авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 11 |
-- [ Страница 1 ] --

фонд первого президента

республики казахстан – лидера нации

совет молодых ученых

инновационное развитие и востребованность

наук

и в современном

казахстане

V международная научная конференция

сборник статей

(часть 4)

естественно-технические науки

алматы

2011

УДК 5+62 (075)

ББК 20+30 я7

И 66

главный редактор:

мухамедЖанов б.г., Исполнительный директор ЧФ «Фонд Первого Президента Республики Казахстан – Лидера Нации»

ответственные редакторы:

бекманов б.о., кандидат биологических наук, заместитель директора Института общей генетики и цитологии КН МОН РК боЯндинова а.а., доктор технических наук, доцент, директор департамента международного сотрудничества АО «Казахстанский институт развития индустрии»

адилханова Ж.а., кандидат технических наук, заведующая лабораторией автоматизированного проектирования ДГП «Институт горного дела им. Д.А. Кунаева» РГП «НЦ КПМС РК»

инновационное развитие и востребованность науки в современном казахстане:

И Сб. статей Междунар. Науч. Конф. (г. Алматы, 24-25 нояб. 2011 г.). – Алматы, 2011. – 300 с. – Каз., рус.

ISBN 978-601-294-075- Ч. 4: естественно-технические науки. – 300 с.

ISBN 978-601-294-079- В настоящий сборник вошли материалы V Международной научной конференции «Инновационное развитие и востребованность науки в современном Казахстане» (г. Ал маты, 24-25 ноября 2011 года).

Материалы предназначены для молодых ученых, исследователей, преподавателей, студентов и аспирантов, интересующихся проблемами развития современного обще ства.

УДК 5+62 (075) ББК 20+30 я ISBN 978-601-294-079-4 (ч. 4) © «Фонд Первого Президента Республики Казахстан – Лидера Нации», ISBN 978-601-294-075-6 © ИД «Жибек жолы», секциЯ науки о земле Лугин Иван Владимирович Институт горного дела СО РАН, г. Новосибирск, Россия аэротермодинамические процессы в системе тоннельной вентилЯции метрополитена мелкого залоЖениЯ экспериментальное исследование термодинамических процессов в системе «тоннель ный воздух – обделка – заобделочный грунт»

Известно, что одна из основных функций тоннельной вентиляции состоит в удалении те плоизбытков, основным источником которых являются поезда [1]. По этому вопросу в стро ительных нормах [2] говорится «…системы тоннельной вентиляции следует проектировать с учетом … годового теплового баланса, обеспечивающего допустимые параметры температуры и относительной влажности воздуха и минимально возможный рост температуры окружающих грунтов». Для решения такой задачи необходимо знать изменения температуры воздуха, обдел ки тоннелей и заобделочного массива грунтов на протяжении достаточно длительного периода времени для оценки их теплоаккумулирующей способности.

Рис. 1. Схема расположения датчиков температуры воздуха, обделки тоннеля и грунта в за мерном пункте.

Институт горного дела совместно с Новосибирским метрополитеном с 2004 года прово дит натурные исследования температурных процессов на перегоне между станциями «Гарина Михайловского» - «Сибирская». На рис. 1 показано расположение датчиков для измерения тем пературы тоннельного воздуха, обделки тоннеля и грунта в замерном пункте.

В качестве измерительной аппаратуры используется прибор «Термодат – 26М1». Установ ленные датчики температуры имеют погрешность -0.2 – -0.6°С. Датчики температуры грунта заглублены на расстояние 1.2 м от внутренней поверхности тюбинга. Измерения всеми датчи ками поводятся одновременно с интервалом 60 мин и сохраняются в запоминающем устройстве «Термодат-26М1».

Проведем анализ графиков изменения температуры грунта (рис. 2) в замерном пункте, за период с ноября 2006 по ноябрь 2007 гг.

Датчик №3 располагается над тоннелем и находится на глубине 7.6 м от дневной поверх ности. Максимальную температуру 15.4°С этот датчик регистрирует в ноябре – декабре, когда прогретый за летний период грунт дополнительно ассимилирует тепло из тоннеля (нагревается за счет теплопоступлений от систем отопления со времени начала отопительного сезона).

t, C t, C 4 19 16 12 3 5 6 8 9 10 11 12 1 2 4 7 3 5 6 8 9 11 12 1 2 4 7... 2007.

Рис. 2. Изменение температуры грунта за пе- Рис. 3. Изменение температуры обделки риод с ноября 2006 г. по ноябрь 2007 г.;

№1, тоннеля за период с ноября 2006 г. по ноябрь №3, №4 – номера датчиков в соответствие с 2007 г.;

№2;

№5 – номера датчиков в соответ рис. 1. ствие с рис. 1.

Отопительный сезон в Новосибирском метрополитене начинается 15 сентября. Подогре тый воздух поднимается к верхнему своду тоннеля, нагревает верхние тюбинги и грунт. К этому времени верхний слой грунта еще не промерз на большую глубину, чтобы существенно повли ять на температуру в окрестностях верхних тюбингов тоннеля [3]. Наименьшую температуру 13.2°С датчик температуры грунта №3 показывает в мае. В это время над тоннелем оттаивает за мерзший грунт, меняются его теплофизические свойства, что отражается на величине теплового потока и температуре. Мониторинг показал, что колебания температуры грунта над верхним сводом тоннеля находятся в пределах 2.2°С.

Датчики №1 и №4 показывают более стабильную температуру, чем №3. Амплитуда колеба ний температуры грунта у этих датчиков в течение года находится в пределах 1.2…1.5°С. При чем температура грунта между тоннелями (датчик №4) на 2°С выше, чем с «внешней» стороны тоннеля. Это объясняется тепловым влиянием обоих тоннелей на массив грунта, расположен ный между ними.

На рис. 3 показаны графики изменения температуры тюбингов, зарегистрированные датчи ками №2 и №5. Температура обделки тоннеля обусловлена температурами окружающего грунта и тоннельного воздуха. На рисунке видно, что значение температур тюбингов в течение года колеблется в пределах 2°С – это объясняется влиянием сезонных изменений параметров ат мосферного воздуха и инерционностью изменения температуры грунтов. Более высокая тем пература обделки верхней части тоннеля связана со стратификацией по высоте температуры воздушного потока в тоннеле.

Данные мониторинга температуры грунта и обделки тоннеля позволяют определить вели чину и направление теплового потока по радиальному направлению в поперечном сечении тон неля в зависимости от периода года. Это позволит рассчитать режим работы тоннельной венти ляции для обеспечения теплового баланса при ассимиляции избыточного тепла в метрополитене мелкого заложения.

1. Проведенные исследования показали, что в массиве грунтов, окружающем тоннели ме трополитена мелкого заложения в условиях резкоконтинентального климата происходят цикли ческие годовые колебания температуры, диапазон колебаний составляет 1.2 – 2.2°С.

2. Колебания температур грунта в различных радиальных направлениях существенно от личаются. Наибольшая амплитуда колебаний температуры – 2.2°С (относительно среднего зна чения 14.3°С, датчик №3) наблюдается в верхней части массива грунта. Это объясняется малой глубиной заложения и значительными колебаниями годовой температуры наружного воздуха.

Наименьшая амплитуда – 1.2°С (относительно среднего значения 18°С, датчик №4) зарегистри рована в массиве грунта между тоннелями.

3. За период измерений с 2004 по 2010 гг. не отмечено повышения температуры заобде лочного массива грунтов в сравнении с предыдущими годами. Это можно объяснить низкими теплоаккумулирующими способностями грунтов вследствие мелкого заложения тоннелей.

исследование воздушных потоков от поршневого эффекта движущихся поездов в тоннеле В метрополитенах мелкого заложения на территориях с резко континентальным климатом в холодный период года тоннельные вентиляторы отключают, чтобы не переохладить подзем ные сооружения атмосферным воздухом, имеющим отрицательную температуру. В этот период вентиляция тоннелей и станций осуществляется, в основном, за счет «поршневого» эффекта от движущихся поездов.

Определение динамического воздухораспределения, инициированного поездом, значи тельно сложнее расчета установившегося (статического) воздухораспределения, т.к. учитывает инерционность потоков воздуха и потери энергии потока из-за вязкого трения между струями.

Математическое моделирование динамики движения воздуха описывается системой дифферен циальных уравнений [4], ее решение затруднено как большим количеством уравнений, так и сложностью описаний потоков воздуха в многочисленных местах разветвлений вентиляцион ной сети метрополитена [5]. В то же время задача статического воздухораспределения (класс SES-задач) в разветвленных выработках решена [6, 7] и по результатам решения разработаны компьютерные программы для расчетов вентиляции шахт, рудников и транспортных тоннелей.

Поэтому, представляет интерес задача создания метода расчета динамики расхода воздуха, соз даваемого «поршневым» действием движущихся электропоездов, посредством статической мо дели, рис. 4.

Аэродинамическое сопротивление в зазоре при движении поезда (рис. 4) определяется через перепад статического давления впереди и позади поезда и по расходу воздуха в зазоре (по данным автора оно составляет 0.0074 кµ). Вентилятор, моделирующий повышенное давле ние перед поездом, всасывающим входом соединен с атмосферой, а нагнетательным выходом – с тоннелем, причем перед поездом добавляется дополнительное переменное сопротивление Rd = f (S ), названное «сопротивлением рассеяния». Величина сопротивления рассеяния явля ется функцией расстояния S от передней поверхности поезда до той точки в тоннеле, в которой определяется скорость воздуха. Эта величина рассчитывается так, чтобы расход воздуха умень шался по линейному закону и на расстоянии равном 35–42 калибрам тоннеля от поезда действие «поршневого» эффекта практически полностью прекратилось и скорость воздуха упала до па раметров невозмущенного потока.

f b Q Q 1 Рис. 4. Схема модели поезда. Вентилятор, моделирующий: 1 – разряжение воздуха за хво стовым вагоном, 2 - повышение давления воздуха перед головным вагоном;

3 - аэродинамиче ское сопротивление зазора между поездом и стенками тоннеля RZ ;

4 – сопротивление рассеяния, Rd ;

VП - направление скорости поезда;

Q f и Q b - производительность вентиляторов 1 и 2.

Стрелками показано направление движения воздуха Давление, развиваемое вентилятором, моделирующим фронт избыточного давления перед поездом, должно соответствовать статическому давлению, создаваемому головным ваго ном поезда. У различных авторов [8,9] эта величина определяется по-разному, обычно в зависи мости от скорости поезда и сечения тоннеля, причем экспериментальные значения получены по показаниям датчиков, которые расположенны за пределами габаритных размеров поезда, при мерно на расстоянии 0.5 м от внутренней поверхности обделки тоннеля. Следует отметить, что в [8,9] определяют перепад давлений PSV, равный разности давлений впереди и позади движу щегося объекта. При этом считается, что абсолютная величина избыточного давления перед поездом равна разряжению за поездом, что расходится с результатами экспериментальных исследований [8]. Кроме того, эти исследования проводились для метрополитенов глубокого заложения, в которых циркуляция воздушных потоков, вследствие разного аэродинамического сопротивления связи с атмосферой, иная, чем в метрополитенах мелкого заложения.

Для повышения точности моделирования статического давления воздуха перед поездом и за ним, были проведены экспериментальные исследования, суть которых состояла в замерах давле ния через приемники, установленные на лобовых поверхностях головного и хвостового вагонов движущегося метропоезда.

Эксперименты проводились в Новосибирском метрополитене на участке длиной около 10 км, включающем 6 станций и метромост через р. Обь. На рис.5 приведены графики измене ния статического давления перед поездом и за ним.

PSV, V, / 4 8 12 16 - - - Рис. 5. Распределение и графики статического давления воздуха перед поездом и за ним в зависимости от скорости движения По результатам исследований, математическая модель потока воздуха, вызванная поршне вым действием поезда, представляется совокупностью уравнений:

Rd и Rz – в кµ.

где задаются в Па, а Для проверки адекватности предложенной модели проведены серии численных экспери ментов. В них модель поезда размещалась в различных точках перегона между станциям. При этом определялась скорость воздуха в точках, аналогичных расположению экспериментальных пунктов замера. При квазидинамических расчетах воздухораспределения на статической модели должны выполняться условия, обеспечивающие максимально возможное приближение расчет ных параметров возмущенного потока воздуха к действительным. Наиболее близкие к факти ческим [8] результаты расчета воздухораспределения получаются при выполнении следующих условий: – поезд целиком находится на рассматриваемом участке, т.е. не проходит мимо венти ляционной сбойки;

– скорость движения поезда на участке постоянна;

– длина участка превы шает длину поезда не менее чем в 2 раза. При длине поезда 80 м, минимальная длина участка составляет 160 м.

Анализ результатов численного моделирования воздухораспределения, вызванного «порш невым» действием поездов, показал удовлетворительную сходимость с экспериментальными данными (в среднем расхождение составило 12%). Это подтверждает адекватность предложен ной математической модели статического воздухораспределения, учитывающей динамику дви жения воздуха в тоннелях метрополитена мелкого заложения от «поршневого» эффекта.

Выводы:

1. Расход воздуха, вызванный повышенным давлением перед головным вагоном поезда, практически затухает на расстоянии равном 35–43 калибрам тоннеля от головного вагона.

Расход воздуха в тоннеле, вызванный разряжением за хвостовым вагоном поезда, существу ет в течение всего времени движения поезда по перегону. Незначительное снижение величи ны расхода с течением времени соответствует увеличению аэродинамического сопротивления участка тоннеля от входного портала до удаляющегося хвостового вагона.

2. Предложен метод решения задачи динамического распределения воздушного потока, вы званного «поршневым» действием поезда в метрополитене мелкого заложения путем исполь зования статических моделей. При этом, необходимо представить действие поезда двумя вен тиляторами, аэродинамическим сопротивлением зазора между поездом и обделкой тоннеля и сопротивлением затухания.

список литературы:

1. красюк а.м. Тоннельная вентиляция метрополитенов / А.М. Красюк. – Новосибирск: Наука, 2006. – 164 с.

2. снип 32-02-203: Метрополитены. – Введ. 2004-01-01. - М.: Госстрой России, ФГУП ЦПП, 2004. – 36 с.

3. зедгенизов д.в. Влияние проветривания на температурные режимы в обделках тоннелей метрополитена мелкого заложения / Д.В. Зедгенизов, И.В. Лугин // Горный информационно- аналитический бюллетень МГГУ.

Тематическое приложение БЕЗОПАСНОСТЬ. –2005 г. С. 304-311.

4. петров н.н., Шишкин М.Ю. и др. Моделирование проблем рудничной аэрологии // ФТПРПИ.– 1992.–№2.

5. красюк а.м., Лугин И.В. Взаимосвязность режимов вентиляции станций метрополитена // Горный информационно-аналитический бюллетень МГГУ. – 2003. - № 4.

6. кузнецов а.с., Лукин С.М. О применении потоковых алгоритмов для расчета воздухораспределения в вен тиляционных сетях // ФТПРПИ.– 1989.– №5.

7. P. C. Miclea and D McKinney. The impact of fire location in station on computer simulation results and fan operation requirements / Aerodynamics and Ventilation of Vehicle Tunnels.– Aosta Valley, Italy: October 1997.

8. исследование на АЦВК и в натурных условиях переходных процессов и частотных свойств вентиляци онных систем перегонов, получение математического описания/ Ин-т горного дела СО РАН: Руководитель Н.Н.

Петров. - № 493-15.-Новосибирск, 1989.

9. цодиков в.Я. Вентиляция и теплоснабжение метрополитенов.- М., Недра, 1975.

Русский Евгений Юрьевич 11. Институт горного дела СО РАН, Новосибирск, Россия вынуЖденные колебаниЯ ротора вентилЯтора в Шахтных вентилЯционных системах Важнейшей характеристикой шахтных осевых вентиляторов главного проветривания явля ется эксплуатационная надежность, которая в значительной степени зависит от запаса прочности и уровня вибраций основных узлов вентилятора. При работе вентилятора на его узлы действуют возмущения от воздушного потока, вызванные действием как нестационарных аэродинамиче ских сил, возникающих вследствие неравномерности течения потока при взаимодействии с ре брами, направляющим аппаратом и лопатками спрямляющего аппарата [1], так и возмущения от внезапного выброса или взрыва.

Основным узлом шахтного осевого вентилятора является ротор, надежность которого, в основном, определяет работоспособность вентилятора. Ротор, в свою очередь, состоит из корен ного вала, рабочего колеса (РК), которое включает в себя корпус и рабочие лопатки[2].Рассмо трим вентилятор главного проветривания серии ВО [2], рабочее колесо которого имеет 8 сдвоен ных листовых лопаток сварной конструкции. Коренной вал вентилятора через муфту соединен с трансмиссионным валом, который, через муфтукинематически связан с валом электродвигателя.

Структурная схема вентилятора показана на рис.1.

Рис. 1. Структурная схема вентиляторного агрегата: 1 – радиальный подшипник;

2 – при водной электродвигатель;

3 – зубчатые муфты;

4 – трансмиссионный вал;

5 – коренной вал ротора;

6 – рабочее колесо;

7 – радиально–упорный подшипник;

Mк – крутящий момент элек тродвигателя Влияние возмущенного воздушного потока на колебания сдвоенных листовых лопаток Рассмотрим взаимодействие возмущенного воздушного потока со сдвоенной лопаткой осе вого вентилятора.

На рис. 2 показана схема сдвоенной листовой лопатки осевого вентилятора ВО-36К [2].

Рис. 2. Схемасдвоенной листовой лопатки: 1 – большая лопасть, 2 – малая лопасть, 3 – поворотное основание, 4 – перемычки Собственные частоты сдвоенной листовой лопатки вентилятора ВО-36К, рассчитанные в пакете Ansys, представлены на рис. 3.

Рис. 3. Формы колебаний сдвоенной листовой лопатки РК: а – первая форма колебаний (частота 66,5 Гц);

б – вторая форма колебаний (частота 101,5 Гц);

в – третья форма колеба ний (частота 165,1 Гц) Собственные частоты колебаний (рис. 3) составляют: по первой форме 66,5 Гц, по второй форме 101,5 Гц, по третьей форме 165,1 Гц. Основная возбуждающая частота – частота враще ния ротора, равная 10 Гц. Наблюдается значительная отстройка собственных частот от основной возбуждающей частоты.

Лопатки, помимо постоянных нагрузок, испытывают действие циклически изменяющихся во времени возмущающих нагрузок, которые вызывают дополнительные динамические напря жения в лопастях [3]. При совпадении частоты возмущающей силы с одной из собственных ча стот лопатки наступает явление резонанса, характеризуемое значительным увеличением ампли туд колебаний. Резонансные явления наблюдаются также, когда собственная частота не равна, но кратна частоте возмущающей силы.

Резонансные колебания лопаток возникают в случаях, когда частоты их собственных коле баний становятся равными или кратными числу оборотов ротора, т.е. fд = knс [4]. Число кратно сти k определяется исходя из особенностей конструкции машины. Неуравновешенность ротора может вызвать колебания лопаток с частотой, равной секундному числу оборотов, т.е. при k = 1.

Кроме того, для осевых вентиляторов опасные режимы могут возникать в результате появления колебаний лопаток под действием нестационарных аэродинамических сил, возникающих вслед ствие неравномерности течения потока при взаимодействии с ребрами, направляющим аппа ратом и лопатками спрямляющего аппарата. В этом случае числа кратности пропорциональны соответственно числу ребер и лопаток направляющего аппарата NР при реверсе и числу лопаток спрямляющего аппарата NСА. Колебания также могут быть вызваны явлением срывного флат тера, заключающегося в возникновении самовозбуждающихся колебаний лопаток вследствие взаимодействия аэродинамических сил с упругими силами лопаток. В случае, если энергия по тока достаточна для поддержания этого процесса, то колебания будут незатухающими. Возник новению флаттера способствует срыв потока при обтекании лопатки с большими углами атаки.

Обнаружено, что срыв потока может наблюдаться не на всех лопатках решетки, а только на их группе, и что зона срыва может перемещаться по окружности. Такое явление получило название вращающегося срыва. Для такого вида колебаний частота зависит от числа зон отрыва во вра щающемся потоке NBO и в общем случае не кратна частоте вращения рабочего колеса. Значения резонансных частот для последних двух видов колебаний можно записать в следующем виде [5]:

wnP) = n N, ( = n NCA, = n NBO(1-), P где n = 1, 2, 3, … – номер гармоники возбуждающих сил;

0 1.

Для вентилятора ВО-36К при угловой скорости вращения рабочего колеса вентилятора = 62,82 с –1 = 10 Гц (600 об/мин), числе неподвижных лопаток – ребер направляющего аппа рата NP = 12 и лопаток спрямляющего аппарата NCA = 15, зон отрыва во вращающемся потоке NBO = 2 – 4, частоты возбуждающих сил, создаваемых ребрами направляющего аппарата, лопат ками спрямляющего аппарата и вращающимся отрывом, записываются так [5]:

wnP) = 12nс – 1;

( = 15n с – 1;

= 4n с – Для определения влияния возмущающих частот на колебания лопатки, построимвибраци онную диаграмму (рис. 4).

Рис. 4. Зависимость собственных частот колебаний сдвоенной листовой лопатки и возму щающих частот от числа оборотов двигателя: 1 – первая собственная частота;

2 – вторая собственная частота;

3 – третья собственная частота;

4 – возмущающая частота от лопа ток направляющего аппарата;

5 – возмущающая частота от лопаток спрямляющего аппара та;

6 – возмущающая частота от отрыва во вращающемся потоке Лучи, выходящие из начала координат (графики 4, 5, 6, рис. 4), представляют собой зави симости частот возмущающих сил от частоты вращения для первых гармоник. Абсциссы точек пересечения с кривыми собственных частот (графики 1, 2, 3, рис. 4) определяют границу зон резонансных частот вращения ротора.

Из анализа графиков следует, что при пуске вентилятора, лопатки проходят через несколько зон резонансов. Из-за кратковременности нахождения в этих зонах, а также вследствие незначи тельной энергии возмущенного воздушного потока от ребер направляющего аппарата, лопаток спрямляющего аппарата и возмущений от отрыва во вращающемся потоке, это не приведет к возникновению опасных напряжений и деформаций в конструкции лопаточного узла. При вы беге вентилятора, для уменьшения времени нахождения в резонансных областях, необходим тормоз для электродвигателя вентилятора.

Крутильные колебания трансмиссионных валов Расчет и анализ крутильных колебаний трансмиссионных валов вентиляторных агрегатов проводится для оценки максимальных углов закручивания (амплитуд) сечений трансмиссион ного вала в зависимости от угловой скорости ротора электродвигателя в периоды разгона и выбега вентилятора, а также в периоды действия на вентиляторный агрегат сильных аэроди намических возмущений по моменту вращения, например, при взрыве или внезапном выбросе метана в шахте.

Динамическая модель описывается системой дифференциальных уравнений:

(1) где Md– момент на валу электродвигателя, по формуле Клосса;

Мb–момент на валу венти лятора (технологическая нагрузка),задается как функция угловой скорости и описан полиномом 3–й степени с учетом частотной характеристики потока воздуха в вентиляционной сети, при скоростях менее 7 рад/с Мb равен суммарному моменту трения в подшипниках;

Мv– момент, возникающий вследствие возмущения давления воздуха в вентиляционной сети от взрыва или внезапного выброса;

j i – угловая координата i-го сечения;

j i – угловая скорость i-го сечения;

ji – угловое ускорение i-го сечения;

ci,i +1 –крутильная жесткость участка вала между i-м и (i+1)–м сечением с учетом жесткости стыков и деталей машин, передающих крутящий момент;

µ– коэффициент вязкого трения в материале вала (223,83 Hмс2) [6];

J1 – момент инерции ротора электродвигателя;

J4– момент инерции ротора вентилятора;

J2, J3 – моменты инерции соответ ствующих участков трансмиссии.

Выполним расчет и анализ крутильных колебаний системыустановки с вентилятором ВО–36К и синхронным электродвигателем СДН2-17-44-8-У3 с номинальной мощностью Pн=2000 кВт и номинальной скоростью вращения nн= 600 об/мин. (62,8 рад/с). Ниже приведены некоторые исходные данные для рассмотренного примера: J1 = 450 кгм2;

J4 = 3626 кгм2;

J2 = J3 = 4,1 кгм2;

c12 = 5,08 10 4Нм/рад;

c23 = 3,2 10 6Нм/рад;

c34= 2,8 10 7Нм/рад.

Решение найдем для трансмиссионного вала вентилятора ВО-36К с целью определения амплитуды колебаний, углов закручивания разных участков вала, времени разгона и выбега турбомашины, а также с учетом влияния аэродинамических возмущений сети на колебания механической системы.

Решение системы уравнений (1) сводится к решению задачи Коши при начальных условиях: j = j = j = j = 0 j = j = j = j = 1 2 3 1234 ;

и находится в виде системы уравнений:

A1 sin(wt + a ) = j A2 sin(wt + a ) = j 2 (2) A3 sin(wt + a ) = j A4 sin(wt + a ) = j 4, где: 1... 4– углы закручивания для различных сечений s1...s4 трансмиссионной системы (см. рис. 1);

Ai– амплитуда колебаний i-го сечения;

– круговая частота колебаний;

– начальная фаза колебаний.

Результаты решения системы уравнений приведены на рис.5.

Рис. 5. Зависимость крутильных деформацийтрансмиссионного вала ротора (график 1) и частоты вращения ротора (график 2) от времени при пуске вентиляторного агрегата ВО 36К Превышение максимальных касательных напряжений ( ), возникающих в материале вала при пуске вентилятора ВО–36К, над напряжениями при номинальной частоте ( ), состав ляет пять раз.

Учитывая, что режим пуска достаточно кратковременный (менее 15 секунд), то следует ограничивать срок службы трансмиссионных валов количеством пусков вентиляторной уста новки.

список литературы:

1. Попов Н.А. Разработка реверсивных осевых вентиляторов главного проветривания шахт // Диссертация на соискание уч. степени д.т.н. – Институт горного дела СО РАН – Новосибирск–2001.

2. Клепаков И.В. Разработка нового ряда шахтных осевых вентиляторов главного проветривания / И.В. Кле паков, В.А. Руденко // Теоретические и эксплуатационные проблемы шахтных стационарных установок. – Донецк:

ВНИИГМ им. М.М. Федорова, 1986. – С. 110-121.

3. Манушин Э.А. Конструирование и расчет на прочность турбомашин газотурбинных и комбинированных установок / Э.А. Манушин, И.Г. Суровцев // М.: Машиностроение, 1990. – 400 с.

4.Козюрин С.В. Анализ частот и форм колебаний сдвоенных листовых лопаток рабочих колес осевых венти ляторов / С.В. Козюрин, Н.А. Попов // «Энергетическая безопасность России. Новые подходы к развитию угольной промышленности». Тезисы докладов Международной научно-практической конференции. – Кемерово. – 2002. – С. 31-32.

5. Попов Н.А. Разработка реверсивных осевых вентиляторов главного проветривания шахт // Диссертация на соискание уч. степени д.т.н. – Новосибирск-2001. – 282 с.

6. Пановко Я.Г. Внутреннее трение при колебаниях упругих систем. – М., 1960.

Турдукожаева А.М.

Химико-металлургический институт им. Ж. Абишева, Караганда, Казахстан закономерность испарениЯ кремниЯ на основе концепции хаотизированных частиц Ранее авторами [1] предложена единая модель испаряемости, основанная на концепции хао тизированных частиц, для взаимного согласования давления пара при любой температуре с тем пературой и теплотой испарения при атмосферном давлении (1) Эта зависимость давления пара от температуры выражена только через температуру и те плоту кипения без каких-либо подгоночных параметров и наиболее удобна для согласования этих справочных величин. Форма этого уравнения соответствует известным моделям, но с более конкретным выражением параметров.

Проиллюстрируем ее применимость на примере кремния, одного из самых распространен ных земных элементов и основного материала для полупроводниковой техники и электроники.

В аналитическом обзоре Ан.Н. Несмеянова [2] отмечается, что из пяти работ по измерению пара кремния [3-7] лишь одна [7] отличается надежностью как выполненная наиболее совре менным интегральным вариантом эффузионного метода, причем только для твердого состояния.

Важным является указание в работе [6], где применялась масс-спектрометрическая идентифи кация паров кремния, на то, что в паре кремния одноатомных молекул содержится на два по рядка больше, чем молекул Si2-Si7. На этом основании все дальнейшие расчеты относились к одноатомному пару кремния.

В новейшем справочнике [8] с использованием данных [9] для кремния указаны Тт = К, Тb = 3522 К, Нb = 385031 Дж/моль. По этим характеристикам в более раннем справочнике [10] приведены значения Тт = 1683 К, Тb = 27502 К, Нb = 297000 Дж/моль, что свидетельствует о большом различии данных по температуре и теплоте кипения. В современной таблице ИЮ ПАК по периодической системе для кремния содержатся значения Тт = 1685 К, Тb = 2628 К [11].

В работе [12] даны величины Тт = 1685 К и Тb = 3540 К, которые подтверждают надежность определения температуры плавления, но не кипения, нуждающейся, как и теплота кипения, в уточнении и согласовании с данными по давлению пара кремния при различных температурах.

Однако и эти данные, приведенные в новейшем справочнике [8] с полным заимствованием из первого издания в 1985 г., вызывают определенные сомнения:

Т, К 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2400 2600 р, Па 1,8110 2,0510 1,5910 2,3110 0,810-3 1,4 13,110 8,410 4,0210 15, - -8 -5 -3 Что касается дважды повторенной температуры 2400 К, то это явная опечатка, поскольку в первом издании вместо первой указана температура 2200 К как промежуточная между 2000 и 2400 К. Но даже с исправлением этой опечатки данные по давлению пара с ростом температу ры обнаруживают нарушение необходимой закономерности по их возрастанию. Так, при пере ходе от температуры 1600 к 1800 К происходит уменьшение давления с 2,3110-3 до 0,810-3 Па.

Странной выглядит и запись второго числа при представлении его с указанием порядка (нужно было бы 810-4 ?). Эта странность относится к указанию давления при 2200 К (вместо 2400 К) как 13,110 (нужно было бы 1,31102 ?). Кроме того, при переходе к 2400 К давление вновь убывает (?!). Наконец, запись последнего давления опять-таки некорректна. Этим вызывается необходи мость предварительного выявления ошибочных результатов путем размещения их в координа тах lnp – 1/Т с аппроксимацией на прямолинейную зависимость (рисунок 1).

lnp 0,3 0,5 0,7 0, - - - р – давление пара, Па;

Т – температура, К. Точки – по данным [7], крестики – по [8].

Штриховая линия – графическая линейная аппроксимация данных [8] Рисунок 1 – Зависимость справочных данных по давлению пара кремния от температуры Здесь же представлены данные из работы [7]:

Т, К 1485 1493 1513 1523 1533 1555 1575 р, Па 0,191 0,200 0,280 0,350 0,352 0,579 0,891 1, На рисунке заметно явное обособление данных [8] и [7], причем, если вторые изменяются монотонно, но очень скученны, то первые, соблюдая в общем прямолинейное расположение, в своей высокотемпературной части (в области жидкого состояния) обнаруживают сильный раз брос точек с нарушением монотонности их изменения при вариации температуры. Это наруше ние особенно относится к двум точкам, Т = 2400 К, р = 84 Па и Т = 1800 К, р = 810-4 Па, но также характерно и для других. На этом основании данные [8] нельзя признать надежными в области жидкого состояния, и дальнейшая обработка по согласованной процедуре с помощью формул (2) и (3) с получением расчетной зависимости на основе новой модели проведена только с учетом самой последней точки для жидкого состояния при Т = 2800 К, поскольку она не отклоняется от прямолинейной зависимости в координатах lnp – 1/Т. Для сравнения используем также сглажен ные зависимости для испарения твердого и жидкого кремния из [2], продублированные и в [10] (с небольшой опечаткой в третьем коэффициенте второго уравнения, здесь устраненной):

lgpт(мм рт. ст.) = 11185,64/Т + 35,81091lgТ – 6,8581210-3Т – 98,77340, (4) lgpж(мм рт. ст.) = 41545,36/Т 47,00394lgТ + 4,1757410-3Т + 167,86162. (5) Результаты обработки сокращенных данных [8] по определению теплоты и температуры кипения кремния приведены в таблице 1.

Таблица 1 – Определение теплоты и температуры кипения кремния по согласовательным процедурам с помощью формул (2) и (3) из данных [8] j Тj, К рj, Па Тbj, К j – (j + 1) Нbj, Дж/моль 1 1000 1,8110-12 1-2 465683 2 1200 2,0510-8 2-3 464698 3 1400 1,5910-5 3-4 463622 4 1600 2,3110-3 4-5 487525 5 2800 Среднее значение теплоты кипения составило (470382 ± 11460) Дж/моль с относительной ошибкой ± 2,4 %. Критерий однородности множества удовлетворяется в пределе равенства 487525 = 1,7 = rcr = 1,483(4 2 ) 0, rmax = = 1,7, 11460 3 min что свидетельствует о представительности найденного среднего значения.

Средняя температура кипения равна (3186 ± 96) К с относительной ошибкой ± 3,0 %.

Критерий однородности удовлетворяется и среднее значение температуры является представительным.

Полученные значения Нb = 470382 Дж/моль и Тb = 3186 К ввели в новую модель (1) (6) для расчетов и сравнения со справочными данными [8] и сглаженными зависимостями (4) и (5). Результаты сравнения приведены в таблице 2.

Таблица 2 – Сопоставление справочных [8, 7] и рассчитанных по различным моделям дан ных по давлению пара кремния, Па Т, К рсправ. рт (4) рж (5) р (6) 1000 1,8110-12 [8] 5,5010-8 4,0310-8 3,4110- 1200 2,0510-8 [8] 1,1710-4 4,3910-5 6,0010- 1400 1,5910-5 [8] 2,6710-2 1,8910-2 6,4410- 1485 0,191 [7] 0,165 0,134 7,0810- 1493 0,200 [7] 0,193 0,159 8,7510- 1513 0,280 [7] 0,285 0,240 1,4710- 1523 0,350 [7] 0,345 0,294 1,9010- 1533 0,352 [7] 0,416 0,358 2,4410- 1555 0,579 [7] 0,620 0,548 4,1910- 1575 0,891 [7] 0,882 0,795 6,7610- 1593 1,344 [7] 1,200 0,101 1,0310- 1600 2,3110-3 [8] 1,349 0,246 1,2110- Тт = 1688 5,29 5,29 8,1810- Тb = 2628 [11] 3400 26050 2800 15300 3980 64700 2790 383800 b = Тb = 3522 [8] 1080 1529000 Из таблицы следует близость сглаживающих зависимостей к данным [7], по которым они, вероятно, и формировались, и совершенная несовместимость с данными из новейшего справоч ника [8]. По новой модели (6) наблюдается удовлетворительное согласование с этими данными с коэффициентом корреляции 0,7887 при значимости tR = 3,61 2. Это также иллюстрируется рисунком 2.

По данным таблицы 2 зависимость (4) для твердого состояния при экстраполяции в область жидкого состояния претерпевает экстремальность, что лишено смысла, и поэтому данная зави симость не сопоставляется с другими в этой области и не представлена на графике. Зависимость для жидкого состояния кремния дает во всем диапазоне сильно завышенные значения. Эта за висимость найдена для вычисленной в [2] точки кипения 2890 К, и поэтому лишь для указанной в [11] температуры кипения 2628 К она дает давление, вчетверо меньше атмосферного, а для справочной [8] температуры кипения 3522 К результат расчета по данному уравнению уже в раз больше атмосферного.

Найденная с помощью новой модели температура кипения 3186 К занимает промежуточное положение между различными справочными значениями, 2628 К [11], 2750 К [10], 3522 К [8], 3540 К [12], и поэтому представляется более реалистичной. Напротив, установленная теплота кипения, 470382 Дж/моль, больше приведенных в двух справочниках: 297000 Дж/моль [10] и 385031 Дж/моль [8]. Возможно, это связано с испарением кремния не только в виде одноатом ного пара, так как теплота испарения в расчете на моль вещества с увеличением числа атомов в молекуле увеличивается.

lnp 0,3 0,5 0,7 0, - - - р – давление пара, Па;

Т – температура, К. Точки – справочные данные [8], 1 – по зависимости для жидкого состояния (5), 2 – по (6) Рисунок 2 – Зависимость давления пара кремния от температуры С этим может быть связана и неопределенность в указаниях на температуру кипения крем ния, потому что состав пара сильно зависит от условий проведения эксперимента и лимитиру ется кинетическими факторами, затрудняющими достижение равновесия между всеми молеку лами пара. В любом случае для данного вещества необходимы уточняющие эксперименты на образцах высокой чистоты и с гарантией равновесных условий их проведения.

Разработанная модель испаряемости на основе нормированного распределения Больцмана также проверена практически на всех простых веществах и обеспечила согласование единой по форме температурной зависимости давления насыщенного пара с теплотой и температурой кипения при атмосферном давлении в полном диапазоне температур для твердого и жидкого состояний [1].

список использованных источников:

1. Малышев В.П., Турдукожаева А.М., Оспанов Е.А., Саркенов Б. Испаряемость и кипение простых веществ.

– М.: Научный мир, 2010. – 304 с.

2. Несмеянов Ан.Н. Давление пара химических элементов. М.: Изд. АН СССР, 1961. 396 с.

3. Ruff O., Konschak M. Methods manufacture of silicon // Zs. f. Electrochem. 1926. Bd. 32. S. 515.

4. Baur E., Brunner K. Silicon // Helv. Chem. Acta. 1934. Bd. 17. S. 958.

5. Wartenberg H. Preparation, properties and technology of silicon // Zs. f. Electrochem. 1913. Bd. 19. S. 482.

6. Honig R.E. Technology of silicon // J. Chem. Phys. 1954. V. 22. P. 1610.

7. Цепляева А.В., Приселков Ю.А., Карелин В.В. Химия кремния // Вестник МГУ. 1960. № 5. С. 36.

8. Свойства элементов: Справ, изд. В 2-х кн. Кн. 1 // Под ред. Дрица М.Е. 3-е изд., перераб. и доп. М.:

Изд. дом «Руда и Металлы», 2003. 448 с.

9. Ксензенко В.И., Стасиневич Д.С. Химия и технология брома, иода и их соединений. М.: Химия, 1995. 432 с.

10. Верятин У.Д., Маширев В.П., Рябцев Н.Г. и др. Термодинамические свойства неорганических веществ.

Справочник. М.: Атомиздат, 1965. 460 с.

11. Сайфуллин Р., Сайфуллин А. Современная форма таблицы Менделеева // Наука и жизнь. 2004. № 7. С. 2-7.

Киреев В.А. Методы практических расчетов в термодинамике химических реакций. М.: Химия, 1970. 520 с.

Пацкевич П.Г.

Институт проблем комплексного освоения недр РАН (УРАН ИПКОН РАН), Москва, Россия соверШенствование подземной геотехнологии разработки коренных местороЖдений кимберлитов с комбайновой выемкой Перспективы развития подземного способа добычи полезных ископаемых связаны с пе реходом горных работ на большие глубины, при этом условия их разработки будут постоянно ухудшаться [1]. Уже сегодня практически все основные виды стратегического сырья в России добываются на глубинах от 500 до 1700 м. Не являются исключением и коренные месторожде ния кимберлитов Якутии, составляющие основу сырьевой базы алмазодобывающей промыш ленности России, подземную разработку которых ведет на глубинах до 1200 м.

Характерной особенностью алмазоносных месторождений России является разнообразие условий залегания кимберлитовых трубок, их размеров и форм, наличие горно-геологических факторов, осложняющих условия разработки. К ним относятся: высокая степень обводненно сти ряда месторождений, наличие нефте - и газопроявлений во вмещающих породах, низкая устойчивость руд и пород, высокая засоленность подземных вод и наличие в них растворенного сероводорода [2].

Качество добываемого сырья существенно зависит от принятого способа разрушения руд.

Теоретически и экспериментально доказано, что механический способ выемки кимберлитов комбайнами способствует росту стоимости продукции на 10-14 % за счет повышения выхода крупных фракций алмазов. Поэтому при разработке кимберлитовых месторождений с высокой ценностью руды применяется геотехнология с комбайновой выемкой руды и закладкой вырабо танного пространства.

В ближайшей перспективе в отработку подземным способом будут вовлекаться участки месторождений, характеризующихся большей сложностью горно-геологических условий – рас положенные на значительной глубине, вблизи водоносных горизонтов, запасы расположенные вблизи выработанных пространств карьеров и т.д. Ухудшение условий разработки может при вести к снижению производительности комбайновых добычных комплексов и интенсивности разработки месторождений коренных месторождений кимберлитов [3].

Следовательно, приоритетным направлением развития геотехнологии разработки коренных месторождений кимберлитов является обоснование геотехнологических и геомеханических па раметров, позволяющих обеспечить высокую производительность добычных комплексов, а так же устойчивость горных выработок, рудного массива, вмещающих пород и закладки.

Геотехнология отработки коренных месторождений кимберлитов с комбайновой выемкой и закладкой выработанного пространства предусматривает применение одного из вариантов слое вой системы разработки с закладкой выработанного пространства и характеризуется следую щими параметрами: 1) Порядок и последовательность выемки запасов;

2) Размеры выемочных участков по горизонтали и вертикали;

3) Размеры очистных выработок и технология их фор мирования;

4) Количество добычных комплексов в одновременной эксплуатации;

5) Прочност ные и деформационные характеристики закладочного массива. 6) Геомеханические параметры, обусловленные ведением работ вблизи водоносных горизонтов и выработанных пространств карьеров.

Годовая производительность одного добычного комплекса выражается формулой:

, т/год (1) где Qсл – извлекаемый объем руды в слое, т;

Тсл – время отработки слоя, сут.;

Асут – произво дительность комбайна, т/сут.

Результаты расчетов показывают, что производительность комбайна существенно зависит от применяемой технологической схемы очистных работ. Основными технологическими фак торами, определяющими его производительность являются: ширина фронта очистных работ на один добычной комплекс, параметры очистных выработок, продолжительность операций по перемещению комбайнового комплекса между слоями.

Эксплуатационная производительность комбайна (Qсм) составляет:

, т/см (2) где: Qк – техническая производительность комбайна, м3/мин;

Топ – оперативное время рабо ты комбайна в смену, мин;

- плотность руды в массиве т/м3;

ТКВ – время на вспомогательные операции при отбойке, мин;

Тро – время на отбойку руды, мин;

Ко – коэффициент, учитывающий отдых рабочего;

Крез – коэффициент резерва основного горно-шахтного оборудования.

Таким образом, эксплуатационная производительность комбайна определяется соотноше нием времени на отбойку руды и временем, затраченным на вспомогательные операции при отбойке, и представляет собой линейную функцию прямо пропорциональную указанному соот ношению.

Основным резервом повышения производительности является минимизация времени на вспомогательные операции, которое пропорционально длине выработки и не зависит от пло щади ее сечения. Зависимости производительности комбайнов АМ-75 и АМ-105 от площади сечения, рассчитанные с учетом данного предположения, приведены на графике (рис 1).

Рисунок 1 – Зависимость эксплуатационной производительности комбайна от площади сечения и объема крепления Интенсивность отработки крутопадающих месторождений определяется годовым пониже нием горных работ (V):

, м/год (3) где Qп – погашаемые в течение года запасы, т/год;

– плотность руды, т/м3, Sэ – средняя эксплуатационная площадь рудного тела, м2.

Соответственно интенсивность горных работ обратно пропорциональна эксплуатационной пло щади и, следовательно, длины фронта очистных работ, приходящейся на один добычной комплекс. Ее уменьшение с одной стороны, приводит к увеличению годового понижения горных работ, а с другой может привести к снижению производительности комбайна из-за недостаточного резерва забоев.

Минимальный резерв забоев на один добычной комплекс следует определять с учетом воз можной вариации производительности комбайна, неравномерности объемов извлекаемых за пасов в очистных выработках и применяемого порядка выемки. В этом случае минимальный резерв забоев (Кр.з.) будет составлять:

, д.ед. (4) где, Vmax – максимальные запасы руды в очистной выработке в пределах рассматриваемого участка месторождения;

Vmin – минимальные запасы руды в очистной выработке в пределах рас сматриваемого участка месторождения;

S – стандартное отклонение производительности, м3/см;

Qср – средняя производительность комбайна, м3/см.

Минимальная необходимая ширина добычного участка (Lф) составит:

Lф = Кр.з.nb, м (5) где, b – горизонтальный пролет очистной выработки, м;

n – количество очередей отработки заходок в слое.

Разработка большинства кимберлитовых трубок осложняется наличием водоносных ком плексов, содержащих газонасыщенные агрессивные рассолы, поэтому при их разработке не обходимо ограничивать уровень вертикальных смещений и растягивающих деформаций в на легающих породах, чтобы они не превышали критических значений, при достижении которых возможно образование сквозных секущих трещин, соединяющих водоносные горизонты с вы работками подземного рудника.

Применение систем разработки с закладкой позволяет регулировать величину смещений и деформаций за счет выбора порядка выемки запасов и придания закладочным массивам задан ных деформационных свойств. Оценка влияния порядка и последовательности выемки запасов на напряженно-деформированное состояние горного массива выполнена для трех принципиаль ных схем с учетом ограничений, накладываемых применением комбайновой выемки (рис. 2).

а) – вариант № 1, б) – вариант № 2, в) – вариант № 3.

Рисунок 2 - Принципиальные схемы отработки В расчетах использован метод конечных элементов, реализованный в программном ком плексе ANSYS. В результате моделирования отработки участка месторождения высотой 60 м установлено, что:

• параметры зон сжимающих напряжений и их максимальная величина практически не зависят от применяемого порядка выемки запасов и определяются соотношением деформацион ных свойств рудного, породного и закладочного массивов;

• величина горизонтальных растягивающих напряжений существенно зависит от применя емого порядка выемки. Максимальное их значение составляет: вариант № 1 – 3,7 МПа, вариант № 2 – 3,2 МПа, вариант № 3 – 2,7 МПа;

• величина вертикальных смещений после отработки блока составляет: вариант № 1 – см, вариант № 2 – 30 см, вариант № 3 – 26 см, при этом характер развития смещений имеет существенные различия (рис. 3).

Рисунок 3 - Развитие вертикальных смещений по мере отработки Моделированием развития работ одновременно в нескольких разрезках установлено, что восходящий порядок выемки слоев возможен только при ведении очистных работ одним фрон том, вследствие концентрации в рудном массиве горизонтальных напряжений.

Таким образом, при ведении работ вблизи водоносных горизонтов следует либо применять восходящий порядок выемки клинообразным фронтом, который характеризуется наименьшими геомеханическими последствиями, либо корректировать верхнюю границу горных работ. При отсутствии геомеханических ограничений предпочтение следует отдавать вариантам, обеспе чивающим наибольшую интенсивность горных работ при максимальной производительности комбайнового комплекса.

Результаты расчетов и опыт ведения подземных горных работ на руднике «Интернациональ ный» показали возможность увеличения параметров поперечного сечения очистных выработок.

С целью оценки эффективности изменения параметров были проведены испытания выемки за пасов очистными выработками с увеличенными параметрами.

Производительность комбайнового комплекса при отработке очистных выработок в зави симости от сечения, формируемого одним ходом комбайна (ШВ), составило: 6,01,55м – тыс.т/год;

5,44,5м – 200 тыс.т/год;

6,05,2м – 254 тыс.т/год.

Таким образом, двустадийная выемка запасов очистной заходки может быть рекомендована при условии, если оба хода комбайн будет проходить, сечением близким к техническим возмож ностям.

Возможные направления совершенствования геотехнологии разработки глубоких горизон тов кимберлитовых месторождений рассмотрены на примере трубки «Интернациональная».

Рассматриваемый участок месторождения расположен на глубине от поверхности 1000-1220 м.

Оценка по рейтинговой классификации показала, что время устойчивого стояния гори зонтальных обнажений рудной кровли с пролетом 6 м на рассматриваемых глубинах будет со ставлять от 2 до 10 суток, что не позволяет обеспечить безопасное ведение очистных работ в восходящем порядке. Для сравнения приняты три варианта: 1) Технологическая схема с одно стадийным формированием очистных выработок со стандартными параметрами, применяемы ми на руднике;

2) Она же с увеличенными параметрами;

3) Технологическая схема с двустадий ным формированием очистных выработок (рис. 4).

Рисунок 4 Технологическая схема с двустадийным формированием очистных выработок Результаты расчетов производительности и интенсивности показывают, что наиболее при емлемым вариантом для является технологическая схема с двустадийным формированием очистных выработок, которая обеспечивает увеличение средней производительности комбайна на 28 % и повышение интенсивности горных работ в 2,56 раза.

Результаты экономического сравнения вариантов показали, что совокупный экономический эффект от внедрения новой технологии по сравнению с применяемым на руднике вариантом со ставит 95,6 руб./т добытой руды. Экономический эффект от увеличения параметров очистных выработок при сохранении существующей технологической схемы очистных работ составит 19,3 руб./т.


литература:

1. Проблемы комплексного освоения суперкрупных рудных месторождений. // Под.ред. академика К.Н. Тру бецкого, чл.-корр. РАН Д.Р. Каплунова. – М.: 2004. 416 с.

2. Замесов Н.Ф., Айнбиндер И.И., Звеков В.А., Овчаренко О.В., Пацкевич П.Г., Родионов Ю.И. Актуальные проблемы геотехнологий подземной разработки рудных месторождений в сложных горнотехнических условиях и пути их решения. – Горный журнал, № 4, 2005. с. 3. Пацкевич П.Г. Повышение интенсивности слоевой системы разработки с закладкой и комбайновой отбойкой руды на руднике «Интернациональный» // Материалы 5-й Международной научной школы молодых ученых и специа листов «Проблемы освоения недр в XXI веке глазами молодых», УРАН ИПКОН РАН, 11-14 ноября 2008 г. с.167-169.

4. Айнбиндер И.И., Пацкевич П.Г., Родионов Ю.И. Новые подходы к подземной разработке месторождений полезных ископаемых. Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых, № 5, 2008. с.89-97.

Баланчук Виталий Романович Институт горного дела УрО РАН, Екатеринбург, Россия инновационный способ перегрузки горной массы в глубинной зоне карьера В статье рассматривается новая технологическая схема перегрузочного пункта для разра ботки кимберлитовых трубок специализированным карьерным транспортом, которые учитыва ли бы специфические особенности ведения горных работ. Проблема является актуальной в связи с дефицитом рабочего пространства при доработке глубинной зоны кимберлитового карьера.

При отработке крутопадающих залежей полезных ископаемых на большую глубину необхо димо решать вопрос сохранения эффективности транспорта. Для снижения объемов вскрышных работ, необходимо применять в нижней части карьера автосамосвалы малой грузоподъемно сти, а в верхней части магистральный автотранспорт большой грузоподъемности для снижения себестоимости перевозок на значительное расстояние. Как показали исследования Института Якутнипроалмаз [1] в нижней части эффективно применять крутонаклонные съезды для увели чения углов откоса бортов карьера. В этом случае необходимо организовать перегрузку в карье ре. В условиях ограниченного пространства в карьере нецелесообразно резервировать место под перегрузочный пункт, что вызовет либо дополнительный разнос бортов, либо консервирование целиков, поскольку это может нивелировать положительный эффект от применения крутона клонных съездов.

Пункт перегрузки горной массы служит связующим звеном, соединяющим различные виды транспорта в единую технологическую схему. От выбора способа перегрузки горной массы и конструкции перегрузочного пункта зависят производительность и ритмичность работы горно транспортного комплекса в целом.

В условиях глубоких карьеров отрабатывающих крутопадающие залежи полезных ископае мых ИГД УрО РАН предлагается применять внутрибортовой перегрузочный пункт обеспечива ющий заданную производительность эксплуатируемых видов специализированного транспорта.

Основным преимуществом такого технологического решения является снижение объема горно капитальных работ, за счет размещения перегрузочного пункта в подземных выработках в борту карьера [2].

Внутрибортовой перегрузочный пункт (рис. 1) состоит из разгрузочной камеры сборочного транспорта 1, устройства дробления негабарита 2, аккумулирующего рудоспуска 3, загрузочной камеры магистрального транспорта с вибровыпуском 4.

Рисунок 1. Схема внутрибортового перегрузочного пункта Сборочный транспорт разгружается в разгрузочной камере 1, где взорванная горная масса попадает в аккумулирующий рудоспуск 3 через колосниковый грохот. Горная масса, превыша ющая размер секции колосникового грохота, дробится устройством для дробления негабарита 2. Накопленная горная масса из рудоспуска загружается вибропитателем например, ВПУ-3К, ВВДР-5, ГПТ-1 в загрузочной камере 4.

Для подъезда к загрузочной камере могут использоваться несколько схем подземных транс портных выработок (рис. 2).

Рисунок 2. Схемы транспортных коммуникаций для загрузочной камеры Приняв стоимость 1 м3 проходки транспортных коммуникаций для загрузочной камеры вну трибортового перегрузочного пункта 1000 руб/м3 можно получить график стоимости проходки коммуникаций по вариантам, представленным на рис. 2 и стоимости проходки разгрузочной камеры для гусеничного самосвала грузоподъемностью 40 т.

Рисунок 3. Стоимость проходки транспортных коммуникаций по вариантам рис. На рис. 4, 5 более детально представлен узел внутрибортового перегрузочного пункта, для усло вий трубки «Комсомольская». Высота рудоспуска составляет 34 м, угол откоса бортов 700. При диаметре рудоспуска 5 м и высоте в 34 м, запас горной массы перегрузочного пункта составит 5-6 рейсов магистрального самосвала грузоподъемностью 130 т, при условии полного заполне ния рудоспуска. Количество рейсов 1 гусеничного самосвала [3] с геометрическим объем кузова 18 м3, необходимое для заполнения такого аккумулирующего рудоспуска, составляет 35 рейсов.

Рисунок 4. Внутрибортовой перегрузочный пункт в поперечном разрезе Рисунок 5. Внутрибортовой перегрузочный пункт во фронтальном разрезе Для определения оптимального диаметра рудоспуска и его высоты была выведена зависи мость количества загружаемых самосвалов, грузоподъемность 130 т, в зависимости от параме тров рудоспуска, представленная на рис. 5.

При необходимости повысить количество загружаемых перегрузочным пунктом маги стральных самосвалов, но при этом сократить высоту уступа, целесообразно рассмотреть в ка честве магистрально транспорта самосвалы меньшей грузоподъемности, что в свою очередь позволит сократить сечение выработки загрузочной камеры, соответственно увеличив высоту рудоспуска.

Рисунок 6. Влияние диаметра рудоспуска и его высоты на количество загружаемых маги стральных самосвалов г/п 130 т.

Расположение перегрузочного пункта в карьере на момент сдачи его в эксплуатацию харак теризуется двумя параметрами: глубиной, определяемой от поверхности, и высотой от пункта до нижнего горизонта рабочей зоны карьера. Расстояние транспортирования горной массы ма гистральными самосвалами, доставляющими руду от перегрузочного пункта на поверхность, зависит от глубины расположения перегрузочного пункта и является постоянным за весь период его использования. Расстояние перевозок к перегрузочному пункту сборочными самосвалами, доставляющими руду из забоя до перегрузочного пункта, в глубинной зоне карьера состоит из двух частей. Первая часть зависит от высоты расположения приемного устройства перегру зочного пункта в момент ввода его в эксплуатацию, это расстояние от забоя до перегрузочного пункта, является относительно постоянной. Вторая часть зависит от глубины понижения горных работ за период использования данного перегрузочного пункта.

Для анализа возможного месторасположения будущего перегрузочного пункта необходимо учитывать следующие основные факторы:

• Оптимальное расстояние транспортирования горной массы как для сборочного, так и для магистрального транспорта • Отсутствие необходимости разноса бортов для организации перегрузочного пункта • Наличие транспортных коммуникаций для доступа к перегрузочному пункту сборочного и магистрального транспорта При определении диапазона глубины для месторасположения перегрузочного пункта мож но воспользоваться неравенством:

H2 Hрасп.ПП H – H1+ HПП, если выполняется условие H1 + H2 – H HПП, где H – проектная глубина карьера H1 – эффективная глубина транспортирования магистральным транспортом H2 – эффективная глубина транспортирования сборочным транспортом Hрасп.ПП – оптимальная глубина месторасположения перегрузочного пункта HПП – высота перегрузочного пункта.

В таблице 1, приведена калькуляция инвестиций по приобретению и пуску специализиро ванного карьерного транспорта.

Таблица № Расчет инвестиций в основные средства наименование количество, цена за ед., цена, тыс.

шт. тыс. руб. руб.

1.Гусеничный самосвал 3 12 000,00 36 000, 2.Трорллейвоз 4 25 000,00 100 000, 136 000, 3.Стоимость запчастей - - 13 600, 4.Монтаж и пуско-наладочные - - 9 520, работы 5.Транспортные расходы - - 6 800, 6.Троллейная линия 8 км 27200,00 217 600, Всего инвестиции в основные - - 383 520, средства по проекту с НДС Из расчета плана денежных поступлений и выплат можно сделать вывод, что во всех видах планирования сальдо имеет не отрицательное значение: в первый год равно 0, во все последую щие годы положительные значения (кроме 2 года). Это говорит о финансовой состоятельности и платежеспособности инвестиционного проекта.

Таблица План доходов и расходов строи показатели тель- 1 год 2 год 3 год 4 год 5 год ство Выручка от 0 434238,490 434238,490 434238,490 434238,490 434238, реализации Себестоимость 0 341920,071 341920,071 341920,071 341920,071 341920, Налог на иму 0 7659,520 6103,680 4547,840 2992,00 1436, щество Налог на при 0 16931,780 17242,948 17554,116 17865,28 18176, быль Чистая при 0 67727,119 68971,791 70216,463 71461,135 72705, быль Чистая прибыль увеличивается с каждым годом на одну и ту же величину 1244,672 тыс.

руб., исходя из этого можно сделать вывод, что производство рентабельно.

Индекс доходности инвестиций характеризует величину дохода в виде прибыли и амортиза ции за весь жизненный цикл проекта и показывает, что на 1 рубль инвестиций приходятся 1,427 руб.

список литературы:

1. Транспортный комплекс акционерной компании «АЛРОСА» [Текст] / И.В. Зырянов // Горный журнал. – 2005. – №7. – с. 114 – 118.

2. Технологические особенности и перспективы применения троллейвозов на горных предприятиях [Текст] / П.И. Тарасов, А.П. Тарасов // Горная промышленность. – 2008. - №1(77). – с. 54 – 56.


3. Конструктивные схемы гусеничных самосвалов для работы в карьерах с повышенными уклонами в вы работках [Текст] / П.И. Тарасов, В.О. Фурин, А.Г. Ворошилов, С.В. Лобанов, В.М. Неволин // Горная промышлен ность. – 2008. - №2(78). – с. 64 – 66.

Исаков Михаил Викторович Институт горного дела УрО РАН, Екатеринбург, Россия оценка энергоэффективности транспортированиЯ горной массы перспективным транспортом * Одним из перспективных направлений является повышение энергоэффективности транс портирования горной массы специализированными карьерными транспортными средствами (СКТС), область применения каждого из которых более узкая, чем у автосамосвалов с дизель ным двигателем, но в своей области они способны повысить энергетическую эффективность.

В Институте горного дела УрО РАН предложен комплекс таких транспортных средств, ко торые могут применяться на открытых горных работах как отдельно, так и в комбинации между собой, или в комбинации с традиционными самосвалами.

В данной статье рассматриваются следующие виды специализированного карьерного транс порта: предлагаемые специалистами ИГД УрО РАН автосамосвал с комбинированной энергоси ловой установкой (КЭУ), троллейвоз, дизель-троллейвоз, гусеничный самосвал (таблица 1).

Все виды специализированных транспортных средств имеют различные технические ха рактеристики: вес, собственную массу, тип источника питания, различные типы трансмиссии и др. Поэтому СКТС необходимо рассмотреть с точки зрения энергоэффективности и сравнить их традиционными самосвалами.

Технические характеристики СКТС Таблица К Э У КЭУ «гтд К Э У КЭУ ГТУ Вид СКТС Тр ДТ ГС AC дд 1250» «Салют» 1Т Грузоподъемность, т 140 130 139 139 139 139 40 Масса самосвала, т 90 108,2 98,1 98,1 98,1 110 50 Коэффициент тары 0,64 0,83 0,71 0,71 0,71 0,79 1,25 0, Где КЭУ – автосамосвал с КЭУ, первичным двигателем которого является:

дд - дизельный двигатель, гтд –газо-турбинный двигатель гтд-1250, Салют - газо-турбинный двигатель «Салют», ГТУ-1Т - газо-турбинный двигатель ГТУ-1Т;

Тр. – троллейвоз;

Д-Т – Дизель троллейвоз;

ГС – гусеничный самосвал;

АС – Автосамосвал с дизельным двигателем.

Троллейвоз представляет собой самосвал на колесном ходу, без дизельного двигателя, полу чающий питание только от троллейной сети. Коэффициент тары такого транспортного средства ниже, чем у традиционного самосвала и может достигать значения 0,64, что снижает энергоза траты при движении самого транспортного средства. За счет использования источника «беско нечной мощности» (троллейной сети) возможно повышение скорости движения троллейвоза в грузовом направлении, а при движении на спуск – возвращение в сеть всей энергии, выделяемой мотор-колесами, без каких-либо ограничений.

Дизель-троллейвоз использует энергию дизельного топлива и энергию, полученную от трол лейной сети. Троллейное питание позволяет повысить производительность самосвала путем повышения скорости движения самосвала на подъем, а дизельный двигатель дает возможность автономного движения. Дизель-троллейвоз рекомендуется использовать вместо традиционных самосвалов в районах с дешевой электроэнергией при расстоянии транспортирования не менее 4 – 6 км..

В автосамосвале с КЭУ может быть использованы силовые установки двух видов: КЭУ с дизельным двигателем и КЭУ с газотурбинным двигателем. Накопитель энергии, установлен ный в самосвале, позволяет выключать двигатель внутреннего сгорания, когда его использова ние нерационально. В случае использования газовой турбины в качестве первичного источника питания, за счет большей удельной мощности можно повысить скорость транспортирования горной массы до 20 км/час на подъем и преодолеваемый продольный уклон до 16% [1]. Эконо мия дизельного топлива достигается за счет сокращения расстояния транспортирования, време ни движения и исключения работы двигателя внутреннего сгорания при движении на спуск.

Особенность гусеничного самосвала является гусеничный движитель, что позволяет пре одолевать продольный уклон до 35%. Несмотря на большой коэффициент тары гусеничного самосвала (1,25), значительное сопротивление движению гусеничного движителя, достигается значительная экономия энергии за счет снижения горнокапитальных работ [2].

Проанализируем работу, совершенную источником питания за один цикл работы самосва ла, в условиях, близких к условиям карьера «Комсомольский» АК «АЛРОСА». Для каждого вида транспорта были отстроены трассы, условия построения которых были близки к услови ям среднестатистических трасс традиционных самосвалов, а именно, через каждые 30-50 м.

подъема организованны горизонтальные участки длинной 50 м, остальные параметры трассы выбраны с учетом технических характеристик транспортных средств. В результате, основные характеристики трассы СКТС можно представить на рисунке 1 и 2,светлыми столбцами.

Основные характеристики трасс СКТС Таблица КЭУ КЭУ АС КЭУ дд ГТД 1250 Салют Тр. Д-Т КЭУ ГТУ-1Т ГС iср.в,% 6,6 6,6 6,6 6,6 6,6 6,6 7,59 13, Н,м 341 341 341 341 341 341 341 L, м 5182 5182 5182 5182 5182 5182 4488 где iср.в – средневзвешенный уклон трассы;

Н – высота подъема транспортного средства;

L – суммарная длинна трассы транспортного средства.

Сравним работу совершенную силовой установкой каждого транспортного средства рис 1 и 2. на рисунке 1 и 2 представлена работа, совершенная источником питания транспортного сред ства за один цикл работы самосвала. По результатам расчета можно оценить такие показате ли как, коэффициент тары, тип трансмиссии, особенности работы данного вида транспортного средства, но не тип силовой установки.

Из рис. 1 и 2 видно, что наибольшая энергоэффективность достигается при использовании троллейвоза за счет самого низкого коэффициента тары и возможности возврата в сеть всей энергии, полученной в результате торможения.

В автосамосвале с КЭУ также есть возможность запасать энергию рекуперативного тор можения, но, в отличие от троллейвоза, емкость накопителя ограничена. Разность в удельном энергопотреблении КЭУ дд и КЭУ гтд объясняется различием масс самосвалов (энергосило вых установок) и разностью в скорости движения. У дизель-троллейвоза нет возможности воз вращать в сеть рекуперированную энергию, так как, диезль-троллейвоз движется на спуск (в порожнем направлении) в автономном режиме, дизель-троллейвоз обладает большим коэффи циентом тары среди колесных транспортных средств, поэтому его удельное энергопотребление значительно выше, чем у традиционного самосвала, автосамосвалов с КЭУ и троллейвоза.

Наибольшее удельное энергопотребление при движении у гусеничного самосвала, так как у него наибольший коэффициент тары, наибольшее сопротивление движению и значительные уклоны среди рассматриваемых транспортных средств.

Исследование энергетических параметров на конечном этапе необходимо проводить с уче том энергосиловой установки самосвала. В данном расчете, используется аппроксимированная характеристика двигателей внутреннего сгорания, уравнение которой представляет собой ква дратное уравнение. Источники электрической энергии представлены как источники бесконеч ной мощности, потому что их мощность значительно выше мощности, потребляемой самосва лом. Для системы токосъема предусмотрено падение напряжения в контакте троллей-пантограф порядка 5 В.

Электрическая энергия учитывается с коэффициентом 3,6 МДж/кВт, а дизельное топли во с коэффициентом 42,5 МДж/кг. Энергетические затраты специализированных транспортных средств представлены на рисунках 1 и 2 темные столбцы.

6 5 4 МДж 3 2 1 Тр Т ГС C Д A дд Т т ю У У ал КЭ ГТ С д У гт У КЭ КЭ У КЭ Рисунок 1 Затраты энергии различными СТКС за цикл:

– энергия, затраченная силовой установкой;

– работа совершенная силовой установкой У д е л ь н ы е э н е р г о з а тр а ты МДж/т ДТ Тр AC ГС дд т 1Т лю У КЭ У Са ГТ д У гт У КЭ КЭ У КЭ Рисунок 2 Удельные показатели энергозатрат различными СТКС за цикл, МДж/т:

– удельная энергия, затраченная на подъем одной тонны горной массы;

– удельная работа, совершенная силовой установкой на подъем одной тонны горной массы Удельное энергопотребление представленных колесных СКТС (кроме КЭУ гтд 1250) ниже энергопотребления традиционного самосвала. КЭУ дд сокращает энергозатраты на 6,67% за счет исключения работы двигателя внутреннего сгорания на вспомогательных операциях транс портного цикла. В свою очередь большой удельный расход энергии КЭУ гтд-1250 и КЭУ Салют обусловлен неприспособленностью данных ГТД для карьерного транспорта. Снижение энерго затрат при использовании троллейвоза и дизель-троллейвоза связано с уменьшением числа сту пеней преобразования энергии – исключением двигателя внутреннего сгорания, кпд которого имеет наименьшее значение среди рассмотренных преобразователей энергии. Большее энерго потребление дизель-троллейвоза по сравнению с троллейвозом обусловлено и использованием в нем дизельного двигателя.

Расчеты затраченной энергии на выемку горной массы послойно представлены на рис 4.

30 20 МДж х 10^ 10 15 45 75 10 5 135 165 195 225 255 285 315 Г л уб ина, м Рисунок 4. – Энергия, затраченная на перевозку всей горной массы:

где а – автосамосвал с КУЭ и ГТД 1250, б – гусеничный самосвал;

в – автосамосвал с КЭУ и ГТД Салют, г – автосамосвал с дизельным двигателем;

д – автосамосвал с КУЭ и дизельным двигателем;

е – дизель-троллейвоз;

ж – троллейвоз.

список литературы:

1. Тарасов П.И., Журавлёв А.Г., Исаков М.В. Перспективы применения топливных элементов на карьерном автотранспорте // Проблемы недропользования. Материалы I молодежной научно-практической конференции, февраля 2007г. – Екатеринбург: УрО РАН, 2007. С 258 - 264.

2, Бабаскин С.Л. Оптимизация конструкции бортов в нижней части кимберлитовых карьеров за счет приме нения новой технологии гонных работ //Проблемы карьерного транспорта. Материалы IX международной научно практической конференции, 9 – 12 октября 2007 г. – Екатеринбург: УрО РАН, 2008. – С 33 - 38.

3. * –Исследования проводится по гранту Уральского отделения РАН Феоктистов Андрей Юрьевич, Мезенин Антон Олегович, Иванов Кирилл Сергеевич, Васильков Владислав Борисович НПК «Механобр-техника», Санкт-Петербург, Казахстан имитационное моделирование технологических процессов сепарации с помощью метода дискретных элементов В отличие от чистых жидкостей поведение сыпучих материалов и порошков невозможно опи сать, зная только наименование и соответствующий химический состав. Это обуславливается нали чием большого количества параметров характеризующих материал помимо химического состава:

распределение крупности (гранулометрический состав);

форма частиц (лещадные, кубовидные, сферические, и т.п.);

состояние поверхности (гладкая, шероховатая, с острыми кромками);

содержание влаги (данный параметр оказывает влияние на слипание частиц и образова нии агломератов);

Задача качественного моделирования сыпучих материалов в различных процессах и агре гатах не может быть решена традиционными вычислительными методами расчета сплошных сред (например, методами вычислительной гидро–газодинамики): необходимо принимать во внимание индивидуальное поведение каждой частицы. Каждая частица (дискретный элемент) ведет себя независимо до момента контакта с другими частицами или элементами геометриче ской модели.

Для решения этой задачи в области моделирования поведения горно–рудных сыпучих ма териалов еще в 1971 Cundall [1] предложил использовать метод Дискретных Элементов (МДЭ), теоретическим обоснованием которого он ранее занимался. Широкое распространение метод получил за последние 10 лет, что связано прежде всего с развитием вычислительной техники и появлением соответствующего программного обеспечения. Метод дискретных элементов от носится к семейству численных методов расчета и является обобщением метода конечных эле ментов.

Основы метода дискретных элементов применительно к анализу идеализированной сыпу чей среды, состоящей из дисков или сфер, были заложены в [1 и 2]. Частицы при контакте взаи модействовали посредством вязкоупругой силы — линейной комбинации закона Гука и вязкого слагаемого, ответственного за диссипацию энергии в результате столкновения (см. рис. 1). При вычислении тангенциальной компоненты силы учитывался закон трения Кулона. Являясь про стейшей, тем не менее, такая модель учитывает все основные параметры контакта и позволяет воспроизводить многие эффекты, демонстрируемые сыпучими материалами в различных усло виях нагружения.

Рис. 1. – Модель расчета сил взаимодействия частиц для метода дискретных элементов (контактная модель линейной упругости): слева – нормальная составляющая, справа – танген циальная;

1 – неудерживающая связь, 2 – демпфер, 3 – упругий элемент Вычисление коэффициентов жесткости упругих элементов и коэффициентов демпфиро вания осуществляется в самом программном пакете по характеристикам сыпучего материала (плотность, геометрические параметры, коэффициенты трения, коэффициент Пуассона, коэф фициент восстановления и т.п.).

МДЭ позволяет моделировать динамику движения и механическое взаимодействие каждого тела или частицы в рамках определенной физической системы и предоставляет исчерпываю щую информацию о местоположении отдельного тела или частицы во времени и пространстве.

Компьютерное моделирование с помощью МДЭ завоевывает все более высокие позиции и для многих задач уже зарекомендовало себя как более эффективное средство, чем лабораторное или натурное моделирование.

Современные программные пакеты для моделирования МДЭ обладают рядом общих при знаков:

• трехмерное представление, как геометрической модели аппарата, так и самих частиц.

Пакеты предоставляют возможность импортирования трехмерных элементов оборудования из любого 3D CAD пакета;

• встроенные контактные модели, позволяющие, в том числе моделировать слипание ча стиц;

• мощная система визуализации. В процессе расчета/анализа можно просмотреть поведе ние частиц в любой области агрегата;

• возможность получения необходимых сведений о любой частице (скорость, положение) в любой момент времени. Расчет объемных, массовых сил, моментов, потерь энергии при стол кновении частиц, и т.п;

• возможность экспорта результатов расчета в сторонние приложения для анализа (напри мер, в табличный процессор);

Современные программные пакеты для расчета сыпучих сред позволяют создать (импор тировать) трехмерную геометрическую модель аппарата, обеспечить динамику ее составных частей (в т.ч. возможны линейное перемещение, колебания, вращение, перемещение с ускоре нием), генерацию частиц определенного количества и качества (геометрической формы, грану лометрического состава, и т.п.), обеспечить расчет взаимодействия частиц между собой и эле ментами геометрии (в соответствие с выбранными контактными моделями взаимодействия), а также обеспечить качественный анализ результатов с возможностью создания трехмерной ви зуализации движения и взаимодействия частиц.

Компьютерная модель объекта, в данном случае, может практически полностью отражать условия и масштабы проведения натурных экспериментов, т.е. “имитировать” их. Данный под ход может быть особенно эффективен, если проведение натурных экспериментов на полномас штабных аппаратах невозможно или дорого. После проверки (валидации) “физичности” поведе ния определенного сыпучего материала в условиях изучаемого процесса, может быть проведен полномасштабный вычислительный эксперимент, который может помочь исправить ошибки и натолкнуть исследователя на конструктивные изменения.

В нашем исследовании эффективность данного подхода оценивалась при создании устрой ства для разделения по крупности тонкодисперсных материалов, что требуется, например, при извлечении отсевов гранитного щебня крупностью порядка 0,1–0,2 для приготовления различ ных строительных смесей.

Для выделения таких классов крупности традиционно используются вибрационные грохота с металлической сеткой в качестве просеивающей поверхности. Срок службы такой сетки, чаще всего не превышает 5 суток. Другой проблемой является малая эффективность разделения мел ких классов, обусловленная забиванием отверстий сита “трудными” зернами.

Для решения данной задачи было предложено использовать сегрегационный способ разде ления сыпучего материала по крупности, основанный на том, что по мере продвижения по ви брирующей поверхности, происходит его расслоение по высоте слоя таким образом, что круп ные частицы «всплывают» наверх, а мелкие оказываются внизу [3].

Экспериментальные исследования по разделению сыпучего материала (отсев щебня) с ис пользованием отсекающей пластины (вариант 1, рис. 2) и ступени (вариант 2, рис. 3) для раз деления слоев, первоначально проводились на специальном вибрационном стенде [4] “НПК “Механобр-техника”. Затем был выполнен расчет в программном пакете EDEM для расчета сы пучих сред и сравнение результатов. В качестве исходных данных был задан гранулометриче ский состав материала отвечающий экспериментальным исследованиям, геометрические пара метры, угол вибрации, амплитуда и частота колебаний. Контролировался выход мелкой фракции (– 0,18 мм) в нижний и верхний продукт.

Проведенный вычислительный эксперимент для 1-го варианта устройства подтвердил ма лую эффективность применения отсекающей пластины (материал забивался между отсекающей пластиной и лотком, что обуславливало, в том числе и малую производительность), показанную также при испытаниях на вибрационном стенде.

В связи с вышеприведенными недостатками по результатам натурных и вычислительных экспериментов, в т.ч. на основе созданной в программном пакете трехмерной анимации было принято новое конструктивное решение (вариант 2, рис. 3).

Изменения в конструкции обеспечило беспрепятственный проход частиц по лотку и отсев мелкой фракции, проваливающийся в объемную щель, образованную лотком и “ступенью”(см.

рис. 3).

Содержание в исходном материале мелкой фракции (– 0,18 мм) в экспериментах и в модели составляло 11,61 % (соответственно, крупной фракции + 0,18 мм – 88,39 %).

Рис.2 – Трехмерная модель(а) и схема модели Рис. 3 – Трехмерная модель(а) и схема вибрационного классификатора(б) (вари- модели вибрационного классификатора(б) ант 1) (вариант 2) где – амплитуда колебаний лотка;

w – частота колебаний лотка;

, – угол между направлением вибрации и рабочей поверхностью лотка;

h – расстояние между отсекающей пластиной(ступенью) и поверхностью лотка ;

а – ширина ступени.

В результате натурного эксперимента и компьютерного моделирования получены, в част ности, следующие результаты: содержание в нижнем продукте мелкой фракции (– 0,18 мм) – в эксперименте 22,35 %, в модели 24,51 % (соответственно, верхней фракции в этом продукте 77,65 % и 75,49%). Содержание в верхнем продукте мелкой фракции – в эксперименте 4,63 %, в модели 0,07 % (соответственно, крупной фракции 95,37 % и 99,93%).

Выводы:

• исследования подтверждают качественное совпадение результатов натурного экспери мента и моделирования с помощью метода дискретных элементов • ценным при моделировании является визуальное представление процесса в виде 3D ани мации, что упростило принятие нового конструктивного решения и позволило выявить следу ющие эффекты: процесс сегрегации начинает осуществляться еще в бункере;

сосредоточение мелкой фракции под действием вибрации наблюдается вблизи стенок лотка;

• имитационное моделирование является одним из методов, позволяющих оценить систе му и её реакцию на возмущения по ряду показателей, и дает возможность одновременного рас смотрения и оценки нескольких альтернативных вариантов проектных решений.

• данный подход позволяет сократить количество и продолжительность натурных экспери ментов, тем самым существенно сокращает затраты на создание новой продукции.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 11 |
 



Похожие работы:





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.