李明昊,郝 哲,范佳藝,趙麗娟,喬 捷
(1.沈陽(yáng)理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110159;2.沈陽(yáng)航空航天大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110136;3.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,遼寧 阜新 123000;4.遼寧省大型工礦裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧 阜新 123000)
螺旋滾筒是采煤機(jī)在截割含夾矸煤層時(shí)的直接工作部件,截割含夾矸煤層時(shí),螺旋滾筒受載復(fù)雜,易出現(xiàn)多模式失效[1]。國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者對(duì)螺旋滾筒的設(shè)計(jì)進(jìn)行了較深入研究。劉晉霞等[2]利用顆粒流離散元軟件(particle flow code,PFC)研究了不同截割速度對(duì)煤巖截割過(guò)程的影響,結(jié)果表明,煤巖截割過(guò)程中,鎬型截齒截割速度總體呈非線(xiàn)性減小趨勢(shì),且隨牽引速度、滾筒角速度的增大分別呈現(xiàn)非線(xiàn)性減小趨勢(shì)增強(qiáng)和明顯增大的特點(diǎn),當(dāng)滾筒角速度一定時(shí),提高牽引速度可在一定程度上降低截割比能耗;Hurt等[3]探究了截齒幾何形狀、螺旋滾筒形狀及采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)對(duì)截齒壽命的影響;Achanti等[4]研究了截割深度、截線(xiàn)間距及滾筒轉(zhuǎn)速對(duì)工作面粉塵的影響; Gajewsk等[5]根據(jù)不同類(lèi)型截齒的磨損程度,研究了呈現(xiàn)扭矩分布的各類(lèi)截齒截割功率,并基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)以截割功率和扭矩為輸入對(duì)截齒磨損狀態(tài)進(jìn)行預(yù)測(cè);Reid等[6]利用卡爾曼濾波系統(tǒng)分析截齒載荷,為螺旋滾筒的瞬時(shí)載荷模擬提供了新的理論方法;劉送永等[7]建立了螺旋葉片參數(shù)與目標(biāo)參數(shù)的數(shù)學(xué)模型,發(fā)現(xiàn)螺旋升角對(duì)裝煤量與拋煤力學(xué)特性有很大影響,找到了最佳螺旋升角值;陸輝等[8]通過(guò)模擬滾筒截割過(guò)程獲得的截齒受力曲線(xiàn)函數(shù)加載至截齒,研究鎬型截齒的疲勞壽命并對(duì)其優(yōu)化;秦大同等[9]建立了采煤機(jī)運(yùn)動(dòng)參數(shù)與螺旋滾筒截割性能指標(biāo)評(píng)價(jià)模型,基于退火-粒子群算法對(duì)螺旋滾筒進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì);張強(qiáng)等[10]測(cè)試了采煤機(jī)在煤巖現(xiàn)場(chǎng)截割中的滾筒載荷受力,通過(guò)截割實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到螺旋滾筒三向載荷的差異,測(cè)試結(jié)果與工作面實(shí)際工況相符合;趙麗娟等[11]通過(guò)剛?cè)狁詈咸摂M樣機(jī)技術(shù)對(duì)螺旋滾筒的截割、裝煤和落煤性能進(jìn)行分析,對(duì)螺旋滾筒進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。
以往圍繞螺旋滾筒的研究為采煤機(jī)設(shè)計(jì)與開(kāi)發(fā)提供了一定理論基礎(chǔ),但采煤機(jī)在截割含夾矸煤層時(shí),工況惡劣、載荷復(fù)雜、失效模式多,因此提出一種考慮多失效模式的方法是設(shè)計(jì)高效螺旋滾筒的關(guān)鍵。將剛?cè)狁詈霞夹g(shù)、可靠性靈敏度設(shè)計(jì)理論和相關(guān)失效性理論相結(jié)合,利用構(gòu)建的改進(jìn)遺傳算法,提出一種適用于含夾矸煤層的采煤機(jī)螺旋滾筒優(yōu)化設(shè)計(jì)方法,可有效指導(dǎo)高效螺旋滾筒設(shè)計(jì)。
螺旋滾筒在工作過(guò)程中,鎬型截齒會(huì)受到截割阻力、牽引阻力和側(cè)向力,分別用Zj、Yj和Xj表示,如圖1所示。
圖1 滾筒截割含夾矸煤巖受力分析
當(dāng)鎬型截齒截割全煤時(shí),截齒的截割阻力、截齒牽引阻力、截齒的側(cè)向力分別為[12]:
(1)
Yj=Y0+100σcmSaKδ,
(2)
Xj=0.2Zj。
(3)
當(dāng)鎬型截齒截矸石時(shí),截齒的截割阻力、牽引阻力和側(cè)向力分別為:
Zj′=PK′[KTKgKy(0.25+1.8hmaxsinθ·tcp)+0.1Sj],
(4)
Yj′=2.5Zj′(0.15+0.000 56PK′)/(10hmaxsinθ)0.4,
(5)
(6)
式中:PK′為矸石的接觸強(qiáng)度,MPa;Sj為截割?yuàn)A矸時(shí),截齒磨損在截割平面上的投影面積;C1、C2和C3為螺旋滾筒葉片上截齒不同排列方式的系數(shù)。
螺旋滾筒動(dòng)態(tài)負(fù)載是分析采煤機(jī)螺旋滾筒可靠性的重要依據(jù)。基于內(nèi)蒙古鄂爾多斯文玉煤礦工作面賦存條件,對(duì)采煤機(jī)截割的煤巖試樣進(jìn)行物理和力學(xué)特性參數(shù)測(cè)試。
2.1 煤巖力學(xué)特性測(cè)試
依據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 2356.1—2009《煤和巖石物理力學(xué)性質(zhì)測(cè)定方法》,煤巖測(cè)試流程如圖2所示。
圖2 煤巖測(cè)試流程圖
為測(cè)試煤巖的抗壓強(qiáng)度,使用DQ-1型巖石切割機(jī)、202-0型電熱恒溫干燥箱、比重瓶、WDW-100E型微機(jī)電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)煤樣分析處理,如圖3、圖4所示,測(cè)得煤巖物理和力學(xué)特性參數(shù)如表1所示。
表1 煤巖物理力學(xué)特性參數(shù)
圖3 煤巖物理特性參數(shù)測(cè)試實(shí)驗(yàn)
圖4 煤巖力學(xué)特性參數(shù)測(cè)試實(shí)驗(yàn).
2.2 瞬時(shí)載荷數(shù)值模擬
使用課題組的“采煤機(jī)瞬時(shí)載荷數(shù)值模擬軟件”,對(duì)采煤機(jī)截割?yuàn)A矸工況(圖1)的瞬時(shí)載荷進(jìn)行數(shù)值模擬,得到滾筒轉(zhuǎn)速為58 r/min、牽引速度為4 m/min時(shí)截齒三向力和力矩曲線(xiàn)如圖5、圖6所示,可為構(gòu)建采煤機(jī)剛?cè)狁詈夏Ｐ吞峁┹d荷數(shù)據(jù)支撐。
圖5 三向力曲線(xiàn).
圖6 三向力矩曲線(xiàn)
將建立的采煤機(jī)整機(jī)三維模型導(dǎo)入ADAMS中,設(shè)置材料特性參數(shù)、約束和驅(qū)動(dòng),建立采煤機(jī)剛性虛擬樣機(jī)模型。利用ANSYS,采用solid185單元對(duì)螺旋滾筒進(jìn)行精度為6級(jí)的網(wǎng)格劃分,結(jié)合質(zhì)量單元MASS21,構(gòu)建螺旋滾筒的模態(tài)中性文件。替換采煤機(jī)的螺旋滾筒剛性模型,加載圖5、圖6生成的三向力和力矩曲線(xiàn),生成采煤機(jī)剛?cè)狁詈夏Ｐ蚚13],如圖7所示。
圖7 采煤機(jī)剛?cè)狁詈夏Ｐ?/p>
對(duì)建立的剛?cè)狁詈夏Ｐ?選用GSTIFF和I3積分器進(jìn)行求解,得到采煤機(jī)前截割部螺旋滾筒應(yīng)力云圖和最大應(yīng)力點(diǎn)曲線(xiàn)如圖8、圖9所示。結(jié)果表明,螺旋滾筒鎬型齒尖位置的應(yīng)力值最大,應(yīng)力最大值及對(duì)應(yīng)時(shí)刻分別為869.31 MPa和2.17 s。
圖8 螺旋滾筒的應(yīng)力云圖.
圖9 螺旋滾筒的最大應(yīng)力點(diǎn)曲線(xiàn)
4.1 設(shè)計(jì)變量與約束條件
螺旋滾筒設(shè)計(jì)變量眾多,合理選取設(shè)計(jì)變量是螺旋滾筒優(yōu)化設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。滾筒的動(dòng)力學(xué)特性與牽引速度有直接聯(lián)系;滾筒直徑、螺旋升角和截線(xiàn)距作為螺旋滾筒的主要尺寸,對(duì)滾筒的瞬時(shí)負(fù)載有重要影響;滾筒寬度是影響采煤機(jī)截割深度的重要參數(shù),對(duì)滾筒的瞬時(shí)負(fù)載有重要影響。因此,以牽引速度vq、螺旋滾筒直徑D、螺旋升角a、螺旋滾筒寬度B和截線(xiàn)距T為設(shè)計(jì)變量,約束條件為:
(7)
4.2 螺旋滾筒等效應(yīng)力漸變與動(dòng)態(tài)可靠性靈敏度分析
依據(jù)4.1節(jié)選取的螺旋滾筒設(shè)計(jì)變量,對(duì)不同設(shè)計(jì)變量的螺旋滾筒模型進(jìn)行仿真。利用MATLAB進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合,結(jié)合螺旋滾筒的材料特性,構(gòu)造的螺旋滾筒應(yīng)力狀態(tài)函數(shù)Gyl(X)為:
Gyl(vq,D,a,B,T)=-0.022 3vq3-0.239vq2-33.17vq-8.04×10-6D3-0.278D2-32.22D+0.099a3-3.74a2+43.79a-4.35×10-6B3+0.009 2B2-6.51B-0.002 8T3+0.556T2-35.26T+556.08。
(8)
根據(jù)矩法機(jī)械工程材料性能退化理論,對(duì)構(gòu)建的可靠性指標(biāo)βyl(t)進(jìn)行可靠度計(jì)算[14],計(jì)算設(shè)計(jì)變量對(duì)可靠度均值的靈敏度:
(9)
(10)
(11)
(12)
可靠性靈敏度量綱歸一化為:
(13)
式(9)～(13)中:μGyl(t)為螺旋滾筒應(yīng)力狀態(tài)函數(shù)Gyl(X)的均值,Ryl(X)為螺旋筒應(yīng)力的可靠度,σ*為螺旋滾筒設(shè)計(jì)變量的二階矩。
利用式(9)～(13)對(duì)構(gòu)建的螺旋滾筒應(yīng)力狀態(tài)函數(shù)求解,結(jié)合性能退化理論,得到了螺旋滾筒設(shè)計(jì)變量應(yīng)力漸變靈敏度如圖10所示,應(yīng)力均值vq、D、a、B、T的靈敏度數(shù)值結(jié)果分別為-3.97×10-2、-2.83×10-5、-7.93×10-4、-4.88×10-5、4.06×10-4。
圖10 螺旋滾筒設(shè)計(jì)變量應(yīng)力漸變靈敏度
4.3 螺旋滾筒振幅漸變與動(dòng)態(tài)可靠性靈敏度分析
提取4.2節(jié)中不同螺旋滾筒設(shè)計(jì)變量對(duì)應(yīng)的振幅分析結(jié)果,利用MATLAB進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合。構(gòu)造的螺旋滾筒振幅狀態(tài)函數(shù)Gzf(X)為:
Gzf(vq,D,a,B,T)=0.001 8vq3-0.019 4vq2+0.045 6vq+4.48×10-22D3+1.14×10-6D2-0.003 1D+4.98×10-5a3-0.001 4a2+0.011a+6.001×10-10B3-1.26×10-6B2+7.96×10-4B+1.33×10-6T3-7.09×10-4T2+0.061 8T+0.54。
(14)
基于式(9)～(13)的構(gòu)造方法,求解構(gòu)建的螺旋滾筒振幅狀態(tài)函數(shù),結(jié)合性能退化理論,得到滾筒設(shè)計(jì)變量的振幅漸變靈敏度結(jié)果如圖11所示,振幅均值靈敏度數(shù)值結(jié)果分別為-1.33×10-3、-2.93×10-5、-1.5710×-5、-3.9810×-6、―5.39×10-4。
圖11 振幅漸變靈敏度
4.4 考慮相關(guān)失效性的螺旋滾筒可靠性分析
考慮螺旋滾筒應(yīng)力失效和振動(dòng)幅度失效兩種失效形式,由于失效形式之間存在相關(guān)性,在進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)之前,應(yīng)綜合考慮失效形式共同作用下的滾筒相關(guān)性之間的數(shù)值關(guān)系[15]。基于二元Gumbel Copula函數(shù),構(gòu)建考慮相關(guān)失效性的螺旋滾筒失效概率為:
Pgt(t)=Pyl(t)+Pzf(t)-C(Pyl(t),Pzf(t))。
(15)
式中:Pgt(t)為螺旋滾筒失效概率,Pyl(t)為螺旋滾筒應(yīng)力失效概率,Pzf(t)為螺旋滾筒振幅失效概率,C(Pyl(t),Pzf(t))為兩種失效形式的相關(guān)系數(shù)。經(jīng)計(jì)算,螺旋滾筒相關(guān)失效模式可靠度為0.888 5。
設(shè)計(jì)變量對(duì)失效概率的均值可靠性靈敏度為:
(16)
式中:
(17)
(18)
(19)
(20)
(21)
基于相關(guān)性失效分析的式(15)～(21),對(duì)考慮應(yīng)力失效和振幅失效相關(guān)性的螺旋滾筒可靠性靈敏度進(jìn)行求解,得到考慮相關(guān)失效性的設(shè)計(jì)變量的均值靈敏度結(jié)果分別為-8.59×10-3、-1.76×10-3、-6.01×10-3、-2.11×10-3、1.32×10-3。因此,牽引速度、滾筒直徑、螺旋升角、滾筒寬度的增加,會(huì)降低螺旋滾筒的可靠性;截線(xiàn)距的增加,會(huì)提高螺旋滾筒的可靠性。對(duì)螺旋滾筒可靠性影響程序從高到低的順序?yàn)闋恳俣取L筒寬度、滾筒直徑、截線(xiàn)距、螺旋升角。
基于Ackley性能測(cè)試函數(shù),選擇混合策略的改進(jìn)遺傳算法進(jìn)行求解[16]。搭建螺旋滾筒的可靠性?xún)?yōu)化設(shè)計(jì)狀態(tài)函數(shù)為:
minGyh=Gxg(X)+ωFgt(X),
(22)
Gxg(X)=ω1Gyl(X)+ω2Gzf(X)。
(23)
式中:ω為影響螺旋滾筒綜合可靠度的加權(quán)系數(shù);ω1、ω2為狀態(tài)函數(shù)間權(quán)值系數(shù),均取1/2[11];Fgt(X)為可靠性靈敏度的分析結(jié)果。
對(duì)基于改進(jìn)遺傳算法進(jìn)行初始化,設(shè)置種群大小、進(jìn)化數(shù)和適應(yīng)度函數(shù)值誤差,約束條件如式(7)所示,對(duì)建立的狀態(tài)函數(shù)進(jìn)行求解并圓整后設(shè)計(jì)變量最優(yōu)解如表2所示。
表2 設(shè)計(jì)變量最優(yōu)解
基于表2的數(shù)據(jù),建立優(yōu)化后的螺旋滾筒模態(tài)中性文件,對(duì)優(yōu)化設(shè)計(jì)后的滾筒重新進(jìn)行可靠性靈敏度分析,滾筒綜合可靠度由0.888 5提高到0.977 5。優(yōu)化后設(shè)計(jì)變量vq、D、a、B、T的均值靈敏度量綱歸一化數(shù)值結(jié)果分別為-6.05×10-4、-1.59×10-4、-4.83×10-5、-1.88×10-4、1.44×10-4。
優(yōu)化后的靈敏度絕對(duì)值均降低,螺旋滾筒更加穩(wěn)健,螺旋滾筒綜合可靠性得到提升。該型采煤機(jī)螺旋滾筒根據(jù)改進(jìn)遺傳算法得到的最優(yōu)解進(jìn)行設(shè)計(jì)和制造并投入生產(chǎn),如圖12所示。目前采煤機(jī)工作性能穩(wěn)定,螺旋滾筒工作可靠,螺旋滾筒除正常磨損外,未出現(xiàn)可靠性失效情況,年產(chǎn)量實(shí)現(xiàn)了翻倍增長(zhǎng),提升至290萬(wàn)噸。
圖12 采煤機(jī)工作狀態(tài)
對(duì)采煤機(jī)截割的夾矸煤層進(jìn)行分析,測(cè)試了夾矸煤巖試樣的物理、力學(xué)特性,利用課題組“采煤機(jī)瞬時(shí)載荷數(shù)值模擬軟件”對(duì)采煤機(jī)截割?yuàn)A矸工況的瞬時(shí)載荷進(jìn)行數(shù)值模擬,對(duì)建立的采煤機(jī)剛?cè)狁詈夏Ｐ瓦M(jìn)行分析,得到了螺旋滾筒的仿真分析結(jié)果。
1) 基于可靠靈敏度分析理論和相關(guān)失效性理論,得到了螺旋滾筒的應(yīng)力和振幅可靠性分析結(jié)果,結(jié)果表明,牽引速度、滾筒直徑、螺旋升角、滾筒寬度的增加,會(huì)降低螺旋滾筒的可靠性;截線(xiàn)距的增加,會(huì)提高螺旋滾筒的可靠性。對(duì)螺旋滾筒可靠性影響程序從高到低的順序?yàn)闋恳俣取L筒寬度、滾筒直徑、截線(xiàn)距、螺旋升角。
2) 基于遺傳算法的優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果表明,滾筒綜合可靠度由0.888 5提高到0.977 5。優(yōu)化后的靈敏度絕對(duì)值均降低,螺旋滾筒更加穩(wěn)健,綜合可靠性得到提升。
本研究將剛?cè)狁詈霞夹g(shù)、相關(guān)失效性理論和靈敏度設(shè)計(jì)理論相結(jié)合,提出的適用于含夾矸煤層的采煤機(jī)螺旋滾筒優(yōu)化設(shè)計(jì)方法,為設(shè)計(jì)高效螺旋滾筒提供了新途徑。
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