趙麗娟 王雅東 王 斌

遼寧工程技術(shù)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，阜新,123000

0 引言

螺旋滾筒是采煤機(jī)的工作機(jī)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)參數(shù)、煤層賦存條件、采煤機(jī)運動學(xué)參數(shù)等都將直接影響滾筒的工作性能。

國內(nèi)外學(xué)者對采煤機(jī)螺旋滾筒結(jié)構(gòu)及其性能的研究尤為重視。ABU BAKAR等[1]分析截割試驗中環(huán)境濕度對截齒截割受力的影響，發(fā)現(xiàn)干燥條件下的各向截割力均小于潮濕條件下的受力，該試驗結(jié)果與理論相符。DEWANGAN等[2]利用材質(zhì)為WC-Co的截齒進(jìn)行仿真試驗，分析了截齒磨損受截齒角度、煤巖性能的影響程度。GOSPODARCZYK[3]基于離散元理論建立了采煤機(jī)破煤過程的模型，分析采煤機(jī)不同運動參數(shù)對煤流運動的變化規(guī)律。REID等[4]提出通過擴(kuò)展卡爾曼濾波裝置可間接識別截齒受力，同時以數(shù)值模擬對該方法進(jìn)行驗證。郭建利[5]利用混沌集算法對螺旋滾筒進(jìn)行優(yōu)化，解決了傳統(tǒng)優(yōu)化算法難以找到全局最優(yōu)的問題，提高了滾筒的工作性能。周方躍等[6]利用LS-DYNA軟件對新型階梯滾筒進(jìn)行仿真分析，發(fā)現(xiàn)其截割性能優(yōu)于傳統(tǒng)采煤機(jī)滾筒。關(guān)麗坤等[7]研究了螺旋滾筒端盤截齒安裝角對截割阻力的影響。劉旭南等[8]提出了基于應(yīng)力-強度干涉理論的采煤機(jī)截割部關(guān)鍵零件可靠性分析方法，有效縮短了產(chǎn)品設(shè)計周期, 提高了采煤機(jī)關(guān)鍵零件的設(shè)計質(zhì)量及可靠性。本項目組前期基于正交試驗法對采煤機(jī)牽引速度等運動學(xué)參數(shù)、螺旋升角等滾筒結(jié)構(gòu)參數(shù)和裝煤性能的關(guān)系進(jìn)行了仿真分析，為滾筒裝煤性能的提升提供了新的技術(shù)手段[9]；基于遺傳算法對采煤機(jī)螺旋滾筒進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計，研究結(jié)果為滾筒結(jié)構(gòu)參數(shù)和運動參數(shù)的選取提供了數(shù)據(jù)支撐[10]；通過仿真復(fù)雜煤層條件下螺旋滾筒截割煤巖耦合模型，得到了煤層中不同夾矸位置對螺旋滾筒沖擊載荷的影響，同時總結(jié)了煤巖塑性變形規(guī)律[11]。

上述研究大多僅以滾筒螺旋升角、齒形等結(jié)構(gòu)參數(shù)和滾筒轉(zhuǎn)速、牽引速度等運動學(xué)參數(shù)為變量研究某一個性能指標(biāo)，對煤巖體物理力學(xué)性質(zhì)、滾筒結(jié)構(gòu)參數(shù)和采煤機(jī)運動學(xué)參數(shù)三者進(jìn)行協(xié)同分析的滾筒性能研究較少。本文以離散元法為基礎(chǔ)研究了三者對滾筒受載大小、載荷波動、截割比能耗和裝煤效果的影響，并利用GA-BP網(wǎng)絡(luò)對滾筒性能進(jìn)行了預(yù)測。

1 滾筒截割煤巖性能理論模型的構(gòu)建

1.1 截齒瞬時受載模型的構(gòu)建

截齒作為滾筒破煤的關(guān)鍵零件，其受載情況與被截割煤巖的物理力學(xué)性質(zhì)及夾矸所處位置直接相關(guān)。圖1為螺旋滾筒截割夾矸煤巖過程中截齒的受力簡圖，可見截齒將受到截割阻力Zj、牽引阻力Yj及側(cè)向阻力Xj[12]。

圖1 截齒受力簡圖Fig.1 Picking force diagram

分析圖1即可得到截齒截割全煤和夾矸的條件。截齒截割全煤條件為

(1)

式中，θ為截齒所處位置角度，(°)；Dc為滾筒直徑，mm；x1、x2、x3為任意夾矸層厚度，mm。

截齒截割夾矸條件為

(2)

x1為0或x2、x3同時為0時為一層夾矸工況。

截齒截割煤時所受截割阻力和牽引阻力分別為

(3)

Yj=0.7Zj

(4)

截齒截割夾矸時所受載荷如下：

截割阻力

Zj=PK[kTkψk′ψkdKy(0.25+1.8tcphmaxsinθ)+0.1Sj]

(5)

式中,PK為巖石的接觸強度，MPa；kT為截齒的類型系數(shù)；kψ為硬質(zhì)合金頭形狀系數(shù)；k′ψ為刀頭部形狀系數(shù)；kd為硬質(zhì)合金刀頭直徑系數(shù)；Sj為截夾矸時截齒磨損后磨損面在截割平面上的投影面積, mm2。

牽引阻力

(6)

截割煤與截割夾矸截齒所受側(cè)向阻力相同，即

(7)

式中，C1、C2、C3為截齒排列方式影響系數(shù)。

1.2 滾筒截割比能耗數(shù)學(xué)模型的構(gòu)建

截割比能耗關(guān)系到滾筒截割煤巖體的經(jīng)濟(jì)性，其計算模型為

(8)

式中，Hw為截割比能耗，kW·h/m3；K為修正系數(shù)；Az為滾筒平均截割阻抗，N/mm；n為滾筒轉(zhuǎn)速，r/min；m為滾筒截深，m；vq為牽引速度，m/min；φ為煤巖崩落角，(°)。

1.3 滾筒裝煤性能數(shù)學(xué)模型的構(gòu)建

螺旋滾筒的理論裝煤量

(9)

螺旋滾筒的理論落煤量

QL=Dcmvqλ

(10)

螺旋滾筒理論裝煤率

(11)

式中，Dy為葉片直徑，mm；Dg為筒轂直徑，mm；Z為葉片頭數(shù)；δ為葉片厚度，mm；L為葉片導(dǎo)程，mm；β為葉片螺旋升角，(°)；ψz為充滿系數(shù)；ρm為煤與葉片之間的摩擦角，(°)；λ為煤的松散系數(shù)。

2 滾筒與含夾矸煤壁耦合模型的構(gòu)建

2.1 煤巖體參數(shù)的確定及煤壁模型的構(gòu)建

根據(jù)某礦區(qū)煤層賦存條件，對含夾矸煤巖試樣按測試標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行物理力學(xué)參數(shù)測試，如圖2所示，獲得的煤壁建模所需的力學(xué)性質(zhì)參數(shù)如表1所示。

圖2 煤巖體性能測試Fig.2 Performance test of coal and rock

表1 煤巖體物理力學(xué)參數(shù)

離散單元法的基本思想是將不連續(xù)單元體看作具有確定形狀和質(zhì)量的剛性顆粒單元集合，根據(jù)離散物體具有的離散特性建立數(shù)學(xué)模型，通過各個顆粒單元運動情況和相互位置關(guān)系來描述整個系統(tǒng)的演化過程[13-14]。

由Hertz接觸理論可推導(dǎo)出顆粒之間的作用力F和位移U：

(12)

(13)

式中，E*為顆粒間等效彈性模量，MPa；R*為顆粒接觸半徑，mm；ε為顆粒間重疊量。

接觸顆粒間的法向剛度kn、切向剛度ks與法向力Fn、切向力Fs分別為

(14)

(15)

(16)

(17)

式中，E為顆粒的彈性模量，MPa；μ為顆粒材料泊松比；Un為顆粒的法向位移，mm；Us為顆粒的切向位移，mm。

根據(jù)實際煤巖體特性，顆粒與顆粒之間選用Hertz-Mindlin with bonding built-in compatibility模型；設(shè)置材料間接觸參數(shù)；應(yīng)用本項目組自主研發(fā)的采煤機(jī)工作機(jī)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計與計算軟件計算顆粒間黏結(jié)參數(shù)，基于EDEM建立的煤壁模型如圖3所示。

圖3 煤壁模型Fig.3 Coal wall model

2.2 建立滾筒煤壁耦合模型

以MG2×55/250-BW型采煤機(jī)螺旋滾筒為原型，基于Pro/E建立的不同葉片螺旋升角和截齒排列方式的滾筒模型如圖4所示。

利用EDEM與Pro/E的接口技術(shù)將STEP格式的滾筒導(dǎo)入至EDEM煤壁模型內(nèi)，根據(jù)實際情況調(diào)整滾筒相對于煤壁的位置，根據(jù)煤巖體物理力學(xué)性質(zhì)及滾筒材料屬性，顆粒與幾何體之間選用Hertz-Mindlin (no slip) built-in optimal模型，并確定兩者間的接觸系數(shù)、動摩擦因數(shù)和靜摩擦因數(shù)以更貼近實際滾筒動態(tài)截割煤巖體過程，建立的夾矸煤巖與滾筒EDEM耦合模型如圖5所示，其中牽引速度方向、滾筒指向采空區(qū)方向及重力方向分別為X軸負(fù)向、Y軸負(fù)向和Z軸負(fù)向。

(a)升角13°，順序式

(b)升角13°，交叉式

(c)升角9°，交叉式

圖5 夾矸煤壁與滾筒耦合模型Fig.5 Coupling model of coal wall and drum

3 螺旋滾筒性能的研究

以煤巖體物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)、滾筒結(jié)構(gòu)參數(shù)(葉片螺旋升角和截齒排列方式)、采煤機(jī)運動學(xué)參數(shù)(牽引速度和滾筒轉(zhuǎn)速)為變量，研究螺旋滾筒的截割性能及裝煤效果[15-16]。

3.1 模擬仿真工況設(shè)計

基于單因素試驗法設(shè)置的仿真工況如表2所示。

表2 工況設(shè)置Tab.2 Operating conditions

3.2 滾筒截割性能的研究

篇幅所限，本節(jié)僅以夾矸堅固性系數(shù)和截齒排列方式為變量對螺旋滾筒截割性能進(jìn)行詳細(xì)分析。

根據(jù)表2實際工況為滾筒添加運動，設(shè)置仿真總時間為11 s 、步長為0.05 s進(jìn)行離散元模擬仿真，工況1的仿真效果如圖6所示。

圖6 仿真效果圖Fig.6 Simulation effect diagram

由EDEM導(dǎo)出工況1～4、5～8滾筒受載曲線，如圖7、圖8所示，導(dǎo)出仿真結(jié)果數(shù)據(jù)計算1～8工況滾筒穩(wěn)定截割所受的載荷均值、載荷波動系數(shù)大小及滾筒所受截割阻力矩，代入式(8)得到截割比能耗大小，結(jié)果如表3所示。

圖7 順序式滾筒受載曲線Fig.7 Loading curve of sequential drum

圖8 交叉式滾筒受載曲線Fig.8 Loading curve of cross drum

通過對比表3中8種工況可以發(fā)現(xiàn)，隨著夾矸堅固性系數(shù)的增大，滾筒受載均值、載荷波動系數(shù)和截割比能耗均增大。這是由于煤巖體被截齒破碎存在煤體變形、裂紋形成、密實核形成和塊體崩裂4個階段，且夾矸的抗壓強度與其堅固性系數(shù)存在線性關(guān)系，破碎過程對滾筒和截齒的反作用力也隨夾矸堅固性系數(shù)增大而增大，此外夾矸堅固性系數(shù)越大，夾矸與煤的抗拉強度差距越大，導(dǎo)致截齒截割夾矸和煤的過程交替變化，使得滾筒載荷波動越明顯，截割比能耗越大。隨著夾矸堅固性系數(shù)的增大，交叉式滾筒載荷波動顯著增大，當(dāng)利用交叉式滾筒截割堅固性系數(shù)6.8煤巖體時載荷波動已達(dá)到0.3608，造成采煤機(jī)劇烈振動，此時應(yīng)選用順序式滾筒。

表3 不同夾矸堅固性系數(shù)下的截割性能Tab.3 Cutting performance under different consistent coefficient of gangue

同理，利用該方法分析滾筒轉(zhuǎn)速、牽引速度、截齒排列方式、葉片螺旋升角4個變量對滾筒截割性能的影響，結(jié)果如表4所示。

表4 不同變量條件下的滾筒截割性能Tab.4 Cutting performance of drum under different variable conditions

滾筒轉(zhuǎn)速由80 r/min增大到100 r/min的過程中，滾筒受載大小和載荷波動隨之降低，但截割比能耗增大。這是因為隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增加，每轉(zhuǎn)切削厚度減小，截齒所受的載荷亦隨之減小，在單位時間內(nèi)截齒與煤壁接觸次數(shù)增加，致使切削面積減小，降低塊煤率和生產(chǎn)率，但載荷波動更平穩(wěn)，提高關(guān)鍵零部件使用壽命。

螺旋升角由9°逐漸增大到17°的過程中，滾筒受載隨之增大，但增大幅度較小，載荷波動系數(shù)降低。這是由于葉片螺旋升角的改變導(dǎo)致截齒在葉片的位置、截齒間圓周角發(fā)生改變，葉片上前后截齒截割煤壁的時間間隔隨螺旋升角的增大而減小，致使不同螺旋升角滾筒在其他條件不變的情況下，滾筒受載大小有微小變化；螺旋升角越小，同一葉片上前后兩截齒間圓周角越大，促使?jié)L筒載荷波動越大，截割比能耗基本不受葉片螺旋升角的影響。

當(dāng)分別利用順序式和交叉式滾筒截割夾矸堅固性系數(shù)為6.8的煤巖體時(表3)，順序式滾筒受載大小、截割比能耗略大于交叉式滾筒，但順序式滾筒的載荷波動遠(yuǎn)小于交叉式滾筒。這是由于相同運動參數(shù)條件下，順序式排列的截齒切削厚度小于交叉式，單個截齒受到的截割阻力小，而且其圓周方向上布齒均勻，瞬時參與截割的截齒數(shù)量不變，因此載荷比較平穩(wěn)，但是順序式滾筒瞬時參與截割的截齒數(shù)目多于交叉式滾筒，故其所受到的載荷均值大。

3.3 滾筒裝煤性能的研究

根據(jù)采煤機(jī)實際工作過程，將破落煤巖顆粒分為區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅱ，統(tǒng)計區(qū)域Ⅰ和Ⅱ拋射到傳輸帶上的煤巖顆粒和未落到傳輸帶上的煤巖顆粒，如圖9所示，利用EDEM分別對兩個區(qū)域煤巖體數(shù)目進(jìn)行統(tǒng)計，區(qū)域Ⅰ內(nèi)顆粒數(shù)目與兩個區(qū)域顆?？倲?shù)目的比值即為滾筒裝煤率。

圖9 區(qū)域劃分Fig.9 Regional division

以3.1節(jié)設(shè)計的工況為基礎(chǔ)，通過各區(qū)域顆粒數(shù)統(tǒng)計數(shù)據(jù)以及滾筒包絡(luò)區(qū)域顆粒三向速度情況分析各設(shè)計變量對滾筒裝煤性能的影響[17]，滾筒包絡(luò)區(qū)域是指截齒破落的煤巖體落入葉片與筒轂之間形成的區(qū)域，落入該區(qū)域的煤巖顆粒在葉片作用下實現(xiàn)裝煤，因此對該區(qū)域顆粒速度進(jìn)行統(tǒng)計能夠分析滾筒裝煤效果，本節(jié)僅以螺旋升角為變量對滾筒的裝煤性能進(jìn)行詳細(xì)分析。通過統(tǒng)計得到工況19～23的區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ顆粒數(shù)目及裝煤率，如表5所示。提取滾筒包絡(luò)范圍顆粒的X、-Y、-Z方向的速度，利用MATLAB繪制3個方向速度大小隨時間變化的曲線，見圖10。

表5 不同螺旋升角滾筒裝煤性能Tab.5 Different spiral angle drum loading performance

圖10 滾筒包絡(luò)區(qū)域顆粒X、-Y、-Z方向的速度Fig.10 Velocities of particles along X, -Y and -Z in envelope region of drum

根據(jù)表5可得，隨著螺旋升角的增大，滾筒裝煤率先增大后減小，在葉片螺旋升角為15°時達(dá)到最大，滾筒裝煤率為43.18%。根據(jù)仿真模型可知，顆粒X軸方向速度即為周向速度、顆粒-Y方向速度即為軸向速度。由滾筒包絡(luò)區(qū)域顆粒速度曲線可以看出，顆粒X方向速度在葉片螺旋升角由9°～17°變化過程中，顆粒速度由0.37 m/s左右上升到0.55 m/s左右，呈現(xiàn)出隨螺旋升角增大而逐漸增大的趨勢；顆粒-Y方向速度在葉片螺旋升角由9°～15°變化過程中，顆粒速度由0.25 m/s左右上升到0.42 m/s左右，葉片螺旋升角由15°～17°變化過程中，顆粒速度維持在0.42 m/s左右，-Y方向速度隨葉片螺旋升角的增大呈現(xiàn)出先增大后趨于穩(wěn)定的變化趨勢；顆粒-Z方向速度在葉片螺旋升角由9°～17°變化過程中穩(wěn)定在0.40 m/s左右，總體變化微小。這是由于在滾筒運動參數(shù)一定時，隨著螺旋升角的增加，被破落的煤巖體在葉片作用下獲得的周向速度和軸向速度增大，使得煤巖體能夠在葉片推擠作用下較好地排出。螺旋升角由15°～17°變化過程中，裝煤率隨之下降，這是因為隨著葉片螺旋升角的進(jìn)一步增加，煤巖體獲得的軸向速度趨于穩(wěn)定，而周向速度繼續(xù)增大，致使煤巖顆粒未落入滾筒包絡(luò)范圍內(nèi)形成浮煤，此外，螺旋升角選取過大時，循環(huán)煤系數(shù)也過大，導(dǎo)致循環(huán)煤經(jīng)滾筒反復(fù)作用破碎嚴(yán)重，降低了滾筒裝煤率。綜上所述，葉片螺旋升角接近15°時滾筒裝煤率達(dá)到最高水平。

同理，利用該方法分析滾筒轉(zhuǎn)速、牽引速度、煤巖體力學(xué)性質(zhì)、截齒排列方式4個變量對滾筒裝煤性能的影響，結(jié)果如表6所示。

表6 不同變量條件下的滾筒裝煤性能Tab.6 Drum loading performance under different variable conditions

由表6可得，滾筒裝煤率隨著牽引速度的增加先增大后減小，這是由于在其他條件不變的前提下，牽引速度較小時截落的煤巖顆粒較少，碰到筒轂和葉片反彈速度較大，不能有效落入裝煤區(qū)，造成裝煤率較低，當(dāng)牽引速度過大時，采煤機(jī)落煤量大于滾筒理論裝煤量，造成煤巖體堵塞，不能及時排出，造成裝煤效果差。滾筒裝煤率隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增加先增大后減小，這是由于轉(zhuǎn)速較低時被破落的煤巖顆粒堆積在螺旋葉片中，容易造成滾筒堵塞，轉(zhuǎn)速過大又會形成循環(huán)煤，造成裝煤率下降。滾筒裝煤效果與煤巖與滾筒摩擦因數(shù)有關(guān)，破落煤巖顆粒在相互作用力及與滾筒葉片的作用力下完成裝煤過程，由于不同類型夾矸與滾筒的摩擦因數(shù)不同，致使所受的摩擦力不同，煤巖體顆粒運動受到阻礙，從而影響裝煤效率。截齒排列方式對裝煤效果影響微小。

我的家鄉(xiāng)是一座古老的小鎮(zhèn)，那里緊靠一望無際的長陽湖，一條條清澈見底的小溪從小鎮(zhèn)歡快地流過，小溪之間是一片一片肥沃的田野。

為了驗證采煤機(jī)的裝煤率，在兗礦集團(tuán)楊村煤礦4602工作面進(jìn)行井下工業(yè)性實驗，保證實驗工況與虛擬仿真工況相同(vq=4.0 m/min，n=90 r/min，β=15°，f=5.1，順序式滾筒)，實驗現(xiàn)場如圖11所示。由實驗結(jié)果可知，實際測得采煤機(jī)滾筒的裝煤率為44.21%，這與離散元裝煤仿真結(jié)果43.18%基本一致，存在誤差主要是仿真煤巖顆粒大小以及搖臂振動等因素造成的。

圖11 裝煤實驗Fig.11 Coal loading experiment

4 滾筒性能的預(yù)測及動力學(xué)特性分析

模擬仿真工作量大、需反復(fù)建立不同工況模型、仿真消耗時間過長，因此提出了利用GA-BP網(wǎng)絡(luò)對滾筒性能進(jìn)行預(yù)測的方法[18]，采用GA算法得到最優(yōu)的權(quán)值和閾值并應(yīng)用于具有確定結(jié)構(gòu)的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行預(yù)測。圖12為GA-BP網(wǎng)絡(luò)預(yù)測流程圖。

圖12 GA-BP網(wǎng)絡(luò)預(yù)測流程圖Fig.12 GA-BP network prediction flow chart

4.1 滾筒性能的預(yù)測

以夾矸堅固性系數(shù)、葉片螺旋升角、截齒排列方式、滾筒轉(zhuǎn)速、牽引速度5個變量為輸入神經(jīng)元，以滾筒受載均值、載荷波動系數(shù)、截割比能耗、裝煤率4個變量為輸出神經(jīng)元，如圖13所示。

圖13 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.13 Neural network structure diagram

用仿真得出的28組數(shù)據(jù)為樣本，從中抽取21組數(shù)據(jù)對網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行訓(xùn)練，剩余7組數(shù)據(jù)來驗證模型的可靠性。選擇種群規(guī)模為50，交叉概率為0.6，變異概率為0.1，進(jìn)化代數(shù)為100，網(wǎng)絡(luò)最大迭代次數(shù)為1000，目標(biāo)誤差為0.0001，進(jìn)行多次網(wǎng)絡(luò)訓(xùn)練確定最佳學(xué)習(xí)率，結(jié)果數(shù)據(jù)如表7所示。為了消除量綱和數(shù)量級不同對訓(xùn)練結(jié)果造成的影響，利用mapminmax函數(shù)對輸入數(shù)據(jù)進(jìn)行歸一化處理，樣本如表8所示。

表7 學(xué)習(xí)率與預(yù)測最大誤差Tab.7 Learning rate and maximum error of prediction

由表7中數(shù)據(jù)可以看出：學(xué)習(xí)率小于0.05時，預(yù)測最大誤差隨學(xué)習(xí)率增大增長緩慢，學(xué)習(xí)率大于0.05時，預(yù)測最大誤差隨學(xué)習(xí)率增大迅速增長。學(xué)習(xí)率越小，訓(xùn)練會變得更加可靠，但是優(yōu)化會耗費較長的時間，學(xué)習(xí)率過大，預(yù)測結(jié)果不可靠。本文選取學(xué)習(xí)率為0.05。

為檢驗預(yù)測模型的可靠性與準(zhǔn)確性，利用訓(xùn)練后的模型分別對7組檢驗數(shù)據(jù)的截割性能和裝煤效果進(jìn)行預(yù)測，并與離散元仿真值進(jìn)行比較，結(jié)果如圖14和表9所示。

表8 預(yù)測模型樣本數(shù)據(jù)Tab.8 Sample data of prediction model

(b) 滾筒受力均值

(c) 截割比能耗

(d) 載荷波動系數(shù)

表9 預(yù)測值與仿真值比較

由圖14和表9分析結(jié)果可得：利用GA-BP預(yù)測的裝煤性能、滾筒受載均值、截割比能耗、載荷波動系數(shù)與各自仿真值最大相對誤差分別為3.26%、3.12%、2.45%、2.91%，預(yù)測精度較高，驗證了基于GA-BP網(wǎng)絡(luò)的滾筒截割煤巖體過程中各項性能預(yù)測的可靠性與可行性。

4.2 滾筒截割煤巖動力學(xué)特性分析

滾筒在破落夾矸煤巖過程中承受沖擊載荷，在其作用下產(chǎn)生強烈的振動，嚴(yán)重影響滾筒截割效率及使用壽命。以表8中工況6、工況9、工況14、工況19這4種典型危險工況的數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，利用Workbench瞬態(tài)動力學(xué)分析模塊仿真得到滾筒所受最大應(yīng)力，如圖15所示，根據(jù)滾筒材料性能計算得出安全系數(shù)，如表10所示。

(a) 工況6

(b) 工況9

(c) 工況14

(d) 工況19

由表10中的滾筒載荷波動數(shù)據(jù)可知，隨著夾矸堅固性系數(shù)的增大，交叉式滾筒載荷波動變化情況遠(yuǎn)大于順序式滾筒載荷波動變化。利用交叉式滾筒截割夾矸堅固性系數(shù)大于6.8的煤巖體時，滾筒的載荷波動明顯，嚴(yán)重影響了零部件使用壽命，考慮滾筒載荷波動應(yīng)控制在0.35以下的原則，截割夾矸堅固性系數(shù)大于6.8煤巖體時應(yīng)避免采用交叉式滾筒，優(yōu)先選用順序式滾筒。截割夾矸堅固性系數(shù)小于6.8的煤巖體時，在滾筒載荷波動在安全范圍內(nèi)的前提下，為提高塊煤率可優(yōu)先考慮交叉式滾筒，為延長設(shè)備使用壽命應(yīng)優(yōu)先選用順序式滾筒。

表10 滾筒受載及所受應(yīng)力情況Tab.10 Drum loading and stress

由表10可以得出，工況6、9、14、19滾筒所受應(yīng)力的最大值分別為608.02 MPa、419.19 MPa、1140.1 MPa、620.19 MPa，通過4種不同工況應(yīng)力云圖可以發(fā)現(xiàn)滾筒所受應(yīng)力最大部位均為端盤上參與截割的截齒齒尖的局部接觸區(qū)域及齒體前刃面，其次為截齒齒座與端盤焊接處、葉片端盤，且端盤上截齒所受的應(yīng)力顯著高于葉片上截齒所受應(yīng)力，齒體的應(yīng)力主要集中在齒尖位置。這是由于齒尖最先與煤巖體接觸，經(jīng)過齒尖對煤巖體擠壓形成裂紋，進(jìn)而齒體全部進(jìn)入煤壁實現(xiàn)截割落煤。

5 結(jié)論

(1)隨著牽引速度的增大，滾筒受載大小和載荷波動系數(shù)均增大，而截割比能耗隨之降低；滾筒轉(zhuǎn)速由80 r/min增大到100 r/min的過程中，滾筒受載大小和載荷波動隨之降低，但截割比能耗增大；螺旋升角由9°逐漸增大到17°的過程中，滾筒受載大小隨之增大，但增大幅度較小，載荷波動系數(shù)降低，截割比能耗基本不受葉片螺旋升角的影響；當(dāng)利用順序式和交叉式滾筒截割夾矸堅固性系數(shù)大于6.8的煤巖體時，順序式滾筒受載大小、截割比能耗略大于交叉式滾筒，但載荷波動遠(yuǎn)小于交叉式滾筒；隨著夾矸堅固性系數(shù)的增大，滾筒受載大小、載荷波動系數(shù)和截割比能耗均增大。

(2)滾筒裝煤率隨著牽引速度的增加先增大后減小，在牽引速度為4.5 m/min時達(dá)到最大；滾筒裝煤率隨著滾筒轉(zhuǎn)速的增加先增大后減小，在滾筒轉(zhuǎn)速為95 r/min時達(dá)到最大；隨著螺旋升角的增大，滾筒裝煤率先增大后降低，在葉片螺旋升角為15°時達(dá)到最大；滾筒裝煤效果與煤巖與滾筒摩擦因數(shù)有關(guān)；截齒排列方式對裝煤效果影響微小。

(3)采煤機(jī)螺旋滾筒截割性能和裝煤效果預(yù)測的最大相對誤差分別為3.12%和3.26%，預(yù)測結(jié)果比較可靠。

(4)滾筒動力學(xué)特性分析結(jié)果表明，為保證滾筒安全可靠工作，截割夾矸堅固性系數(shù)大于6.8的煤巖體時應(yīng)優(yōu)先選用順序式滾筒，避免使用交叉式滾筒；截割夾矸堅固性系數(shù)小于6.8的煤巖體時，為提高塊煤率可優(yōu)先考慮交叉式滾筒，為延長設(shè)備使用壽命則應(yīng)優(yōu)先選用順序式滾筒。