погрузки разрушенной горной массы параметров очистных комбайнов со шнековыми исполнительными органами малых диаметров, работающих в условиях тонких пологонаклонных пластов. Предложенная методика учитывает влияние ширины захвата шнека на процессы разрушения и погрузки разрушенной горной массы комбайном, а также на геометрические параметры приводов резания. Основные геометрические параметры исполнительных органов при этом определяются согласно следующим рекомендациям: – значение диаметра шнека выбирается из условия максимальной производительности погрузки – максимально близкое к средней мощности пласта; – угол наклона лопасти шнека определяется из условия обеспечения максимальной осевой скорости выгружаемой горной массы; – ширину захвата шнекового исполнительного органа выбирают исходя из заданных горногеологических и горнотехнических условий эксплуатации и связанных с ними ограничений. Установлено, что наибольшая теоретическая производительность и минимальные мощность и удельные энергозатраты разрушения и погрузки разрушенной горной массы очистными комбайнами, работающими в условиях тонких пологонаклонных пластов, достигаются, в общем случае, при одновременном соблюдении следующих условий: – работе комбайна с максимально возможной скоростью перемещения при наименьшем значении ширины захвата исполнительного органа (из возможного диапазона изменения значений ширины захвата шнека, регламентированного ГОСТ); 48

– при значении диаметра шнека по резцам близким к значению средней мощности пласта. Список литературы 1. Горные машины для подземной добычи угля: Учебное пособие для вузов / П.А. Горбатов и др. / Под общей ред. П.А. Горбатова. – 2-е изд., перераб. и доп. – Донецк: Норд Компьютер, 2006. – 669 с. 2. Нечепаев, В.Г. Механо-гидравлические шнековые системы выгрузки и транспортирования. – Донецк: ДонНТУ, 2005. – 215 с. 3. Бойко, Н.Г. Очистные комбайны для тонких пластов. – Донецк: ГВУЗ «ДонНТУ», 2010. – 476 с. 4. Позин, Е.З. Разрушение углей выемочными машинами / Е.З. Позин, В.З. Меламед, В.В. Тон. / Под общей ред. Е.З. Позина. – М.: Недра, 1984. – 288 с. 5. Проектирование и конструирование горных машин и комплексов: Учебник для вузов / Г.В. Малеев [и др.]. – М.: Наука, 1988. – 368 с. 6. Миничев, В.Г. Угледобывающие комбайны. Конструирование и расчет.– М.: Машиностроение, 1976. – 248 с. 7. Исполнительные органы очистных комбайнов для тонких пологих пластов / Н.Г. Бойко [и др.]. – Донецк, Донеччина, 1996. – 223 с. 8. Ayhan, M. Comparison of globoid and cylindrical shearer drums’ loading performance / M. Ayhan, E.M. Eyyuboglu // The Journal of The South African Institute of Mining and Metallurgy. – 2006. – Vol.106. – P. 51-56. 9. Influence of the drum position parameters and the ranging arm thickness on the coal loading performance / Gao Kuidong [et al.] // Minerals. – 2015. – Vol.5. – P. 723-736. 10. Gao, Kuidong. Particle movement behavior in drum coal loading process by discrete element method // EJGE. – 2016. – Vol.21. – P. 163-173. 11. Шабаев, О.Е. Оценка влияния ширины захвата шнекового исполнительного органа очистного комбайна для тонких пологих пластов на энергетические параметры машины. О.Е. Шабаев, Е.Ю. Степаненко, П.П. Зинченко // Инновационные перспективы Донбасса, г. Донецк, 22-25 мая 2018 г. – Донецк: ДонНТУ, 2018. Т.3:3. Инновационные технологии проектирования, изготовления и эксплуатации промышленных машин и агрегатов. – 2018. – С. 47-50. 12. Шабаев, О.Е. Методика определения оптимальной ширины захвата шнекового исполнительного органа очистных комбайнов О.Е. Шабаев, В.Г. Нечепаев, П.П. Зинченко //

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ТРАНСПОРТНОЕ, ГОРНОЕ И СТРОИТЕЛЬНОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ

Машиностроение и техносфера XXI века // Сборник трудов XXV Международной научно-технической конференции в г. Севастополе 10-16 сентября 2018 г. В 2-х томах. – Донецк: ДонНТУ, 2018. – Т.2. – С. 237-243. 13. Шабаев, О.Е. Экспериментальные исследования влияния ширины захвата шнекового исполнительного органа комбайна на эффективность процесса погрузки / О.Е. Шабаев, П.П. Зинченко, А.В. Мезников // Горные науки и технологии. – 2019. – №2. – С. 90-103. 14. Установление зависимости погрузочной способности шнековых очистных комбайнов от их режимных параметров на основе модельных и натурных экспериментов / О.Е. Шабаев [и др.] // Вестник Донецкого национального технического университета. – 2019. – №3. – С. 42-51. 15. Скольжение угля при выгрузке его шнеками очистных комбайнов / Н.Г. Бойко [и др.] // Изв. вузов. Горный журнал. – 1984. – №5. – С. 58-61. 16. Зенков, Р.Л. Механика насыпных грузов.– М.: Машиностроение, 1964. – 251 с. 17. Тарасевич, В.И. Активные и пассивные зоны окна выгрузки угля для шнеков малого диаметра очистного комбайна // В.И. Тарасевич, А.В. Тарасевич // Научные труды Международной конференции «Горное оборудование2005». – Донецк: ДонНТУ, 2005. – С. 83-93.

18. ГОСТ 28600-90 Комбайны очистные. Основные параметры и размеры. Общие технические требования. – М.: Издательство стандартов, 1990 – 5 с. 19. КД 12.10.040-99. Изделия угольного машиностроения. Комбайны очистные. Методика выбора параметров и расчета сил резания и подачи на исполнительных органах (взамен ОСТ12.44.258-84). Введен с 01.01.2000. – Донецк: Минуглепром Украины, 1999. – 75 с. 20. Имитационная модель функционирования шнековых очистных комбайнов, предназначенных для выемки тонких пологонаклонных пластов / В.Г. Нечепаев [и др.] // Прогрессивные технологии и системы в машиностроении. – 2019. – №2(65). – С. 26-34. 21. Горбатов, П.А. Выемочные комбайны нового поколения как энергетические системы мехатронного класса / П.А. Горбатов, В.В. Косарев, Н.М. Лысенко. – Донецк: Ноулидж, 2010. – 176 с. 22. Сургай, Н.С. Производительность очистных комбайнов нового технического уровня и пути ее повышения. Н.С. Сургай, В.В. Виноградов, Ю.И. Кияшко. – 2001. – Уголь Украины. – №6. – С. 3-5. 23. Косарев, И.В. Повышение производительности очистных комбайнов с вынесенной системой подачи // Вестник Донецкого национального технического университета. – 2016. – №6. – С. 12-18.

O.E. Shabaev /Dr. Sci. (Eng.)/, V.G. Nechepaev /Dr. Sci. (Eng.)/, P.P. Zinchenko Donetsk National Technical University (Donetsk) METHOD FOR SELECTING PARAMETERS OF CLEANING COMBINES WITH SMALL-DIAMETER AUGERS IN RELATION TO THE SPECIFIED MINING AND GEOLOGICAL CONDITIONS Background. The operation of cleaning combines on layers with a capacity of 0.55...1.20 m is characterized by low efficiency due to the insufficient loading capacity of small-diameter auger working bodies. Therefore, when creating cleaning combines that can intensively extract coal from coal seams with a capacity of 0.55...1.20 m, it is necessary to increase the efficiency of the process of loading the destroyed rock mass with screws of small diameters achieved by selecting the optimal (for the specified mining and geological operating conditions) design and operating parameters of cleaning combines. Materials and/or methods. A method is proposed for determining the parameters of cleaning combines with small-diameter auger working bodies operating in thin gently sloping layers that are rational according to the criteria of maximum theoretical productivity and minimum specific energy consumption for destruction and loading of the destroyed rock mass. The proposed method takes into account the influence of the auger width on the processes of destruction and loading of the destroyed rock mass by the combine, as well as on the geometric parameters of the cutting drives. Results. It is established that the highest theoretical productivity and minimum power and specific energy of destruction and destroyed rock mass loading by a combine achieved mainly when the latter operates with a boundary feed rate and is equipped with an auger with a minimum grip width and a value of the auger diameter for the cutters close to the average layer power. 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Conclusion. The minimum capacity and specific energy consumption of loading, in general, will be provided with a minimum width of the auger. At the same time, when choosing the auger width according to the criterion of maximum theoretical productivity, it is necessary to take into account specific mining and geological and mining technical operating conditions and associated limiting factors. Keywords: method for selecting parameters, thin layer, small-diameter auger, destruction, loading, maximum productivity, minimum energy consumption, limiting factors. Сведения об авторах О.Е. Шабаев SPIN-код: 1447-2343 ORCID iD: 0000-0002-0845-7449 Телефон: +380 (95) 429-13-32 Эл. почта: oeshabaev@ya.ru П.П. Зинченко SPIN-код: 4710-7409 ORCID iD: 0000-0002-4070-2715 Телефон: +380 (66) 427-45-36 Эл. почта: pawel.zin4encko@yandex.ru

В.Г. Нечепаев ORCID iD: 0000-0003-4016-1661 Телефон: +380 (71) 391-12-64 Эл. почта: nechepayev@mech.donntu.org

Статья поступила 11.09.2020 г. © О.Е. Шабаев, В.Г. Нечепаев, П.П. Зинченко, 2020 Рецензент д.т.н., проф. В.П. Кондрахин

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020

                                               МЕТАЛЛУРГИЯ

И МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

УДК 669.162 И.М. Мищенко /к.т.н./, А.В. Кузин /д.т.н./ ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» (Донецк) Н.Н. Коробкин, А.В. Полохин Енакиевский металлургический завод (Енакиево) В.Ф. Кузьменко /к.т.н./, А.В. Кнышенко Алчевский металлургический комбинат (Алчевск) И.Ф. Русанов /к.т.н./ ГОУ ВПО «Донбасский государственный технический университет» (Алчевск)

ОПЫТ УТИЛИЗАЦИИ ВТОРИЧНЫХ РЕСУРСОВ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ В АГЛОМЕРАЦИОННОМ ПРОИЗВОДСТВЕ ПРЕДПРИЯТИЙ ДОНБАССА Проведен анализ работы аглоцехов Енакиевского металлургического завода и Алчевского металлургического комбината при использовании в шихте вторичных железосодержащих ресурсов. Показано, что при условии качественной подготовки их введение в шихту в количестве до 200 кг/т агломерата не оказывает негативного влияния на прочность высокоосновного агломерата и показатели процесса спекания. Ключевые слова: агломерат, высокоосновная шихта, вторичные ресурсы, шлам, утилизация, прочность агломерата. Постановка проблемы Рециклинг вторичных железосодержащих ресурсов экономически оправдан и способствует повышению экологической безопасности предприятий черной металлургии. Но одновременно возможны серьезные потери, которые следует учитывать при планировании утилизации больших количеств отходов [1,2]. В агломерации используют мелкие, сыпучие отходы металлургии, содержащие в достаточном количестве полезные элементы и соединения – железо, марганец, горючий углерод, легирующие металлы, оксиды кальция, магния, алюминия и другие. Агломерационные фабрики преднамеренно сооружены в основном на территориях предприятий полного металлургического цикла в расчете на использование в шихте колошниковой пыли, почти столетие назад включенной в состав аглошихты, а также других пылей и шламов, некоторых шлаков, продуктов шлаковой переработки, прокатной окалины, флюсовых отходов, прежде всего, собственных цехов. Исключение необходимости складирования больших объемов отходов на предприятиях создает возможности обеспечения беспрепятственной, непрерывной работы металлургических агрегатов. Колошниковая пыль, отсевы агломерата и окатышей, незамасленная прокатная окалина утилизируются практически без существенных затруднений, и только использование неконди3(20)'2020

ционных шламов, тонких пылей, замасленной окалины является весьма проблематичным. В целом решение проблемы утилизации некондиционных пылей и шламов в практике сводится к их гомогенизации путем перемешивания при обязательном участии сухих известьсодержащих отходов и других водопоглощающих материалов. Это позволяет обеспечить минимально необходимый уровень главных свойств смеси отходов – сыпучести, а, следовательно, дозируемости и способности к смешиванию и окомкованию. В периоды устойчивой работы предприятий отрасли (80-е годы прошлого века) средний удельный расход отходов в агломерации составлял 160…170 кг/т агломерата, в том числе по видам: колошниковая пыль – 35; окалина – 30; шламы – 36; отсевы агломерата и окатышей – 54; прочие отходы (шлаки, шламоскраповая, металлошлаковая смеси и др.) – 10. В связи с дефицитом и повышением стоимости первичного рудного сырья (аглоруд, железорудных концентратов), особенно резко возросших в 2014…2020 гг., в агломерационных цехах Енакиевского металлургического завода (ЕМЗ) и Алчевского металлургического комбината (АМК) при производстве агломерата повышенной и высокой основности потребление металлургических отходов увеличено более чем вдвое. Таким образом, анализ существующего опыта использования в аглошихте повышенного количества вторичных железосодержащих ре-

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

сурсов и разработка рекомендаций по повышению эффективности их утилизации являются актуальной задачей. Анализ последних исследований и публикаций В ходе обширных исследований доказано, что введение в шихту повышенного количества подготовленных железо- и известьсодержащих отходов не является существенным препятствием для производства высокоосновного агломерата удовлетворительного качества [3…6]. В публикациях [7, 8] также отмечена возможность получения достаточно прочного агломерата при спекании шихт, содержащих однородную по физико-химическим свойствам смесь вторичных ресурсов металлургического производства. Результаты лабораторных опытов по агломерации шихт основностью 1,3 и 2,0 абс. ед. (здесь и далее под основностью понимается СаО/SiO2) с добавкой смеси железосодержащих отходов, представленных шламами и пылями агломерационных, доменных и конвертерных газоочисток, в количестве 60…220 кг/т агломерата позволили сделать вывод о том, что вводимые отходы не вызывают ухудшения показателей процесса спекания [9]. В работе [10] отмечено, что путем оптимизации расхода твердых отходов можно значительно уменьшить поступление вредных элементов в аглошихту, а затем и в доменные печи. Этот метод рециклинга целесообразен с экономической и экологической точек зрения и соответствует концепции устойчивого развития общества. Также авторы оценили возможность снижения удельного расхода топлива, вводимого в шихту. Для конкретных условий определены коэффициенты замены углерода топлива углеродом, присутствующим в отходах разных типов. Перед введением в аглошихту смесь железосодержащих отходов эффективно гранулировать с добавкой бентонитового связующего [11].

Оптимальный размер гранул – 5…8 мм. В ходе опытных спеканий шихты основностью 2,2 абс. ед., содержащей гранулированные отходы, производительность аглоустановки возросла почти на 27 %, при этом прочность агломерата осталась на приемлемом уровне, но снизилась его восстановительная способность. В работах [12,13] отмечено, что для улучшения работы агломерационных машин вторичные ресурсы целесообразно подготавливать в интенсивных смесителях «Айрих». Полученная таким образом смесь отходов гомогенная, в ней сформированы гранулы, служащие центрами при последующем окомковании шихты. Цель (задачи) исследования Целью исследования является анализ технологии использования вторичных железосодержащих ресурсов при производстве высокоосновного агломерата для дальнейшей разработки рекомендаций по совершенствованию их подготовки и утилизации. Основной материал исследования В связи с рассмотрением опыта утилизации отходов в сложных условиях работы предприятий Л/ДНР в последние годы, вплоть до 2019 г., представляются интересными для практики результаты более ранних проведенных в аглоцехе ЕМЗ исследований влияния больших расходов самых проблемных, трудноутилизируемых шламов доменного и сталеплавильного производства на показатели агломерации [14]. Отходы подготавливались по гранулометрическому составу и влажности по упрощенной схеме. Промышленные показатели спекания аглошихты при вводе в нее большого количества шламов приведены в табл. 1. Химический состав исследуемой в прошлом смеси шламов представлен следующими данными, %: 48,7 Fе; 10,6 FеО; 8,8 SiO2; 7,8 СаО; 1,1 MgO; 1,35 А12О3; 0,45 К2О+Na2O; 0,04 Р; 0,17 Zn; 0,28 S; 4,0 Сr; 8,5 П.П.П. Влажность смеси 14…19 %.

Табл. 1. Влияние расхода шлама на производительность агломашин и прочность агломерата Енакиевского металлургического завода [15] Удельный расход шлама, кг/т агломерата Показатели агломерации 30 200…250 400 600 800 Удельная производительность 1,0…1,1 1,0…1,05 0,85 0,7…0,65* 0,62* агломашин, т/(м2∙ч) Содержание мелочи класса 0…5 мм 18,5 18,5…21 20…22 22…25 26,5…28 в агломерате, % * Показатели худшего (зимнего) периода работы. 52

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020

При увеличении расхода шлама от 30 до 250 кг/т агломерата наблюдается незначительное уменьшение производительности агломашин и снижение прочности агломерата по выходу из него мелких классов крупности 0…5 мм на 2,5 % (абс.). Дальнейшее увеличение расхода шлама до 400…800 кг/т агломерата сопровождается снижением производительности на 17…39 %, прочность агломерата уменьшается на 13,5…27,5 %. Такое значительное ухудшение показателей процесса обусловлено тем, что: – гранулометрический состав и влажность смеси шламов не соответствуют рациональным уровням, наличие в шламах значительного количества некондиционных классов (более 8…10 мм), а также практически некомкуемых топливных и иных компонентов приводит к недостаточной степени грануляции, снижению газопроницаемости шихты; – неизбежно образующиеся при плохом смешивании и окомковании шихты крупные, более 10…15 мм, гранулы и комки из шламов и пылей не спекаются и являются очагами разрушения агломерата; – при большом расходе шламов и соответствующем уменьшении расхода твердого топлива в шихту (с учетом наличия в шламах горючего углерода) структура зоны горения в слое зачастую ухудшается – наблюдается очаговое выгорание топлива при недостаточном плавлении шихты в отдельных макрообъемах слоя. В лабораторных условиях аналогичная замена 40 % массы аглоруды и концентрата шламом, что соответствует удельному расходу последнего 360 кг/т агломерата, приводит к снижению производительности процесса на 5…6 %. Прочность агломерата также проявляет тенденцию к снижению: содержание мелочи в агломерате повышается примерно на 1…2 % (абс.). Увеличение расхода шлама до 570…810 кг/т агломерата, несмотря на лучший лабораторный контроль технологического регламента, сопровождается так же, как и в промышленных условиях, резким ухудшением показателей: производительность процесса снижается на 12…23 %, выход мелких классов из малопрочного спека увеличивается на 20 %. Таким образом, при недостаточной подготовке шламов несколько сниженные, но вполне приемлемые результаты процесса спекания шихты возможны только при их удельном расходе до 150…250 кг/т агломерата. Сохранение удельной производительности агломашины и показателей качества агломерата гарантировано, если шламовая смесь имеет высокую сыпучесть, представлена мелкозернистой (не более 5…6 3(20)'2020

И МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

мм), хорошо окомкованной массой, а расход ее не превышает 180…200 кг/т агломерата. Продолжительный опыт утилизации больших количеств металлургических отходов в аглоцехе ЕМЗ представлен показателями 2018 г., подробно рассмотренными в работе [15], и показателями 2019 г. (табл. 2), в течение которого изменялись расходы концентратов и отходов, параметры и показатели процесса агломерации. Средняя по году массовая доля трудноутилизируемых шламов в составе вторресурсов составляла около 57 %. Расход шламов изменялся в диапазоне 15…528 кг/т агломерата. Общий расход различных вторичных ресурсов (колошниковая пыль, отсев агломерата, окалина, аспирационная рудная и известковая пыль доменного и конвертерного цехов, отсев качественной извести барабанных печей) также колебался в широких пределах от 233 до 772 кг/т агломерата. Причина таких недопустимых изменений шихтовых условий – в дефиците железорудных концентратов и аглоруд. Подготовка отходов к спеканию (их разукрупнение, смешивание) осуществляется на ЕМЗ на специальном участке, оснащенном разгрузочно-погрузочной и смесительной техникой (бульдозерами, экскаваторами, фронтальными перегрузчиками). При вводе в шихту большого количества шламов, тем более недостаточно подготовленных, показатели производства агломерата значительно снижаются. Удельная производительность, по данным табл. 2, уменьшалась от 0,7…0,9 до 0,5…0,6 т/м2∙ч, т. е. на 31 %, при вынужденном снижении высоты слоя на 30…50 мм в связи с ухудшением газопроницаемости перегруженной отходами шихты, уменьшении выхода годного продукта из спека пониженной прочности. Отмеченное снижение высоты слоя при больших расходах отходов (507…772 кг/т агломерата) сопровождалось увеличением содержания мелочи в агломерате от 12,8…17,3 до 20,4…21,8 %, т. е. в среднем на 6 % (абс.). Последующее в четвертом квартале 2019 г. уменьшение содержания шламов в шихте от 528 до 34…138 кг/т агломерата, повышение основности шихты обеспечило соответствующее повышение ее газопроницаемости, позволило увеличить высоту спекаемого слоя от 300 до 350…360 мм. Как результат – повысилась прочность агломерата, содержание мелочи в нем снизилось до 16…17 %, т. е. на 4,6 % (абс.). На прочность агломерата оказывают самостоятельное влияние и другие факторы, в частности, повышенное содержание FeО в агломерате вследствие повышенного расхода топлива

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

октябрь

ноябрь

декабрь

558

513

417

393

493

533

483 194

199 505

437 244

380 273

553 81

439 -

558 -

390 123

417 -

393 -

493 -

53 -

233

319

399

445

507

772

601

638

720

634

394

338

152

301

277

194

331

232

348

501

528

138

116

188

216

194

159

139

113

194

117

194

149

155

132

174

305

405

430

45 72

24 170

38 103

22 60

38 23

46 15

39 2

47 85

65 109

66 239

60 345

53 377

0,7

0,9

0,7

0,6

0,5

0,6

4,0

3,3

4,6

5,0

5,7

4,0

4,5

4,0

4,4

5,0

4,7

4,3

350

330

300

320

340

360

350

360

1,6

3,7

3,9

1,7

9,6

9,8

8,9

8,7

8,0

9,12

9,1

8,8

июль

август

439

июнь

634

май

653

апрель

681

март

704

февраль

677

январь

Показатели

сентябрь

Табл. 2. Показатели работы аглоцеха Енакиевского металлургического завода в 2019 г. при производстве высокоосновного агломерата и больших расходах металлургических отходов

Расход сырьевых материалов, кг/т агломерата Рудная часть, всего, в т.ч: концентрат аглоруда Вторресурсы, всего, в т.ч: шламосмесь отсев агломерата пыль колошниковая окалина Флюсы, всего, в т.ч.: известь известняк конвертерный шлак Топливо Объемы производства, тыс. т Удельная производительность, т/(м2∙ч) Разрежение, кПа Высота слоя шихты, мм Вертикальная скорость спекания, мм/мин

52 56 53 47 Показатели процесса спекания

Химический состав агломерата, % Основность, абс. ед. Feобщ FeO CaO SiO2 MgO Содержание кл. 0…5 мм в агломерате 54

1,86

1,83

2,02

1,92

1,71

1,80

1,84

1,99

2,43

3,14

3,74

4,06

57,2 16,0 10,4 5,6 0,9

55,1 16,3 12,4 6,8 0,9

54,5 17,8 12,4 6,1 1,5

51,8 17,0 13,5 7,0 2,2

57,0 21,1 8,4 4,9 2,2

56,3 7,7 8,6 4,8 2,6

57,8 18,0 7,4 4,0 3,2

53,3 18,2 12,6 6,3 1,6

50,8 5,1 6,0 6,6 2,4

45,7 13,1 23,0 7,3 2,4

44,4 2,0 26,2 7,0 1,6

43,5 0,4 29,1 7,2 1,5

12,8

13,0

16,2

17,3

20,8

20,4

21,8

20,4

17,5

16,0

6,6

7,0

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020

на процесс спекания, увеличение основности агломерата и др. Однако основное негативное влияние на прочность агломерата оказывает высокий расход отходов и особенно шламов. Обращаем внимание на то, что высокая основность агломерата положительно влияла на его прочность, что убедительно было показано в сентябре – декабре 2019 г., когда основность планомерно увеличивали, и в отдельные периоды декабря она достигала 5 абс. ед. Видно (см. табл. 2), что в сентябре – декабре прочность агломерата восстановилась до уровня мартаапреля. Нужно особо подчеркнуть, что уровень показателей прочности агломерата, достигнутых при неблагоприятных шихтовых условиях аглоцеха ЕМЗ, вполне удовлетворяет требованиям технологии доменной плавки. Даже в наилучшие 80-е годы прошлого века устойчивой работы аглофабрик бывшего СССР минимальное содержание фракций 0…5 мм в агломерате (10,6…15,7 %) имели 12 аглофабрик из 35-ти. Остальные 23 аглофабрики предлагали доменным цехам агломерат с более высоким содержанием мелочи – 16,9…23,0 %. Таким образом, несмотря на отмеченные проблемные шихтовые условия аглоцеха ЕМЗ, прочность агломерата и его ситовый состав удалось удерживать в основном на нужном уровне за счет спекания шихты в повышенном слое и применения двух стадий грохочения агломерата: на стационарных грохотах агломашин и на вибрационных грохотах под бункерами доменного цеха. Другие шихтово-технологические условия сложились в аглоцехе АМК. Технико-экономические показатели его работы в 2019 г. приведены в табл. 3. В аглоцехе АМК шламы карт обезвоживания вводят в штабель концентрата. В течение года их расход составлял 2…79 кг/т агломерата. Средняя массовая доля шламов в составе отходов была не более 6 %. Общий расход различных отходов изменялся в диапазоне от 123 до 510 кг/т агломерата. Факторами, вызвавшими такие колебания, как и в вышерассмотренной ситуации, сложившейся в аглоцехе ЕМЗ, являются неритмичные поставки железорудного сырья. Самая низкая за год удельная производительность 0,94 т/м2∙ч, по данным табл. 3, имела место в период наибольшего расхода в шихту шламов в количестве 79 кг/т агломерата при практически полном отсутствии агломерационной руды. Основность спекаемой шихты была увеличена до 3,48 абс. ед., что обеспечило повышение ее газопроницаемости. Высота слоя не была снижена и поддерживалась на уровне 330 мм. Таким образом, удалось избежать суще3(20)'2020

И МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

ственного снижения прочности агломерата – содержание мелочи класса 0…5 мм составило 8,9 %. В другие периоды, когда шламы в шихту не вводили, содержание в агломерате мелочи было ниже на 1…2,9 % (абс.). Графики зависимости показателя прочности агломерата по содержанию в нем мелочи класса 0…5 мм от доли вторичных ресурсов в железорудной части шихты для условий ЕМЗ и АМК указывают на разные тенденции (рис. 1). При увеличении содержания вторичных материалов в шихте АМК содержание мелочи в агломерате снижается, что коренным образом отличается от ситуации, имевшей место на ЕМЗ. При доле отходов в железорудной части шихты на уровне 50 % содержание мелочи в агломерате АМК почти в три раза ниже, чем в условиях ЕМЗ при аналогичном расходе отходов. Объяснить этот факт можно тем, что в смеси отходов АМК преобладает железосодержащая добавка, представляющая собой отмагниченные компоненты сталеплавильных шлаков, а основным компонентом смеси отходов ЕМЗ являются трудноутилизируемые шламы. Однако при анализе следует учесть и влияние основности спекаемой шихты на прочность агломерата (рис. 2). Экономическая выгода применения отходов, как известно, состоит в замене дорогих и дефицитных железорудных концентратов, аглоруд, известняка, твердого топлива. При использовании в аглошихте 1000 кг отходов вышеуказанного химического состава достигается экономия шихтовых материалов: железорудного концентрата – 560 кг; агломерационной руды – 242 кг; известняка – 155 кг; коксовой мелочи – 27,5 кг. В ценах 2019 г. – это снижение затрат на 4 тыс. руб./т использованных отходов. Проблемы утилизации металлургических отходов рассмотрены в основном в приложении к технологии производства высокоосновного агломерата. Проплавка такого агломерата в доменных печах сопровождается достижением экономических и экологических выгод. Так, в монографии [1] показано, что удельный расход твердого топлива на спекание при увеличении основности агломерата (к примеру, от 1,23 до 2,38 абс. ед.) не повышается, несмотря на рост удельного расхода сырого известняка, что объясняется в основном резким снижением температуры плавления ферритов кальция и железокальциевых силикатов, других образовавшихся в твердой фазе минералов. В отдельных опытах достигнуто снижение расхода топлива на 5…10 % (отн.) при увеличении основности агломерата от 0,8…1,25 до 1,8…2,5 абс. ед. [15].

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

октябрь

ноябрь

декабрь

852 52 -

770 13 7

489 82 7

565 65 -

824 24 -

792 92 -

174

290

162

123

210

183

162

266

267

232

210

187

19 164 45

9 153 45

3 9 4 2 26 253 248 208 188 121 48 53 50 43 43 Показатели процесса спекания

23 141 54

6 32 38

25 22 34

25 162 38

32 34 41

107

248

241

223

150

120

189

133

208

220

235

1,21

1,17

1,07

0,94

1,09

1,23

1,13

1,15

1,16

1,10

7,9

8,0

8,5

8,7

8,9

8,3

8,1

7,7

7,1

315

320

315

335

330

315

18,2

17,7

15,2

15,3

17,3

16,8

17,9

18,2

17,8

март

август

777 76 1

июль

841 88 52

июнь

818 578 240

май

810 405 405

апрель

774 188 586

февраль

868 528 340

январь

Показатели

сентябрь

Табл. 3. Технико-экономические показатели работы аглоцеха Алчевского металлургического комбината в 2019 г.

Расход сырьевых материалов, кг/ т агломерата Рудная часть, всего, в т.ч: концентрат аглоруда Вторресурсы, всего, в т.ч: шламы карт обезвоживания железосодержащая добавка отсев агломерата и окатышей пыль колошниковая окалина Флюсы, всего, в т.ч.: известь известняк Топливо

Объемы произ182 водства, тыс.т Удельная производитель- 1,18 ность, т/(м2∙ч) Разрежение, кПа 7,5 Высота слоя 315 шихты, мм Вертикальная скорость 7,9 спекания, мм/мин

8,3

9,4

Химический состав агломерата, % Основность, абс. ед. Feобщ FeO CaO SiO2 MgO Содержание класса 0…5мм в агломерате 56

1,55

1,47

2,45

2,68

2,66

3,48

2,45

1,53

2,05

1,65

2,53

2,02

56,5 11,5 11,1 7,1 1,2

54,5 12,4 12,0 8,1 1,7

52,5 9,2 16,6 6,8 1,4

52,8 9,3 16,1 6,0 2,1

54,7 9,1 14,3 5,4 2,4

54,8 9,41 14,0 4,0 3,2

57,2 11,0 10,7 4,3 2,7

55,4 12,1 12,2 7,9 1,6

50,2 1,8 16,9 8,2 2,8

51,4 11,9 14,5 8,8 2,8

55,4 0,4 3,8 5,4 1,6

56,0 0,2 2,8 6,3 1,3

7,9

7,6

8,6

9,4

8,6

8,9

10,1

8,0

6,7

7,7

6,2

6,0

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020

Особого внимания заслуживает тот факт, что содержание серы в высокоосновном агломерате возрастает почти втрое по сравнению с агломератом пониженной основности. Происходит улавливание SO2 отходящего газа хемосорбентами шихты, такими как CaO, Ca(OH)2, CaCO3 и CaO∙Fe2O3. Атмосферный воздух значительно меньше загрязняется сернистыми выбросами агломерации. Увеличение содержания серы в агломерате не имеет существенного значения для обеспечения производства качественного пере-

И МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

дельного чугуна. Повышение основности агломерата позволяет исключить применение сырого известняка в доменной плавке и в расчете на 1 млн. т выплавленного чугуна уменьшить расход кокса на 20 тыс. т. Исключение из объемов коксохимического производства такого количества кокса означает уменьшение выбросов в атмосферу около 400 т исключительно ядовитых веществ коксохимии, среди которых оксиды серы и азота, сероводород, аммиак, цианистый водород, бензапирен, диоксины, фураны и др. (табл. 4).

Содержание класса 0-5 мм в агломерате, %

775,2*

Итого

Табл. 4. Возможное снижение вредных выбросов при использовании кокса и агломерата в связи с различными способами офлюсования доменной шихты в расчете на 1 млн. т чугуна [1] Масса выбросов, т Расход C6H5 кокса пыль CO SO2 NOx H2S NH3 HCN CnHm C20H12 OH А 5180 6395 2283 1686 238 37 74 5,3 482 3821 2,0 Б 4980 6225 2222 1266 232 36 72 5,2 469 3719 1,9 Снижение 170 61 420* 6 1 2 0,1 13 102 0,1 выбросов Примечание: Способы офлюсования: А – сырым известняком; Б – высокоосновным агломератом; * включая 375 т SO2 процесса агломерации. 25 R2 = 0,3911

20 15

R2 = 0,1764

10 5

10 20 30 40 50 60 70 Содержание вторресурсов в железорудной части шихты, %

Содержание класса 0-5 мм в агломерате, %

Рис. 1. Влияние содержания вторичных ресурсов в железорудной части аглошихты на содержание класса 0…5 мм в агломерате: ■ – ЕМЗ; ● – АМК 25 20

R2 = 0,0372

15 R2 = 0,1528

10 5 1,5

2,5 3,5 Основность, абс. ед.

4,5

Рис. 2. Влияние основности агломерата на содержание в нем класса 0…5 мм: ■ ЕМЗ; ● АМК 3(20)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

По выполненным исследованиям увеличение основности шихты по CaО/SiO2 от 1,25 до 2,38 абс. ед. приводит к повышению содержания серы в агломерате от 0,055 до 0,159 %. При увеличении основности агломерата от нынешней 1,23 абс. ед. до необходимой для отраслевых условий 1,65 абс. ед. содержание серы в агломерате возрастает от 0,055 до 0,085 %. При среднем расходе агломерата – 1,25 млн. т на 1 млн. т чугуна ожидаемое снижение выбросов оксидов серы в атмосферу составит при агломерации 375 т (см. табл. 4). С учетом уменьшения удельного расхода кокса приход серы в доменную печь с шихтой или сохраняется, или несущественно возрастает. Возможное увеличение поступления серы в доменную печь с железорудной частью шихты на 0,3…0,5 кг/т чугуна является незначительным, поскольку в приходной части баланса серы это всего лишь 5…10 %. К тому же следует учитывать достаточные резервы серопоглотительной способности шлака, а также то, что на многих предприятиях действуют установки внедоменной десульфурации чугуна. Сера, связанная в шлаке в виде CaS и других соединений, обычно в небольших количествах (примерно 1,7 % от исходной массы) выделяется в атмосферу в виде SO2, H2SO4 и H2S при грануляции шлака. Применение современных грануляционных установок воздушно-водяной или воздушной грануляции шлака со скрубберами, работающими с использованием известковой суспензии, может практически полностью ликвидировать указанные выбросы соединений серы. Выводы Согласно исследованиям, результаты которых опубликованы во многих отечественных и зарубежных источниках, использование повышенного количества железосодержащих отходов, в том числе трудноутилизируемых шламов доменных и агломерационных газоочисток, не является препятствием для производства качественного агломерата. Рециклинг вторичных ресурсов позволяет получить не только эффект за счет экономии дорогостоящего сырья, но и экологические выгоды. При подготовке отходов к утилизации важно учитывать их влажность, наличие в них токсичных компонентов, цветных и щелочных металлов, нефтепродуктов, а также физико-химическую неоднородность и малую сыпучесть. На металлургических предприятиях ДНР и ЛНР в сложившихся шихтово-технологических условиях работы, характеризующихся неритмичными поставками сырьевых ресурсов, ис58

пользование в аглошихте больших количеств железо- и известьсодержащих отходов как заменителей первичного сырья является актуальной задачей. Компонентный состав смеси утилизируемых в аглошихте отходов оказывает существенное влияние на прочность агломерата повышенной и высокой основности. Показатели работы агломерационных цехов ЕМЗ и АМК в 2019 г. свидетельствуют о том, что переход к производству высокоосновного агломерата при повышенном расходе в шихту подготовленных железосодержащих отходов – это крупное эколого-экономическое мероприятие, позволяющее снизить себестоимость чугуна за счет сокращения расхода кокса и уменьшить выбросы преимущественно сернистых веществ в окружающую среду. Проведенная оценка опыта утилизации вторичных железосодержащих ресурсов при производстве агломерата повышенной и высокой основности позволит в дальнейшем разработать мероприятия, направленные на совершенствование технологии их подготовки. Список литературы 1. Мищенко, И.М. Черная металлургия и охрана окружающей среды: учебное пособие. – Донецк: ДонНТУ, 2013. – 452 с. 2. Перспективы организации ресурсосберегающих малоотходных процессов в черной металлургии / Г.С. Клягин [и др.] // Металл и литье Украины. – 2002. – №7-8. – С. 64-67. 3. Технология подготовки шламов и известковой пыли конвертерного производства / Е.И. Перлухин [и др.] // Черная металлургия. Бюллетень научно-технической и экономической информации. – 1986. – №17. – С.43-44. 4. Технология подготовки и агломерации железосодержащих отходов металлургического производства / В.И. Ростовский [и др.] // Сталь. – 1980. – №1. – С. 4-7. 5. Ростовский, В.И. Опыт освоения технологии утилизации пылей и шламов конвертерного производства / В.И. Ростовский, А.В. Кравченко, М.М. Перистый // Сотрудничество для решения проблемы отходов: труды 1-й Международной конференции, 5-6 февраля 2004 г., Харьков. – Харьков: Независимое агентство экологической информации, 2004. – С. 117-119. 6. Агломерация шихт с большим содержанием шламов на фабриках Украины / И.М. Мищенко [и др.] // Производство чугуна на рубеже столетий: труды V Международного конгресса доменщиков, 07-12.06.1999 г.,

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020

Днепропетровск – Кривой Рог (Украина). – Днепропетровск: Пороги, 1999. – С. 106-110. 7. Лукьянов, А.В. Эффективная работа аглодоменного производства филиала № 2 ЕМЗ ЗАО «Внешторгсервис» при расширении использования в шихте вторичных ресурсов и окатышей / А.В. Лукьянов, А.В. Зубенко, В.В. Ивасенко // Сборник научных трудов Донбасского государственного технического университета. – Алчевск: ДонГТУ, 2017. – №7. – С. 86-91. 8. Дембицкий, Ю.В. Технология использования в агломерационной шихте частично подготовленных шламов металлургического производства / Ю.В. Дембицкий, Н.Т. Демура, В.П. Падалка // Металл и литье Украины. – 1997. – №6-7. – С. 9-10. 9. Grigorova, D. Utilization of waste powder and sludge in iron ore sintering process / D. Grigorova, T. Tsanev, M. Marinov // Journal of Chemical Technology and Metallurgy. – 2014. – Vol.49. – P. 615-620. 10. Sintering of solid waste generated in iron and steel manufacturing process in Shougang Jingtang / Yuan-dong Pei [et al.] // Journal of Iron

И МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

and Steel Research. – 2017. – Iss.7. Vol.24. – P. 697-704. 11. Agglomeration behaviour of steel plants solid waste and its effect on sintering performance / Prince Kumar Singh [et al.] // Journal of Materials Research and Technology. – 2017. – Iss.3. Vol.6. – P. 289-296. 12. Состояние и перспективы развития технологии производства агломерата. Часть 11. Технологические методы защиты окружающей среды от вредных выбросов агломерационных фабрик / Ю.А. Фролов [и др.] // Черная металлургия. – 2018. – №2. – С. 17-31. 13. Совершенствование технологии и оборудования агломерационного производства / И.М. Мищенко [и др.] // Металлургические процессы и оборудование. – 2011. – №3. – С. 35-44. 14. Совершенствование агломерационного процесса / Ф.Ф. Колесанов [и др.]. – Киев: Техніка, 1983. – 110 с. 15. Опыт производства высокоофлюсованного агломерата на агломерационной фабрике Енакиевского металлургического завода / И.М. Мищенко [и др.] // Черная металлургия. – 2018. – №12. – С. 33-45.

I.M. Mishchenko /Cand. Sci. (Eng.)/, A.V. Kuzin /Dr. Sci. (Eng.)/ Donetsk National Technical University (Donetsk) N.N. Korobkin, A.V. Polokhin Yenakievo Metallurgical Plant (Yenakievo) V.F. Kuz`menko /Cand. Sci. (Eng.)/, A.N. Knyshenko Alchevsk Iron and Steelworks (Alchevsk) I.F. Rusanov /Cand. Sci. (Eng.)/ Donbas State Technical University (Alchevsk) EXPERIENCE IN UTILISATION OF SECONDARY RESOURCES OF FERROUS METALLURGY IN THE SINTER PRODUCTION OF DONBAS ENTERPRISES Background. The shortage of raw materials and environmental problems make it necessary to use secondary resources in agglomeration. Analysis of the experience of using waste in sintering highbase charges will help to find ways to improve the efficiency of their preparation and utilisation. Materials and/or methods. To obtain data on the impact of waste consumption on the quality of sinter and sintering process, used the reports on the technical and economic performance of the sinter plants of the Yenakievo Metallurgical Plant (EMZ) and Alchevsk Iron and Steelworks (AIS). Results. Full utilisation of waste in sinter production is difficult due to the environmental hazard, high content of harmful impurities, high humidity, differences in physical and chemical properties. You can solve the problem by getting a homogeneous, loose mixture of waste. In the course of previous experimental and industrial research conducted at EMZ, found that with an increase in waste consumption from 30 to 250 kg/t of agglomerate, its strength in terms of the content of classes 0...5 mm decreased by 2.5 % (abs.). An increase in waste consumption to 400...800 kg / t of sinter was accompanied by a decrease in the productivity of sinter machines by 17...39 %, and the strength of the sinter – by 13.5...27.5 %. The cost of producing high-base agglomerate decreased by 4 thousand rubles/t of used waste. The melting in blast furnaces was accompanied by a reduction in the consumption of coke and the emission of sulfur compounds into the environment. Conclusion. Production of high-base agglomerate with increased consumption of prepared ironcontaining waste allows reducing the cost of pig iron and improving the environmental situation, 3(20)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

which is evidenced by the performance of sinter plants in the LPR. Keywords: agglomerate, high-base charge, secondary resources, sludge, utilisation, sinter strength. Сведения об авторах И.М. Мищенко SPIN-код: 2288-8916 Телефон: +380 (71) 412-25-04 Эл. почта: mim37@mail.ru А.В. Кузин SPIN-код: 4470-0976 Author ID: 7102276525 Researcher ID: P-8105-2015 ORCID iD: 0000-0002-5369-433 Телефон: +380 (62) 310-08-42 Эл. почта: yarosh@fizmet.donntu.org Н.Н. Коробкин Телефон: +380 (62) 529-22-31 Эл. почта: Nikolay.Korobkin@emzsteel.com А.В. Полохин Телефон: +380 (62) 529-30-55 Эл. почта: Andrey.Polokhin@emzsteel.com

В.Ф. Кузьменко Телефон: +380 (64) 427-39-04 Эл. почта: amk@vts012.ru А.В. Кнышенко Телефон: +380 (64) 427-39-04 Эл. почта: amk@vts012.ru

И.Ф. Русанов Эл. почта: rusanova-2011@inbox.ru

Статья поступила 25.06.2020 г. © И.М. Мищенко, А.В. Кузин, Н.Н. Коробкин, А.В. Полохин, В.Ф. Кузьменко, А.В. Кнышенко, И.Ф. Русанов, Рецензент д.т.н., проф. В.В. Шаповалов

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ

УДК 669.712 В.В. Шаповалов /д.х.н./, С.В. Горбатко /к.т.н./, Т.В. Шаповалова ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» (Донецк) Д.А. Козырь /к.т.н./ ГОУ ВПО «Донбасская национальная академия строительства и архитектуры» (Макеевка)

К ВОПРОСУ О МЕХАНИЗМЕ ВЫДЕЛЕНИЯ ГИДРОКСИДА АЛЮМИНИЯ ИЗ РАСТВОРОВ АЛЮМИНАТА НАТРИЯ И ЕГО РЕАЛИЗАЦИИ В ТЕХНОЛОГИЧЕСКОМ ПРОЦЕССЕ Приведены экспериментальные данные по исследованию взаимодействия гидроалюмокарбоната натрия с алюминатным раствором с получением гидроксида алюминия. Установлена главная причина загрязнения гидроксида алюминия и получаемого из него глинозема при карбонизации алюминатных растворов. Экспериментально установлено взаимодействие гидроалюмокарбоната натрия с алюминатными растворами по двум направлениям. Установленный механизм реакций позволяет предложить способ выделения гидроксида алюминия из алюминатных растворов. Ключевые слова: гидроалюмокарбонат натрия, алюминат натрия, алюминатный раствор, гидроксид алюминия, глинозем. Постановка проблемы Алюминий и его соединения являются важнейшими ресурсами развития любого общества. Алюминиевая промышленность является одной из ведущих отраслей цветной металлургии [1]. Основной областью применения соединений алюминия является производство огнеупоров, антипиренов, катализаторов, пластмасс, ускорителей схватывания и добавок для цементно-песчаных смесей, производство искусственных сапфиров, химическая промышленность и др. потребители, включая высокотехнологичные сектора экономики. Основное количество глинозема (Аl2O3), являющегося основой для производства алюминия и его соединений, в мире производят из бокситов [2, 3], практически не содержащих кремнезем (SiO2), по способу Байера. В связи с истощением богатых глиноземом месторождений боксита и вовлечением в производство более бедных бокситов доля способа Байера в производстве глинозема снижается. Возрастает значение способов получения глинозема из низкокачественного сырья, в качестве которого могут выступать различные геотехногенные отходы [4…6]. Перспективными являются отходы угледобывающих, металлургических производств и топливно-энергетического комплекса, которые могут содержать до 25 мас.% Аl2O3. Кроме Аl2O3, такие отходы содержат 50…60 мас.% SiO2, 6…10 мас.% Fe2O3. Главной проблемой извлечения из отходов глинозема является преобладающее содержание в них кремнезема, который по кислотноосновным свойствам близок к глинозему и препятствует его выделению из сырья. Разработка технологий извлечения алюминия и их составных ча3(21)'2020

стей из низкосортного сырья является важной задачей. Анализ последних исследований и публикаций В настоящее время рассматриваемыми в основном являются кислотный и термический методы переработки техногенных высококремнеземистых отходов. На извлечение глинозема не влияет SiO2, но в раствор переходят, кроме алюминия, ионы других металлов. Недостатком кислотного способа, кроме применения дорогой кислотоустойчивой аппаратуры, является и большое количество сточных кислых вод, содержащих растворимые соли азотной, серной или соляной кислот и представляющих угрозу для почвы, подземных вод и водоемов. Большую проблему представляет регенерация кислот с целью возвращения их в производственный цикл. Более предпочтительным является термический метод, по которому осуществляется спекание алюминийсодержащего сырья с соединениями щелочных или щелочноземельных металлов [7…9]. Основа метода состоит в спекании техногенных отходов преимущественно с известняком. Принципиально технология переработки техногенных отходов методом спекания позволяет практически полностью утилизировать отходы с получением глинозема [8], а образующиеся отходы глиноземного производства использовать в производстве цемента [10]. Термическая технология производства глинозема (Аl2О3) включает следующие основные стадии:

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

– спекание сырья с известняком (CaCO3) с образованием алюмокальциевых соединений типа 12СаО·7Al2O3; – выщелачивание спеков содовым раствором с получением раствора алюминатов натрия:

Na[Al(OH)4](ж)+CO2→ →Na[Al(OH)2СО3](тв)+H2O.

12СаО·7Al2O3+12 Na2CO3+5 H2O→ →14 NaAlO2+12 CaCO3+10 NaOH, 14 NaAlO2+28 H2O+10 NaOH 9 Na[Al(OH)4]+5 Na3[Al(OH)6],

(1)

– осаждение алюминия в виде гидроксидa Al(OH)3 путем пропускания через раствор СО2; – прокаливание продуктов с образованием глинозема. Извлечение глинозема из алюминатных растворов натрия взаимодействием их с диоксидом углерода является одной из самых сложных стадий в технологии, так как зависит от большого числа физико-химических и механических факторов [11]: температуры, концентрации раствора, наличия затравки, скорости пропускания СО2 и его содержания в газовой фазе и т.д. Незначительное отклонение любого из них приводит к получению глинозема, загрязненного соединениями натрия. Основной причиной загрязнения является образование при карбонизации алюминатных растворов параллельно с Al(OH)3 и гидроалюмокарбоната натрия (ГАКН) – Na[Al(OH)2CO3]·nH2O [10,12]. В [10] считается, что основной причиной образования ГАКН является понижение при карбонизации pH жидкой фазы ниже 10 ед. и увеличения содержания в ней ионов HCO3-: 2АlOOН+2(Na, K)++2НСО3-= =(Na, K)2O·Al2O3·2CО2·2H2О. Основываясь на этих представлениях, в действующей технологии предпринимаются многочисленные трудоемкие мероприятия, предотвращающие протекание параллельной реакции образования ГАКН, но, тем не менее, загрязнение происходит. Вместе с тем в [12,13], основываясь на теории комплексообразования, предположено, что ГАКН должен образовываться при взаимодействии алюминатных растворов с диокСостав алюминатного раствора, г/л Na+ Al3+ 11,5 9,5 17,1 14,3 23,0 9,5 23,0 19,0 62

сидом углерода не как второстепенный продукт при изменении условий карбонизации, а как обязательное первичное промежуточное соединение по схеме:

(2)

При дальнейших превращениях получается целевой продукт Al(OH)3. Расчеты позволили предложить новое техническое решение процесса карбонизации, значительно упрощающее контроль процесса. Из раствора алюмината натрия предлагается сначала карбонизацией получать осадок ГАКН по схеме (2) до полного осаждения его из раствора без существенного контроля процесса. Образующийся осадок ГАКН для получения Al(OH)3 следует обработать свежим раствором алюмината натрия в соответствии со схемой: Na[Al(OH)2СО3](тв)+Na[Al(OH)4](ж)→ →2 Al(OH)3(тв)+Na2CO3(ж).

(3)

Несмотря на то, что расчеты предложенной схемы карбонизации позволили объяснить все имеющиеся ранее установленные закономерности загрязнения гидроксида алюминия, экспериментально реакция между твердым Na[Al(OH)2СО3] и раствором Na[Al(OH)4], которая является основой нового технологического решения, подтверждена не была. Цель (задачи) исследования Задачей исследования является экспериментальное подтверждение механизма и возможности получения гидроксида алюминия в результате реакции ГАКН с алюминатным раствором, являющейся основой нового технологического приема, а также особенностей его реализации. Основной материал исследования Растворы алюмината натрия готовили путем взаимодействия металлического алюминия с раствором NaOH заданной концентрации. Состав алюминатных растворов, используемых в экспериментах, приведен в табл. 1.

Табл. 1. Состав алюминатных растворов Расчетное соотношение алюминатов натрия по содержанию Na+ и Al3+, % Na[Al(OH)4] Na3[Al(OH)6] 75 25 80 20 8 92 77 23

Общая концентрация Al3+, моль/л

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

0,35 0,53 0,35 0,70 3(21)'2020



Во избежание образования во времени нерастворимых гидратных форм оксида алюминия при проведении каждой серии опытов готовился свежий алюминатный раствор. При выборе образцов, содержащих ГАКН, исходили из того, что для исследования необходимо использовать не относительно чистый ГАКН, который можно получить, используя методику [13], а продукт карбонизации алюминатного раствора, что более соответствует технологии. Как видно из рис. 1, и расчетные, и экспериментальные данные свидетельствуют о том, что такой продукт представляет собой смесь ГАКН и гидроксида алюминия. Поэтому продукт для исследования получали при пропускании СО2 через раствор алюмината натрия при 20 оС с последующим отделением его от жидкой фазы центрифугированием и промывкой осадка водой. Полученные образцы содержали 6,0+0,2 % СО2, что соответствует 29,5…31,5 см3 газообразного СО2 в одном грамме образца (около 25 % ГАКН согласно рис. 1б). В дальнейшем об-

ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ

разцы обозначены как ГАКН. Реакция между раствором алюмината натрия и твердым ГАКН проводилась в термостатируемых стеклянных ячейках с перемешиванием, подключенных к термостату при температуре 18 и 60 ºC, при различном соотношении ГАКН и алюминатного раствора, времени контакта веществ, при перемешивании и в статических условиях. Периодически из ячеек отбирались образцы суспензии и после центрифугирования проводился анализ жидкой и твердой фаз на содержание в них СО2. Соответствующий анализ осуществлялся волюмометрическим методом путем разложения жидкой или твердой пробы кислотой. Идентификация целевого продукта реакции осуществлялась методом ИК-спектроскопии на спектрофотометре Specord 75IR. Согласно уравнению (3), взаимодействие между ГАКН и алюминатом натрия должно сопровождаться образованием карбоната натрия Na2CO3. Подтверждением этого являются данные, приведенные в табл. 2.

Рис. 1. Влияние температуры на образование гидроксида алюминия и гидроалюмокарбоната натрия при карбонизации алюминатного раствора: A– расчетные кривые по данным [12]; Б – экспериментальные кривые по данным [11] Табл. 2. Влияние соотношения ГАКН и алюмината натрия на степень превращения гидроалюмокарбоната натрия. Без перемешивания, Т=18 ºС. Состав алюминатного раствора: концентрация Al3+ 9,5 г/л, Na+  23,0 г/л Объем Масса Время Объем раствора, ГАКН, реакции, СО2, мл г ч см3 25 0,5 24 14,2 25 1,0 24 27,1 25 1,5 24 43,5 25 2,0 24 53,3 25 2,5 24 68,8 25 3,0 24 79,7 25 4,0 24 96,7 25 5,0 24 107,6 3(21)'2020

В растворе алюмината натрия, контактирующего с ГАКН, увеличивается содержание Na2CO3, о чем свидетельствует выделение СО2 при обработке растворов кислотой. При этом количество СО2 практически прямо пропорционально массе Na[Al(OH)2СО3]. Увеличение концентрации СО2 в растворе (в виде Na2CO3) одновременно приводит к уменьшению содержания СО2 в образцах ГАКН, о чем свидетельствуют данные табл. 3 и 4. За 5 часов в раствор из твердой фазы переходит более 90 % диоксида углерода. Данные ИК-спектроскопии показывают, что в результате взаимодействия между ГАКН и алюминатом натрия образуется гидроксид алюминия Al(OH)3 (табл. 5).

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Табл. 3. Влияние времени взаимодействия ГАКН и раствора алюмината натрия на степень превращения гидроалюмокарбоната натрия. Механическое перемешивание, Т=18 ºС, концентрация Al3+ в алюминатном растворе 19,0 г/л, Na+  23,0 г/л ОбъСтепень Объем Масса Время ем преврараство- ГАКН, реакции, СО2, щения ра, мл г мин см3 ГАКН, % 190 3 15 23,7 23,2 190 3 60 32,5 31,9 190 3 90 46,9 46.0 190 3 120 50,5 49,5 190 3 180 68,5 67,2 190 3 300 101,3 99,3

Табл. 4. Влияние времени взаимодействия ГАКН и раствора алюмината натрия на содержание CO2 в твердой фазе. Механическое перемешивание, Т=18 ºС, концентрация Al3+в алюминатном растворе 19,0 г/л, Na+  23,0 г/л, масса ГАКН 3,00 г Объем расВремя Содертвора алювзаимоОбъем жание мината действия, СО2, мл CO2, мас. натрия, мл мин % Исходное содержание 6,06 188 15 58,38 3,82 188 60 33,79 2,21 188 90 31,06 2,03 188 120 24,62 1,61 188 180 19,58 1,28 188 300 6,55 0,43

Табл. 5. Данные ИК-спектроскопии продукта взаимодействия ГАКН с раствором алюмината натрия Полосы поглощения Al(OH)3, по данным [14] Синтезированный образец Волновое число, см-1 Тип колебаний Волновое число, см-1 3621 3620±1 валентные колебания связи ОН3527 3527±2 3452 3453±1 валентные колебания ассоциированных гидроксилов оксогидроксида алюминия 3373 3372±1 1630 деформационные колебания Н2О 1630±2 1022 1025±2 970 972±2 деформационные колебания групп ОН 800 802±2 гидроксидов 740 743±3 667 668±2 559 559±2 517 колебания связи Al-O 521±3 451 451±2 Исходя из полученных результатов и учитывая возможность образования разных форм алюмината натрия, а также NaOH (1), схему превращения ГАКН в Al(OH)3 можно представить следующими уравнениями: K1 Na[Al(OH)2CO3](тв)+Na3[Al(OH)6](р)  K1  2 Na[Al(OH)4](р)+Na2CO3(р), K2 Na[Al(OH)2CO3](тв)+Na[Al(OH)4](р)  K2  2 Al(OH)3(тв)+Na2CO3(р), K3 Na[Al(OH)2CO3](тв)+NaOH(р)  K3  Al(OH)3+Na2CO3(р),

(4)

d  y 0  k1  y 2  y1 , dτ

(5)

d  y1  2k1  y 2  y1  k 2  y 2  y1 , dτ

(6)

d  y 2  k1  y 2  y 0  k2  y 2  y1  k3  y 2  y 4 , dτ

 E  где K i  K 0i exp  i   константа скоро RT  64

сти реакции; k0i  предэкспоненциальный множитель; Ei  энергия активации реакции, Дж/моль. Кинетика процесса, соответствующего приведенным уравнениям (4)…(6), описывается системой дифференциальных уравнений:

d  y3  2k1  y 2  y1  k2  y 2  y 4 , dτ

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



d  y3   k3  y 2  y 4 , dτ d  y 5  k1  y 2  y 0  k2  y 2  y1  k3  y 2  y 4 , dτ

где y0  Na3[Al(OH)6]; y1  Na[Al(OH)4]; y2  Na[Al(OH)2CO3]; y3  Al(OH)3; y4 – NaOH; y5 – Na2CO3. Согласно схеме (1), при выщелачивании алюмокальциевых спеков соотношение между алюминатом натрия и NaOH достаточно, в основном, для образования алюминатных форм Na3[Al(OH)6], и Na[Al(OH)4], поэтому при анализе схемы уделено внимание уравнениям (4) и (5). Как видно из данных уравнений, ГАКН взаимодействует с разными формами алюмината натрия по-разному. При избытке в системе Na3[Al(OH) Na[Al(OH)4] образуется осадок Al(OH)3 и раствор Na2CO3. На рис. 2 представлен результат расчета таких вариантов. Численный анализ кинетики процесса при концентрациях близких к экспериментальным, приведенных в табл.1, показывает, что при совместном нахождении в растворе Na3[Al(OH)6] и Na[Al(OH)4] осадок гидроалюмокарбоната натрия полностью (при достаточном количестве раствора) будет реагировать с алюминатным раствором (рис. 2А, кривая 1). Но только часть его будет превращаться в целевой продукт Al(OH)3. а часть перейдет в раствор с образованием Na[Al(OH)4].

ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ

При этом важно отметить, что содержание Na2CO3, не является критерием количества образующегося Al(OH)3, а свидетельствует лишь о том, какая доля ГАКН прореагировала. О количественной эффективности процесса превращения ГАКН в Al(OH)3 свидетельствует либо масса гидроксида алюминия, либо концентрация ионов Al3+ в растворе. Повышение этой концентрации в растворе (рис. 2А, кривая 6) по сравнению с исходной концентрацией свидетельствует о том, что только часть ГАКН превратилась в целевой продукт. Следовательно, концентрация алюминия в растворе является аналитическим и технологическим параметром получения гидроксида алюминия. В технологии такой раствор после отделения гидроксида алюминия может быть снова направлен на переработку ГАКН. Если раствор содержит преимущественно Na[Al(OH)4], то в результате реакции образуется раствор Na2CO3, который после отделения от осадка Al(OH)3 и, при необходимости, концентрирования может быть направлен на выщелачивание алюмокальциевых соединений (уравнение 1). Обращает внимание на себя тот факт, что во втором случае в Al(OH)3 переходит как алюминий из ГАКН, так и из алюмината натрия. Влияние температуры на процесс достаточно сложно предсказать, так как в зависимости от величины кинетических параметров реакций (4) и (5) соотношение констант скорости может существенно изменяться в зависимости от температуры (рис. 3).

Рис. 2. Расчетные кинетические кривые взаимодействия компонентов в системе «алюминат натрия  гидроалюмокарбонат натрия»: 1 – Na[Al(OH)2CO3]; 2 – Na3[Al(OH)6]; 3 – Al(OH)3; 4  Na2CO3; 5  Na[Al(OH)4]; 6 – суммарная концентрация Al3+ в растворе. Исходные концентрации: А – Na3[Al(OH)6] – 0,315 моль/л, Na[Al(OH)4] – 0,035 моль/л, суспензия Na[Al(OH)2CO3] – 0,28 моль/л; Б – Na[Al(OH)4] – 0,35 моль/л, суспензия Na[Al(OH)2CO3] – 0,28 моль/л. Кинетические параметры: k10=103, E1=15 кДж/моль; k20=103, E2=35 кДж/моль 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

Рис. 3. Зависимость констант скорости от температуры. А: 1 – k0=4·104, E=26 кДж/моль; 2 – k0=104, E2=25 кДж/моль. Б: 1  k0=2·106, E=36 кДж/моль; 2 – k0=103, E=15 кДж/моль Процесс между ГАКН и алюминатным раствором относится к категории гетерогенных реакций, скорость которых зависит от множества параметров, включая, кроме температуры, скорость зародышеобразования, рост кристаллов, гидродинамический режим и т.д. Поэтому в общем случае кинетические параметры могут изменяться в ходе процесса. В случае, показанном на рис. 3А, скорости как реакции (4), так и реакции (5) изменяются однонаправленно и, как показывает численное моделирование, количество образующегося Al(OH)3 существенно не зависит от температуры. При этом если кривая 1 (рис. 3А) характеризует константу скорости реакции (5), то количество образующегося Al(OH)3 увеличивается. Если та же кривая характеризует константу скорости реакции (4), то увеличивается скорость растворения ГАКН. Если изменение констант скорости реакций соответствует случаю рис. 3Б, то ситуация усложняется. В области низких температур пре-

обладает одна реакция, а в области высоких температур – другая. В табл. 6 приведен вариант расчета такой ситуации. Как видно из приведенных данных, в первом сочетании констант при низкой температуре скорость реакции (4) превышает скорость реакции (5). При этом ускоряется реакция растворения ГАКН и количество Al(OH)3 невелико. При повышении температуры преобладает реакция (5) образования гидроксида алюминия и его количество возрастает. При втором сочетании констант с ростом температуры возрастает скорость растворения ГАКН и количество образующегося гидроксида алюминия уменьшается. Если алюминатный раствор содержит в основном Na[Al(OH)4], то при реакции с ГАКН происходит полное превращение всех соединений алюминия, содержащихся в системе, в гидроксид алюминия, а ионов натрия – в карбонат натрия. В этом случае упрощенную технологическую цепочку можно представить схемой, представленной на рис. 4.

Табл. 6. Расчетная зависимость количества образующегося Al(OH)3 от температуры и состава алюминатного раствора при различном соотношении скоростей реакций (4) и (5) Вариант 1 Вариант 2 E1 , E2 , Соотношение № o Al(OH)3, Al(OH)3, k01 кДж/ k02 кДж/ T, C скоростей п/п моль/л моль/л моль моль реакций (4) и (5) 20 0,16 0,30 V(4)>V(5) 80 V(4)<V(5) 0,27 0,39 20 V(4)<V(5) 0,30 0,41 6 3 2 2·10 36 10 15 80 V(4)>V(5) 0,26 0,34 Исходные концентрации: вариант 1  Na3[Al(OH)6] – 0,315 моль/л, Na[Al(OH)4] – 0,035 моль/л, суспензия Na[Al(OH)2CO3] – 0,28 моль/л; вариант 2  Na[Al(OH)4] – 0,15моль/л, Na3[Al(OH)6] – 0,315 моль/л, суспензия Na[Al(OH)2CO3] – 0,28 моль/л. 1

103

2·106

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ

Рис. 4. Упрощенная схема получения Al(OH)3 из растворов алюмината натрия Выводы Вследствие протекания ряда последовательно-параллельных реакций карбонизация алюминатного раствора с целью выделения в твердом виде соединений алюминия характеризуются высокой чувствительностью к различным факторам, влияющим на проведение процесса. Установлено, что главной причиной загрязнения гидроксида алюминия и получаемого из него глинозема при карбонизации алюминатных растворов является получение на первом этапе процесса гидроалюмокарбоната натрия Na[Al(OH)2CO3]·nH2O. Экспериментально установлено, что ГАКН взаимодействует с алюминатными растворами по двум направлениям: образованием Al(OH)3 и растворением с образованием гидроксосоединений алюминия с пониженной основностью типа Na[Al(OH)4]. Данное соединение переводит ГАКН в гидроксид алюминия. Установленный механизм реакций позволяет предложить способ выделения гидроксида алюминия из алюминатных растворов, заключающийся в том, что раствор после выщелачивания алюмокальциевых соединений технологически разделяют на две части, одну из которых подвергают карбонизации до полного осаждения соединений алюминия из раствора. Образующийся осадок обрабатывают второй частью алюминатного раствора для превращения ГАКН в гидроксид алюминия. Контроль процесса осуществляют по содержанию алюминия в растворе. При его наличии раствор дополнительно направляют на обработку новой порции ГАКН. Список литературы 1. Сизяков, В.М. 80 лет алюминиевой промышленности России (историко-аналитический обзор) // Цветные металлы. – 2012. – №5. – С. 76-84. 2. Малютин, Ю.С. Состояние сырьевой базы алюминиевой промышленности России / Ю.С. Малютин, В.Г. Гальперин // Горная промышленность. – 1996. – №2. – С. 10-12. 3. Самойлов, А.Г. Бокситы Сибири и возможность их использования для производства гли3(21)'2020

нозема. Минеральные ресурсы России / А.Г. Самойлов, А.В. Копылов, В.Г. Ломаев // Экономика и управление. – 2006. – №3. – С. 8-12. 4. Matjie. R.H. Extraction of Alumina from Coal Fly Ash Generated from a Selected Low Rank Bituminous South African Coal / R.H. Matjie, J.R. Bunt, H.Van // Minerals Engineering. – 2005. – Iss.3. Vol.18. – P. 299-310. 5. Наумчик, А.Н. Производство глинозѐма из низкокачественного сырья / А.Н. Наумчик, О.А. Дубовиков. – Л.: ЛГИ, 1987. − 99 с. 6. Извлечение ценных компонентов из алюмосиликатных природных и техногенных материалов при получении глинозема способом спекания / И.И. Шепелев [и др.] // Вестник Иркутского государственного технического университета. – 2018. – №4. Т.22. – С. 202-214. 7. О возможности получения глинозѐма из отходов угле- и горнодобывающей промышленности методом спекания бесщелочного сырья с известняком / А.А. Клименко [и др.] // Научные труды ДонНТУ. – 2012. – №19 (199). – С. 151-157. (серия: химия и химическая технология). 8. Патент Украины 96772. МПК С01F 7/38 (2006/01). Способ утилизации техногенных отходов / В.Н. Вечерко [и др.]. – Заявл. 08.09.2011; опубл. 25.11.2011. 9. Патент RU 2197429 С2 МПК C01F 7/38(2006.01) C01F 7/14(2006.01). Способ переработки алюминийсодержащего сырья / В.А. Липин [и др.]. – Заявл. 14.11.2000; опубл. 27.01.2003. 10. Клименко, А.А. Использование белитового шлама глиноземного производства в качестве добавки при получении цемента / А.А. Клименко, Т.В. Шаповалова, Л.М. Реброва // Научные труды ДонНТУ. – 2014. – №3(23). – С. 189-194. (серия: химия и химическая технология). 11. Ханамирова, А.А. Глинозем и пути уменьшения содержания в нем примесей / А.А. Ханамирова / Отв. ред. И.З. Певзнер. – Ереван: Изд-во АН АрмССР, 1983. − 243 с. 12. К вопросу о механизме выделения гидрокси-

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

да алюминия из растворов алюмината натрия / В.В. Шаповалов [и др.] // Научные труды ДонНТУ. – 2013. – №1(20). – С. 158-166. (серия: химия и химическая технология). 13. Томилов, Н.П. Об условиях образования

гидроалюмокарбонатов при взаимодействии алюминия с растворами карбонатов щелочных металлов / Н.П. Томилов, А.С. Бергер, А.И. Бойкова // Журнал неорганической химии. − 1969. – №3. Т.14. – С. 674-680.

V.V. Shapovalov /Dr.Sci. (Chem.)/, S.V. Gorbatko /Cand.Sci. (Eng,)/, T.V. Shapovalova Donetsk National Technical University (Donetsk) D.А. Kozyr /Cand.Sci. (Eng.)/ Donbas National Academy of Construction and Architecture (Makeyevka) ON THE MECHANISM OF ALUMINUM HYDROXIDE EXTRACTION FROM SOLUTIONS OF SODIUM ALUMINATES AND ITS IMPLEMENTATION IN TECHNOLOGICAL PROCESSES Background. Extraction of aluminum from sodium aluminates solutions by their interaction with carbon dioxide is one of the most challenging stages in the technology, as it depends on a large number of physical, chemical and mechanical factors, such as temperature, solution concentration, presence of seed, the transmission rate of carbon dioxide and its content in the gas phase. A slight deviation of any of them leads to the production of alumina contaminated with sodium compounds. The study aimed to experimentally confirm the mechanism and possibility of obtaining aluminum hydroxide as a result of the reaction of sodium hydroaluminocarbonate with an aluminate solution. Materials and/or methods. Aluminate solutions of various concentrations, sodium hydroaluminocarbonate, and carbon dioxide used as the object of the study, Results. Established that during the carbonization of aluminate solutions, the leading cause of contamination of aluminum hydroxide and alumina obtained from it is the production of sodium hydroaluminocarbonate at the first stage of the process. Also found that sodium hydroaluminocarbonate interacts with aluminate solutions in two directions: formation of aluminum hydroxide and dissolution with the formation of aluminum hydroxo compounds with reduced basicity of the Na[Al(OH)4] type. Conclusion. The established reaction mechanism allows proposing a method for separating aluminum hydroxide from aluminate solutions, which consists in the fact that the solution after leaching of aluminum-calcium compounds is technologically divided into two parts, one of which is subjected to carbonation until the aluminum compounds are entirely deposited from the solution. The precipitate which forms is treated with the second part of the aluminate solution for the conversion of hydroaluminate sodium into aluminum hydroxide. The process is controlled by the content of aluminum in the solution. If it is present, the solution is additionally sent for processing a new portion of sodium hydroaluminocarbonate. Keywords: sodium hydroaluminocarbonate, sodium aluminate, aluminate solution, aluminum hydroxide, aluminum. Сведения об авторах В.В. Шаповалов SPIN-код: 2428-5889 Author ID: 823100 Researcher ID: A-8893-2016 ORCID iD: 0000-0001-8634-8929 Телефон: +380 (62) 301-09-95, +380 (71) 385-51-05 Эл. почта: wwshapovalov@gmail.com С.В. Горбатко SPIN-код: 2241-5066 Author ID: 834373 Телефон: +380 (62) 301-09-95, +380 (71) 334-92-07 Эл. почта: svgnick7@mail.ru

Д.А. Козырь SPIN-код: 1695-4050 Телефон: +380 (62) 301-07-17, +380 (71) 331-17-08 Эл. почта: kozurdmitrii@mail.ru

Т.В. Шаповалова Телефон: +380 (62) 301-09-95, +380 (71) 385-51-05 Эл. почта: wwshapovalov@gmail.com

Статья поступила 11.09.2020 г. © В.В. Шаповалов, С.В. Горбатко, Д.А. Козырь, Т.В. Шаповалова, 2020 Рецензент д.х.н., проф. Л.Ф. Бутузова 68

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ

УДК 662.7:552.57 В.Н. Шевкопляс /к.х.н./ ГУ «Институт физико-органической химии и углехимии им. Л.М. Литвиненко (ИНФОУ)» (Донецк) Л.Ф. Бутузова /д.х.н./ ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет», ГУ «ИНФОУ» (Донецк) Г.Н. Бутузов /к.х.н./ ГОУ ВПО «Донецкий национальный технический университет» (Донецк)

ОЦЕНКА ТЕРМОУСТОЙЧИВОСТИ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ ПО ДАННЫМ ДЕРИВАТОГРАФИИ И ПИРОЛИЗА Методом дериватографии получена количественная информация о ходе термодеструкции полного ряда твердых горючих ископаемых (Сdaf=44,3…93,7 %) в температурном интервале основного эндотермического эффекта. Установлена взаимосвязь между динамикой потери массы Δm образцами твердых топлив в интервале температур основного термического разложения, содержанием углерода Cdaf, температурой Tmax, и выходом смол пиролиза СMdaf, полученных при температуре Тmax. Установлено, что при термодеструкции углеобразователей и углей ряда метаморфизма реализуются два различных механизма конверсии их органической массы в смолу СМdaf. Представлена статистическая связь между Cdaf или Тmax и отношением Еэф/Δm, характеризующим количество энергии, необходимое для деструкции единицы массы. Ключевые слова: твердые топлива, дериватография, пиролиз, потеря массы, эффективная энергия активации, температура Тmax,, смола пиролиза, уравнения регрессии. Постановка проблемы Важную информацию о процессах термического разложения твердых топлив дает дериватографический метод анализа, позволяющий определить температуру, скорость потери массы и выход летучих веществ в разных температурных интервалах и в точках экстремумов, а также регистрировать соответствующие тепловые эффекты. Процесс разложения угля может быть представлен в виде совокупности ряда независимых стадий, каждая из которых характеризуется относительным постоянством скорости разложения [1…4]. Анализ последних исследований и публикаций Несмотря на то, что ход термодеструкции в интервале температур основного разложения твердых топлив изучался многими исследователями [5,6], системных данных для широкого ряда твердых горючих ископаемых (ТГИ) в идентичных условиях получено не было. Недостаточно информации для установления взаимосвязи между основными кинетическими параметрами процесса термодеструкции и физикохимическими и технологическими характеристиками твердых топлив. Комплексное изучение термолиза твердых топлив в широком интервале температур необходимо для выявления характерных особенностей термодеструкции и последующего обоснованного выбора направления их 3(21)'2020

рационального использования уже на стадии лабораторных исследований. Следовательно, актуальны исследования, направленные на расширение сферы использования термических методов с выявлением количественных взаимосвязей между структурными особенностями ТГИ, их составом, данными дериватографии и пиролиза. Цель (задачи) исследования Цель данной работы – выявление новых общих закономерностей термодеструкции полного ряда твердых топлив (прекурсоры и угли) на основе полученного экспериментального материала и построение различных математических моделей прогнозного характера. В задачу работы входила оценка динамики потери массы Δm образцами ТГИ по данным дериватографии (нисходящая ветвь кривой потери массы (ДТГ) до температуры максимума основного термического разложения); нахождение взаимосвязи между величиной потери массы Δm, содержанием углерода Cdaf, температурой Tmax и выходом CMdaf, полученных при температуре Тmax. Основной материал исследования В качестве объектов исследования были использованы углеобразователи (Сdaf=44,3…59,0 %) и угли ряда метаморфизма (Сdaf=62,4…93,7 %). Термодеструкцию исследуемых образцов (фракция≤0,2 мм) проводили в дериватографе Q-

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

1500 системы Паулик–Паулик–Эрдеи в платиновом тигле с крышкой при одинаковом объемном наполнении его образцом. Нагрев осуществляли до температуры 950 оС при скорости нагрева 10 оС/мин. По анализу кривых ДТГ и ТГ определяли величину потери массы в различных температурных интервалах и температуру Тmax для каждого конкретного топлива [7]. Пиролиз твердых топлив при температуре Tmax с определением выхода смол пиролиза CMdaf и подсчетом материального баланса процесса проводили согласно ранее апробированной методике [8,9]. Согласно данным [4,9], кривая потери массы может иметь несколько линейных участков, а расположение температурной области основного эндотермического эффекта отличается для каждого образца и отражает особенности его структуры. Следовательно, дериватограмма характеризует как общность структурной организации всех твердых топлив, так и ее характерные различия на конкретной стадии углефикации. Температурный максимум Тmax, соответствующий наибольшей скорости потери массы, является той температурной точкой, которая отделяет область преимущественной деструкции (нисходящая ветвь ДТГ) от области, где преобладают реакции конденсации (восходящая ветвь ДТГ). Дальнейший анализ полученных дериватограмм дает основание утверждать, что местоположение и ширина области эндоэффекта и значение Тmax несут информацию о составе и структурных особенностях конкретного твердого топлива.

Для получения количественной информации о ходе термодеструкции исследуемых образцов топлив в интервале температур основного разложения нисходящая ветвь кривой ДТГ для всех образцов была разбита на пять температурных отрезков с шагом в 20 оС, начиная от температуры Тн до температуры Tmax, для которых рассчитывалась потеря массы Δm по кривой ТГ, как показано на рис. 1 (на примере бурого угля). Общая протяженность исследуемой температурной области, которая соответствует линейному участку на кривой ДТГ, составила 100 оС. С целью выявления возможных корреляционных связей между величинами Δm и Cdaf, Tmax и CMdaf в интервале Tmax…Tmax-100°C, а также для количественной оценки таких зависимостей проводился регрессионный анализ экспериментальных данных. Тесноту статистической связи указанных характеристик оценивали по величине коэффициента R и стандартной ошибки Sо. Проверку значимости коэффициентов уравнений регрессии проводили по критерию Стьюдента, а адекватность уравнений регрессии – по критерию Фишера [10,11]. Были проанализированы уравнения линейной и нелинейной (квадратичной) регрессии для функций y=f(Δmi), y=f(Δmi, Δmi2), где у=Cdaf, Tmax и CMdaf, а Δmi – величины Δm на участках кривой ТГ, показанных на рис. 1, и соответственно рассчитаны величины R. Полученные результаты для всего ряда твердых топлив представлены в табл. 1.

Рис. 1. Дериватограмма бурого угля, Сdaf=62,4 %, c указанием участков, которые использовали для вычисления относительной потери массы Δm на кривой ТГ в температурном интервале протяженностью Tmax…Tmax-100°С. Участки на кривой ТГ: х1 – Tmax…Tmax-100 °С; х2 – Tmax…Tmax-80 °С; х3 – Tmax…Tmax-60 °С; х4 – Tmax…Tmax-40 °С; х5 – Tmax…Tmax-20 °С; х6 – Tmax 70

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ

Табл. 1. Изменение величины коэффициента корреляции R для исследованных функций: y=f(Δmi) и y=f(Δmi, Δmi2) в температурном интервале основного разложения твердых топлив Величина R1) Температурный Δmi интервал у=Cdaf у=Tmax у=CMdaf 0,820 0,660 0,820 Tmax–100 oC Δm1 0,910 0,830 0,830 0,800 0,640 0,820 Tmax–80 oC Δm2 0,900 0,830 0,840 0,800 0,640 0,840 o Tmax–60 C Δm3 0,890 0,840 0,860 0,800 0,630 0,870 Tmax–40 oC Δm4 0,860 0,840 0,870 0,730 0,550 0,820 o Tmax–20 C Δm5 0,780 0,720 0,830 0,680 0,550 0,500 Tmax Δm6 0,730 0,620 0,540 1) В числителе – значения коэффициентов корреляции для линейной, в знаменателе – для квадратичной функции. Из данных табл. 1 и рис. 2 видно, что экспериментальные результаты для зависимости daf CM =f(Δmi) в интервале (Tmax…Tmax-100oC)… (Tmax…Tmax-20oC) можно описать с помощью зависимости CMdaf=f(Δmi) и CMdaf=f(Δmi, Δmi2). При этом достигаются удовлетворительные и близкие по величине значения R=0,870…0,820. Вкладом квадратичного члена в этих уравнениях можно пренебречь практически без существенного уменьшения коэффициента R, как видно из сравнения рис. 2а и 2б. Полученные результаты доказывают существование взаимосвязи между динамикой потери массы (Δm, % daf) в интервале температур основного разложения и выходом СМdaf, полученных из твердых топлив при Тmax. Исключением является последний интервал на кривой ТГ (участок х6), для которого величины коэффициента корреляции уравнения CMdaf= f(Δm6) резко падают. Таким образом, величина Δm в интервале температур Tmax…Tmax-100oC, найденная по данным

дериватографии, – это та часть органической массы, которая в основном отвечает за образование смолистых продуктов СМdaf из твердых топлив. Зависимости, где в качестве аргумента у выступают Cdaf и Tmax, хуже описываются линейными уравнениями, показанными на рис. 3а, а вычисленные для них значения R составляют 0,820 и 0,660 соответственно (если xi=x1). Более точное описание связей для этих функций наблюдается, если для их построения используются квадратичные уравнения: Cdaf, Тmax=f(Δmi, Δmi2), как иллюстрируют кривые на рис. 3б. Из табл. 1 видно, что при уменьшении значений величин линейного коэффициента корреляции R для параметров Cdaf и Tmax закономерно изменяются и сближаются оба параметра в интервале температур (Tmax…Tmax-100oC)…(Tmax…Tmax-40oC) для Cdaf (R=0,910…0,860) и для Tmax (R=0,840…0,830) в зависимости от доли влияния квадратичного члена уравнения.

а б Рис. 2. Зависимость между выходом СМdaf при Тмах и относительной потерей массы Δm образцами в интервале температур Tmax…Tmax-100оС: а – линейная; б – квадратичная 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

а б daf Рис. 3. Зависимость между содержанием С и относительной потерей массы Δm при Тmax исследуемыми образцами в интервале температур Tmax…Tmax-100оС: а – линейная; б – квадратичная Следовательно, оба показателя являются важными параметрами твердых топлив, определяющими кинетику процесса термодеструкции в интервале температур основного разложения. Таким образом, полученные результаты расширяют возможности совместного использования термических методов исследования (дериватография и пиролиз) и позволяют связать динамику потери массы Δm в температурном интервале основного разложения по дериватограмме с выходом СМdaf пиролиза, полученных из образцов топлив при температуре Тmах. Рассмотренные линейные и квадратичные зависимости можно использовать на практике для прогноза технологических характеристик твердых топлив. Исходя из ранее полученных результатов [9], установлено, что параметр Еэф – эффективная энергия активации, рассчитанная на стадии основного разложения, несет важную информацию о структуре и реакционной способности топлив. Однако в настоящее время в литературе недостаточно освещена взаимосвязь между величиной Еэф и характером структурно-химических превращений, которые протекают в твердом топливе при нагревании в интервале основного разложения. Показанная выше взаимосвязь между динамикой потери массы образцами топлив (Сdaf=44,3…93,7 %) в интервале температур основного термического разложения, содержанием Cdaf, температурой Tmax и выходом СMdaf, полученных при температуре Тmax, наводит на мысль о необходимости более подробного исследования закономерностей изменения величины Еэф процесса термической деструкции для всего ряда ТГИ. Данные потери массы топливами в интервале температур Tmax…Tmax-100оC были использованы 72

для расчета относительных значений энергии активации как отношения Еэф/Δm, где Еэф определялась по методике [7], а значения Δmi (мг/г) соответствовали потере массы образцом топлива на каждом из участков от х1 до х5. Отношение Еэф/Δm является отображением величины избыточного количество энергии, которое необходимо для термодеструкции единицы органической массы твердого топлива. На рис. 4 показано графическое выражение зависимости Еэф=f(CMdaf)., которая имеет две ветви (кривые 1 и 2). Для углеобразователей статистическая связь между параметрами СМdaf и Еэф может быть удовлетворительно описана линейной функцией (R=0,870; Sо=16,5): Еэф= –(37,2±31,1)+(5±1,4) CMdaf.

(1)

Для углей ряда метаморфизма статистическая связь между параметрами СМdaf и Еэф была описана как линейной, так и квадратичной функциями (R=0,618 и 0,620; Sо=29,6 и 30,3 соответственно): Еэф=(102±10)–(9±2)CMdaf;

(2)

Еэф=(106±17)–(11±9,5)CMdaf+ +(0,28±1,01) (CMdaf)2.

(3)

Проверку статистической значимости полученных зависимостей между выходом CMdaf и Еэф (отличие найденного значения коэффициента корреляции от нуля) проводили путем сопоставления рассчитанного и табличного значений Rтабл=0,420 (при числе степеней свободы f=21 и Р=0,95) [12]. Поскольку Rрасч>Rтабл, то предполагаемая функциональная связь имеет место.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ

а б Рис. 4. Изменение выхода смолы пиролиза СМdaf при Тmax с изменением величины энергии активации Еэф для: 1 – углеобразователей; 2 – углей ряда метаморфизма; а – линейная зависимость; б – квадратичная зависимость Как видно из рис. 4б, для всего исследованного ряда твердых топлив в координатах Еэф=f(CMdaf) можно провести общую U–образную параболическую кривую с минимумом в области 10…15 % (СМdaf), где рассчитанные величины Еэф составляют ~ 20 кДж/моль. Данная область является переходной от углеобразователей к углям и указывает на изменение механизма термодеструкции их органической массы, который обусловлен структурой твердого топлива и разрывом определенного типа химических связей при нагревании. Для углеобразователей это может быть разрыв 1–4–βгликозидной связи в структуре целлюлозы и древесины с образованием мономеров Dглюкозы или разрыв β-эфирной связи в структуре древесины и лигнина с образованием ометоксифенола. Для углей величина Еэф связана с разрывом широкого спектра связей разной степени прочности.

Можно предположить, что начиная с бурых углей выход СМdaf связан с разрывом Сар–Сал- и Сал–Сал-, –О-, –S-связей и других мостиков, а также отрывом кислород- и серосодержащих функциональных групп от основной макромолекулы твердого топлива. Для углей высокой стадии метаморфизма и антрацитов выход СМdaf в основном определяется разрывом межмолекулярных и эфирных связей, соединяющих структурные блоки ароматических фрагментов. Следовательно, отношение Еэф/Δm характеризует минимальное количество энергии, необходимой для разрыва определенного типа связи в топливе в интервале температур Тmax…Tmax-100oC. В табл. 2 приведены результаты анализа зависимостей между параметрами Cdaf, Tmax, СМdaf и относительными значениями эффективной энергии активации (Еэф/Δm) в интервале температур Tmax…Tmax-100oC (х1), а на рис. 5 представлены соответствующие им графики.

Табл. 2. Изменение величины коэффициента корреляции R в температурном интервале основного разложения твердых топлив для функций: у=f(Еэф/Δmi) и у=f(Еэф/Δmi, (Еэф/Δmi)2) Величина R1) Температурный Участок интервал у=Cdaf у=Tmax у=CMdaf 0,739 0,859 0,530 Tmax–100°C х1 0,817 0,862 0,604 0,732 0,862 0,528 Tmax–80oC х2 0,822 0,868 0,615 0,730 0,876 0,527 o Tmax–60 C х3 0,829 0,886 0,625 0,739 0,892 0,535 Tmax–40oC х4 0,836 0,900 0,636 0,680 0,846 0,498 o Tmax–20 C х5 0,818 0,886 0,634 1) В числителе – значения коэффициентов корреляции для линейной, в знаменателе – для квадратичной функции. 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

б Рис. 5. Зависимость между: а – содержанием Cdaf в твердом топливе; б – температурой Tmax, определенной по дериватограмме; и отношением Eэф/Δm в интервале температур Тmax…Tmax-100оC Как видно из табл. 2, вблизи Тmax теснота статистической связи между Cdaf или Тmax и отношением Еэф/Δm существенно снижается. Зависимости Cdaf=f(Еэф/Δmi) и Cdaf=f(Еэф/Δmi, (Еэф/Δmi)2), Tmax=f(Еэф/Δmi) и Tmax=f(Еэф/Δmi,(Еэф/Δmi)2) позволяют описать экспериментальные результаты в интервале Tmax…Tmax-20oC с удовлетворительной степенью вероятности. Если сравнить зависимости с у=Tmax, то в этом случае значения R для линейной и квадратичной функций практически совпадают, то есть вкладом квадратичного члена в двухпараметровых уравнениях можно пренебречь практически без существенного уменьшения значения коэффициента корреляции. В случае если у=Cdaf, учет квадратичного члена необходим, что видно из сопоставления массивов экспериментальных точек для Cdaf и Tmax на рис. 5а и 5б соответственно. На рис. 6 приведены кривые, характеризующие зависимость CMdaf=f(Еэф/Δm) для всего исследуемого ряда твердых топлив. Как видно из рисунка, указанную зависимость нельзя описать едиными уравнениями линейной либо квадратичной регрессии. Точки, которые характеризуют выход СМdaf из углеобразователей (32,0…16,1 %), образуют прямую 1, параллельную оси ординат, так как для них значения энергии, необходимой для образования единицы массы смолистых продуктов, находятся в пределах 0…1 (кДж/моль)/(мг/г). Для углей ряда метаморфизма все точки по выходу СМdaf лежат вблизи прямой 2, а количество энергии, необходимое для термодеструкции единицы органической массы (Еэф/Δm) образцом ТГИ, находится в широком интервале – от 0,5 до 5,2 (кДж/моль)/(мг/г) и линейно снижается с уменьшением выхода смолы. На основании анализа данных табл. 2 и 74

рис. 4…6 можно предположить, что при термодеструкции твердых топлив действуют два механизма, характеризующие конверсию их органической массы в СМdaf для углеобразователей и углей ряда метаморфизма. А именно: для всех углеобразователей количество энергии, необходимое для деструкции единицы массы, не связано с выходом СМdaf и является практически постоянным. Для углей зависимость на рис. 6 свидетельствует о том, что с увеличением стадии метаморфизма топлива величина Еэф/Δm растет в области температур Тmax…Tmax-100oC, а выход СМdaf снижается и лежит в пределах 5…10 % для бурых углей и 0,1…3,5 % для всех остальных углей. Таким образом, использование термических методов исследования твердых топлив позволило получить следующие результаты: установить, что взаимосвязь между Еэф и выходом смол СМdaf, полученных при Тmax из твердых топлив,

Рис. 6. Зависимость между выходом смол пиролиза СМdaf при Тmax из: 1 – углеобразователей; 2 – углей ряда метаморфизма; и отношением Eэф/Δm в интервале температур Тmax…Tmax-100oC

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020



описывается параболической функцией, как показано на рис. 4б, а наличие двух ветвей на рис. 6 для зависимости СМdaf от Еэф/Δm предполагает существование двух механизмов деструкции их органической массы. Анализ взаимосвязи между параметрами Cdaf, Tmax, СМdaf и Еэф и отношением Еэф/Δm в интервале температур Tmax…Tmax-100oC указывают на то, что величина Еэф/Δm также, как и Тmax, определяется, прежде всего, степенью метаморфизма угля, то есть обусловлена особенностями их строения. Выводы Предложена методика, которая позволила получить новую информацию о ходе термодеструкции твердых топлив (Сdaf=44,3…93,7 %) в интервале температур основного разложения (эндотермического эффекта). Установлена взаимосвязь между динамикой потери массы Δm образцами твердых топлив в интервале температур основного термического разложения, содержанием углерода Cdaf, температурой Tmax и выходом смол пиролиза СMdaf, полученных при температуре Тmax. Впервые выявлена закономерность изменения Еэф=f(CMdaf) для всего исследованного ряда твердых топлив, которая описывается параболической кривой с минимумом в области 10…15 % (СМdaf), а рассчитанные величины Еэф составляют ~ 20 кДж/моль. Данная область является переходной от углеобразователей к углям и указывает на изменение механизма термодеструкции органической массы твердых топлив. Для изученных углеобразователей количество энергии, необходимое для деструкции единицы массы (Еэф/Δm), не связано с выходом СМdaf и является практически постоянным. Для углей величина Еэф/Δm растет с увеличением стадии метаморфизма. Выход СМdaf снижается от 10…5 % для бурых и до 3,5...0,1 % для каменных углей. Полученные результаты исследований расширяют возможности совместного использования термических методов исследования (дериватография и пиролиз) и позволяют уже на стадии подготовки прогнозировать поведение топлив при переработке. Список литературы 1. Оценка кинетических параметров термоде-

ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ

струкции каменных углей по данным термогравиметрического анализа / Е.А. Барановская [и др.] // Химия тверд. топлива. – 1997. – №5. – С. 41-50. 2. Белькевич, П.И. Исследование кинетики термолиза малоразложившегося фускум-торфа / П.И. Белькевич, А.И. Киселева, К.А. Гайдук // Весник АН БССР. – 1971. – №3. – С.42-46. 3. Саранчук, В.И. Термохимическая деструкция бурых углей / В.В. Саранчук, Л.Ф. Бутузова, В.Н. Минкова. – Киев: Наукова думка, 1993. – 224 с. 4. Бутузова, Л.Ф. Дериватографические исследования бурого угля / Л.Ф. Бутузова, Л.Н. Исаева // В. кн. Структура и свойства ископаемых углей. – Киев: Наукова думка, 1986. – С.34-44. 5. Саранчук, В.И. Термохимические превращения на отдельных стадиях процесса термоокислительной деструкции бурого угля / В.И. Саранчук, Л.Ф. Бутузова, Л.Н. Исаева // Химия твердого топлива. – 1989. – №6. – С.34-40. 6. Горюшкин, В.Ф. Определение тепловых эффектов сложных многостадийных процессов термической деструкции угля по данным ДТА / В.Ф. Горюшкин, В.В. Ошовский, В.И. Саранчук // Химия твердого топлива. – 1997. – №5. – С.80-85. 7. Скляр, М.Г. Химия твердых горючих ископаемых / М.Г. Скляр, Ю.Б. Тютюнников. – Киев: Вища школа, 1985. – 247 с. 8. Твердое топливо. Методы определения выхода продуктов полукоксования. Взамен ГОСТ 3168-75 СЭВ ГОСТ 3168-93 (ИСО 647-74). Введен 01.01.87. – М.: Изд-во стандартов, 1987. – 12 с. 9. Дериватографичекие исследования углеобразователей и углей ряда метаморфизма / В.Н. Шевкопляс [и др.] // Вестник ДонНТУ. – 2019. – №3(17). – С.82-91. 10. Батунер, Л.М. Математические методы в химической технике / Л.М. Батунер, М.Е. Позин. – Л.: Химия, 1971. – 824 с. 11. Дрейпер, Н. Прикладной регрессионный анализ / Н.Дрейпер, Г.Смит. – М.: Статистика, 1973. – 561 с. 12. Дѐрффель, К. Статистика в аналитической химии. – М.: Мир, 1994. – 162 с.

V.N. Shevkoplyas /Cand. Sci. (Chem.)/ L.M. Litvinenko Institute of Physical-Organic Chemistry and Carbon Chemistry (Donetsk) L.F. Butuzova /Dr. Sci. (Chem.)/ Donetsk National Technical University, L.M. Litvinenko Institute of Physical-Organic Chemistry and Carbon Chemistry (Donetsk) G.N. Butuzov /Cand. Sci. (Chem.)/ Donetsk National Technical University (Donetsk) 3(21)'2020

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

EVALUATION OF THERMAL STABILITY OF SOLID FUELS ACCORDING TO DERIVATOGRAPHY AND PYROLYSIS Background. Derivatography and pyrolysis are two widely used thermal research methods that allow qualitatively and quantitatively assessing the course of thermal degradation of any solid fossil fuel in the temperature range from 20 to 950 oC. Materials and/or methods. In order to obtain new quantitative information about the course of thermal degradation of the studied fuel samples (C daf=44.3…93.7 %) in the temperature range of the principal decomposition (end effect), a calculation method was used, according to which the descending branch of the DTG curve was divided into five equal temperature segments with a step of 20 °C, starting from the point T max…Tmax-100 ° C to the temperature Tmax. Next, the mass losses (Δm) of samples along the TG curve in the endothermic effect interval. Аnalyzed: the relationship between the dynamics of mass loss (Δm) of solid fuel samples (C daf=44.3…93.7%) in the temperature range of the principal thermal decomposition, the carbon content (C daf), the temperature Tmax, and the yield of pyrolysis resins (CM daf) obtained at the temperature T max using a previously tested method. Results. Based on the data of derivatographic studies, the absolute and relative values of the adequate activation energy (Eeff, Eeff /Δm) of the thermal degradation process of the studied samples in the temperature range of the principal decomposition, which characterize the thermal stability of the solid fuels, are calculated. Analysis of the obtained data showed that there is a static relationship between the parameters of CMdaf and Eeff, which is satisfactorily described by both linear and quadratic functions (R=0.870…0.620). Conclusion. Dependencies Cdaf=f(Eeff /Δmi) and Cdaf=f(Eeff /Δmi, (Eeff /Δmi)2), Tmax= f(Eeff /Δmi) and Tmax=f(Eeff /Δmi, (Eeff /Δmi)2) allow describing experimental results in the range Tmax…Tmax-100 oC with satisfactory reliability. The results of the research expand the possibilities of the common use of thermal research methods (derivatography and pyrolysis) and allow predicting the behaviour of fuels during processing at the preparation stage. Keywords: solid fossil fuels, derivatography, pyrolysis, mass loss, adequate activation energy, temperature Tmax, pyrolysis tar, regression equations. Сведения об авторах В.Н. Шевкопляс Author ID: 6603169954 Телефон: +380 (95) 633-03-15 Эл. почта: v-shevkoplyas@ukr.net Г.Н. Бутузов SPIN-код: Author ID: Телефон: Эл. почта:

Л.Ф. Бутузова SPIN-код: 7391-2663 Author ID: 7004736806 ORCID iD: 0000-0002-4232-3057 Телефон: +380 (50) 304-11-97 Эл. почта: ludmila.lfb@yandex.ua

4448-4394 8701390000 +380 (50) 589-74-89 ludmila.lfb@yandex.ua Статья поступила 06.09.2020 г. © В.Н. Шевкопляс, Л.Ф. Бутузова, Г.Н. Бутузов, 2020 Рецензент д.х.н., проф. В.В. Шаповалов

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

3(21)'2020

                                                           ТРЕБОВАНИЯ

К СТАТЬЯМ

ТРЕБОВАНИЯ К СТАТЬЯМ, НАПРАВЛЯЕМЫМ В РЕДАКЦИЮ 1. Основной текст статьи должен содержать такие необходимые элементы, выделенные заголовками, как: – постановка проблемы в обобщенном виде и ее связь с важными научными или практическими задачами; – анализ последних исследований и публикаций, в которых начато решение данной проблемы и на которые опираются авторы, выделение нерешенных ранее частей общей проблемы, которым посвящена данная статья; – формулировка цели (задачи) исследования; – изложение основного материала исследования с полным обоснованием полученных научных результатов; – выводы по данному исследованию и перспективы дальнейшего развития данного направления. 2. Статья, основной текст вместе с рисунками и др. нетекстовыми элементами, должна быть объемом 8…10 полных страниц формата А4 (210×297 мм) с полями 20 мм с каждой стороны. Рукопись статьи необходимо оформлять с помощью редактора MS Word. Шрифт – Times New Roman, 12 пт, стиль – обычный. Межстрочный интервал – одинарный. Расстановка переносов – автоматическая. Выравнивание – по ширине страницы. Страницы не нумеровать. 3. Структура статьи (каждый элемент с новой строки): код УДК; инициалы и фамилии авторов с указанием ученой степени каждого (количество авторов не более 3-х от одной организации); название организации, город, где работают авторы; название статьи; аннотация на русском языке (объемом не более 300 символов); ключевые слова (от 3 до 5); основной текст статьи; список литературы. Сокращение слов в тексте, рисунках и таблицах не допускается. В аннотации на русском языке сжато излагается формулировка задачи, которая решена в статье, и приводятся полученные основные результаты. В конце статьи, после списка литературы приводятся инициалы и фамилии авторов, ученые степени, организации, города, название статьи, аннотация и ключевые слова на английском языке Аннотация на английском языке должна представлять собой резюме, призванное выполнять функцию независимого от статьи источника информации. Резюме должно быть информативным (не содержать общих слов), оригинальным (не являться калькой аннотации на других языках), содержательным (отражать основное содержание статьи и результаты исследований), структурированным (следовать логике описания результатов в статье), компактным, но не коротким (объемом от 250 до 300 слов). Типичная структура резюме: состояние вопроса (Background); материалы и/или методы исследования (Materials and/or methods); результаты (Results); заключение (Conclusion). Внимание! Убедительная просьба не разбивать текст на колонки, как это сделано в журнале, т.к. это усложняет редакторскую обработку статьи! 4. Обязательным условием является наличие в статье графического материала (рисунков, графиков, схем, фотографий), размером не менее 80×80 мм, в формате *.tif или *.jpg, разрешением не менее 300 dpi. Графический материал внедренными объектами размещается по тексту после первого упоминания, не разрывая текста абзаца. Все позиции, обозначенные на рисунках, должны быть объяснены в тексте. Под каждым рисунком указывается его порядковый номер и название (выравнивание по центру страницы, без точки в конце). Рисунки должны иметь один интервал (пустую строку) сверху и снизу.

3(21)'2020

Внимание! Запрещается внедрять графические материалы в виде объектов, связанных с др. программами, например, с КОМПАС, MS Excel и т.п. Рисунки, выполненные непосредственно в MS Word не принимаются. 5. Математические формулы необходимо выполнять с помощью редактора формул MS Equation Editor 3.0 в соответствии со следующими размерами: обычный символ – 11 пт; крупный индекс – 7 пт; мелкий индекс – 5 пт; крупный символ – 13 пт; мелкий символ – 8 пт. Все величины, входящие в формулы, должны быть объяснены в тексте. Формулы должны иметь один интервал (пустую строку) сверху и снизу. Формулы выполняются курсивом, кроме цифр и символов греческого алфавита. Формулы нумеруются (справа в круглых скобках, не отступая от формулы) только в том случае, если в тексте на них имеются ссылки. Внимание! Количество формул в статье не более 5. Запрещается выполнять формулы с помощью MathCAD или др. аналогичных программ. 6. Таблицы должны иметь порядковый номер и название (выравнивание по центру страницы, без точки в конце) и располагаться по тексту после первого упоминания, не разрывая текста абзаца. Таблицы должны иметь один интервал (пустую строку) сверху и снизу. 7. Обязательным условием является наличие в статье списка литературы, который приводится после выводов через один интервал (пустую строку) под заголовком Список литературы. Перечень ссылок должен быть составлен в порядке упоминания в тексте. Ссылки на литературу по тексту заключаются в квадратные скобки. В списке литературы должно быть не менее 3-х публикаций, вышедших за последние 5 лет, а также не менее 3-х зарубежных (англоязычных) публикаций. Для принятия решения о публикации статьи в журнале, в адрес редакции необходимо выслать: – сопроводительное письмо (с указанием, что статья ранее нигде не публиковалась) от организации, где работают авторы и сведения об авторах статьи; – электронный вариант статьи (имя файла составляется из фамилий авторов, например, ИвановПетров.doc) и сведений об авторах (имя файла – ИвановПетров_sved.doc). В сведениях об авторах для каждого соавтора обязательно должен быть указан адрес персональной эл. почты. Для ускорения подготовки очередных номеров журнала, просьба передавать сопроводительное письмо в отсканированном виде, электронный вариант статьи и сведения об авторах по эл. почте на адрес: vestnikdonntu@gmail.com Внимание! Убедительная просьба, проверить получение редакцией материалов любым из способов (по телефонам +380 (66) 176-72-65, +380 (62) 301-07-89 или эл. почте). Редакция оставляет за собой право возвращать статьи авторам на доработку в следующих случаях: статья небрежно оформлена и не соответствует требованиям редакции журнала, приведенным выше; статья требует доработки в соответствии с замечаниями рецензента и редакторов; отсутствует сопроводительное письмо от организации, где работают авторы или сведения об авторах. Требования к рекламно-информационным материалам, публикация которых оплачивается, согласовываются непосредственно с редакцией журнала.

ВЕСТНИК ДОНЕЦКОГО НАЦИОНАЛЬНОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ISSN 2518-1653 (online). Интернет: vestnik.donntu.org

НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

Донецкого национального технического университета

Журнал «Вести Автомобильно-дорожного института = Bulletin of the Automobile and Highway Institute» Свидетельство о регистрации СМИ ААА № 000051 от 20 октября 2016 г. Приказ МОН ДНР № 960 от 09.07.2019 г. о включении в перечень рецензируемых научных изданий ВАК ДНР Лицензионный договор с РИНЦ № 427-07/2013 от 23.07.2013 г.

Периодичность – 4 раза в год

Научные направления: 05.04 Энергетическое, металлургическое и химическое машиностроение; 05.22 Транспорт; 05.23 Строительство и архитектура; 08.00 Экономические науки. Подробная информация - http://vestnik.adidonntu.ru

Научный журнал «Информатика и кибернетика» Свидетельство о регистрации СМИ ААА №000145 от 20.06.2017 г. Приказ МОН ДНР № 34/16 от 28.01.2019 г. о включении в перечень рецензируемых научных изданий ВАК ДНР Лицензионный договор с РИНЦ № 425-07/2016 от 14.07.2016 г.

Периодичность – 4 раза в год

Научные направления: 05.13 Информатика, вычислительная техника и управление; 05.01 Инженерная геометрия и компьютерная графика. Подробная информация - http://infcyb.donntu.org

ISSN 1682-1092

ПРОБЛЕМИ ГІРСЬКОГО ТИСКУ.

ISSN №1(22)1682-1092 – 2(23), 2013. ,661

МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ І НАУКИ УКРАЇНИ Ƚɨɫɭɞɚɪɫɬɜɟɧɧɨɟ ɨɛɪɚɡɨɜɚɬɟɥɶɧɨɟ ɭɱɪɟɠɞɟɧɢɟ Державний вищий навчальний заклад ɜɵɫɲɟɝɨ ɩɪɨɮɟɫɫɢɨɧɚɥɶɧɨɝɨ ɨɛɪɚɡɨɜɚɧɢɹ «ДОНЕЦЬКИЙ НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНIЧНИЙ УНIВЕРСИТЕТ» ©ȾɈɇȿɐɄɂɃ ɇȺɐɂɈɇȺɅɖɇɕɃ ɌȿɏɇɂɑȿɋɄɂɃ ɍɇɂȼȿɊɋɂɌȿɌª

Международный научный журнал «Проблемы горного давления» Свидетельство о регистрации в СМИ AAA №000142 от 20.06.2017 г. Лицензионный договор с РИНЦ № 425-07/2016 от 14.07.2016 г.

Периодичность – 4 раза в год

ПРОБЛЕМИ ГІРСЬКОГО ТИСКУ ɉɊɈȻɅȿɆɕ ȽɈɊɇɈȽɈ ȾȺȼɅȿɇɂə Збірник наукових праць ɋɛɨɪɧɢɤ ɧɚɭɱɧɵɯ ɬɪɭɞɨɜ

Научные направления: 25.00 Науки о земле; 05.26 Безопасность деятельности человека. Подробная информация - http://pgd.donntu.org

№1 (22) – 2 (23)’ 2013 ¶

Ⱦɨɧɟɰɤ ௅ Донецьк – 2013 0

Студенческий научно-технический журнал «Инженер» Свидетельство о регистрации СМИ ААА №000134 от 06.06.2017 г.

Периодичность – 2 раза в год

ДонНТУ сегодня – это один из ведущих центров научной мысли Донбасса: более 700 научно-педагогических работников; 9 научных лабораторий, в т.ч. отдел интеллектуальной собственности и патентно-лицензионной работы; более 50 научных направлений и научных школ; ежегодно более 60 научно-исследовательских работ, в т.ч. 5 по договорам с промышленными предприятиями; 4 диссертационных совета по 10 научным специальностям; 14 направлений подготовки кадров высшей квалификации в аспирантуре и докторантуре; 7 научных изданий, входящих в перечень ВАК ДНР и включенных в наукометрические базы данных (РИНЦ и др.); ежегодно более 2000 публикаций в научных изданиях республиканского и международного уровня; ежегодно порядка 120 научных и научно-технических мероприятий, в т.ч. более 20 мероприятий международного уровня; более 30 информационных ресурсов; базовая площадка Международного научного форума ДНР «Инновационные перспективы Донбасса: инфраструктурное и социально-экономическое развитие»