Методика выбора параметров аксиальных коронок и их систем подачи

240, то прирост механической скорости был бы большим.

До настоящего времени качество турбины для бурения скважин оценивали по величине вращающего момента, мощности, срабатываемому напору и к.п.д. Теперь при оценке качества турбины серьезное внимание уделяется параметру М/п и форме линии давления турбины, что особенно важно для РТБ, так как форма линии давления определяет регулирование расхода жидкости по турбобурам.

Чем выше параметр М/п в высокооборотном бурении, тем больше коэффициент ку.з, т.е. механическая скорость бурения и проходка за рейс. Этот параметр очень важен для РТБ, при котором долота совершают планетар-ное вращение. В РТБ возникающие на валах турбобуров моменты и частота вращения зависят не только

1. Иоаннесян Р.А. Основы теории и техники турбинного бурения. - М.: Гостоптехиздат, 1953.

- 400 с.

2. Иоаннесян Р.А., Рыбалка А.А. Повышение эффективности реактивно-турбинного бурения стволов большого диаметра // Нефтяное хозяйство. - 1990. - № 10. - с. 29-34.

от осевой нагрузки на долото, но и от скорости переносного движения (частоты вращения агрегата).

При увеличении частоты вращения вала турбобура и сохранения частоты вращения агрегата, т.е. скорости переносного движения моментоемкость долота уменьшается, а нагрузочная способность турбобуров - увеличивается.

Проведенные работы [2] показали, что повышение показателей работы РТБ связано с увеличением к.п.д. процесса углубления забоя, а это в свою очередь определяет необходимость применения в агрегатах турбин с высоким параметром М/п и наклонной линией давления к тормозному моменту, обеспечивающей саморегулирование расхода потока промывочной жидкости по турбобурам в зависимости от их загрузки.

--------------- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

3. Иоаннесян Р.А., Королько Е.И. Повышение эффективности турбинного бурения // Нефтяное хозяйство. - 1989. - № 11.- с. 11-15.

4. Иоаннесян Ю.Р., Кузин Б.В. Саморегули-руемость по нагрузке турбобуров с наклонной линией давления. Труды ВНИИБТ, вып. ХХ11, Изд-во «Недра», - М. 1969.

— Коротко об авторах -------------------------------------------------------------

Захаров Ю.Н. - Доктор технических наук, Академик МАМР, профессор, заведующий кафедрой «Техника и технология нефтегазового производства»,

Артемьев Н.А. - кандидат технических наук, доцент кафедры «Техника и технология нефтегазового производства»,

Артемьева Ю.Н. - аспирант,

Московский государственный открытый университет.

--------------------------------------------- © А.К. Семенченко, О.Е. Шабаев,

Д.А. Семенченко, Н.В. Хиценко, 2005

УДК 622.232

А.К. Семенченко, О.Е. Шабаев, Д.А. Семенченко,

Н.В. Хиценко

МЕТОДИКА ВЫБОРА ПАРАМЕТРОВ АКСИАЛЬНЫХ КОРОНОК И ИХ СИСТЕМ ПОДАЧИ

онцентрация добычи угля [1, 2] требует повышения темпов проходки горных выработок до 600 и более метров в месяц. Поэтому создание проходческих комбайнов и комплексов нового технического уровня является актуальной проблемой.

Успешное решение этой проблемы может быть обеспечено на основе создания теоретической базы компьютерного оптимального проектирования проходческих комбайнов нового технического уровня на основе использования современных методов математического программирования при структурнопараметрической оптимизации их силовых систем.

В настоящее время все более широкое применение на угольных шахтах получили проходческие комбайны со стреловидным исполнительным органом (ИО), оснащенным аксиальными коронками.

Существующие методики определения рациональных конструктивных и режимных параметров аксиальной коронки не учитывают в полной мере особенностей ее формы и нуждаются в совершенствовании.

Поэтому обоснование рациональных параметров аксиальных коронок, обеспечивающих повышение производительности и ресурса проходческих комбайнов, являются актуальной задачей.

На основе результатов исследований [3 ... 7 и др.], проведенных кафедрой горных машин ДонНТУ была разработана ниже приведенная методика. Идея методики -выбор параметров, обеспечивающих рациональное соотношение ширины и толщины среза на резцах в пределах 1..2.

В качестве исходных данных принимаются:

Ьм - месячные темпы прохождения выработки, м/мес; £ - площадь сечения выра-

ботки вчерне, м2; Нв - высота выработки, мм; Кис - коэффициент использования комбайна; псм - количество рабочих смен в сутки; Тсм - длительность смены, ч; п -количество прослойков; {Рг1, р1}- вектор параметров и структуры массива: Рп. - показатель прочности породы 1-го прослойка; р1 - доля породы 1-го прослойка в забое; 2, (/, к, Рг)- зависимость для определения силы резания при разрушении 1-того прослойка, Н; 1к и Ьк - соответственно длина и ширина кулака, мм; 8 - угол наклона образующей боковой поверхности к оси вращения коронки, град; [Да] - допустимое изменение заднего угла на резцах, град; к - отношение глубины вруба к радиусу коронки, к=1,8; Ишах - максимальная толщина среза на резцах, мм; Ур -максимальная скорость резания, м/с; Яст, Ьст - радиус и длина ступицы корпуса редуктора ИО в месте установки коронок, мм; [Уп] - предельная скорость подачи, м/мин.

На основе этих данных определяются рациональные конструктивные и режимные параметры:

1. Средняя теоретическая производительность комбайна

^ К • £ 3,

0^ср =—-----м _ _ _ , м / мин .

среза

на

рез-

60прпсмтсм Кис

2. Ширина

цах ^ = Ьша^ мм .

3. Удельные энергозатраты на разрушение прослойков забоя в оптимальном режиме

2

ц = Л > п) кВт  ч / м3.

' 3,Ммах

4. Минимальные и максимальные удельные энергозатраты:

^^шт = шin(W1); ^^шах = шах^О.

5. Требуемая глубина регулирования нагрузки на приводной двигатель

КР = ^^шах/^^' шт.

6. Способ регулирования нагрузки на приводной двигатель выбирается следующим образом:

КР<2 - регулирование изменением сечения или скорости подачи;

2<КР<4 - регулирование изменением сечения и скорости подачи;

КР>4 - выравнивание нагрузки без перегрузки двигателей нерационально, принимаем КР = 4 и корректируем удельные энергозатраты:

Wшin = ^^шах/Кр ; Wi = Шax(Wшm,Wi).

Для тех 1, у которых поменялись Wi следует назначить Prj таким, чтобы выполнялось равенство, приведенное в пункте 3.

7. Номинальная мощность привода ИО

N = 60Q \£щ2p> , кВт.

8. Максимальная производительность

Qrnax

N

60W„;

м3 / мин .

9. Минимальный радиус установки резцов на коронке по условию возможности расположения кулаков с учетом количества лопастей

'2-4-n; , 2п

+h cos S + -j- sin S

где N'3 - количество лопастей коронки, принимается N'3 =1...6.

l0. Минимальный радиус установки резцов по условию ограничений кинематических изменений заднего угла

180Й N'

(2п) [Да]

11. Минимальный радиус установки

резц0в r-n = max(rmini, , мм.

12. Глубина одноразовой максимальной зарубки ИО B[ = Rcm - г-11П, мм .

13. Глубина одноразовой зарубки по заданной производительности

B 105nQmaxSln 8

Bi =------------------, мм.

2 6 • k • N'3-Vp • hmax

14. Глубина одноразовой зарубки коронки В'к = max(B[, B2), мм.

15. Радиус коронки

К = r-in + 2К,мм.

16. Максимальная скорость боковой подачи

Vmax = 60hmax NV м/мин.

п max тл} • о

2пКк sin 8

17. Ширины внешней и внутренней поверхностей коронки:

К =2 В'к /tg 5, мм; K2 =0.5 К[, мм.

18. Рациональный радиус коронки

Кк = min(R) из всех N'3= 1...6 , для

коТ°р°ГО Сах^п].

19. Рациональные значения заходности коронки N3, глубины разовой зарубки Вк, минимального радиуса установки резцов rmin, максимальной скорости боковой подачи Vnmax , ширины Ki и K2 соответствуют выбранному рациональному радиусу коронки.

20. Минимальный радиус установки резцов на наружной боковой поверхности коронки rmin1 = rmin, мм.

21. Минимальный радиус установки резцов на внутренней боковой поверхности коронки rmin2 = Rk-Bk , мм.

22. Угол навивки спирали выбирается 720

из условия q>m >

N„

, град.

Критерием выбора может быть минимум коэффициента неравномерности момента сопротивления на коронке.

i=1

r

rninl

шт2

23. Длительность цикла обработки 1-го погонного метра выработки

V + V4 + -^3 IjrwiPi + -ktV2Wmi„

км ) ы км

tg 8 Таблица 2

Расчет параметров

24. Проверка месячных темпов проходки по зависимости:

n„n,.T,.K„

L=

p см см ис t„

/

где У1,У1,У3,УА - соответственно, разрушаемый объем в режимах бокового реза 2-мя коронками, фронтальной зарубки, вертикальной зарубки и бокового реза 1-й коронкой; к№ - коэффициент, учитывающий рост удельных энергозатрат, вызванный серповидностью среза в режимах фронтальной и вертикальной зарубок, к№=1,3; кМ - коэффициент перегрузки по мощности приводного двигателя в режимах фронтальной и вертикальной зарубок, км=1,45 при 8 = 45°, км = 1,3 при 8 = 60°;

VI = 2 -10-6 ЬстН.;

У2 = 4 -10-6 Ь3КК;

У3 = 2-10-6 Ьз (Нв - 2Як);

У4 = Б - У{ - У2 - У3.

где Ь3 - ширина заглубления коронки в

массив при ее заглублении Вк;

2В

Ь„ =-

25. Режимные параметры коронки:

- скорость вращения коронки

1000Vp

со =--—, рад / с ;

К

- минимальная скорость боковой подачи (если регулирование скорости преду-см°трен°) VnШ1П = ^шах , м/мин;

- максимальная скорость подачи в режимах фронтальной и вертикальной за-

рубки Vn г

6Gh NV

max з p /

------------—, м/мин;

2nR, cos 8

- минимальная скорость подачи в режимах фронтальной и вертикальной зарубки

Vnmin2 = G.5Kmax2 , м/мин.

Для практического использования изложенной методики было разработано специальное программное обеспечение.

№ этапа Параметр Значение

1 Q^, м3/мин G.79

2 t, мм 5G

3 i 1 2 3

Таблица 1

Исходные данные

Lm, м/мес S, м2 Нв, мм ки Пр Псм Тем, ч к

4GG 18 4GGG G.3 28 3 б 1.8

hmax, мм 1к, мм b<, мм 8, ° ° | RCT, мм LCT, мм 1 V

5G 15G 8G 45 15 25G 4GG 1.5

i 1 2 3

Pki, МПа 2GG 4GG 8GG

Pi G.3 G.55 G.15

Ш;, кВтч/м3 1.4 2.8 5.6

4 Шти, кВтч/м3 1.4

Штах, кВтч/м3 5.6

5 Кр 4

6 Способ регулирования сечением и скоростью подачи

7 N кВт 147.6

8 Qmax, м3/мин 1.76

N3' 1 2 3 4 5 6

9 1тт1, мм 90 150 201 250 299 347

10 1тт2, мм 30 61 91 122 152 182

11 Гтш, мм 90 150 201 250 299 347

12 Вк1, мм 160 100 49 0 -49 -97

13 Вк2, мм 482 241 161 120 96 80

14 Вк, мм 482 241 161 120 96 80

15 Як, мм 1053 632 522 491 492 508

16 Уптах, м/мин 0.96 3.21 5.82 8.25 10.30 11.97

17 К1, мм 963 482 321 241 193 161

К2, мм 482 241 161 120 96 80

Принятые значения параметров

№ этапа Параметр Значение № этапа Параметр Значение

18 Як, мм 491 23 Ьз, мм 241

19 Нз 4 СЛ > 3.20

Вк, мм 120 У2, м3 0.47

Уптах, м/мин 8.25 3 ,3 > 1.45

К!, мм 241 м3 12.87

К2, мм 120 км 1.45

20 Гтп1, мм 250 ^ ч 0.33

21 Гтт2, мм 371 24 Ьм, м/мес 453

22 фт, град(минм.) 180 25 ю, рад/с 3.05

Уптт, м/мин 4.13

Уптах2, м/мин 8.25

Уптт2, м/мин 4.13

В качестве примера приведены результаты его использования (табл. 1, 2).

Таким образом, разработана методика выбора основных параметров аксиальных коронок и их систем подачи, которая может быть использована при

разработке и модернизации проходческих комбайнов с аксиальными коронками. При этом форма коронки предпочтительно должна выбираться конической или близкой к ней, так как такой выбор обеспечивает наиболее рациональные режимы работы резцов.

1. Сургай Н.С., Виноградов В.В., Ки-яшко Ю.И. Производительность очистных комплексов нового технического уровня и пути ее повышения. // Уголь Украины - 2001.

- №6. - С. 2-6.

2. Лаптев А.Г. Перспективы развития горной промышленности на базе технического перевооружения шахт. // Уголь Украины - 2002. - №23. - С. 10-14.

3. Шабаев О.Е., Семенченко Д.А., Хи-ценко Н.В., Мизин В.А. Обоснование структуры исполнительного органа проходческого комбайна нового технического уровня. // Известия Донецкого горного института. Донецк -2001. - №2, - С.118-123.

4. Семенченко Д.А. Влияние кинематических изменений заднего и переднего углов поворотного резца на формирование усилия подачи// Наукові праці ДонДТУ. Серія гірничо-електромеханічна. Донецьк - 2001. -Вип.27. - С. 340-344.

5. Семенченко Д.А. Влияние формы аксиальной коронки на формирование

толщины стружки на резцах и энергозатраты разрушения при боковом резе // Сборник научных трудов, посвященный 45-летию ДГМИ, "Перспективы развития угольной промышленности в XXI веке". Алчевск -2002. С.268-273.

6. Хиценко Н.В. Влияние кинематических изменений скорости подачи и глубины зарубки в массив исполнительного органа на эффективность работы проходческого комбайна// Прогрессивные технологии и системы машиностроения. Вып. 23. - Донецк: ДонГТУ, 2002. -С. 151 - 156.

7. Семенченко А.К., Хиценко Н.В.

Обоснование рационального способа регулирования нагрузки на привод исполнительного органа проходческого комбайна// Проблеми експлуатації обладнання шахтних

стаціонарних установок: Збірник наукових праць. - Донецьк: ВАТ "НДІГМ імені М.М. Федорова", 2003. - Вип. 96. - С. 165-172.

— Коротко об авторах -------------------------------------------------------

Семенченко А.К., Шабаев О.Е., Семенченко Д.А., Хиценко Н.В. - Донецкий национальный технический университет.