«СБОРНИК НАУЧНЫХ ТРУДОВ ДОНБАССКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА Выпуск 36 Алчевск 2012 УДК 622(06) + 669(06) + 69(06) + 621.3 + 621.37 ББК Ия 54 + КЗя54 + Ня 54 С 41 Постановлением президиума ВАК Украины ...»

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ,

МОЛОДЕЖИ И СПОРТА УКРАИНЫ

СБОРНИК НАУЧНЫХ ТРУДОВ

ДОНБАССКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО

ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА

Выпуск 36

Алчевск

2012

УДК 622(06) + 669(06) + 69(06) + 621.3 + 621.37

ББК Ия 54 + КЗя54 + Ня 54

С 41

Постановлением президиума ВАК Украины от 9 июня 1999г. № 1-05/7 сборник научных трудов включен в перечень № 1 научных специализированных изданий Украины в области технических наук Свидетельство Госкомтелерадио Украины о регистрации серия КВ, № 10307, от 27.12.2005 Рекомендовано ученым советом и редакционной коллегией ДонГТУ (Протокол № 3 от 30.03.12г.) Главный редактор Заблодский Н.Н. – докт. техн. наук Редакционная коллегия:

С.Н. Петрушов – докт. техн. наук, А.М. Новохатский – докт. техн. наук, Г.Г. Литвинский – докт. техн. наук, Р.А. Фрумкин – докт. техн. наук, Г.В. Бабиюк – докт. техн. наук, Г.И. Гайко – докт. техн. наук, Н.К. Клишин – докт. техн. наук, А.Ф. Борзых – докт. техн. наук, П.Н. Должиков – докт. техн. наук, З.Л. Финкельштейн – докт. техн. наук, В.Д. Лущик – докт. техн. наук, С.В. Корнеев – докт. техн. наук, В.А. Ульшин – докт. техн. наук, А.И. Давиденко – докт. техн. наук, Г.Я. Дрозд – докт. техн. наук, В.Н. Ульяницкий – канд. техн. наук, Ю.Э. Паэранд – канд. техн. наук, С.А. Скомская – секретарь редакционной коллегии Сборник научных трудов Донбасского государственного технического университета. Вып. 36 – Алчевск: ДонГТУ, 2012 – 473 с.

ISSN 2077- В сборнике помещены статьи, описывающие современные научные тенденции в разработке полезных ископаемых, металлургии, строительстве, электротехнике и радиотехнике.

Для научных сотрудников, аспирантов, студентов высших учебных заведений.

УДК 622(06) + 669(06) + 69(06) + 621.3 + 621. ББК Ия 54 + КЗя54 + Ня ISSN 2077- © ДонГТУ, © дизайн обложки, Н.В. Чернышова, Адрес электронной почты: [email protected]

РАЗРАБОТКА

ПОЛЕЗНЫХ

ИСКОПАЕМЫХ

УДК 622.831. д.т.н. Литвинский Г.Г., к.т.н. Фесенко Э.В.

(ДонГТУ, г. Алчевск, Украина)

АНАЛИЗ КОМПЬЮТЕРНЫХ ПРОГРАММ ПО РАСЧЁТУ

ГОРНОГО ДАВЛЕНИЯ В ВЫРАБОТКАХ

Проведено аналіз застосування сучасних обчислювальних комплексів на прикладі програми Phase 2 для вирішення задач в області геомеханіки, сформульовано вимоги до програмного забезпечення для проведення досліджень проявів гірського тиску.

Ключові слова: гірський тиск, розрахунок, гірнича виробка, гірська порода, комп’ютерні програми, геомеханічні процеси.

Проведен анализ использования современных вычислительных комплексов на примере программы Phase 2 для решения задач в области геомеханики, сформулированы требования к программному обеспечению для проведения исследований проявлений горного давления.

Ключевые слова: горное давление, расчёт, горная выработка, горная порода, компьютерные программы, геомеханические процессы.

Технический прогресс во многих отраслях промышленности неразрывно связан с широким применением вычислительной техники. В настоящее время ведутся интенсивные исследования и разработки различных пакетов прикладных программ для определения параметров геомеханических процессов, происходящих в массиве горных пород при ведении горных работ (напряжённо-деформированное состояние массива, смещение и разрушение отдельных областей массива, влияние горноинженерных воздействий на состояние массива, развитие процессов разрушения пород вокруг выработки во времени, взаимодействие крепи с разрушенными породами и ее влияние на напряженное состояние и смещения пород и т.д.). Ключевым условием решения подобных задач является широкое применение вычислительной техники и современных программных комплексов, которые позволяют выполнить постановку весьма сложных плоских и объёмных задач горного давления путём использования метода конечных элементов, новых теорий прочности и совершенных алгоритмов.

Однако существующие программные разработки наталкиваются на значительные сложности, что обусловлено вероятностным и малодостоверным характером исходных данных, необходимости учёта сложного иерархического и неоднородного строения массива, технологическими особенностями сооружения и эксплуатации горных разработок и их вариациями во времени и пространстве и т.д.

Попытки использовать существующие пакеты прикладных программ, предназначенных для расчёта строительных конструкций, для подземных объектов оказывались, как правило, неудачными [1, 2]. Это объясняется особенностями поведения горного массива и его взаимодействия с инженерными конструкциями, которые, как правило, не учитываются в таких программных продуктах. Особенно рельефно это проявляется при рассмотрении задачи о взаимодействии массива горных пород с искусственными подземными горными конструкциями, в первую очередь, с крепью горных выработок.

Отметим принципиальные отличия расчётов горной крепи от расчётных схем строительных конструкций:

– горная крепь всегда взаимодействует с массивом горных пород весьма сложным образом, т.к. крепь воспринимает активное нагружение со стороны массива и, деформируясь, передаёт часть усилий на окружающие породы массива, создавая «пассивный» отпор пород на той части периметра, который смещается в сторону массива;

– активная нагрузка на подземную конструкции формируется двояким образом: путём силового на одних участках крепи и деформационного на других при взаимодействии крепи и массива, что обусловлено деформационно-силовыми параметрами крепи, причём, чем более податлива крепь, тем меньше на неё действует нагрузка, – распределение нагрузки по периметру крепи отличается высокой неравномерностью и зависит от многих случайных факторов, и заметно варьируется от распределения напряжений в массиве пород, их неоднородности и анизотропии, работоспособности крепи, технологии проведения и крепления горной выработки и др.;

– крепь только на начальной стадии своей работы с массивом ведёт себя как упругая конструкция, а при дальнейшем нагружении переходит в запредельную стадию, когда последовательно один за другим образуются участки разрушения, условно названные «пластическими»

шарнирами, как правило, со сложной нелинейной зависимостью между деформациями и силовыми параметрами (моментом, продольными и поперечными усилиями);

– даже при появлении разрушенных участков, распорные конструкции крепи, находясь в окружающем массиве, постепенно деформируются и не теряют окончательно своей несущей способности, меняя особенности своего взаимодействия с массивом пород, т.е. в процессе нагружения меняют свою расчётную схему.

Эти и целый ряд других особенностей работы крепи с массивом чрезвычайно усложняют расчёты конструкции и заставляют использовать во многом упрощённые гипотезы, идеализации и методы. Так, в существующих расчётных методах используется, главным образом, эмпирический подход, реализованный в действующих нормативных документах [4 – 7 и др.]. Основным достоинством такого подхода является предельная простота и доступность использования, отсутствие требований по проведению инструментальных инженерных изысканий для определения свойств и исходного напряжённо-деформированного состояния горного массива. При проведении расчётов горного давления здесь достаточно знать лишь прочность горных пород на одноосное сжатие и глубину заложения выработки. Таким образом, существующие расчёты отличаются минимальной потребностью в исходных данных, низким уровнем требований к квалификации проектировщика, т.е. вполне соответствует уровню науки начала ХХ в.

Однако такие методики нередко приводят к появлению грубых, иногда и фатальных ошибок при проектировании, которые заканчиваются разрушением горных выработок и даже трагическими случаями травматизма горняков. Переход на большие глубины освоения подземного пространства и ведения горных работ в сложных горногеологических условиях вскрыл несостоятельность существующих подходов и поставил задачу их кардинального изменения.

Поэтому при проектировании и строительстве подземных горных объектов различного назначения необходим переход к более надёжным и обоснованным методам расчёта горного давления и различных конструкций горных крепей с целью обоснованного выбора их параметров.

Для решения этой задачи необходимо установить основные закономерности, которым подчиняются процессы деформирования и разрушения пород в окрестности горной выработки с учетом особенностей совместной работы массива и крепи, строения и свойств вмещающих пород и материала крепи. Кроме того, следует перейти от статической картины равновесия пород над выработкой к исследованию развития горного давления вокруг выработки во времени, т.е. изучению направленности процессов разрушения и деформирования пород вокруг подземного объекта.

В настоящее время известно несколько программных продуктов, с помощью которых можно производить расчеты конструкций различного назначения (ПК «Лира» [2, 8], Solid Works [1] и др.). Однако в своем большинстве эти программы предназначены для расчетов обычных строительных конструкций (ПК «Лира») или машиностроения (Solid Works) и не адаптированы к особенностям расчета горного давления и подземных конструкций крепей. Здесь отметим программу канадских разработчиков – расчетный комплекс Phase 2 [3]. Phase 2, предназначенную для решения плоских упругопластических задач в области горной геомеханики и геотехнических объектов различного назначения. В основу программы положен метод конечных элементов. Phase 2 позволяет рассчитывать состояние массива (напряжения и деформации) в окрестности подземных объектов.

Рассмотрим особенности использования программы Phase 2, менее знакомой отечественным специалистам, для расчёта напряжений и смещений пород вокруг горных выработок.

Как обычно, перед началом решения задачи составляют расчётную геометрическую схему. Для этого задают геометрию выработки – координаты характерных точек контура, углы, ширина, высота, закругления, затем вводят размеры исследуемой модели (автоматически или вручную) и производят (в ручном режиме или автоматически) разбивку модели на конечные элементы. Исходное напряжённое состояние массива задают путем введения главных компонент напряжений 1, 3, Z, а также угла между напряжением 1 и осью Х. Далее вводят свойства различных слоев модели (массива) и крепи (если она установлена в выработке). Каждому материалу слоя массива пород присваивают свой модуль упругости (Юнга), коэффициент Пуассона, критерий прочности (Кулона-Мора, Хоека-Брауна, Друкера-Прагера и др.), когезию разрыва, прочность на одноосное растяжение, угол внутреннего трения, тип поведения слоя (упругий или пластический). Как видим, для выполнения расчетов требуется довольно обширный набор исходных данных, что далеко не всегда находится в распоряжении наших проектировщиков и производственников, что существенно снижает достоверность расчётов.

После формирования расчетной схемы и задания граничных условий и свойств материалов производят компьютерный расчёт и анализ результатов.

Дадим пример решения задачи по определению напряженного состояния пород в окрестности горной выработки сводчатого сечения. Задаём в массиве исходное поле напряжений: главное максимальное напряжение 1 = 20 МПа действует под углом = 300 к горизонтальной оси, главное минимальное напряжение принимаем 3 = 10 МПа. На рисунке 1 показаны расчётная схема и распределение главных напряжений, а на рисунке 2 отражены графики запаса прочности в массиве пород и на контуре выработки (рис. 2).

Рисунок 1 – Расчётная схема и распределение напряжений в окрестности сводчатой горной выработки Рисунок 2 – Распределение главных напряжений (а) и критерия прочности пород (б) по контуру выработки Кроме напряжений в программе можно рассчитать деформации массива и смещения контура выработки (рис. 3). Необходимо учитывать, что для наглядности отображения результатов масштаб перемещений завышен.

Рисунок 3 – Итоговые смещения массива и контура горной выработки с Одной из важных особенностей программы Phase 2 является возможность постадийного расчета напряжений при последовательном подвигании забоя выработок, движении лавы и т.п. Рассчитывая очередную стадию, программа учитывает предысторию, т.е. результаты решения задачи на предыдущей стадии. На рисунке 4 показан пример решения задачи о распределении напряжений вокруг очистной камерной выработки при последовательной выемке пород.

Рисунок 4 – Распределение главных напряжений вокруг очистной выработки при постадийной выемке пород Рассчитываемая с помощью программы Phase 2 выработка может иметь крепь различных конструкций (анкерная, железобетонная, металлическая). При задании параметров крепи используют встроенную библиотеку данных. Так, на рисунке 5 показано диалоговое окно задания параметров армирования железобетонной крепи, а на рисунке 6 – распределение напряжений вокруг тоннеля, закрепленного железобетонной крепью. Случай использования анкерной крепи показан на рисунке 4, когда применялись анкера замкового типа, хотя программа позволяет выбирать и другие типы анкеров и задавать их параметры.

Рисунок 5 – Диалоговое окно выбора параметров жесткого армирования железобетонной крепи В зависимости от типа крепи диалоговое окно для задания её параметров автоматически изменяется, давая возможность пользователю задавать характеристики, присущие именно данной конструкции крепи (диаметр анкера, максимальное усилие на разрыв – для анкерной крепи;

толщина, модули упругости бетона и арматуры, сечение арматуры и другие. показатели – для железобетонной крепи).

К достоинствам программы Phase 2 можно отнести простой и интуитивно понятный интерфейс; возможность получения результатов путём несложных построений расчётных схем и задания свойств массива пород и параметров крепей; моделирования слоистости; наглядного отображения результатов решения задач в виде зон распределения напряжений и деформаций, представленных различными цветами (рис. 1, 3, 4, 6) или в виде графиков (рис. 2); экспорта результатов решения задачи в другие программы (Microsoft Excel и т.д.).

В целом данную программу можно рекомендовать для использования в учебном процессе при подготовке горных инженеров различных специализаций.

Рисунок 6 – Результат решения задачи о распределении главных напряжений вокруг тоннеля, закрепленного железобетонной крепью Однако наряду с несомненными достоинствами программы Phase 2 необходимо отметить и присущие ей недостатки:

1. Невозможность построения объемных расчетных схем и решения объёмных задач (3D моделирование).

2. Программа решает задачи лишь в упругой постановке. Несмотря на то, что разработчики декларируют возможность решения упругопластических задач, расчетные смещения контура выработки оказываются порядка нескольких миллиметров даже при выборе типа материала – пластический. Расчет реальных смещений пород и определение напряжений при нарушении сплошности пород при образовании зон запредельных деформаций (ЗЗД) невозможно.

3. При определении зон разрушений пород вокруг выработок, а также смещений пород применён некорректный метод упругого наложения, для слоёв пород используются ограниченное число и критериев прочности (Кулона-Мора, Хоека-Брауна, Друкера-Прагера и др.), которые не всегда точно и правильно описывают происходящие в массиве процессы. Программа не допускает возможности введения новых теорий прочности, критериев и т.д.

4. Основной упор в программе сделан на визуальном отображении результатов решения задач в виде цветных зон распределения полей напряжений или деформаций (рис. 1, 3, 4, 6). Представление результатов в виде графиков данных явно недостаточно, поскольку нет возможности построения других графиков, вывода и обработки численных массивов данных, перехода в другие координатные оси, выбора необходимых для конкретных задач факторов и параметров (тангенциальные, радиальные напряжения, деформации под определенным углом к координатным осям и т.п.).

5. Ограничены возможности учёта деформационно-силовых характеристик крепи, их режима работы, моделирования специфических элементов крепей, - узлов податливости с различными параметрами, податливых и комбинированных конструкций крепей, которые отсутствуют в стандартном наборе программы Phase 2 и т.д.

Указанные недостатки рассмотренного программного продукта присутствуют и в других вычислительных программах, что значительно ограничивает их применение для реальных расчётов и реального проектирования. Поэтому нельзя считать достигнутый уровень программного обеспечения проектирования горного давления и конструкций крепи достаточным.

Сформулируем требования к программам для расчётов геомеханических процессов вокруг подземных выработок, в частности, для прогноза проявлений горного давления и выбора параметров крепи:

1. Корректное решение хотя бы пошаговыми методами последовательного приближения упругопластических задач, а также задач, относящихся к таким проявлениям горного давления, как образование вывалов, сводов естественного равновесия, ЗНД, запредельного поведения пород и материала крепи.

2. Моделирование поведения «особых» элементов крепи и её конструкции в целом – замки податливости, шарниры, блоки, расклинка и пр., анкерные крепи не только в упругом, но и предельном состоянии, пластические шарниры, потеря местной и общей устойчивости и т.п.

3. Расчёт совместной взаимовлияющей работы крепи и массива, нагружение крепи не только активными (заданными) нагрузками, но и заданными деформациями с учётом пассивного отпора пород в упругой, предельной и запредельной стадиях деформирования с учётом физической и геометрической нелинейности.

4. Исследование развития горного давления вокруг выработки во времени, т.е. постадийное решение задач с возможностью учета предыстории решения предыдущей стадии, особенностей формирования во времени и пространстве нагрузок на крепь, смещения массива и породного контура.

5. Учёт особенностей залегания и состояния породных слоёв в окрестности горной выработки (слоистость, трещиноватость, угол падения, наличие поверхностей ослабления и т.д.).

6. Удобное представление результатов расчётов и их передачи в виде массивов данных в другие программы (MathCad, Excel) для последующей их обработки.

1. Анализ показал, что существующие программные продукты не решают проблему расчёта и проектирования геомеханических объектов, в первую очередь проявлений горного давления в подземных выработках.

2. Наиболее современная программа Phase 2 может быть рекомендована для учебного процесса горных вузов, хотя в реальной проектной практике её использование ограничено.

3. Сформулированные требования к компьютерному расчёту проявлений горного давления могут быть положены в основу для разработки новых программ и оценки их эффективности.

4. Задачей дальнейших исследований следует считать разработку нового поколения компьютерных программ, учитывающих важные нелинейные эффекты проявлений горного давления в выработках и особенности взаимодействия массива с крепью.

Библиографический список 1. http://www.solidworks.com.

2. http://www.lira.com.ua.

3. http://www.rocscience.com.

4. СНиП ІІ-94-80. Подземные горные выработки. Нормы проектирования. – М.: Стройиздат, 1982. – 30 с.

5. Руководство по проектированию подземных горных выработок и расчету крепи / ВНИМИ, ВНИИОМШС Минуглепрома СССР. – М.:

Стройиздат, 1983. – 272с.

6. Указания по рациональному расположению, охране и поддержанию горных выработок на угольных шахтах СССР. – Л.: ВНИМИ, 1986. – 222 с.

7. Инструкция по выбору рамных податливых крепей горных выработок. – Санкт-Петербург: ВНИМИ, 1991. – 125 с.

8. Литвинский Г.Г. Расчет крепи горных выработок на ЭВМ:

учебн. пособ. / Литвинский Г.Г., Фесенко Э.В., Емец Е.В. – Алчевск:

ДонГТУ, 2011. – 174 с.

УДК 622.

О НЕОБХОДИМОСТИ УПРАВЛЕНИЯ РИСКАМИ ПРИ

ПЛАНИРОВАНИИ ГОРНОПРОХОДЧЕСКИХ РАБОТ

Запропоновано підхід до планування гірничопрохідницьких робіт, який дозволяє на підставі оцінки ступені ризику невиконання виробничого завдання обґрунтувати вибір рішень в умовах невизначеності.

Ключові слова: гірничопрохідницькі роботи, виробниче завдання, управління ризиком, оціночні функції, відношення до ризику.

Предложен подход для планирования горнопроходческих работ, который позволяет на основании оценки степени риска невыполнения производственного задания обосновать выбор решений в условиях неопределенности.

Ключевые слова: горнопроходческие работы, производственное задание, управление риском, оценочные функции, отношение к риску.

Постановка проблемы. Одной из наиболее ответственных задач при проектировании и организации строительства горных выработок является оценка сроков и стоимости работ, реализуемая в виде плановых заданий проходческим бригадам и соответствующих сметных документов. Используемый в настоящее время директивно-нормативный метод планирования не дает возможности корректно учесть все особенности производства работ в изменчивых условиях, и, как следствие, не позволяет выбрать такое решение, которое удовлетворяло бы всем требованиям и позволяло выполнить работы с определенной степенью гарантии в заданные сроки. Поскольку в настоящее время на угольных шахтах проведение выработок осуществляется в условиях недостаточного финансирования работ, несвоевременного обеспечения работ всеми видами ресурсов, конкуренции со стороны других производственных участков, а также при отсутствии достоверной информации о свойствах массива горных пород, то фактические показатели горнопроходческих работ (ГПР) зачастую не соответствуют принятым планам и зависят от степени учета изменчивости и неопределенности действующих факторов [1].

Принимаемые в такой ситуации решения не могут быть однозначными, так как в производственных отношениях проявляется случайность в затратах и потерях рабочего времени проходческих бригад и неопределенность в получении конечного результата труда.

Анализ публикаций, посвященных исследованию современных методов проектирования организационно-технологических систем показывает, что большое внимание уделяется решению горнотехнических задач с использованием вероятностно-статистических моделей и подходов [2, 3]. При этом описание процессов сооружения горных выработок и их параметров с заданной степенью достоверности возможно только при использовании многокритериальной оптимизации, составляющей основу системного анализа [4].

Особенностью сложных организационных систем является наличие риска принятия эффективных управленческих решений при неполной информации об условиях ее функционирования. Риск при этом понимают как неопределенность потерь или возможность наступления неблагоприятных последствий от принятия неправильного решения. Данный подход справедлив и для ГПР при рассмотрении их как сложной иерархической системы [5]. Так, традиционная трактовка риска как сочетание вероятности того или иного события (сдачи выработки в срок) с его возможными последствиями (удорожание работ) довольно близка к анализу выполнения планового задания. Учет степени риска при неполной информации о функционировании горнопроходческой системы позволит назначать более обоснованные производственные задания и минимизировать последствия от их невыполнения.

Методы анализа и учета риска в настоящее время достаточно детально разработаны применительно к финансовым операциям, в страховании и для прогнозирования чрезвычайных ситуаций [6]. В зарубежной практике управлению рисками посвящено много исследований, которые нашли практическое применение в различных сферах, так, например, в России разработана система нормативных актов по менеджменту рисков (ГОСТ Р 51897-2002, ГОСТ Р 51901.2 (4,5,6,11,14,16) - 2005, МЭК 60300-1:2003 и др.), нашедших отражение в ряде законов по защите от чрезвычайных ситуаций и промышленной безопасности. Однако, в настоящее время риск-менеджмент крайне редко используют при описании технологических систем, исключением являются лишь вопросы анализа и повышения надежности работы различных механизмов [7].

Для учета риска традиционно применяют оценочный и информационный подходы. Информационный подход при этом является более общим, позволяющим проанализировать и описать природу риска. Для достижения конкретного результата в виде управленческих директив, позволяющих снизить степень риска или его последствия, необходимо использовать оценочный подход [6].

На основании приведенного анализа можно сделать вывод, что вопрос совершенствования методов определения параметров ГПР с учетом риска в условиях неполной информации является актуальным.

Целью данной работы является разработка подхода, который позволит повысить точность и достоверность назначаемых плановых заданий за счет использования методов учета и управления риском при принятии управленческих решений в условиях неопределенности.

Для достижения поставленной цели необходимо решить ряд задач, среди которых следует выделить определение и анализ причин неопределенности фактического результата деятельности проходческих бригад при сооружении выработок, а также разработку подхода к определению плановых показателей при сооружении горных выработок с учетом степени риска невыполнения производственного задания и различных типов отношения к риску.

Основной материал исследования. В зависимости от сферы, к которой относятся риски, в классификации выделяют: природные (не зависящие от человека); связанные с человечески фактором; технические риски и риски социума. Все перечисленные виды риска в той ли иной мере характерны горнопроходческой системе, поэтому риск при сооружении горных выработок правильнее будет относить к производственному, который связан с невыполнением проходческой бригадой своих планов и обязательств в результате неблагоприятного воздействия внешней среды и нерационального использования рабочего времени, технических отказов и влияния корпоративных интересов. Вместе с тем данный риск необходимо относить и к экономическому, оцениваемому убытками от выбора неправильных проектных и управленческих решений.

Причинами неясности и неуверенности в получении ожидаемого результата при сооружении горных выработок, а, следовательно, и риска невыполнения производственного задания являются:

- отсутствие полной информации о многих влияющих факторах изза случайного распределения свойств основного предмета труда – породного массива, в котором сооружается выработка;

- отказ от использования, а зачастую и незнание, новых методов принятия и реализации многовариантных решений при переходе к интенсивным способам производства работ;

- ограниченность возможностей в сборе, хранении и переработке информации о свойствах пород, постоянно изменяющихся по мере ведения работ;

- непредсказуемость геомеханических процессов и явлений, приводящих зачастую к аварийным ситуациям, которые оказывают серьёзное отрицательное влияние на результаты производственной деятельности и являются источником непредвиденных затрат;

- вероятностная сущность организационно-технологических взаимосвязей и многовариантность информационных и материальных отношений, в которые вступают субъекты горностроительной системы на всех уровнях производственной иерархии;

- соподчиненная роль ГПР по отношению у более общей цели (добыче полезного ископаемого), что выражается в наличии противоборствующих тенденций и даже конкуренции со стороны других производственных участков;

- недостаточность материальных, финансовых и трудовых ресурсов, а также несвоевременность обеспечения ними;

- несбалансированность хозяйственного механизма (планирования, ценообразования, материально-технического снабжения,) на уровне вышестоящей производственно-хозяйственной системы, что ведет к проявлениям целевой неопределенности;

- неустойчивость социально-экономических отношений в стране и относительная ограниченность сознательной деятельности рабочих, что проявляется в отсутствии заинтересованности в результатах своего труда.

В условиях объективного существования риска невыполнения плана и связанных с ним случайных потерь рабочего времени возникает необходимость в формализации алгоритма, который позволил бы наилучшим из возможных способов (с точки зрения поставленных перед производителем работ задач) учитывать вероятностные факторы при реализации хозяйственных решений и оплате труда за выполненные работы, т.е. в определенном управлении риском. При этом под управлением понимается использование в производственной деятельности совокупности методов, приемов и мероприятий, позволяющих установить реальную структуру сложной горнопроходческой системы, характеризующуюся большим числом параметров, которые отображают пространственное и временное поведение ее элементов в конкретных условиях, прогнозировать наступление рисковых ситуаций и принимать меры по исключению или снижению отрицательных последствий наступления таких событий.

С учетом этого, основой нового подхода к планированию горнопроходческих работ на основании управления рисками является необходимость аргументированной оценки степени риска при производстве работ, которая базируется на знании вероятности получения предполагаемого результата. Данная величина может быть статистически оценена с помощью показателя, представляющего собой меру степени соответствия реального результата деятельности проходческой бригады требуемому. Основными показателями плановых заданий проходческих бригад является производительность труда (относительная величина) и скорость проходки (абсолютная величина). Для оценки эффективности ГПР и соответственно выполнения плановых заданий на множестве результатов (месячных показателей работы проходческих бригад) введем числовую функцию соответствия фактической скорости проведения вытр работки (Vпр) требуемой ( Vпр ):

В силу того, что Vпр() является случайной переменной, функция, в общем случае, также есть случайная величина. Планируемую скотр рость Vпр будем считать детерминированной величиной, хотя она также подвержена рассеиванию из-за изменчивости условий и явочного штата проходческой бригады. Тогда показатель эффективности можно записать в виде:

где m […] – оператор математического ожидания.

Для того чтобы функция (2) учитывала психологические особенности поведения лица, принимающего решения (ЛПР) в условиях неопределенности, в нее следует ввести оценочную функцию f c, отражающую отношение ЛПР к риску:

где f – функция, учитывающая информацию q об отношении ЛПР к различным ситуациям в условиях стохастической неопределенности [8].

Показатель эффективности (3) в зависимости от вида оценочной функции f и функции соответствия может принимать различные формы. Пусть случайное событие А достижения планового задания вытр ражается соотношением между фактической Vпр() и требуемой Vпр скоростью проведения выработки, тогда функция соответствия будет иметь следующий вид:

Функцию соответствия (4) следует использовать в случаях, когда достижение требуемого результата Vпр является непременным условием выполнения поставленной задачи. При этом показатель эффективности трактуется как вероятностная гарантия достижения цели. При известной функции распределения скорости проведения выработки F(Vпр) в конкретных условиях показатель (5) может быть определен на основании интегральной функция распределения скорости проведения выработки (рис.1 а):

F (Vпр) W()=P{Vпр()Vпртр} Рисунок 1 – Схема определения вероятностной гарантии выполнения планируемого задания (а) и получения вероятностно-гарантированного Так как в нашем случае цель носит количественный характер, то в качестве показателя эффективности, наряду с (5), может быть принят минимальный результат, планируемый с заданной вероятностью:

Согласно рис. 1, б вероятность того, что скорость проведения выработки будет больше или равна требуемой, составит a = 1 - F Vпр. Тогда обратную функцию к функции распределения F Vпр случайной величины скорости проведения выработки, являющейся функцией соответствия при значении аргумента (1-a), можно записать в виде:

Так как функция соответствия (8) есть величина неслучайная, то показатель эффективности принимает вид:

Следовательно, показатель является вероятностногарантированным результатом, который косвенно отражает требуемый уровень вероятности a (степень гарантии достижения результата).

Рассмотренные выше принципы принятия решений в условиях неопределенности, соответствующие "объективным" показателям (5, 9), образуют достаточно широкое подмножество альтернативных вариантов, выбор из которых при назначении плановых заданий осуществляется "субъективно" проектировщиком или непосредственным руководителем, т.е. ЛПР.

В подобных ситуациях разные ЛПР по разному относятся к вероятному распределению на множестве исходов, так как они имеют различную психологическую доминанту в ситуациях с риском. Так, если различные стратегии оказались при сравнении эквивалентными W m1 = W m 2, то для "объективного" ЛПР выбор будет неочевиден.

Однако, если ЛПР обладает доминантой, то сравнение стратегий целесообразно проводить по "субъективному" показателю с учетом дополнительной системы приоритетов, формирующей оценочную функцию f q, различную для ЛПР с различными типами отношения к риску. Это может привести к тому, что одна из стратегий станет предпочтительнее.

Тип отношения ЛПР к риску будет определять выбор планового задания на основе данных статистической обработки фактических скоростей проведения выработок. Если ЛПР безразличен к риску, то план проходческой бригады должен соответствовать ее потенциальным возтр можностям, т.е. Vпр = m[Vпр], а оценочная функция f при этом будет линейна (рис. 2, функция 1):

Если ЛПР обладает несклонность к риску, то он всегда предпочитает наверняка получить средний результат, нежели рисковать, т.е.

Vпр < m [Vпр], тогда функция f – выпукла (рис.2, функция 2):

Действительно, для случайного события А с двумя исходами (V ) и Vпр и соответствующими вероятностями р = р и р =1- р имеем:

что отвечает определению выпуклой функции.

f q( Vпр ) = f q(m[Vпр]) Рисунок 2 – Оценочные функции, учитывающие отношения ЛПР к риску:

1 – безразличный к риску; 2 – несклонный к риску;

Если ЛПР склонен к риску, то он предпочтет риск не выполнить план по сравнению с получением среднего результата, т.е. Vпр >m[Vпр], тогда функция f – вогнута (риc.2 функция 3):

Так, для случайного события А с двумя исходами Vпр и (Vпр ) и соответствующими вероятностями p1= p и p2 =1 – p имеем:

что соответствует определению вогнутой функции.

Таким образом, в ситуации с риском предпочтения на множестве стратегий устанавливаются путем сравнения математических ожиданий оценочных функций. Для ЛПР с определенной психологической доминантой оценочными функциями скорости проведения выработки, как основного показателя плана проходческих бригад, являются совокупность линейных преобразований:

Поэтому при получении конкретной функции f следует выбрать начало отсчета в и единицу измерения а, установить предпочтения ЛПР в заданном интервале и выполнить нормирование функции f чтобы она изменялась в пределах от 0 до 1. Далее с помощью f нужно определить значения функции эффективности W() для каждой стратегии М, а затем сравнить их между собой.

Выводы. Применение предложенного подхода определения плановых показателей ГПР с учетом риска позволяет оценить степень использования потенциальных возможностей проходческих бригад и управлять деятельностью по преодолению ситуаций неизбежного выбора решений в условиях неопределенности. Использование нормированной оценочной функции, характеризующей отношение руководителей работ к риску, позволяет обоснованно корректировать плановые задания, полученные на основании действующих нормативов, что приведет к минимизации величины возможных потерь в случае невыполнения плана.

Библиографический список 1. Бабиюк Г.В. Определение параметров горнопроходческих работ с использованием вероятностно-статистических моделей / Г.В. Бабиюк, Е.С. Смекалин // Вестник Академии строительства «Современные проблемы шахтного и подземного строительства». – Донецк: Норд-Пресс, 2005. – С. 177-184.

2. Оресте П.П. Применение статистического анализа для определения сроков и стоимости проходки тоннеля / П.П. Оресте // Физикотехнические проблемы разработки полезных ископаемых, 2006. – №3. – С. 76-93.

3. Першин В.В. Интенсификация горнопроходческих работ при реконструкции шахт / В.В. Першин. – М.: Недра, 1988. – 136с.

4. Згуровський М.З. Основи системного аналізу / М.З. Згуровський, Н.Д. Панкратова. – К.: Видавнича група BHV, 2007. – 544 с.

5. Бабиюк Г.В. Многоуровневая модель горно-строительной системы / Г.В. Бабиюк, Е.С. Смекалин // Науковий вісник НГУ, 2007. – №5. – С.32-36.

6. Богоявленский С.Б. Управление риском в социальноэкономических системах / С.Б. Богоявленский. – СПб.: изд-во СПб.

ГУЭФ, 2010. – 147с.

7. Уродовских В.Н. Управление рисками предприятия: [учеб. пособие] / В.Н. Уродовских. – М.: Инфра-М, 2011. – 168с.

8. Кини Р.Л. Принятие решений при многих критериях: предпочтения и замещения / Р.Л. Кини, Х. Райфа. – М.: Радио и связь, 1981. – 560с.

УДК 622:678.058:621.7.044.

МНОГОМОДУЛЬНАЯ ПНЕВМАТИЧЕСКАЯ СИСТЕМА

СОЗДАНИЯ ДАВЛЕНИЯ ДЛЯ ВУЛКАНИЗАЦИОННЫХ

ПРЕССОВ КОНВЕЙЕРНЫХ ЛЕНТ

Наведені результати аналізу натискних систем вулканізаційних пресів конвеєрних стрічок, розглянуто переваги пневматичної системи створення тиску, розроблено технічні вимоги до багатомодульної пневматичної системи та наведено варіанти її виконання.

Ключові слова: натискна система, вулканізаційний прес конвеєрних стрічок, багатомодульна пневматична система, алгоритм процесу вулканізації.

Приведены результаты анализа нажимных систем вулканизационных прессов конвейерных лент, рассмотрены преимущества пневматической системы создания давления, разработаны технические требования к многомодульной пневматической системе, приведены варианты её исполнения.

Ключевые слова: нажимная система, вулканизационный пресс конвейерных лент, многомодульная пневматическая система, алгоритм процесса вулканизации.

Известно, что на угольных шахтах Украины находится в эксплуатации более 39000 стыков конвейерных лент, а количество порывов стыков на каждый километр конвейерной ленты за десятилетний период эксплуатации достигает 62 [1]. Аварийные простои конвейеров на предприятиях с высоким уровнем конвейеризации достигают 10% рабочего времени, а плановые – на изготовление или ремонт стыков – 20%. В среднем один порыв стыка магистрального конвейера угольного предприятия приводит к потере добычи до 2000 тонн угля.

По железорудным и другим добывающим и обогатительным предприятиям данные по количеству стыков конвейерных лент отсутствуют. Но если сопоставить объёмы добычи угля – 27 млн. тонн за 2011 год и железной руды – 143 млн. тонн за 2009 год [2], а также учесть тот факт, что основным видом технологического транспорта на железорудных и горно-обогатительных комбинатах был, есть и, повидимому, еще долгое время будет конвейерный транспорт, вопрос выполнения качественной стыковки является очень актуальным.

Анализ публикаций и нормативных документов [3,4,5] а также многолетний практический опыт подтверждает, что качественная стыковка возможна только при обеспечении необходимого и, главное, равномерного давления на стык конвейерной ленты с возможностью его контроля и регулирования в процессе вулканизации.

Безусловными европейскими, да и мировыми лидерами по разработке и изготовлению вулканизационных прессов являются немецкие фирмы NILOS и WAGENER Schwelm. Многолетний опыт по соединению конвейерных лент, накопленный на горнорудных предприятиях различных стран, позволил немецким фирмам разработать широкую гамму вулканизационных прессов различных по назначению, конструкционному исполнению и техническим характеристикам [6].На территории СНГ крупнейшим производителем вулканизационного оборудования является ОАО «Боровичский завод «Полимермаш» выпускающий более 40 модификаций прессов различной конструкции и назначения [7].

Несмотря на большое разнообразие вулканизационных прессов, их объединяет одна общая конструктивная особенность – наличие нажимной системы, предназначенной для создания равномерного давления по всей площади вулканизируемого стыка.

Классификация нажимных систем создания давления представлена в таблице 1.

Каждая из систем создания давления имеет свои достоинства и недостатки. Гидравлическая система до недавнего времени являлась самой распространенной и широко применялась и применяется в вулканизаторах немецкого и российского производства. Достоинства гидравлической системы очевидны в стационарных вулканизационных прессах, к которым не предъявляются требования по минимизации массы переносных частей и климатическим условиям эксплуатации. В переносных прессах оснащение, как правило, верхней нажимной балки гидроцилиндрами, опорными башмаками и гидравлическими трубками приводит к увеличению массы верхней балки на 15 -30 кг, снижению надёжности и существенному удорожанию вулканизатора. К тому же эксплуатация гидравлических вулканизаторов при температуре от +100С и ниже сопряжена с определенными проблемами, вызванными увеличением вязкости рабочей жидкости. Кроме того, эксплуатация, обслуживание и ремонт гидравлической системы требует высокой квалификации обслуживающего персонала, наличия определенной номенклатуры запасных частей и инструментов.

Таблица 1 - Классификация нажимных систем вулканизационных Наименование Конструктивные

WAGENER

Пневматическая компрессор

CHALMEPS

винтового типа, динасерии ВКЛ (Укмометрический ключ, Механическая компенсатор прогиба

WAGENER

Гидромеханическая винтового типа, диа- + Гидравлическая система термокомпрессионного типа лишена основных недостатков классической гидросистемы, но из-за низкой надежности сварной металлической диафрагмы и наличия в ней горячей жидкости под давлением, не может быть рекомендована к широкому внедрению.

Механическая и гидромеханическая системы создания давления отличаются конструктивной простотой, неприхотливостью в эксплуатации и при наличии компенсатора прогиба механического, пневматического или гидравлического типа, а также динамометрического ключа, пневматического или электрического гайковерта и манометра, способны создать равномерное, контролируемое давление по всей поверхности вулканизируемого участка конвейерной ленты. Недостатки механической системы можно разделить на две группы – технические и эксплуатационные. Технические недостатки обусловлены следующими обстоятельствами:

– существенными механическими нагрузками на резьбовую пару гайка – винт, что приводит к быстрому износу резьбы, особенно при интенсивной эксплуатации в условиях запыленной окружающей среды;

- необходимостью в высококвалифицированных кадрах, способных с высокой точностью изготовить упорную или трапецеидальную резьбу;

- недостаточно высокой надежностью динамометрических ключей или их высокой стоимостью.

Эксплуатационные недостатки связаны с определенными неудобствами, возникающими при стыковке конвейерных лент в условиях ограниченного пространства – в конвейерных галереях, подвалах и т.п.

Дело в том, что при стыковке конвейерных лент шириной 1000 мм и более необходим динамометрический ключ длиной 700 мм, а усилие на рукоятке ключа должно составлять 40-50 кг. При этом затяжка каждой пары стяжных устройств должна производиться синхронно и в два этапа для создания предварительного и рабочего давления. Создание нормального давления на стык конвейерной ленты при таких условиях крайне затруднительно, а в некоторых случаях и невозможно.

Пневматическая система создания давления лишена практически всех недостатков, характерных для гидравлической и механической системы и при соблюдении правил эксплуатации и хранения работает без обслуживания и ремонта долгие годы. Примером тому могут служить пневматические подушки, которые в составе канадского пресса «ALLIS - CHALMERS» эксплуатируются на ОАО «Полтавский ГОК»

более 30 лет. По мнению специалистов комбината, пневматическая система создания давления является лучшей из всех существующих систем поскольку:

а) обеспечивает равномерное давление по всей площади стыка, что гарантирует высокое его качество и позволяет практически в два раза уменьшить рекомендуемую правилами длину стыка при равных показателях его прочности;

б) чрезвычайно надежна и проста в монтаже и транспортировке за счет небольшой массы (15-20 кг) и габаритов;

в) упрощает и облегчает конструкцию нажимных балок и нагревательных плит вулканизатора за счет равномерного распределения усилия по всей длине балки.

г) не создает проблем при любых условиях эксплуатации, а время набора давления от 0 до 0,8 МПа занимает не более одной минуты.

Недостатками одномодульной пневматической системы являются высокая стоимость подушки и сложная технология её изготовления, обусловленная необходимостью изготовления дорогостоящей технологической оснастки на каждый типоразмер вулканизационного пресса.

Форма и размеры подушки могут отличаться как углом скоса стыка, величина которого может колебаться от 0 до 22040' к линии перпендикулярной оси конвейерной ленты, так и размерами стыка. При этом длина стыка даже для одного типоразмера ленты может отличаться в 1,5 – 2 раза, что зависит от множества объективных и субъективных факторов.

Из всего вышеизложенного можно сделать вывод о необходимости разработки универсальной нажимной пневматической системы вулканизационных прессов конвейерных лент, которая должна отвечать следующим техническим требованиям:

падение давления – не более 0,1 МПа за рабочий цикл (примерно 8 часов);

невысокая удельная стоимость – не выше 5000 грн/м2;

технология изготовления должна обеспечивать изготовление пневматической системы любых размеров и формы;

конструкция пневматической системы должна быть многомодульной, что обеспечит её ремонтопригодность и позволит создавать давление на вулканизируемый стык конвейерной ленты по заданному алгоритму в автоматическом или ручном режиме управления;

конструкция системы должна быть вандалоустойчивой, иметь высокую стойкость к проколам, надрезам и другим механическим повреждениям, иметь приспособление для переноски и (при необходимости) шаровой кран или обратный клапан с устройством сброса давления и манометр;

среда давления – воздух (до 1,0 МПа) или смесь вода – гликоль (до 1,4 МПа);

10) давление должно создаваться с помощью переносного компрессора (без ресивера или с ресивером малого объёма) или гидравлического насоса с ручным или электрическим приводом.

С учетом приведенных требований разработано несколько вариантов конструкции пневматической системы вулканизационных прессов, которые объединяет один общий элемент – пневматический модуль, изготовленный из дополнительно формованного резинового рукава диаметром 80 – 120 мм с герметизацией торцевых частей, выполненных по специальной технологии с интегрированием штуцера для подачи рабочей среды. Общий вид модуля и его поперечный разрез изображены на рисунке 1. Размеры А и Б пневматического модуля и количество модулей определяют размеры пневматической системы, а угол торцевых заделок - угол скоса стыка конвейерной ленты, что позволит по единой технологии с использованием одного набора технологической оснастки и однотипных материалов и комплектующих изготовить пневматическую систему любых размеров и формы.

Многомодульная пневматическая система с поперечным расположением модулей и одноконтурной схемой создания давления, изображённая на рисунке 2, является самой простой, надёжной и дешёвой, поскольку для её изготовления требуется минимальное количество модулей, а, следовательно, минимальное количество заделок, штуцеров и т.п. Кроме того, такая система позволяет выполнять компоновку неограниченного количества подушек вдоль конвейерной ленты при стыковке широких или тяжёлонагруженных лент. Следует также отметить, что в этом варианте пневматической системы пространственная ориентация пневматических модулей совпадает с ориентацией нажимных балок, что облегчает работу, как нажимной системы, так и нагревательных плит вулканизационного пресса.

Рисунок 2 - Многомодульная пневматическая система с поперечным расположением модулей и одноконтурной схемой создания давления Многомодульная пневматическая система с продольным расположением модулей и одноконтурной схемой создания давления, изображенная на рисунке 3, предпочтительна для узких, но тяжёлонагруженных конвейерных лент шириной до 1000мм с длиной стыка не менее его ширины. Общий вид опытного образца такой пневмосистемы представлен на рисунке 5. А на рисунке 4 изображена такая же пневмосистема только с многоконтурной системой создания давления, что позволит создавать давление на стыке конвейерной ленты по заданному закону. Например, в первую очередь - в модуле №4, затем последовательно с заданным интервалом времени- в модулях №3,5; №2,6; №1,7. Это позволит повысить прочность стыкового соединения за счет дегазации стыка путем вытеснения пузырьков воздуха и газообразных продуктов вулканизации от центра стыка к его периферийным частям.

Рисунок 3 - Многомодульная пневматическая система с продольным расположением модулей и одноконтурной схемой Рисунок 4 - Многомодульная пневматическая система с продольным расположением модулей и многоконтурной схемой создания давления Рисунок 5 - Общий вид опытного образца многомодульной пневматической системы с продольным расположением модулей Необходимо отметить, что все три вида пневмосистемы позволяют полностью автоматизировать процесс вулканизации конвейерной ленты по алгоритму, приведенному на рисунке 6, что позволит полностью исключить влияние человеческого фактора на технологический процесс. Реализация процесса автоматической вулканизации конвейерной ленты с точки зрения элементной базы вполне реальна и экономически целесообразна, однако требует дополнительной научно – технической проработки.

Рисунок 6 - Алгоритм работы вулканизационного пресса Вывод. Разработанная универсальная многомодульная пневматическая система создания давления позволяет выполнить стыковку конвейерных лент всех типов в составе любых вулканизационных прессов, что обеспечит высокую прочность стыка, позволит сократить временные, финансовые и человеческие ресурсы на выполнение одного стыка, существенно уменьшит массу вулканизационного оборудования и снизит расходы на его эксплуатацию и обслуживание.

Библиографический список 1. Ихно С.А. Основные пути повышения качества стыковых соединений лент шахтных конвейеров / С.А. Ихно, Ю.А. Беломестнов, В.В. Баштырев, В.А. Фифиндик, А.Я. Грудачёв // Уголь Украины, 2004. – С. 32 – 34.

2. Перегрудов В.В. Современное состояние и перспективы развития железорудной промышленности Украин / В.В Перегрудов, А.Е. Грицина, Б. Т. Драгун // Металлург.и горноруд. пром-сть. – 2010. С. 148 – 153.

3. Андрощук А.Д. Переносные вулканизаторы – прессы для предприятий горнорудной и металлургической промышленности / А.Д. Андрощук, Н.Н. Заблодский., В.И. Войтенко, А.Н. Рассыпной // Металлург.и горноруд. пром-сть. – 2007. - №2. – С. 63 – 66.

4. Кузнецов А.С. Тенденции развития сервисного сопровождения и эксплуатации конвейерных лент на предприятиях Украины / А.С. Кузнецов // Горное оборудование и электромеханика, 2006. -.№2. - С. 46 – 47.

5. Правила эксплуатации подземных ленточных и пластинчатых конвейеров на угольных и сланцевых шахтах. – М.: ИГД им. Скочинского, 1980. – 223с.

6. Хартлиб П Современный уровень развития вулканизационных прессов NILOS и WAGENER Schwelm / П. Хартлиб, К. Франке, А. Ишимов, Х. Райт, А. Кондрашин // Уголь, 2009. – С. 19 – 21.

7. Васильев А.Н. Оборудование для вулканизации конвейерных лент завода «Полимермаш» / А.Н. Васильев, П.Н.Мананников, Ю.И. Григорьев.// Глюкауф на русском языке – 2000. - №1. – С. 63 – 66.

УДК 622.647.

МОДЕЛИРОВАНИЕ ЭКСТРЕННЫХ ПЕРЕГРУЗОК ЗАБОЙНЫХ

СКРЕБКОВЫХ КОНВЕЙЕРОВ С ГИДРОДИНАМИЧЕСКИМ

ПРИВОДОМ И ГИДРАВЛИЧЕСКИМИ НАТЯЖНЫМИ

УСТРОЙСТВАМИ

Наведена математична модель вибійного скребкового конвеєра з гідродинамічним приводом і з гідравлічними натяжними пристроями (ГНП). Підтверджена адекватність моделі. В результаті моделювання режимів роботи конвеєра встановлена працездатність ГНП як засобу оперативного захисту від екстрених перевантажень.

Ключові слова: вибійний скребковий конвеєр, гідродинамічний привід, гідравлічний натяжний пристрій, математична модель, адекватність, екстрені перевантаження, оперативний захист.

Приведена математическая модель забойного скребкового конвейера с гидродинамическим приводом и с гидравлическими натяжными устройствами (ГНУ). Подтверждена адекватность модели. В результате моделирования режимов работы конвейера установлена работоспособность ГНУ как средства оперативной защиты от экстренных перегрузок.

Ключевые слова: забойный скребковый конвейер, гидродинамический привод, гидравлическое натяжное устройство, математическая модель, адекватность, экстренные перегрузки, оперативная защита.

Существенное повышение технико-экономических показателей добычи угля может быть достигнуто в результате повышения надежности забойного оборудования, в том числе и забойных скребковых конвейеров (ЗСК), для которых наиболее тяжелым остается режим сравнительно редкого экстренного стопорения тягового органа (ТО), зачастую приводящего к его разрушению и длительным простоям лавы. Полностью устранить стопорения ТО не удается, поэтому в приводе конвейера предусматриваются те или иные способы и средства защиты от перегрузок. Наибольшее распространение получили самоуправляемые гидромуфты (ГМ) постоянного заполнения, выполняющие, наряду с прочими, функцию ограничения крутящего момента. Вместе с тем продолжающиеся разрушения конструктивных элементов ТО и трансмиссии ЗСК в режимах стопорения указывают на то, что при надежной защите двигателей от опрокидывания при длительных перегрузках ГМ оказываются недостаточно эффективными при экстренных перегрузках. Отказы ТО обусловлены удаленностью ГМ от объекта защиты – ТО и наличием значительных вращающихся масс, присоединенных к турбинному колесу ГМ, (ведомой части привода). Особенно их влияние заметно при заклиниваниях ТО вблизи привода. В этом случае при большой жесткости участка силовой системы между ГМ и препятствием движению ТО запасенной в ведомой части привода кинетической энергии, как известно, достаточно для возникновения опасных динамических перегрузок. Очевидно, что для повышения надежности конвейеров необходимо предусмотреть дополнительные средства защиты от экстренных перегрузок.

Анализ результатов известных теоретических и экспериментальных исследований [1, 2] режимов экстренного нагружения конвейеров с гидродинамическим приводом указывает на недостаточную изученность его защитных свойств. Это связано со сложностью протекающих в ГМ процессов и с несовершенством применяемых для их исследования моделей. Нельзя, например, пренебрегать влиянием на динамические нагрузки в ТО вращающихся масс рабочей жидкости (РЖ) в ГМ, на что косвенно указывают материалы работы [2], в которой отмечается существенное различие статических и динамических механических характеристик гидромуфт. Максимальный динамический момент ГМ типа ГПЭ400, например, в 1,4 раза превышает максимальный статический.

В работе [3] с теоретических позиций рассматривается возможность применения для оперативного ограничения динамических нагрузок в ТО гидравлического натяжного устройства (ГНУ), хотя его основной функцией традиционно считается обеспечение монтажного натяжения. Показано, что в случае применения в составе конвейера СП63М с гидромуфтами ГНУ, гидроцилиндры которого опираются на опоры приводного вала со звездочками, максимальные нагрузки в ТО снижаются на 12…13 %. Лучшим компоновочным решением считается применение ГНУ с обособленным телескопическим узлом раздвижности (раздвижным рештаком), устанавливаемым между приводом и переходной секцией рештачного става. И в этом случае, несмотря на увеличение массы перемещаемых посредством ГНУ частей привода и сопротивлений их движению, нагрузки в ТО, также несколько снижаются. Из данной работы видно, что от ГНУ нельзя ожидать существенного снижения нагрузок и повышения надежности системы. Вместе с тем, полученные с применением упрощенных двухмассовых моделей конвейера результаты нуждаются в теоретической проверке на более детально разработанных моделях.

Дальнейшие исследования защитных функций ГНУ с телескопическим рештаком в составе конвейеров нового технического уровня КСД с электромеханическим приводом (без гидромуфт) при условии своевременного отключения двигателей при срабатывании предохранительного клапана (ПК) ГНУ, а, возможно, и с некоторым упреждением, отражены в работе [4]. ГНУ содержит датчик нагрузок, входящий также в систему автоматического управления основными средствами защиты или защитного отключения приводных асинхронных двигателей (АД), возможно, с наложением динамического торможения. Применение ГНУ позволяет после его срабатывания увеличить продолжительность процесса нагружения ТО, тем самым обеспечивая возможность своевременного включения и эффективной работы управляемых основных средств защиты. На приведенных в работе примерах показано, что максимальные усилия в ТО, благодаря применению ГНУ и отключению АД, снижаются в 2, раза до уровня, приемлемого по условию прочности цепей.

Анализ приведенных работ указывает на возможность эффективной защиты конвейеров с гидродинамическим приводом от экстренных перегрузок в результате применения ГНУ в комплексе с отключением, а возможно и с электрическим торможением АД. Однако для обоснования такой гипотезы необходимы дополнительные исследования и математическая модель для их проведения.

Целью работы является моделирование процессов нагружения силовой системы забойных скребковых конвейеров с гидродинамическим приводом и гидравлическими натяжными устройствами при экстренных стопорениях ТО для установления работоспособности ГНУ в качестве оперативного средства защиты.

Динамическая модель ГНУ приведена на рис. 1. Фрагменты математической модели конвейера с ГМ и ГНУ, общая структура которой гомоморфна реальным конвейерам, например, конвейеру СП250.11 и его аналогам СП202М, СП63М и др., заимствованы из работ [1, 4].

3 –предохранительный клапан; 4 – датчик давления;

В целом математическая модель после ее «сборки» выглядит следующим образом:

В приведенных уравнениях: Jr и jr,j – момент инерции и угловая координата r-й вращающейся массы j-го приводного блока, r=1, 2, …, 5, j=1, 2, …, р1; р и р1 – число приводных блоков в головном приводе и в целом в конвейере; Jб – момент инерции приводного барабана со звездочками; Mд j – крутящий момент, развиваемый АД; cr и r – коэффициенты жесткости и вязкости r-й связи между сосредоточенными массами приводных блоков; Mг j – крутящий момент, передаваемый ГМ; Fm j – усилие в m-й зубчатой передаче редуктора, m=1, 2, 3, 4; Rш(к) m – радиус шестерни (с индексом «ш») и колеса (с индексом «к») m-й передачи редуктора; m – КПД m-й передачи редуктора; Rзв – радиус приводной звездочки; xпр l и vпр l – перемещение и скорость ведущего сечения ТО на приводных звездочках l-го привода, l=1 (головной привод), 2 (хвостовой привод); Sпр 1, 1, Sпр 2, k +1 и Sn, пр 1, Sk, пр 2 – усилия в набегающих и сбегающих с приводных звездочек 1-го и 2-го приводов ветвях ТО; Wl – тяговое усилие, развиваемое l-м приводом; mi и хi – соответственно, i-я сосредоточенная масса ТО и ее перемещение, i=1, 2, …, n; fтр i – сила сопротивления движению i-й массы ТО; то же, но с индексом «г» относится к i-й массе груза; Fi – сумма активных сил, действующих на i-ю массу ТО; Fн i – напорное усилие, с которым i-ая масса ТО действует на груз; Ri – реакция препятствия движению i-й массы ТО при его заклинивании; mп l – масса поступательно перемещающихся частей l-й приводной станции; xп l – перемещение l-й приводной станции; nг – число ГЦ в каждом ГНУ; Sl – сила воздействия ТО на l-ю приводную станцию;

Fп l – сопротивление движению l-й приводной станции; g – ускорение свободного падения; – угол установки конвейера; Ql – количество жидкости в ГЦ l-й приводной станции; Qп l и Qр l – значения подачи и расхода РЖ через электрогидрораспределитель, которые обеспечиваются при крайних положениях золотника; Qпк l – расход РЖ через ПК l-го привода, Q l = Q Dp l / Dp, где pг l і pпк – перепады давления в ПК, pг l=pг l–pс, pп к=pпк–pс; рг l – текущее значение давления в ГЦ l-ой приводной станции; pс – давление в сливной магистрали; pпк – давление настройки ПК; Qпк – расход РЖ через ПК при pпк.

Таблица 2 – Основные параметры различных режимов качания ды от Vr Отрицательный коэффициент поC5- лосы качания кристаллизатора обеспечивающие частоту до 400 качаний в минуту и ход до 19 мм. Согласно алгоритма работы системы осцилляции, МНЛЗ ПАО «АМК», частота колебаний F вычисляется по формуле (1) где Vr – скорость разливки;

A – амплитуда качания, вычисляемая по формуле (2) С1-С5 – факторы, зависящие от режима качания кристаллизатора для соответствующей группы марок сталей (таблица 1).

Процесс проникновения шлака непосредственно в зазор между заготовкой и стенкой кристаллизатора, и формирование в нем шлаковой прослойки является наиболее ответственным в работе ШОС, так как этим процессом фактически определяется возможность образования поверхностных и подповерхностных дефектов заготовки, а также вероятность прорыва металла. На этом этапе существенную роль играют вязкость и температура затвердевания ШОС («температура излома»), поверхностное натяжение на границах шлак – твердый металл и шлак – кристаллизатор, величина теплового потока от заготовки к кристаллизатору, а также стабильность поступления жидкого шлака с поверхности расплавленного металла через участок мениска [3].

Таким образом, каждый полный ход качания кристаллизатора от верхней до нижней позиции определяет так называемый шаг кристаллизации непрерывно формирующейся оболочки сляба. При шаге качания происходит поглощение порции расплава ШОС по периметру границы стенки кристаллизатора и корочки заготовки. Важным моментом в стабильности этого процесса необходимо считать оптимальные соотношения амплитуды, частоты качания кристаллизатора, вязкости и температуры плавления ШОС для каждой группы химического состава разливаемых марок стали.

Известно, что часть жидкого шлака затвердевает при контакте со стенкой кристаллизатора до стеклообразного состояния [4]. Ниже мениска шлаковая рубашка состоит из твердого слоя крупных и мелких кристаллов и тонкого слоя жидкого шлака, расположенного близко к поверхности стали и снижающего трение [5]. При фактическом замедлении или остановке слитка в случаях даже небольшой пробуксовки приводных роликов происходит так называемое зависание первично кристаллизующегося участка заготовки относительно качающегося кристаллизатора. Скорость качания в этом случае начинает превышать номинальное значение в соотношении с фактической скоростью вытягивания слитка, предусмотренной алгоритмом. Корочка слитка с каждым шагом качания продолжает усаживаться, увеличивая при этом зазор между стенкой заготовки и кристаллизатором. В результате, новые порции жидкой ШОС проникая в увеличивающийся зазор, способствуют утолщению затвердевшей стеклообразной массы неравномерно распределяющейся по периметру поверхности заготовки, нарушая при этом условия теплоотвода. Характеристики трения в кристаллизаторе в этих условиях крайне не стабильны (рисунок 2).

Рисунок 2 – График трения в кристаллизаторе в условиях нестабильного вытягивания слитка Кроме того, колебания уровня металла в кристаллизаторе (рисунок 3), вызванные нестабильным вытягиванием заготовки [2], способствуют неравномерному попаданию большого количества гетерогенной ШОС (состоящей из твёрдой – начальной, расплавленной, и затвердевшей, в результате многократного контакта с медной стенкой кристаллизатора, а также наслоений твёрдых шлаковых корочек образовавшихся в процессе колебания уровня мениска) в зазор между сформировавшейся заготовкой и стенкой кристаллизатора. Это также является фактором способствующим нарушению теплоотвода при формировании оболочки непрерывнолитого сляба и её прорывам под кристаллизатором.

При дальнейшем перемещении непрерывнолитой заготовки вдоль роликовой проводки участки скопления затвердевшей ШОС в зоне вторичного охлаждения дополняет окалина, состоящая в основном из вюстита с малыми добавками магнетита (Fe3O4) и гематита (Fe2O3) [3], формируя новые прочностные свойства смеси окалины и шлака. Высокая твёрдость такого конгломерата позволяет ему запрессовываться в поверхность слитка (в данном случае глубиной до 7 мм). Ввиду недостаточных пластических свойств смеси окалины и шлака при достижении температуры поверхности сляба ниже 1150 0С – твёрдые пластинки отделяются от поверхности внешнего радиуса заготовки, начиная с зоны загиба, и смываются водой форсуночного охлаждения, а вмятины поверхности сглаживаются по мере перемещения по роликовой проводке.

Рисунок 3 – График колебаний уровня металла в кристаллизаторе при неравномерном вытягивании непрерывнолитой заготовки При проведении исследований разливку осуществляли под ШОС №1, №2 и №3 имеющими вязкость (при 1300 0С) соответственно 0, Па·с, 0,21 Па·с и 0,6 Па·с. Наибольшее проявление данного вида дефекта в моменты нестабильного вытягивания сляба из кристаллизатора наблюдалось при разливке под ШОС №1 с более низкой вязкостью, а наименьшее при использовании ШОС №3.

Определение значения отклонения фактической скорости сляба от скорости вращения приводов производилось сравнением длины непрерывнолитой заготовки за пройденное время от начала разливки до машины газовой резки. При скорости вытягивания приводов 1,3 м/мин фактическая средняя скорость перемещения заготовки составила 1, м/мин. В соответствии с алгоритмом расчёта параметров качания (формулы 1, 2 и таблицы 2) можно определить значения их отклонений при нарушении процесса вытягивания непрерывнолитого сляба. В данном случае использовались параметры качания для перитектических марок стали. Расчётные данные представлены в таблице 3.

Параметры качания характерные для режима 4 (таблица 3) отличаются от остальных большей амплитудой и скоростью опережения сляба при ходе вниз (исходя из значения коэффициента несинусоидальности), что в сочетании с низкой вязкостью смеси обеспечивает ее больший расход. Кроме того, важным фактором, способствующим дополнительному расходу смеси, является отклонение параметров качания и высокие колебания уровня металла в кристаллизаторе, при которых создаются условия для формирования и транспортировки более толстого слоя шлака по высоте кристаллизатора и за его пределы.

В периоды разливки при нестабильном вытягивании сляба (проскальзывании приводных роликов) определено, что расход ШОС №1 был увеличен на 0,03 кг/т в отличие от нормальных условий разливки.

Таблица 3 – Расчётные значения отклонений параметров качания при нарушениях процесса вытягивания сляба Скорость м/мин Амплитуда, Частота, вращения приводных роликов перемещения сляба Замена ШОС №1 более вязкой ШОС №2 при тех же условиях разливки слябов стали 09Г2С, способствовала заметному улучшению качества поверхности сляба (рисунок 4).

Рисунок 4 – Фрагмент поверхности сляба марки 09Г2С при разливке которого была произведена замена ШОС №1 на ШОС № Таким образом, ухудшение качества поверхности опорных роликов в результате механического и термического износа и теплоотвода вследствие отложения накипи на внутренней поверхности роликов способствует развитию процесса наматывания ими окалины образующейся на непрерывнолитом слябе.

Налипшая окалина, снижая контактное трение приводных роликов с поверхностью слитка, способствует их проскальзыванию, нарушая синхронность между скоростью вращения приводных роликов и вытягивания сляба. Поэтому, модели скорости перемещения слитка, построенные на скорости вращения приводных роликов, не всегда обеспечивают передачу достоверных данных для последующих взаимосвязанных расчётов осуществляемых действующими алгоритмами программ управления МНЛЗ.

Одной из вероятных причин образования на поверхности сляба дефектов в виде запрессованных скоплений окалины и шлака может быть проскальзывание приводных роликов, что способствует превышению номинального значения скорости качания в соотношении с фактической скоростью вытягивания слитка, колебаниям уровня металла в кристаллизаторе, попаданию большого количества гетерогенной ШОС в зазор между заготовкой и стенкой кристаллизатора и ухудшению условий теплоотвода.

В ЗВО скопления затвердевшей ШОС дополняет окалина, и формируются конгломераты способные вдавливаться роликами в поверхность сляба ухудшая его качество.

Значительное улучшение качества поверхности в условиях нестабильного вытягивания сляба имеет место при разливке стали под ШОС с большей вязкостью.

Дальнейшие исследования будут направлены на оптимизацию параметров качания кристаллизатора в условиях использования различных по физико-химическим свойствам ШОС, а также уточнение механизма образования на поверхности сляба запрессованной смеси ШОС и окалины.

Библиографический список 1. Смирнов А.Н. Особенности явления "наматывания" окалины опорными роликами слябовой МНЛЗ / А.Н. Смирнов, А.Ю. Цупрун, Е.В. Новикова, В.В. Кислица, С.А. Нагорный. - Сталь, 2008. – № 4. – С. 19-22.

2. Смирнов А.Н. Оптимизация условий работы вытягивающей системы слябовой МНЛЗ / А.Н. Смирнов, Е.Н. Максаев, С.В. Куберский, В.С. Ессельбах // Сборник научных трудов, вып. №34. – Алчевск: ДонГТУ. – 2011. – С. 131–140.

3. Смирнов А.Н. Свойства шлакообразующих смесей для непрерывной разливки стали с повышенной скоростью / А.Н. Смирнов, С.Л.

Макуров, М.В. Епишев, А.Ю. Цупрун // Металл и литье Украины. – 2006.

– №1. – С.55-57.

4. Meng Y. Simulation of microstructure and dehaviour of interfacial mold slag layersin continuous casting of steel / Y. Meng, B.G. Thomas // ISIJ Intern. – 2006. – Vol. 46, – № 5. – P. 660-669.

5. Carl-ke Dcker. The history of mould slag films downwards the mould and how it affects heat flux and shell growth in continuous casting of steels / Carlke Dcker, Anders Salwn, Peter Andersson, Christer Eggertsson // Materials & Process Development Department, Swerea KIMAB Box 55970, SE- Stockholm, SWEDEN [email protected] УДК 669:628.16.

ПОВЫШЕНИЕ КОНКУРЕНТОСПОСОБНОСТИ ОЧИСТИТЕЛЯ

ЖИДКОСТИ ТИПА «ЦИЛИНДР В ЦИЛИНДРЕ»

Запропоновані шляхи підвищення конкурентоспроможності гідродинамічного очисника рідин від твердих забруднень.

Ключові слова: очисник, рідина, напірний канал, плоска поверхня, циліндричний фільтроелемент.

Предложены пути повышения конкурентоспособности гидродинамического очистителя жидкостей от твердых загрязнений.

Ключевые слова: очиститель, жидкость, напорный канал, плоская поверхность, цилиндрический фильтроэлемент.

Постановка проблемы и анализ последних достижений. Из года в год промышленные стоки приобретают все более угрожающий для экологии характер. Не исключением являются и предприятия металлургического комплекса. Для снижения загрязнений, способных попасть в окружающую среду, предпринимают ряд мер, одним из этапов которых является реализуемое в различного рода фильтрах разделение этих стоков на жидкую и твердую фазы для дальнейшего использования, переработки или захоронения [1].

Мечта об идеальном фильтре всегда будоражила умы специалистов. Для этого, по мнению авторов работы [2], он должен соответствовать следующим основным требованиям: непрерывная очистка жидкости с четко ограниченной верхней границей крупности; неограниченная грязеемкость; низкий и постоянный перепад давления; значительная пропускная способность при малых габаритах; неограниченный срок службы; отсутствие сменных или регенерируемых фильтроэлементов;

отсутствие потребности в техническом обслуживании; возможность встройки непосредственно в гидросистему; независимость степени очистки от содержания (в пределах разумного) механических примесей в поступающей на очистку жидкости, как по массовому, так и по гранулометрическому составу; независимость от рода жидкостей; низкая стоимость, практически не зависящая от тонкости очистки того же количества жидкости.

Наиболее близкими к нему стали фильтры [3], в которых осуществляется очистка жидкости от твердых загрязнений с так называемыми перекрестными потоками или тангенциальная очистка. В прошлом веке она была названа гидродинамической очисткой, реализуемой в то время в гидродинамических фильтрах типа «конус в цилиндре» или «цилиндр в конусе» с максимальной производительностью до 18 м3/час для очистки рабочей или смазочной жидкости [4]. За рубежом в то же самое время более широкое признание получили гидродинамические фильтры типа «цилиндр в цилиндре» на много большей производительности для очистки технической воде. По причинам, изложенным в работе [3], использование последних к концу века резко снизилось и лишь благодаря успешным разработкам в Украине в самом конце прошлого и в начале нового века, несмотря на кризисный период, они получили новый толчок к широкому использованию [5]. И так как, по сути, в них осуществляется не фильтрация, а очистка жидкости, то их назвали очистителями.

Столь резкому увеличению внедрения очистителей типа «цилиндр в цилиндре» способствовал значительный ряд их преимуществ [3] в сравнении даже с самыми близкими на то время конкурентами - современными самоочищающимися посредством обратной промывки фильтрами. А именно, они: просты в изготовлении; удобны и минимально затратные в обслуживании и, в простом исполнении, вообще не нуждающиеся в обслуживании в течение ряда лет; имеют самые низкие потери давления и не плавающий, стабильный в ходе очистки, перепад давления; высоко надежны в работе из-за отсутствия регулирующих, вращающихся и трущихся узлов; пожаро- и взрывобезопасны в работе, что без дополнительных мер и затрат обеспечивает их использование в таких местах; не нуждаются в дополнительных видах энергии, что без дополнительных затрат обеспечивает их использование в любом месте; могут очищать жидкости с более высокой температурой; намного дешевле своих основных конкурентов; при снижении производительности по фильтрату повышают степень очистки жидкости; в ходе очистки жидкости имеют возможность, при необходимости, изменять тонкость очистки.

Из проведенных раннее исследований [3] очевидно, что гидродинамический очиститель типа «цилиндр в цилиндре» явно уступает по производительности гидродинамическому очистителю жидкости типа «шар в шаре» при одинаковых габаритах их фильтроэлементов. Это вызвано тем, что площадь фильтрующей поверхности у очистителей первого типа практически в 1,5 раза меньше чем второго. В связи с этим возникла задача по увеличению площади фильтрующей поверхности, то есть производительности, без увеличения габаритов и сделать исследуемый очиститель более конкурентоспособным.

Постановка задачи. Целью данной работы является увеличение производительности гидродинамического очистителя типа «цилиндр в цилиндре» за счет совершенствования конструкции фильтроэлемента без увеличения его габаритов.

Результаты исследований. В работе [6] предложено увеличение площади фильтрации за счет дополнительного фильтроэлемента, что почти в два раза увеличивает габариты очистителя и значительно повышает его стоимость. К тому же, имеющий место в таком очистителе напорный канал постоянной ширины от входа к выходу при постоянной его высоте ухудшает условия ведения процесса гидродинамической очистки жидкости в сравнении с напорным каналом, уменьшающимся по высоте в направлении движения в нем жидкости. Очевидно, что данный способ повышения производительности очистителя не может быть эффективным. Информации о других решениях поставленной задачи не обнаружено.

Результатом проведенных исследований стал вариант усовершенствованного гидродинамического очистителя жидкости от твердых загрязнений [7], представленный на рисунке 1.

Рисунок 1 – Гидродинамический очиститель жидкости типа Очиститель содержит вертикальный корпус 1 в виде кругового цилиндра с расположенными на диаметрально противоположных боках входным 2 и сливным 3 патрубками и с присоединенными к одному из торцов двумя выходными патрубками 4. В корпусе 1 установлен фильтроэлемент, две проницаемые дугообразные поверхности 5 которого, определяемые углом и поточным радиусом r, совместно с внутренней поверхностью кругового цилиндра корпуса 1 радиусом R образуют два серпообразных напорных канала 6 постоянной высоты. Две плоские проницаемые поверхности 7 фильтроэлемента, расположенные вертикально и симметрично вдоль продольной оси очистителя, образуют между собой сквозной напорный канал 8 постоянной высоты, который так же как и серпообразные каналы соединяет меж собой входной 2 и сливной 3 патрубки. При этом образуются две симметричные относительно продольной оси очистителя приемные камеры 9 фильтрата, сообщенные каждая с соответствующим выходным патрубком 4 и через перфорации в поверхностях 5 и 7 с напорными каналами 6 и 8.

Очиститель работает следующим образом. Подлежащую очистке жидкость под давлением и непрерывным потоком подают во входной патрубок 2, откуда она поступает одновременно в два серпообразные и один клинообразный 8 напорные каналы. В них жидкость движется вдоль проницаемых поверхностей 5 и 7, через перфорации которых большая ее часть в виде фильтрата сначала проникает в приемные камеры 9, а потом покидает очиститель по выходным патрубкам 4. Другая же часть жидкости, так называемая смывная жидкость, вместе с загрязнениями движется к выходам из напорных каналов 6 и 8 и затем поступает в сливной патрубок 3, через который оставляет очиститель и направляется по назначению. Количество смывной жидкости определяется регулирующим дросселем, установленным на выходе сливного патрубка 3.

Наличие в предлагаемом очистителе двух плоских проницаемых дополнительных поверхностей 7 и образуемого ими напорного канала значительно увеличивает производительность очистителя или при одинаковой производительности со сравниваемым очистителем значительно уменьшает его габариты и стоимость при условии, что все проницаемые поверхности 5 и 7 выполнены с одинаковым коэффициентом живого сечения. Конкретнее, если учесть, что в среднем при угле 2 = 3000 длина двух проницаемых дугообразных поверхностей 5 составляет 0,83pD = 2,6D, а длина двух плоских проницаемых поверхностей 7 равна 2(0,9D) =1,8D, то очевидно, что при одинаковой высоте Н поверхностей 5 и 7 общая проницаемая поверхность очистителя увеличится в 1,7 раза в сравнении с прототипом, что даже превышает возможности гидродинамического очистителя типа «шар в шаре» с фильтроэлементом диаметром D.

Известно, что для достижения минимальных потерь давления жидкости в очистителе и равномерности фильтрации по всей фильтрующей поверхности его фильтроэлемента скорость течения жидкости в напорных каналах должна быть постоянной. А это возможно только в том случае, когда напорные каналы 6 и 8 постоянной высоты Н будут иметь линейно уменьшающуюся в направлении движения жидкости ширину. Поэтому, для достижения этого, плоские проницаемые поверхности 7 приемных камер 9 расположены между собой под острым углом с вершиной на продольной оси очистителя и канала 8 со стороны сливного патрубка 3, а проницаемая дугообразная поверхность 5, ограниченная углом и образующая серповидный канал 6, выполнена поточным радиусом r, который определяется по формуле где rк = R - hк - радиус боковой поверхности фильтроэлемента на выходе из серпообразного канала с линейно изменяющейся шириной, м;

R - радиус внутренней поверхности цилиндрического корпуса, м;

hк - ширина конца серпообразного канала с линейно изменяющейся шириной, м;

n – доля сливной части жидкости от количества жидкости в начале серпообразного канала с линейно изменяющейся шириной;

- угол, определяющий длину канала с линейно изменяющейся шириной, град;

- изменяющая часть угла в направлении от сливного патрубка в сторону начала серпообразного канала, то есть от 0 до, град.

Если учесть, что для данного типа очистителей потока жидкостей n = 0,060,2, а = 150 ± 50, то в формуле (1) остаются неизвестными внутренний радиус корпуса R и ширина конца напорного канала hк.

Так как гидродинамическая очистка жидкости предусматривает незамедлительное удаление из очистителя загрязнений, то вполне очевидно, что через очиститель должны пройти беспрепятственно загрязнения с максимально допустимым в ней диаметром dmax, обычно указываемым в исходных данных на разработку очистителя. Поэтому, самая малая ширина его канала, а именно ширина его конца hк, должна быть несколько большей максимального диаметра загрязнений. Учитывая, что это имеет место в конце прямоугольного в сечении канала, то ширину его в этом месте принимают равной hк = (1,1 1,5) d max. Ширина конца канала является одним из основных параметров для продолжения расчета фильтроэлемента и очистителя вообще. Тогда ширина начала канала при известной доле n сливаемой части жидкости будет равна hн = hк n. Под понятием начало и конец напорных каналов 6 и 8 понимают как начало так и конец проницаемой части поверхностей 5 и 7 бокового профиля приемной камеры 9, первая из которых ограничена углом.

Если учесть, что rк = R - hк, то, зная ширину hк конца напорного канала 6, осталось найти радиус R корпуса очистителя. Но, следует отметить, что одного знания значения этого радиуса без учета особенностей его определения не достаточно для того, чтобы утверждать о том, что гидродинамический очиститель с рассчитанным по нему фильтроэлементом будет работоспособным. Суть сказанного заключается в особенностях гидродинамических очистителей, для более четкого представления которых ниже даются некоторые конкретные значения параметров и сопровождающих их пояснения. Она состоит в том, что очистители этого типа работоспособны только в том случае, если значение отношения продольной скорости жидкости в канале над проницаемой поверхностью к ортогональной скорости о фильтрата через эту поверхность будет равно значению, отвечающему очистке конкретной очищаемой жидкости или группе жидкостей и устанавливаемому предварительно опытным путем, т.е. u u о = i. При этом в очистителях жидкости этого типа с постоянной продольной скоростью в их каналах значение последней принимают равным = 0,51,5 м/с, хотя не исключаются и иные значения для конкретного случая очистки жидкости.

Так, например, опытами установлено [8], что, в случае очистки потока технической воды от твердых загрязнений, отношение i > 3 при загрязненности до 3,5 г/л и в зависимости от этого и ряда других факторов оно лежит в пределах от 3 до 12. И условно можно считать, что если i = 46, то надежность работы очистителя обеспечена при очистке малозагрязненной воды (0,751,25 г/л), если i = 68, то это будет иметь место при очистке воды средней степени загрязненности (1,52,5 г/л), а если i = 812, то - при высокой ее загрязненности (2,753,5 г/л). Если же i = 34, то работа очистителя находится в зоне риска или он будет работоспособен при очень низкой загрязненности воды, например, до 0,5 г/л.

При значении i > 12 будут иметь место завышенные потери давления, габариты и стоимость очистителя. Остальные значения загрязненности воды носят переходной характер. Поэтому, вторым важным параметром в расчетах гидродинамических очистителей жидкости в потоке является отношение i = u u o.

Следует так же иметь в виду, что понятие загрязненности оборотной воды на производстве довольно неадекватное, так как в полной мере зависит от соблюдения норм и методов отбора проб воды на анализ, средств отбора и квалификации пробоотборщика, что по состоянию на данный момент требует значительного совершенства. Но даже наличие стандартизированных средств отбора проб и соблюдение норм и методов их отбора не могут дать реальной картины загрязненности такой воды при отсутствии соблюдения нормативного ее загрязнения перед подачей в сеть водоводов. Поэтому, указанные выше пределы загрязненности воды обозначены без учета веса крупных загрязнений в ней, загрязнений растительного происхождения и прочих, т.е. не попавших в пробу, и в каждом конкретном случае требуют дополнительного осмысления или апробирования.

Очевидно, что при постоянной продольной скорости жидкости в канале изменить параметр i можно только за счет изменения ортогональной скорости о фильтрата путем изменения живого сечения проницаемой поверхности фильтроэлемента kф, количества сливаемой из одного серповидного канала жидкости Qк1, поточного радиуса за счет изменения радиуса R корпуса очистителя, высоты Н проницаемой части дугообразной поверхности. Т.е., параметры kф, Qк1, R и Н взаимосвязаны между собой и зависят от параметра i.

Коэффициент живого сечения фильтроэлемента, выполненного в виде перфорированного корпуса без покрытия проницаемым материалом определяется количеством перфораций на его боковой поверхности, выполненных в виде отверстий, и принимается как kф. Если же фильтроэлемент выполнен в виде перфорированного корпуса с живым сечением kк боковой поверхности, прокрытой, например, тканой сеткой с живым сечением kс, то его общий коэффициент живого сечения k ф = k к k с. С этих соображений интерес представляет фильтроэлемент [9], корпус которого имеет очень высокий коэффициент живого сечения. Принцип изготовления этого фильтроэлемента обеспечивает возможность и простоту построения поверхностей 5 и 7, особенно дугообразных.

Q - производительность очистителя по входу, м3/с;

Q1- расход жидкости на входе в клинообразный канал, м3/с;

Q2 = Q - Q1 - расход жидкости на входе в два серпообразных канала, м3/с;

Qн.1 = Q2 2 - расход жидкости на входе одного серпообразного канала, м3/с, то в конце одного канала слив составит Qк.1 = n Qн.1, м3/с.

При известных параметрах Qн.1, hк, n и, высота проницаемой постоянной.

Ортогональная скорость фильтрата через проницаемую поверхность определяется из выражения где Qо.1 - расход жидкости, прошедший через одну проницаемую дугообразную поверхность, м3/с;

S о.1 = L1 H k ф – площадь живого сечения одной проницаемой дугообразной поверхности, м2;

L1 – длина дугообразной поверхности, соответствующая углу, м.

Расчет длины L1 делается по среднему значению формирующих ее поточных радиусов. При этом, учитывая линейный характер изменения ширины серпообразного канала, оно может определяться не из всей массы значений поточных радиусов на дуге угла, а только по двум из них – в начале и в конце канала по формуле Принимая это значение за радиус по известной формуле, находим длину проницаемой части одной дугообразной поверхности Зная L1, Н и kф, получим выражения для нахождения:

площади живого сечения проницаемой дугообразной поверхности ортогональной скорости фильтрата, с учетом (2), (3) и (4) и соотношения ее с продольной скоростью Из выражения (5) находим внутренний радиус корпуса очистителя Задаваясь значением отношения i, соответствующим заданной в исходных данных загрязненности исходной жидкости, определяем радиус R корпуса очистителя. Затем, по известным параметрам, изменяя значение угла от 0 до, по формуле (1) вычисляем ряд значений поточного радиуса профиля фильтроэлемента, используемых в дальнейшем при разметке дугообразной поверхности фильтроэлемента.

Так как в формуле для определения длины L1 используются значения в градусах, а в формуле (1) угол является величиной переменной, то при расчете удобнее всего углы выражать в градусах. Опытом проектирования установлено, что угол, определяющий длину канала и проницаемую часть поверхности фильтроэлемента, равен примерно 150 ± 50. Также следует учитывать, что раз речь идет о гидродинамическом очистителе, то фильтрующую сетку следует выбирать из условия, что размер ее ячейки должен быть в 2–3 раза больше максимально допустимого значения диаметра частицы загрязнения в фильтрате, т.е.

С = (2 3) d o. Это обеспечивает уменьшение габаритов очистителя и его стоимости. Однако, в особых случаях, размер ячейка сетки может быть как меньше С < dо, так и больше С = (3 10 ) d o рекомендуемого значения. При этом, в первом случае, исключается вероятность попадания в фильтрат более крупных частиц загрязнения чем допустимые, например, в момент запуска в работу очистителя. Это приводит к увеличению габаритов очистителя. Во втором случае резко снижаются габариты и стоимость очистителя, но возникает необходимость в увеличении скоростей течения жидкости в канале, что сопровождается увеличением потерь давления.

Расчет любого изделия должен способствовать высокой степени стандартизации, т.е. обеспечивать конструктору возможность как можно больше использовать стандартных изделий. В данном случае, при расчете фильтроэлемента, должны быть учтены стандарты на сетки и профили металла, причем сам фильтроэлемент должен обеспечить возможность использования стандартных изделий и при последующем проектировании корпуса очистителя, куда он будет монтироваться, таких как: трубы, днища, крышки, фланцы, прокладки и прочее. Поэтому, даже после удовлетворительного расчета очистителя, возможна еще и его корректировка. Об этом и практическом расчете фильтроэлемента более детально изложено в работе [10].

Расчет клинообразного канала не представляет трудностей, так как при этом достаточно определить ширину канала в начале и конце.

При этом ширина конца этого канала должна быть не меньшей ширины конца серпообразного канала.

Также известно, что работу любого гидродинамического очистителя можно сделать более эффективной, если часть сливаемой жидкости использовать в циркуляционном режиме совместно с очищаемой жидкостью. И так как количество смывной жидкости в очистителях тонкой очистки составляет не более 25% от общего количества очищаемой жидкости, то для циркуляции ее части целесообразней использовать струйный эжектор с подключением его по схеме, приведенной на рисунке 2.

Рисунок 2 - Схема очистителя с эжектором на входе Эжектор 1 (см. рис. 2) смонтирован перед входным патрубком очистителя 2, сливной патрубок которого перед регулирующим дросселем 3 соединен циркуляционным трубопроводом 4 с камерой пониженного давления эжектора 1, а выходной патрубок подсоединен к трубопроводу потребителя. В результате очищаемую жидкость подают на вход эжектора 1, где она создает разрежение в камере пониженного давления, благодаря чему часть смывной жидкости, определяемая дросселем 3, по трубопроводу 4 поступает в эжектор 1, а затем вместе с основной жидкостью попадает во входной патрубок очистителя. Вторая часть смывной жидкости через дроссель 4 покидает очиститель. Таким образом часть смывной жидкости постоянно циркулирует в системе очиститель – эжектор – циркуляционный трубопровод, а другая часть постоянно сливается из очистителя в канализацию, направляется в оборотный цикл или имеющему возможность ее использования потребителю. Это позволяет увеличить скорость жидкости в напорных каналах и еще более улучшить процесс ее очистки, повысить производительность и надежность работы очистителя.

Выводы. Таким образом, наличие в предлагаемом очистителе жидкости двух дополнительных проницаемых поверхностей, образующих клинообразный напорный канал постоянной высоты с линейно изменяющейся в направлении потока жидкости в нем шириной, обеспечивает повышение производительности очистителя по фильтрату примерно в 1,7 раза в сравнении с аналогом, снижение потерь давления жидкости и равномерность фильтрации по всей фильтрующей поверхности фильтроэлемента. При одинаковой же производительности усовершенствованный очиститель будет иметь значительно меньшие габариты и стоимость.

Библиографический список 1. Список внедренных установок по водоподготовке и очистке http://www.epcs.ru/works.

2. Гидродинамические фильтры. [Электронный ресурс] / Режим доступа : http://www.technique.com.ua/rus/articles/67/128.

3. Чебан В.Г. Преимущества, недостатки и перспективы самоочищающихся очистителей жидкости // Сборник научных трудов ДонГТУ. Вып. 30. – Алчевск: ДонГТУ, 2010. – С.177-183.

4. Финкельштейн З.Л. Применение и очистка рабочих жидкостей для горных машин / З.Л. Финкельштейн.- М. : Недра, 1986. - 232с.

5. ООО ПКП «Вектор». Описание и внедрение гидродинамических фильтров «цилиндр в цилиндре» [Электронный ресурс] / Режим доступа : http:// www.pkpvector.ru/product/info.php.

6. Заявка №0332277, МКИ4 B01D45/12, B04C5/28, 9/00. Опубл. в РЖ «Изобретения в СССР и за рубежом», № 37, 1989.

7. Пат. 61117 Україна, МПК(2011.01) B01D27/00. Очисник потоку рідини / Чебан В.Г. ; заявник і патентовласник ДонДТУ №u ; заявл. 10.12.10 ; опубл. 11.07.2011, Бюл. № 13. 5 с.