Zastosowanie obudowy kotwowej podatnej celem poprawy stateczności wyrobisk poprzez częściowe przejmowanie deformacji górotworu

Transkrypt

1 PRZEGLĄD Nr 4 GÓRNICZY 1 założono MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 4 (1073) kwiecień 2012 Tom 68(CVIII) mgr inż. Krzysztof Skrzypkowski* ) UKD: /.044: / : Zastosowanie obudowy kotwowej podatnej celem poprawy stateczności wyrobisk poprzez częściowe przejmowanie deformacji górotworu The application of yielding bolt support in order to improve the stability of excavations through partial taking over of rock mass deformations Treść: W artykule przedstawiono rozwiązania konstrukcyjne kotew przeznaczonych dla warunków górniczych, w których górotwór deformuje się. Zaprezentowano kotwy, które uległy modyfikacji, ze względu na zastosowany gatunek stali lub dodanie do nich elementów upodatniających, a także nowe kotwy, które przechodzą fazę testów. Na podstawie przykładu z kopalni Liyazhuang oraz jednej z GZW, pokazano, iż obudowa kotwowa podatna, wykonana ze stali konstrukcyjnej, nisko stopowej o podwyższonej wytrzymałości na rozciąganie, dobrze przystosowuje się do deformacji górotworu. Abstract: The article presents constructional solutions of bolts intended for mining conditions, in which the rock mass becomes deformed. Moreover, bolts have been presented which were modified on account of the application of a new steel grade or added yielding elements to them, as well as new bolts, which have been tested. On the ground of samples from the hard coal mine Liyazhuang and one of the mines from the Upper Silesian Coal Basin, it has been indicated that yielding bolt support made from constructional steel, low-alloyed and with increased tensile strength, well adopts to rock mass deformations.. Słowa kluczowe: obudowa kotwowa, upodatnienie Key words: bolt support, yielding 1. Wprowadzenie Różnorodność warunków, w jakich jest stosowana obudowa kotwowa, powoduje, iż jest ona przeznaczona do zabezpieczenia stropu i ociosów wyrobisk górniczych jako samodzielna lub wzmacniająca obudowa kotwowa. Służy ona również do podwieszania różnych elementów wyposażenia górniczego. Obudowa spełnia swoje zadanie, jeżeli współpracuje z odpowiednio dobranymi elementami zabezpieczającymi wyrobisko lub wspomagającymi poszczególne kotwy, do których należą: siatki MM (ogrodzeniowe lub zgrzewane), stropnice płytowe, podciągi stalowe, podkładki oraz nakrętki kotwowe. Aby stosować kotwy pod ziemią, muszą one spełniać wymagania norm i przepisów [10, 11, 12]. Z uwagi na materiał, z jakiego jest wykonywana obudowa kotwowa, można ją podzielić na: * ) Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie. stalową w postaci prętów, rur, blach, strun oraz lin, drewnianą w postaci prętów, z materiałów kompozytowych w postaci prętów, rur oraz strun. Innym rodzajem podziału kotew jest ich mechanizm działania, który można podzielić na następujące grupy: wklejane, mocowane w górotworze za pomocą różnego rodzaju spoiw cementowych lub ładunków żywicznych, mechaniczne, mocowane w górotworze za pomocą głowicy ( zamka ), rozpieranego o ściankę otworu, rurowo-cierne, działające na zasadzie tarcia występującego pomiędzy kotwą a górotworem. Utwierdzenie kotwy w górotworze może mieć charakter: ciągły, kotwa jest zamocowana w otworze na całej długości poprzez zastosowanie ładunków klejowych lub odpowiedniego spoiwa cementowego oraz na zasadzie tarcia, np. kotew Split-Set, Swellex, punktowy (odcinkowy), ten typ jest charakterystyczny dla kotew klinowych, szczękowych lub też wklejanych

2 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 odcinkowo, umożliwia on nadanie naciągu wstępnego kotwy [2]. Ze względu na mechanizm przejmowania obciążenia można wyróżnić następujące typy kotew: kotwy sztywne, o zadowalającej wytrzymałości, zrywające się przy przejęciu obciążenia bliskiego granicy wytrzymałości żerdzi kotwy, przy stosunkowo niewielkich możliwościach odkształceń, np. kotwy wklejane, kotwy podatne, zdolne do przenoszenia znacznych deformacji, np. kotew Split Set, o stosunkowo niskiej nośności, kotwy absorbujące energię obciążenia dynamicznego, charakteryzujące się wysoką nośnością i możliwością przenoszenia stosunkowo dużych przemieszczeń i deformacji. Przykładem kotew absorbujących energię może być, np.: Roofex, Cone Bolt Zmodyfikowana, Durabar, D, Garford, w których wartość absorbowanej energii mieści się w przedziale od 25 do 66 kj, przy wydłużeniu względnym od 6,5 do 24 % [3]. Rys. 1. Kotew upodatniająca wykonana ze stali konstrukcyjnej Q500 [9] Fig. 1. Yielding bolt made from constructional steel Q500 [9] 2. Mechanizm upodatnienia Jednym z elementów obudowy kotwowej może być cylinder upodatniający, który jest zakładany na żerdź kotwową, znajdujący się pomiędzy podkładką a nakrętką kotwową (rys. 1). W wyniku deformacji górotworu żerdź kotwowa jest dodatkowo obciążana. Zastosowanie tego cylindra powoduje częściowe uwolnienie obciążenia górotworu. Właściwości mechaniczne cylindra zostały przeanalizowane poprzez wykonanie mechanicznych testów w laboratorium. Na rysunku 2 zaprezentowano typową charakterystykę naprężeniowo-odkształceniową. Na podstawie wykresu 2 można stwierdzić, że deformacja cylindra upodatniającego może być podzielona na trzy etapy: elastycznej wytrzymałości, stałej plastycznej wytrzymałości oraz stabilnej plastycznej wytrzymałości po upodatnieniu. Upodatnienie składa się z elastycznej deformacji podczas etapu elastycznej wytrzymałości, na wykresie odnosi się to punktu od O do A. Związek pomiędzy naprężeniem i odkształceniem na tym odcinku może być wyrażony prawem Hooke a. Od punktu A do punktu B upodatnienie cylindra z powodu plastycznej deformacji przy stałym obciążeniu (naprężenie uplastyczniające) jest widoczne do momentu całkowitego ściśnięcia (zmiażdżenia). Podczas etapu stałej wytrzymałości od punktu B do punktu C, cylinder upodatniający został ściśnięty i pozostał w stanie stabilnym. Kontynuowana deformacja jest bardzo mała ale obciążenie jest duże. Specjalnie wykonany cylinder upodatniający, który jest zakładany na żerdź kotwową wykonaną ze stali o wysokiej wytrzymałości, reguluje oraz kontroluje siłę wzdłuż żrerdzi kotwowej poprzez upodatnienie. W porówniu do powszechnie stosowanych kotwi (rys. 3a) można w tym przypadku wyróżnić 5 etapów, które zaprezentowano na rysunku 3b. Zakres: od punktu O do punktu A, oznacza etap elastycznej deformacji cylindra, od punktu A do punktu B, oznacza etap plastycznego upodatnienia cylindra, od punktu B do punktu C, oznacza etap elastycznej deformacji upodatnionego pręta kotwy, od punktu C do punktu D, oznacza etap plastycznego upodatnienia pręta kotwy, od punktu D do punktu E, oznacza etap łagodnego uszkodzenia pręta kotwy. Te specyficzne właściwości żerdzi kotwowej upodatnionej o wysokiej wytrzymałości, pozwalają jej przystosować się do deformacji i uszkodzeń skał. Rys. 2. Charakterystyka naprężeniowo-odkształceniowa cylindra [9] Fig. 2. Stress-strain characteristics of cylinder [9] Rys. 3. Właściwości mechaniczne kotwy; a zwykłej, b upodatnionej [9] Fig. 3. Mechanical properties of a bolt: a common, b yielded [9] Badania przemysłowe, z zastosowaniem obudowy kotwowej podatnej, zostały wykonane w kopalni węgla kamiennego Liyazhuang w Jinhong (Chiny), która należy do grupy węglowej Huozhou. Kopalnia wydobywa około 1,5 mln ton węgla na rok [9]. W kopalni zdecydowano się na nowe rozwiązania obudowy wyrobiska, ponieważ badania ujawniły, że dotychczas stosowana obudowa zabezpieczająca strop oraz ocios wyrobiska nie spełnia swojej funkcji. Liczba zerwanych kotew prętowych na odcinku 50 m wyrobiska wynosiła około 160 sztuk, przy średniej około 3,2 kotwy na metr wyrobiska. Również 20 kotew linowych uległo zerwaniu. Po zainstalowaniu stropnic wzmacniających w miejscach osłabionego górotworu, następowało ich maksymalne ugięcie wynoszące 200 mm. Dalsze badania pokazały, że obciążenie ze strony stropu wzrastało bardzo szybko w pierwszych dniach, kiedy

3 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 obudowa kotwowa była instalowana. Kotwy były zrywane następnego dnia. Większość kotew zarówno prętowych, jak i linowych ulegała zerwaniu po 2 tygodniach od ich początkowej instalacji. Występujący węgiel zaliczony został do grupy węgli miękkich, ociosy wyrobisk zbudowane były ze słabych skał o niskich parametrach wytrzymałościowych. Górotwór był spękany, charakteryzujący się licznymi szczelinami oraz uskokami, łatwo pęczniejący oraz silnie zaawansowany tektonicznie. Szczegółowe badania wykonano w chodniku przewozowym ściany o długości 805 m na głębokości 530 m, który był używany do transportu materiałów oraz wentylacji. Strop wyrobiska stanowił piaskowiec o miąższości 4 m, natomiast strop bezpośredni zbudowany był z łupka piaszczystego, zawodniony oraz kruchy, jego średnia miąższość wynosiła 2,8 m. W rejonie prowadzonej eksploatacji miąższość węgla wynosiła 2,89 m. Spąg wyrobiska miał grubość 2,5 m, zbudowany był z łupka piaszczystego zawodnionego oraz kruchego, natomiast spąg bezpośredni wyrobiska stanowił piaskowiec o miąższości 3,0 m. Pomiary naprężeń, wykonane w trzech kierunkach, pokazały, że maksymalne naprężenie pierwotne główne jest naprężeniem poziomym w kierunku północno-zachodnim do południowo-wschodniego. Minimalne naprężenie pierwotne było także naprężeniem poziomym. Maksymalne naprężenie pierwotne było 2,09 2,26 razy większe od minimalnego naprężenie pierwotnego. Średnie naprężenie pierwotne jest bliskie pionowemu. Pionowe naprężenie wzrasta także ze wzrostem głębokości, średni współczynnik ciśnienia bocznego wynosił 1,89. W chodniku zastosowano obudowę kotwową w postaci prętów upodatniających o wysokiej wytrzymałości, liny z klatkowaniem, dodatkowo zastosowano okładziny stalowe W oraz siatkę stalową (rys. 4). W badaniach zastosowano żerdzie obudowy kotwowej prętowej, wykonane ze stali Q500, o średnicy 20 mm oraz długości 2200 mm. Były one mocowane w górotworze przy naciągu wstępnym nie mniejszym niż 4 kn. W obudowie kotwowej zastosowano podkładkę o wymiarach 150 mm 150 mm 8 mm, wykonaną ze stali gatunku Q345. Zarówno żerdzie prętowe, jak i podkładki zostały wykonane według standardu GB/T Jest to stal konstrukcyjna, w której zawartość wanadu jest mniejsza lub równa 0,2 % [17]. Kotwy zostały zabudowane w stropie wyrobisk w siatce 800 mm 800 mm oraz w ociosach w siatce 900 mm 800 mm na jednym ładunku klejowym typ Z2388. Środkowe kotwy były prostopadłe do stropu. Kotwy znajdujące się blisko ociosu były nachylone pod kątem 15 w odniesieniu do pionu. Każda kotwa została zamocowana na jednym ładunku żywicznym typ CK2340 oraz Z2388. W przypadku obudowy ociosów w stropie wyrobiska zastosowano dodatkowo kotwy linowe klatkowane o średnicy 15,24 mm oraz długości 6300 mm. Obudowa posiadała podkładki o wymiarach 250 mm 250 mm 20 mm. Podczas instalacji był nadawany naciąg od 80 do 100 kn. Kotwy linowe zostały zabudowane w siatce 1800 mm 600 mm. W każdym rzędzie zostały użyte dwie kotwy linowe. Każda kotwa linowa była mocowana za pomocą dwóch ładunków żywicznych typu Z2388 oraz jednego typu CK2340. Strop oraz ocios wyrobiska były zabezpieczone dodatkowo okładzinami stalowymi W o grubości 2,75 mm, szerokości 275 mm oraz długości 3400 mm. Ociosy wyrobiska zabezpieczono również okładzinami stalowymi o wymiarach 2,75 mm 274 mm 3100 mm. Dodatkowo w wyrobisku zastosowano stalowe siatki, o oczku 40 mm 40 mm. Rys. 4. Obudowa chodnika w kopalni Liyazhuang [9] Fig. 4. Roadway support at the Liyazhuang mine [9]

4 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY Rozwiązania konstrukcyjne kotew podatnych 3.1. Kotew Swellex Jedną z najbardziej znanych kotew przeznaczonych dla warunków znacznych deformacji górotworu jest kotew Swellex. Została ona wyprodukowana przez firmę Atlas Copco w latach 80. ubiegłego wieku. Składa się z cienkiej pofałdowanej stalowej rury, która jest zakończona na obydwu końcach zgrzewanymi tulejkami. Dolna tulejka posiada mały otwór, przez który podaje się wodę pod wysokim ciśnieniem, w celu rozszerzenia się rury (tabl.1). Podczas tego procesu, kotwa rozpręża się w ściankach otworu i przystosowuje się do ich nieregularności (rys. 5). Po instalacji kotwa jest utrzymywana w otworze poprzez kontakt pomiędzy kotwą oraz otworem wiertniczym. Efekt wzmocnienia górotworu kotwą Swellex może być reprezentowany poprzez jej wytrzymałość na wyrywanie F pull wyrażone jako obciążenie wyrywania na metr długości kotwy. Uszkodzenie wiązania pomiędzy otaczającą skałą oraz kotwą odbywa się w formie poślizgu wzdłuż chropowatości ścianek otworu wiertniczego i/lub w formie ich przerwania. Wytrzymałość na wyrywanie, może być zapisana jako [8] F pull = min(r f, S) gdzie: R f odnosi się do oporu tarcia połączenia kotew skała, S całkowita wytrzymałość ściętych chropowatości, N. Warunki R f oraz S mogą być wyrażone w następujący sposób: R f = πd(q 1 + q 2 )tg(ϕ+i) oraz S = τa gdzie: d średnica otworu wiertniczego, mm, Rys. 5. Schemat kotwy Swellex wraz z interakcją pomiędzy kotwą i skałą a) umieszczenie kotwy w otworze, b) rozszerzanie kotwy pod wpływem napełniania rury wodą pod wysokim ciśnieniem, c) odcięcie ciśnienia wody, oddziaływanie otaczających skał [8, 21] Fig. 5. Scheme of Swellex bolt together with interaction between bolt and rock a placing of the bolt in the borehole, b extension of the bolt under the influence of pipe filling with water under high pressure, c water pressure cut-off, interaction of surrounding rocks [8, 21] q 1 pierwotny kontakt naprężenia na połączeniu kotwy ze skałą, wytworzony przez instalację, MPa, q 2 drugi kontakt naprężenia, spowodowany mechanicznym połączeniem, MPa, ϕ kąt tarcia pomiędzy skałą i kotwą,, i chropowatość lub rozszerzanie kąta ścianki otworu wiertniczego,, τ wytrzymałość na ścinanie skały, MPa, A całkowita powierzchnia ściętych chropowatości, mm 2. Tablica 1. Specyfikacja techniczna kotwy Swellex [20] Table 1. Technical specification of the Swellex bolt [20] Opis Jednostka Swellex premium Swellex manganowa Pm12 Pm16 Pm24 Pm24C Pm24H Mn12 Mn16 Mn24 Gatunek stali S275JR/S 355MC S275JR Minimalne kn obciążenie zrywające Minimalne kn obciążenie plastyczności Minimalne % wydłużenie Ciśnienie napełniania bar Średnica profilu mm Średnica rury mm Średnica ścianki rury mm Średnica górnej mm tulejki Średnica tulei mm 30/36 41/48 41/48 41/48-30/36 41/48 41/48 napełniającej Optymalne średnice mm otworu Zakres średnic mm otworów 50 cm napełniony odcinek, może przejąć tarcie 100 kn

5 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 Aby otrzymać efekt wzmocnienia górotworu za pomocą kotwy Swellex, muszą być spełnione dwa warunki pierwszy początkowy kontakt naprężenia musi być ustanowiony pomiędzy ścianką otworu wiertniczego oraz kotwą, drugi kotew musi być cała dopasowana do nieregularności na ściankach otworu po procesie rozszerzania. Pierwszy kontakt naprężenia jest budowany z powodu różnicy pomiędzy sztywnością kotwy oraz otworu wiertniczego. Rozważając elastyczne odprężenie skał otworu wiertniczego. jak również rury kotwy, wyrażenie dla kontaktu naprężenia na ściance otworu wiertniczego można zapisać jako [1] gdzie: K s sztywność promieniowa kotwy,, MPa, K f sztywność promieniowa okręgu rury,, MPa, K b sztywności kształtu kotwy, (jest to funkcja stopnia rozszerzenia się kotwy), MPa, K r sztywność skały,, MPa, q 1 pierwszy kontakt naprężenia przy połączeniu kotwy ze skałą, MPa, P pm maksymalne ciśnienie pompy, MPa, P i ciśnienie otworu wiertniczego, np.: ciśnienie na ścianki otworu podczas procesu instalacji, MPa, t grubość rury kotwy, mm, r i promień otworu wiertniczego, mm, E s moduł Younga dla stali, MPa, E r moduł Younga dla skały, MPa, ν s współczynnik Poissona dla stali, ν r współczynnik Poissona dla skały. Wyrażenie to oznacza, że pierwotny kontakt naprężenia na ściance otworu wiertniczego jest funkcją sztywności skały oraz kotwy. Sztywność kotwy zależy od jej długości i jest także funkcją stopnia rozszerzenia kotwy. Wzmocnienie górotworu za pomocą kotwy Swellex jest osiągnięte poprzez kombinację tarcia oraz mechanicznego połączenia pomiędzy ścianką otworu wiertniczego oraz kotwą. W miękkich skałach, chropowatości na ściankach otworu są kruszone podczas instalacji kotwy albo ścinane, kiedy pojawia się relatywny ruch pomiędzy ścianką otworu a kotwą. Oznacza to, że mechaniczne połączenie w tym przypadku nie stanowi decydującej roli w zabudowie kotwy. Tarcie jest bezpośrednio proporcjonalne do początkowego kontaktu naprężenia na ściankach otworu. Z tego powodu, początkowy kontakt ma fundamentalną ważność przy poprawie zamocowania w miękkich skałach. W twardych skałach, chropowatości na ściankach otworu są ścinane z dużą trudnością i dlatego mechaniczne połączenie odgrywa główną rolę we wzmocnieniu. Pierwotny kontakt naprężenia jest niższy w twardych skałach. Drugi kontakt naprężenia wytwarza się aby poprawić zamocowanie kotwy. Jest on osiągany, kiedy kotwa ma tendencję do poślizgu na chropowatościach ścianek otworu w twardych skałach. Zakładając chropowatość lub rozszerzanie kąta ścianek otworu wiertniczego i (rys. 6), to promieniowa kontrakcja u rury kotwy jest odnoszona do osiowego ruchu kotwy x, następująco u = x tg i mm Relacja pomiędzy promieniowym przemieszczeniem oraz drugim kontaktem naprężenia stanowi [8] mm Porównując dwa powyższe wyrażenia otrzymujemy wyrażenie na drugi kontakt naprężenia q 2, w postaci [5] MPa gdzie: r i promień otworu wiertniczego, mm, K s sztywność promieniowa kotwy, MPa, i kąt ścianek otworu wiertniczego,, x osiowy ruch kotwy, mm. W skałach twardych, główną rolę we wzmocnieniu odgrywa drugi kontakt naprężenia. Z tego powodu, ścianka otworu wiertniczego musi być szorstka na tyle, aby wytworzyć drugi kontakt naprężenia, tak długo, jak długo kotwa jest poddawana osiowemu obciążeniu wyrywania. Obciążenie in situ kotwy jest spowodowane deformacją skały. Charakterystyka kotwy Swellex jest taka, że naprężenie ścinające na kotwie może być utrzymane na poziomie granicznej wytrzymałości na ścinanie, kiedy poślizg jest wyzwalany na kontakcie kotew skała. Na tym etapie maksymalna nośność zamocowania kotwy Swellex jest osiągnięta. Maksymalne osiowe obciążenie rozciągające w kotwi pojawia się w punkcie neutralnym, gdzie naprężenie ścinające jest równe zero. Kiedy deformacja skały jest wystarczająco duża, ślizganie może pojawić się na odcinku zamocowania kotwy. W porównaniu do tradycyjnych typów kotew, ograniczona liczba ruchów ślizgania na ściankach otworu nie powoduje utraty funkcjonalności kotwy, ale przeciwnie, może uaktywnić całą nośność kotwy. Dowodem tego stwierdzenia są testy wyrywania, gdzie graniczne obciążenie wyrywania kotwy pozostaje stałe nawet po długich przemieszczeniach. W tym przypadku wytrzymałość na ścianie połączenia kotwy ze skałą jest mobilizowane wzdłuż całej długości kotwy. Ta cecha kotwy oznacza, że tolerowanie długich przemieszczeń bez utraty granicznej nośności powoduje, że jest ona unikatowa w stabilizacji górotworu o dużych deformacjach. Idealnie wykonana kotwa powinna spowodować ślizganie zamiast przerwania ciągłości w przypadku dużych deformacji. W przypadku, gdzie chropowatości ścianek otworu nie są ścięte, istnieje generalne kryterium dla określenia długości zamocowania, w postaci [8]. Maksymalne obciążenie wyrywania na kotwy powinno być mniejsze od wytrzymałości na rozciąganie kotwy πdl(q 1 + q 2 ) tg (φ + i) < T gdzie: d średnica otworu wiertniczego, mm, Rys. 6. Schemat pokazujący mechaniczne połączenie pomiędzy ścianką otworu a kotwą [8] Fig. 6. Scheme showing the mechanical connection between the borehole wall and the bolt [8]

6 6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 l długość zamocowania, mm, q 1 pierwszy kontakt naprężenia przy połączeniu kotwy ze skałą, MPa, q 2 drugi kontakt naprężenia, MPa, i kąt ścianek otworu wiertniczego,, φ kąt tarcia,, T wytrzymałość na rozciąganie kotwy, kn W miękkich skałach, chropowatość ścianek otworu, jak również drugi kontakt naprężenia, może być przyjęty jako zero, i = 0 oraz q 2 = 0. Zatem, długość zamocowania po uwzględnieniu powyższego równania wynosi W twardych skałach, przyjęto, że q 0: lub 3.2. Kotew Split Set Rys. 7. Zasada działania kotwy Split Set [22] Fig. 7. Principle of Split Set bolt operation [22] Drugim bardzo znanym systemem wzmocnienia górotworu jest obudowa Split Set. Została ona opracowana przez Scotta w 1976 roku, natomiast wyprodukowała ją i rozpowszechniała firma Ingersoll Rand [21]. Kotew składa się ze stalowej rury o wysokiej wytrzymałości oraz z podkładki (tabl. 2). Cechą charakterystyczną tej żerdzi jest pozostawiona szczelina wzdłuż całej jej długości. Końcówka kotwy jest zwężona w celu łatwiejszego instalowania w otworze, natomiast drugi koniec posiada przyspawany pierścień kołnierzowy w celu podtrzymania podkładki. Jest ona instalowana wbijana do otworu o nieco mniejszej średnicy za pomocą tej samej wiertarki udarowej, która była używana do wiercenia otworu. Ponieważ rura ślizga się w miejscu, na całej długości szczelina zwęża się, rura generuje ciśnienie radialne przeciwko otaczającym skałom na całej długości kontaktu połączenia. Obciążenie podkładki jest wytwarzane natychmiastowo. W rezultacie powstaje mocne zamocowanie, które wzmacnia się wraz z czasem i ruchem górotworu. Żerdź w przekroju poprzecznym ma kształt litery C, co powoduje, że podczas procesu ściskania powstaje zamocowanie tarciowe wzdłuż całej długości otworu (rys. 7). W porównaniu z innymi systemami stabilizacji górotworu, jest ona szybka i bardzo prosta. Kotew jest szczególnie przydatna w środowisku zagrożonym wstrząsami, ponieważ pod wpływem siły następuje poślizg na kontakcie kotew skała, natomiast możliwość urwania jest mniejsza. W przypadku stosowania jej razem z siatką może przyczynić się do zatrzymania opadających skał. Korozja tej obudowy to podstawowy problem. Zastosowanie galwanizacji stalowej rury redukuje to zjawisko, ale, biorąc pod uwagę zastosowanie jej w środowisku silnie agresywnym, w długim okresie użytkowania może nie być wystarczające [13, 14]. Udoskonaleniem kotwy Split Set jest jej modyfikacja (rys. 8), która polega na wypełnieniu jej środka spoiwem cementowym (mokry cement w formie ładunku). Jeden metr kotwy, wypełniony spoiwem cementowym, może utrzymać górotwór o masie 4 ton. Obudowa ta przystosowuje się do ścianek otworu. Zastosowanie ładunku cementowego powoduje zamknięcie kształtu kotwy w otworze Kotew tarciowa Hardi Ta sama zasada działania, jak w przypadku kotwy Split Set została wykorzystana w obudowie kotwowej o nazwie Hardi. Jest ona wykonana z cienkiej blachy, która w przekroju poprzecznym posiada kształt litery V (rys. 9). Tablica 2. Specyfikacja techniczna kotwy Split Set [22] Table 2. Technical specification of the Split Set bolt [22] Typ kotwy SS-33 SS - 39 SS - 46 Zalecana średnica wierconych otworów, mm Wytrzymałość żerdzi kotwowej, kn Wytrzymałość minimalna, kn Długość żerdzi rurowej, m 0,9 2,4 0,9 3,0 0,9 3,6 Średnica zewnętrza żerdzi rurowej, mm Wymiary podkładki, mm Galwanizacja tak tak tak

7 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 na podkładce, oznacza to, że kotew jest wypełniona w 100 %. Spoiwo chroni dodatkowo kotew przed korozją. Kotew Hardi może być galwanizowana na gorąco. W bardzo agresywnym środowisku, kotew może być wykonana ze specjalnej stali Cr-Ni (tabl. 3). Zalety kotwy Hardi to: łatwa instalacja przy użyciu tego samego wyposażenia co do wiercenia, bardzo wysokie tarcie spowodowane ugięciem sprężystym przy 4 strefach w profilu V, wysoka odporność przeciwko momentowi obrotowemu przy instalacji, wydłużenie około 30 % w celu absorbowania ruchów górotworu bez przerwania ciągłości kotwy, możliwość mocowania łącznie ze spoiwem, ochrona przed korozją poprzez proces galwanizacji lub użycie stali Cr-Ni. Rys. 8. Kotew Split Set stabilzacyjna (SSS-46) [22] Fig. 8. Stabilizing Split Set bolt (SSS-46) [22] Rys. 9. Kotew Hardi po lewej stronie, Split Set po prawej stronie [18] Fig. 9. Hardi bolt on the left side, Split Set bolt on the right side [18] Żerdź kotwowa jest wbijana do otworu o średnicy mniejszej od średnicy kotwy. Instalacja kotwy może być prowadzona przy użyciu tego samego sprzętu co do wiercenia otworu. Dodatkowym przyrządem jest wspornik, który łączy stalową żerdź wiertniczą z kotwą podczas procesu wbijania. Kiedy kształt V jest wbijany do mniejszego otworu, stal ugina się w czterech punktach. To zapewnia stałe wysokie tarcie. Zamknięty kształt V ma bardzo wysoką wytrzymałość kolumnową (pionowa wytrzymałość na zgniatanie). Żerdź kotwowa współpracuje z kopułową podkładką. Jeśli jest konieczne, kotew może być utwierdzona na spoiwie. Spoiwo może być wtłaczane przez środek profilu V. Kiedy środek kotwy będzie całkowicie wypełniony, wówczas spoiwo będzie wracać przez rowki V, aby wypełnić je całkowicie. Kiedy spoiwo pojawi się 3.4. Kotew Yield-Lok Od 2008 roku firma Jennmar prowadziła badania nad opracowaniem nowej obudowy kotwowej przystosowanej do deformacji górotworu. W wyniku badań powstała kotwa o przemysłowej nazwie Yield-Lok. Żerdź kotwowa składa się z gładkiego okrągłego pręta, który na końcu ma specjalnie zaprojektowane poszerzenie. Pręt jest częściowo lub całkowicie pokryty powłoką polimerową w celu osiągnięcia zaprojektowanego upodatnienia pod wpływem obciążenia dynamicznego. Profil końcowy powłoki ma wzdłuż swojej długości kątowe trapezowe segmenty (rys. 10), które służą do przecięcia oraz mieszania ładunku klejowego. Drugi koniec pręta kotwy zakończony jest gwintem z nakrętką w celu nadania naciągu wstępnego. Kotew wyposażona jest również w podkładkę kopułową oraz nakrętkę sferyczną, które służą do kompensacji kąta nachylenia oraz osiowego obciążenia kotwy. Mechanizm upodatniający tej kotwy podobny jest do kotwy Cone Bolt, w której stożek żerdzi kotwowej przechodzi przez środek utwierdzający (ładunek żywiczny lub cement), w momencie wystąpienia wstrząsu. Zasada upodatnienia oparta jest na interakcji pomiędzy poszerzoną częścią pręta kotwy, powłoką polimerową oraz żywicą. W warunkach statycznego obciążenia kotew stanowi sztywne wzmocnienie górotworu. Natomiast, w przypadku dynamicznego obciążenia, poszerzona część pręta przechodzi przez powłokę polimerową, powodując zamknięte sprężanie, uplastycznienie oraz przepływ polimeru wokół poszerzonej części pręta, co w rezultacie daje efekt strugania, oraz absorbowanie energii dynamicznej. Jeśli pręt jest całkowicie otoczony żywicą w otworze, wówczas montaż kotwy Yield-Lok jest niezależny od rodzaju medium utwierdzającego, procesu mieszania oraz Tablica 3. Specyfikacja techniczna kotwy Hardi [18] Table 3. Technical specification of the Hardi bolt [18] Wartość Kotew HB-39 Kotew HB-46 Gatunek stali / St-44-3N, werkstof nr , zgodnie z normą EN Wytrzymałość na rozciąganie MPa Min. 420, typowa Granica plastyczności MPa >320 Wydłużenie kotwy % >30 Grubość ścianki mm nominalna 2,00 +/ 10 % nominalna 2,15 +/ 10 % Obciążenie zrywające kn Średnica kotwy mm 39,3+/ 3 46,5+/ 3 Rekomendowana średnica otworu mm Długość kotwy m 0,9 4,0 0,9 6,0

8 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 średnicy otworu. Odkąd mechanizm przemieszczenia jest zamknięty w obrębie powłoki polimerowej, środek niewiążący, taki jak smar, nie jest wymagany, aby osiągnąć specyficzny efekt strugania. Dynamiczne testy tego typy kotwi zostały wykonane w Ośrodku Technologicznym CANMET w Ottawie (Kanada). Testy miały na celu zoptymalizowanie parametrów technicznych powłoki polimerowej, a także geometrię pręta i poszerzonej jego części. Przeprowadzono ponad 100 testów dynamicznych. Otwory wiertnicze były symulowane przez stalową rurę o grubości 12 mm z wewnętrzną średnicą 34,5 mm. Stalowa rura miała drobną chropowatość wewnątrz ostatniego metra. Kotwa była utwierdzona za pomocą ładunku klejowego. W pierwszej kolejności stalowa rura została załadowana ładunkami żywicznymi, a następnie żerdź kotwowa była powoli wkręcana przy stałych obrotach. Kiedy tylko żerdź kotwowa osiągnęła dno otworu, posuw został zatrzymany i wówczas żerdź była obracana z maksymalną prędkością 0,22 0,35 m/s przez 5 sekund aby w całości wymieszać żywicę. Stanowisko laboratoryjne było wyposażone w sztywną wieżę, która za pomocą elektromagnesu podnosiła stalową rurę wraz z kotwą o łącznej masie 1115 kg na wysokość 1,5 m. Odpowiadało to prędkości obciążenia 5,4 m/s oraz energii udaru 16,4 kj (tabl. 4). W testach stwierdzono, że średnie przemieszczenie poszerzonej części kotwy przez powłokę polimerową stanowiło 96 % całkowitego przemieszczenia, podczas gdy wydłużenie stali stanowiło tylko 4 % całego przemieszczenia Kotew podatna prętowa DAP Rys. 10. Kotew Yield-Lok wraz z powłoką polimerową [16, 19] Fig. 10. Yield-Lok bolt together with polymer coating [16, 19] w Polsce została również opracowana kotew przeznaczona dla warunków zagrożeń wstrząsami. Kotew prętowa podatna, o nazwie przemysłowej DAP (rys. 11), opracowana w Głównym Instytucie Górnictwa w Katowicach, składa się z żebrowanego pręta, z elementem oporowym, który powstał na skutek przecięcia wzdłużnego oraz rozgięcia jednego jego końca. Jego górne płaszczyzny służą do przebijania ładunków klejowych oraz do ich mieszania. Przy obciążeniach dynamicznych, zasada działania opiera się na przechodzeniu bocznych płaszczyzn elementu oporowego efekt strugania przez klej oraz rurę. Ponadto kotew ta na dolnym końcu rury ma elastyczną uszczelkę, która zabezpiecza klej przed wyciekaniem podczas mocowania kotwy do otworu. Kotew wyposażona jest również w nakrętkę oraz podkładkę kulistą oraz czaszową, które są dociskane do stropu. Aby sprawdzić skuteczność działania nowej konstrukcji kotwy, zostały wykonane zarówno badania statyczne, jak i dynamiczne. Badania dynamiczne polegały na wywieraniu obciążenia na kotwie wklejone w górotworze poprzez specjalnie zaprojektowaną i wykonaną puszkę badawczą składającą się z dwóch rozłączanych części z otworem w środku do zakładania na końcówkę kotwi wystającą z górotworu (rys. 12). Badania zrealizowano w chodniku 2 w pokładzie 310, gdzie w ociosie węglowym zabudowano 7 kotwi typu DAP, mocowanych za pomocą nabojów typu Lokset. Na wystającą Tablica 4. Charakterystyka techniczna kotwy Yield-Lok [15] Table 4. Technical characteristics of the Yield-Lok bolt [15] Gatunek stali Gr75 Średnica pręta 19,05 mm (okrągły) Granica plastyczności stali 518 MPa Wytrzymałość na rozciąganie stali 688 MPa Wydłużenie stali 8 % Średnica powłoki polimerowej 25,4 mm Długość powłoki polimerowej 760 mm (lub według wymagań) Właściwości dynamiczne Nośność kn Przemieszczenie 200 mm przy prędkości uderzenia 5,4 m/s o energii udaru 16,4 kj Wartość absorbowanej energii 50 kj lub więcej przy 760 mm długości powłoki polimerowej Wydłużenie 760 mm długości powłoki polimerowej Właściwości statyczne Nośność 120 kn dla kotwy YL-S80 lub 135 kn dla kotwy YL-S85 Wydłużenie 760 mm długości powłoki polimerowej Rekomendowana średnica otworu mm Rekomendowana średnica ładunku klejowego mm

9 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 Rys. 12. Widok puszki na materiał wybuchowy służącej do badania kotwi [5] Fig. 12. View of a box for explosive used for bolt testing [5] Rys. 11. Przekrój podłużny kotwy podatnej prętowej DAP 1 element oporowy, 2 żerdź kotwowa, 3 górne płaszczyzny oporowego elementu, 4 boczne płaszczyzny oporowego elementu, 5 żywica, 6 rura z gwintem, 7 dolna część rury, 8 elastyczna uszczelka, 9 otwór wiertniczy, 10 gwint żerdzi, 11 nakrętka, 12 strop wyrobiska, 13 podkładka kulista, 14 podkładka czaszowa [6] Fig. 11. Longitudinal section of the DAP yielding bar bolt 1 resistance element, 2 bolt rod, 3 upper planes of the resistance element, 4 lateral planes of the resistance element, 5 resin, 6 pipe with thread, 7 lower pipe part, 8 elastic gasket, 9 borehole, 10 rod thread, 11 nut, 12 excavation roof, 13 spherical washer, 14 bowl washer z ociosu żerdź zakładano puszkę badawczą wypełnioną materiałem wybuchowym oraz czujnik siły do pomiaru obciążenia kotwi sprzężony z rejestratorem (rys. 13). Do badań zastosowano lont detonacyjny pentrytowy metanowy i zapalniki momentalne. Metodyka pomiarów polegała na wykonywaniu detonacji w puszce badawczej na kolejnych kotwiach ze zwiększaniem za każdym razem długości lontu detonującego z zamiarem uzyskania obciążenia kotwi na granicy jej wytrzymałości na zerwanie. Przeprowadzono dwie serie strzelań, uzyskane wyniki przedstawiono w tablicy 5. Przebiegi obciążenia kotwi wywołane detonacją materiału wybuchowego w funkcji czasu przedstawiono na rysunku 14. Badania zachowania się kotwi typu DAP pod wpływem obciążenia dynamicznego wywołanego za pomocą detonacji materiału wybuchowego wykazały, że: w trakcie 13 strzelań w żadnym przypadku nie nastąpiło uszkodzenie kotwi, mechanizm działania kotwi był zgodny z oczekiwaniami następowało przemieszczenie żerdzi kotwi, zarejestrowane obciążenie kotwi wahało się w granicach od 52 do 162 kn, zmierzone przemieszczenie żerdzi kotwi wahało się w granicach od 0 do 0,07 m, czas zjawiska wahał się w granicach od 0,006 do 0,012 s. 4. Podsumowanie Spękane skały pod wpływem wysokich naprężeń mogą być w pewnym stopniu zabezpieczone poprzez powolne upodatnienie systemu obudowy. Zastosownie upodatnienia Rys. 13. Widok kotwi DAP z założoną puszką badawczą i czujnikiem siły a) przed odpaleniem materiału wybuchowego, b) po odpaleniu materiału wybuchowego; 1 ocios węglowy, 2 puszka badawcza, 3 czujnik siły, 4 żerdź kotwi z nakrętką [5] Fig. 13. View of a DAP bolt with testing box and force sensor a ) before explosive firing, b) after explosive firing; 1 coal side wall, 2 testing box, 3 force sensor, 4 bolt rod with nut [5]

10 10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 w postaci żerdzi kotwowej, podkładki, czy też specjalnego cylindra, pozwala na poszukiwanie nowych rozwiązań konstrukcyjnych oraz projektowych (tabl. 6), w których stosowane są nowe gatunki stali, cechujące się wysoką wytrzymalością na rozciąganie (żerdzie kotwowe), ściskanie (podkładki, specjalne tulejki, uszczelki oraz cylindry), a także odpowiednim odksztłaceniem względnym, dla konkretnych warunków geologiczno-górniczych [7]. Nowe rozwiązania obudowy kotwowej do zabezpieczania wyrobisk górniczych, znajdują się na różnych etapach rozwoju, począwszy od badań modelowych, zarówno laboratoryjnych, jak i numerycznych, aż do badań in situ. Skuteczność wzmocnienia wyrobiska poprzez kotwy podatne została potwierdzona w jednej z kopalń Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW). W wyniku badań in situ, w których za pomocą detonacji materiału wybuchowego (dynamit o masie 50 kg), oddziaływano na obudowę kotwową na odcinku ociosu, gdzie stosowano wzmocnienie w postaci kotew prętowych podatnych DAP, nie zauważono zniszczenia opinki i deformacji łuków ociosowych, a także wyrzucenia węgla do wyrobiska, co następowało w przeciwległym ociosie bez wzmocnienia kotwami. wyniki uzyskane z badań dołowych potwierdziły przydatność podatnej kotwi prętowej DAP, przemawiają za tym następujące fakty [4]: nośność statyczna nie mniejsza niż 120 kn, podatność dochodząca do 0,8 m przy nośności nie mniejszej niż 100 kn, zdolność do pochłaniania energii udaru w granicach od 68 do 93 kj. Również przeprowadzone badania przemysłowe w 2007 roku w kopalni Liyazhuang, po roku obserwacji deformacji chodnika, potwierdziły skuteczność zabezpieczenia wyrobiska obudową kotwową podatną [9]: Deformacja cylindra upodatniającego, wystąpiła prawie we wszystkich kotwach, przy czym prawie żadna kotew prętowa czy linowa nie uległa zerwaniu, ponadto nie wystąpiło żadne zjawisko związane z opadem skał stropowych czy też łuszczeniem się węgla. Oznaczało to zwiększenie bezpieczeństwa dla załogi pracującej w chodniku. Deformacja ociosów chodnika miała tendencję słabnącą w czasie. W wyniku badań stwierdzono, że deformacja ociosów stabilizowała się stopniowo po 90 dniach. Tempo deformacji ociosów chodnika obniżyło się w końcu do średniej wartości 0,12 mm/dobę. Praca została wykonana w ramach badań statutowych nr Literatura 1. Hakansson U., Li C.: Swellex in weak and soft rock design guidelines. International Symposium on Rock Support Applied Solution for Underground Structures, 1997, Lillehammer, Norway. 2. Korzeniowski W.: Poszukiwanie nowych rozwiązań obudowy wyrobisk w kopalniach węgla na tle doświadczeń kotwienia w kopalniach rud. Przegląd Górniczy 1998, nr 11. Rys. 14. Przebiegi czasowe obciążenia kotwi wywołane detonacją materiału wybuchowego (seria 2) [5] Fig. 14. Time courses of bolt load caused by explosive detonation (series 2) [5] Tablica 5. Wyniki badań kotwi poddanych obciążeniu udarowemu detonacją materiału wybuchowego [5] Table 5. Test results of bolts subjected to impact load by explosive detonation [5] Nr kotwy Seria 1 Seria 2 Długość lontu cm Obciążenie kn Przemieszczenie żerdzi, mm Długość lontu mm Obciążenie kn Przemieszczenie żerdzi, mm

11 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 Tablica 6. Porównanie podstawowych parametrów kotew przystosowanych do przejmowania deforamcji górotworu Table 6. Comparison of basic parameters of bolts adapted to take over rock mass deformations Typ kotwy Parametr Średnica kotwy mm Długość kotwy m Gatunek stali Obciążenie zrywające kn Minimalna granica plastyczności kn Wydłużenie względne % Całkowite przemieszczenie mm Wartość akumulowanej energii kj Swellex premium Swellex manganowa Split Set SS 33, 39, 46 Hardi 28, 36 27,5; 36 33, 39, 46 39,3+/-3; 46,5+/-3 0,5 3 0,5 3 0,9 2,4; 0,9 3,0; 0,9 3,7 S275JR/S 355MC (minimalne) S275JR ASTM F (HA 350) (minimalne) ; ; ,9 4,0; 0,9 6,0 St-44-3N, werkstof nr , zgodnie z normą EN ; Yield-Lok 19,5 1,5 Gr , 89, >30 8 >150 (dla kotwy o długości 1,8 2,1 m) >150 (dla kotwy o długości 1,8 2,1 m) (przy obciążeniu dynamicznym) >150 (dla średnicy 39 mm) (dla pojedynczego uderzenia) ,5 50 dla 760 mm powłoki polimerowej 3. Korzeniowski W., Skrzypkowski K.: Metody wzmacniania górotworu kotwami przy obciążeniach dynamicznych. Przegląd Górniczy 2011, nr Nierobisz A.: Wyniki badań wpływu symulowanych wstrząsów górotworu na stateczność wyrobiska korytarzowego. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie 2006, nr Nierobisz A.: Yielding Bolts Research Results. International Mining Forum 2007, eds. Eugeniusz J. Sobczyk, Jerzy Kicki. London [etc.] : Taylor & Francis Group, Nierobisz A., Masny W., Grim A., Barecki Z.: Prętowa kotew podatna. Patent PL Y1. 7. Labrie D., Doucet Ch., Plouffe M.: Design guidelines for the dynamic behaviour of ground support tendoms. Phase I: Technical Information Data Sheets. CANMET-MMSL Li C., Hakansson U.: Performance of the swellex bolt in hard and soft rocks. Rock support and reinforcement practice in mining, Villaescusa, Windsor & Thompson (eds) Balkema, Rotterdam, str Lu Yinlong, Wang Liangou, Zhang Bei.: An experimental study of a yielding support for roadways constructed in deep broken soft rock under high stress. Mining Science and Technology 2011 (in press). 10. PN-G-15091: Kotwie górnicze wymagania. 11. PN-G-15092: Kotwie górnicze badania. 12. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r., załącznik nr 3: projektowanie, wykonywanie i kontrola obudowy kotwowej w zakładach górniczych wydobywających węgiel kamienny oraz zakładach wydobywających rudy miedzi, cynku i ołowiu (Dz.U zał.). 13. Scott, J.J.: Friction rock stabilizers a new rock reinforcement method. In Monograph on rock mechanics applications in mining, (eds W.S. Brown, S.J. Green and W.A. Hustrulid), , New York: Soc. Min. Engrs, Am. Inst. Min. Metall. Petrolm Engrs. 14. Scott, J.J.: Friction rock stabilizer impact upon anchor design and ground control practices. In Rock bolting: theory and application in underground construction, (ed. O. Stephansson), , Rotterdam: Balkema. 15. Wu Y.K., Oldsen J.: Development of a New Yielding Rock Bolt Yield- Lok Bolt. 44th U.S. Rock Mechanics Symposium and 5th U.S.-Canada Rock Mechanics Symposium, June 27 30, 2010, Salt Lake City, Utah. American Rock Mechanics Association, Yield-Lok Bolt. A new genaration of yielding rock support (patent pending). 17. Yong G., Han D.: Review of Applications of Vanadium in Steels. Proceedings of International Seminar on Production and Application of High Strength Seismic Grade Rebar Containing Vanadium

12 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 UKD: : : : Wpływ dokładności rozmieszczenia noży skrawających na obciążenie głowic w kombajnie chodnikowym The influence of accuracy of cutting knives spacing on the load of heads in the road header machine Dr inż. Piotr Cheluszka* ) Dr inż. Piotr Sobota* ) Treść: Przeprowadzono badania wpływu zmiany ustawienia noży na ich obciążenie z wykorzystaniem programu komputerowego przeznaczonego do wspomagania procesu projektowania i doboru głowic urabiających w określonych warunkach geologiczno- -górniczych KREON v.1.1. Dla zaprojektowanej głowicy zmieniano położenie wierzchołka jednego noża skrawającego. Zmiana ustawienia noża poprzez zmianę położenia wierzchołka ostrza noża powoduje zmniejszenie objętości skrawu realizowanego przez ten nóż i zmniejszenie sił działających na niego, przy równoczesnym wzroście obciążenia sąsiedniego noża lub wzrost sił działających na nóż o zmienionym położeniu. Abstract: Investigations into the influence of change of knives arrangement on their load using the computer programme intended to assist the process of design and selection of cutting heads for determined mining and geological conditions KREON v were carried out. For the designed head the position of one cutting knife vertex was changed. The change of knife arrangement through the change of the position of knife edge vertex causes the decrease of the volume of cut realized by this knife and reduction of forces acting on it with simultaneous increase of load of the adjacent knife or increase of forces acting on the knife with changed position. Słowa kluczowe: kombajn chodnikowy, głowice urabiające, stereometria, obciążenie, dokładność rozmieszczenia Key words: road header machine, cutting heads, stereometry, load, spacing accuracy 1. Wprowadzenie W wysięgnikowych kombajnach chodnikowych, wykorzystywanych do drążenia wyrobisk korytarzowych w podziemnych kopalniach węgla kamiennego, stosowane są dwa rodzaje głowic urabiających: głowice poprzeczne i głowice podłużne. W pierwszym przypadku kombajn wyposażony jest w dwie głowice urabiające osadzone na czopach wału wyjściowego reduktora. Oś obrotu głowic poprzecznych jest prostopadła do osi podłużnej wysięgnika. W drugim przypadku kombajn posiada tylko jedną głowicę urabiającą o osi obrotu pokrywającej się z osią podłużną wysięgnika. Kombajny chodnikowe z głowicami poprzecznymi przeznaczone są do urabiania skał * ) Wydział Górnictwa i Geologii, Politechnika Śląska. średnio- i trudnourabialnych, gdyż w tych warunkach osiągają większą wydajność niż głowice podłużne. Z tego względu w polskim górnictwie węglowym stosowane są niemal wyłącznie głowice poprzeczne. Proces urabiania skał głowicami urabiającymi kombajnu chodnikowego jest złożony ze względu na jego fizykalną istotę oraz dużą liczbę czynników decydujących o wydajności urabiania i zapotrzebowaniu energii niezbędnej do jego realizacji. Wydajność urabiania kombajnem chodnikowym zależy przy tym w głównej mierze od własności urabianej skały, rodzaju zastosowanych głowic urabiających, wielkości kombajnu i technologii urabiania czoła przodka. Podstawowym wskaźnikiem energetycznym charakteryzującym proces urabiania skał jest energochłonność urabiania, rozumiana jako ilość energii potrzebnej do urobienia jednostki objętości skały lub definiowana jako iloraz pobieranej mocy

13 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 i wydajności urabiania [1]. Energochłonność urabiania, ogniskująca w sobie wpływ dużej liczby czynników, jest syntetycznym wskaźnikiem energetycznym mogącym służyć do oceny procesu urabiania głowicami kombajnu chodnikowego, a minimalizacja energochłonności urabiania jest podstawowym kryterium wyboru porównywanych rozwiązań technicznych czy technologicznych. Na energochłonność urabiania, poza własnościami urabianej skały, wpływają głównie parametry geometryczne głowic urabiających, noży skrawających, wysięgnika i obrotnicy kombajnu (stereometria głowic urabiających, liczba noży skrawających, rozmieszczenie uchwytów nożowych, ustawienie i geometria noży, długość wysięgnika, odległość osi obrotu wysięgnika od spągu, odległość osi obrotu obrotnicy od osi obrotu wysięgnika) oraz parametry ruchowe kombajnu chodnikowego (prędkość kątowa głowic urabiających, prędkość kątowa wychylania wysięgnika w płaszczyźnie równoległej i prostopadłej do spągu, prędkość przemieszczania głowic w kierunku osi wzdłużnej kombajnu) i parametry siłowe kombajnu (moment napędowy na wale głowic urabiających, moment obrotowy wychylania wysięgnika w płaszczyźnie równoległej i prostopadłej do spągu, siła docisku głowic do czoła przodka). 2. Rozmieszczenie noży na głowicy urabiającej Czynnikiem, który w decydujący sposób wpływa na energochłonność i wydajność procesu urabiania kombajnem chodnikowym są parametry stereometryczne głowic urabiających. Składają się na nie: kształt obwiedni głowicy, rozmieszczenie uchwytów nożowych, ustawienie noży w uchwytach oraz stopień i forma zużycia noży [2]. Zużycie narzędzi urabiających skutkuje przy tym wzrostem obciążenia układu urabiania kombajnu chodnikowego oraz wzrostem energochłonności urabiania [3, 4]. Rozmieszczenie noży na głowicy urabiającej realizowane jest w procesie spawania uchwytów nożowych do korpusu głowicy. Uchwyty nożowe najpierw sczepia się z korpusem głowicy na przeznaczonym do tego stanowisku, a następnie wykonuje się ostateczne spoiny łączące uchwyty z korpusem. Obecnie rozmieszczanie uchwytów nożowych na pobocznicy oraz ustawianie noży w uchwytach nożowych w procesie technologicznym produkcji i remontu głowic urabiających odbywa się ręcznie przy użyciu różnego rodzaju przyrządów i w dużej mierze zależy od doświadczenia i umiejętności pracownika. Proces sczepiania uchwytów z korpusem głowicy w zasadniczym stopniu decyduje o zgodności rozmieszczenia uchwytów nożowych, a co za tym idzie, ustawienia noży na głowicy, z dokumentacją techniczną. Konstrukcja stanowiska, na którym dokonuje się sczepiania uchwytów oraz sposób ustawienia na przyrządzie uchwytów w stosunku do korpusu głowicy, jakość realizacji tego procesu technologicznego oraz odkształcenia, będące efektem spawania uchwytów do korpusu głowicy, decydują więc o uzyskiwanej dokładności rozmieszczenia noży i uchwytów nożowych na korpusie głowicy urabiającej. Realizowane w Instytucie Mechanizacji Górnictwa pomiary sprawdzające dokładność położenia osi noży i wierzchołków ostrzy noży, zarówno na głowicach nowych, jak i remontowanych z wymianą uchwytów nożowych, wykazują duże rozbieżności w stosunku do rozmieszczenia tych noży przewidzianego w dokumentacji technicznej. Nie prowadzono przy tym dotychczas ani teoretycznych ani doświadczalnych badań wpływu dokładności rozmieszczenia noży na obciążenia poszczególnych noży i energochłonność procesu urabiania. Konstrukcja stanowiska do sczepiania uchwytów musi uwzględniać przy tym sposób zdefiniowania w dokumentacji technicznej parametrów stereometrycznych głowicy decydujących o ustawieniu noży. Najczęściej do opisu położenia noży w przestrzeni przyjmuje się trzy parametry opisujące położenie wierzchołka noża oraz trzy parametry opisujące przestrzenne położenie osi noża i uchwytu. 3. Komputerowe badania wpływu ustawienia noży na ich obciążenie Badania wpływu zmiany ustawienia noży na ich obciążenie przeprowadzono z wykorzystaniem programu komputerowego przeznaczonego do wspomagania procesu projektowania i doboru głowic urabiających dla określonych warunków geologiczno-górniczych KREON v.1.1. Opracowany w Instytucie Mechanizacji Górnictwa, Wydziału Górnictwa i Geologii Politechniki Śląskiej program jest specjalistycznym narzędziem dającym szerokie możliwości komputerowej symulacji procesu urabiania czoła przodku głowicami urabiającymi [5]. Opracowany został z zastosowaniem oryginalnych modeli matematycznych układu urabiania kombajnu chodnikowego, utworzonych na potrzeby identyfikacji stanu obciążenia dynamicznego układu urabiania oraz badania zjawisk dynamicznych towarzyszących procesowi urabiania skały głowicami urabiającymi kombajnu chodnikowego [6]. Kluczowym elementem tego programu, stanowiącym narzędzie decyzyjne na etapie doboru głowic urabiających, jest moduł komputerowej symulacji procesu urabiania czoła przodku głowicami urabiającymi. Symulacja komputerowa urabiania skały o określonych własnościach mechanicznych, głowicami urabiającymi o założonej stereometrii, pozwala na uzyskanie następujących charakterystyk tego procesu: projekcji skrawów wykonanych nożami głowicy urabiającej, przedstawiającej w sposób graficzny kształt i następstwo skrawów wykonanych nożami głowicy urabiającej oraz obraz wyłomu uzyskanego w czasie jej obrotu, wartości parametrów skrawów wykonanych poszczególnymi nożami, takich jak: głębokość, pole powierzchni przekroju poprzecznego oraz objętość urobku uzyskanego ze skrawów, wartości składowych obciążenia noży, przebiegu momentu sił obciążenia na wale głowic urabiających, średniego poboru mocy przez silnik w układzie napędowym głowic, średniej energochłonności urabiania, przebiegu momentu obrotu i podnoszenia wysięgnika oraz siły działającej na kombajn w kierunku równoległym do jego osi wzdłużnej. Na potrzeby prowadzenia badań komputerowych, dla układu urabiania kombajnu chodnikowego o mocy nominalnej 200 kw, zaprojektowano głowicę poprzeczną o średnicy maksymalnej wynoszącej 1050 mm, przeznaczoną do skrawania skał o wytrzymałości na ściskanie R c 60 MPa. Obwiednia ostrzy noży głowicy utworzona jest przez N = 60 noży skrawających, z czego N z = 44 noże znajdują się na części zasadniczej głowicy, a N r = 16 noży rozmieszczonych jest na głowicy od strony reduktora (rys.1). Noże skrawające na zasadniczej części głowicy są w wysokim stopniu uporządkowane i rozmieszczone są na liniach śrubowych (rys. 2). W jednej płaszczyźnie obrotu znajdują się przy tym dwa noże skrawające (rys. 3). Dla przyjętej głowicy urabiającej przeprowadzono badania, symulując komputerowo proces urabiania warstwy o zabiorze z = 0,20 m i wysokości h = 0,85 m podczas wychylania wysięgnika kombajnu w płaszczyźnie równoległej do spągu. Symulację urabiania przeprowadzono dla skały

14 14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 o wytrzymałości na ściskanie R c = 50 MPa, wytrzymałości na rozciąganie R r = 4,2 MPa i prędkości przemieszczania wysięgnika z głowicą v ow = 0,10 m/s. Zmieniano przy tym położenie wierzchołka jednego noża skrawającego oznaczonego nr 10 (rys. 2, rys. 3). Rozmieszczenie noży znajdujących się w otoczeniu noża nr 10 zaprezentowano na rysunku 4 w układzie x r, gdzie x jest odległością od podstawy głowicy, zaś r jest odległością od osi obrotu głowicy. Położenie poszczególnych noży przedstawiono w postaci strzałek, których podstawa odzwierciedla położenie punktu styku uchwytu nożowego z korpusem głowicy, a grot położenie wierzchołka ostrza noża. Położenie noża nr 10 zmieniano w ten sposób, że punkt styku uchwytu nożowego z korpusem głowicy pozostawał bez zmian, zaś zmieniano położenie wierzchołka ostrza noża nr 10 przesuwając go z położenia nominalnego, o współrzędnych x = 660 mm, r = 370 mm, wzdłuż osi x do położenia x = 645 mm (strzałka w kolorze niebieskim na rysunku 4) oraz wzdłuż osi r w zakresie od r = 355 mm do r = 385 mm (strzałki w kolorze różowym na rys. 4). Symulacje procesu urabiania przeprowadzono zmieniając położenie wierzchołka ostrza noża co 1 mm w zakresie Δx 10 = 15 0 mm oraz dla Δr 10 = mm. Zmiana ustawienia noża nr 10 poprzez zmianę położenia wierzchołka ostrza noża wzdłuż osi x (do położenia oznaczonego strzałką w kolorze niebieskim na rysunku 4) prowadzi Rys. 1. Poprzeczna głowica urabiająca kombajnu chodnikowego przeznaczona do urabiania skał o wytrzymałości na ściskanie do 60 MPa Fig. 1. Transverse cutting head of a road header machine intended for cutting of rocks with compressive strength up to 60 Mpa Rys. 2. Rozmieszczenie noży skrawających badanej głowicy urabiającej wzdłuż linii śrubowych o małym kącie zwicia Fig. 2. Spacing of cutting knives of the tested cuting head along the screw lines with a small spiral angle Rys. 3. Zarys obwiedni ostrzy noży oraz sposób ich ustawienia dla badanej głowicy urabiającej Fig. 3. Outline of knife edges and way of their arrangement for the tested cutting head

15 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 Rys. 4. Sposób rozmieszczenia noży w otoczeniu noża nr 10 oraz przyjęte do badań skrajne położenia jego wierzchołka Fig. 4. Way of knives arrangement in the knife No. 10 surroundings and adopted for tests extreme positions of its vertex Rys. 5. Wpływ zmiany wartości współrzędnej wierzchołka ostrza noża nr 10, mierzonej wzdłuż osi obrotu głowicy urabiającej, na grubość skrawu wykonywanego przez nóż nr 11 Fig. 5. Influence of the change of value of coordinate value of knife No. 10 edge vertex, measured along the axis of cutting head rotation on the thickness of the cut performed through the knife No. 11 Rys. 6. Wpływ zmiany wartości współrzędnej wierzchołka ostrza noża nr 10, mierzonej wzdłuż osi obrotu głowicy urabiającej, na obciążenie noża nr 11 Fig. 6. Influence of the change of coordinate value of knife No. 10 edge vertex, measured along the axis of cutting head rotation, on the load of knife No. 11 Rys. 7. Wpływ zmiany wartości współrzędnej wierzchołka ostrza noża nr 10, mierzonej wzdłuż osi obrotu głowicy urabiającej, na energochłonność urabiania badaną głowicą urabiającą Fig. 7. Influence of the change coordinate value of knife No. 10 edge vertex, measured along the axis of cutting head rotation, on the energy-consumption of cutting using the tested cutting head Rys. 8. Wpływ zmiany odległości wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy urabiającej na obciążenie noża nr 11 Fig. 8. Influence of the change of knife No. 10 edge vertex distance from the axis of cutting head rotation on the load of knife No. 11 Rys. 9. Wpływ zmiany odległości wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy urabiającej na jego obciążenie Fig. 9. Influence of the change of knife No. 10 edge vertex distance from the axis of the cutting head rotation on its load

16 16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 do zmniejszenia grubości skrawu tego noża od wartości g = 23 mm dla położenia nominalnego, do wartości g = 16 mm dla Δx 10 = 15 mm, co powoduje również zmniejszenie objętości skrawu realizowanego przez ten nóż i zmniejszenie sił działających na niego. Równocześnie wzrasta obciążenie sąsiedniego noża nr 11, którego grubość skrawu rośnie wraz ze wzrostem odchylenia noża nr 10 od położenia nominalnego (rys. 5). Zmiana grubości skrawu, w badanym przedziale zmienności położenia wierzchołka noża, ma charakter liniowy, a grubość skrawu wykonywanego przez nóż nr 11 rośnie od wartości g 11 = 22 mm dla nominalnego położenia wierzchołka noża nr 10 do wartości g 11 = 40 mm dla Δx 10 = 15mm (wzrost o 82 %). Wzrost grubości skrawu wykonywanego przez nóż nr 11 wywołuje wzrost wartości sił działających na ten nóż. Wzrasta zarówno wartość sił skrawania P s, mającej kierunek chwilowej prędkości skrawania, jak i siły docisku P d prostopadłej do siły skrawania i przechodzącej przez oś obrotu głowicy. Siła skrawania rośnie przy tym nieliniowo od wartości P s11 = 18,1 kn dla nominalnego położenia wierzchołka ostrza noża nr 10 do wartości P s11 = 59,9 kn dla Δx 10 = 15 mm (wzrost o 231%), zaś siła docisku wzrasta od wartości P d11 = 15,7 kn dla nominalnego położenia wierzchołka ostrza noża nr 10 do wartości P d11 = 51,8 kn dla Δx 10 = 15 mm (rys. 6). Wzrost składowych obciążenia noża nr 11 jest przy tym wielokrotnie większy od przyrostu grubości skrawu wykonywanego przez ten nóż i zdecydowanie większy niż spadek składowych obciążenia noża nr 10 (wartość siły skrawania noża nr 10 zmniejsza się w tym czasie od P s10 = 19,8 kn dla Δx 10 = 0 mm do P s10 = 9,6 kn dla Δx 10 = 15 mm). Znaczące zwiększenie obciążenia noża nr 11 spowodowane zmianą ustawienia noża nr 10, przy niezmienionej wydajności urabiania wpływa na wzrost energochłonności urabiania całą głowicą. Przesunięcie wierzchołka ostrza tylko jednego noża nr 10 z położenia nominalnego wzdłuż osi x o wartość Δx 10 = 15 mm (do położenia oznaczonego strzałką w kolorze niebieskim na rysunku 4) skutkuje wzrostem energochłonności urabiania głowicy o 7,5 % od wartości E j = 4,95 kwh/ m 3 do wartości E j = 5,32 kwh/m 3 (rys. 7). Zmiana ustawienia noża nr 10 poprzez zmianę położenia wierzchołka ostrza tego noża wzdłuż osi r (do położeń oznaczonych strzałkami w kolorze różowym na rysunku 4) wywołuje zmiany obciążenia noży na głowicy urabiającej zależne od zwrotu przesunięcia Δr 10 w stosunku do położenia nominalnego. Dla ujemnych wartości przesunięcia Δr 10, gdy maleje odległość wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy, zmniejsza się zarówno grubość skrawu jak i obciążenie noża nr 10, zaś rośnie grubość skrawu noża nr 11 od wartości g 11 = 22 mm dla nominalnego położenia wierzchołka noża nr 10 do wartości g 11 = 39 mm dla Δr 10 = 15mm. Towarzyszy temu nieliniowy wzrost wartości siły skrawania i siły docisku działającej na nóż nr 11 (rys. 8) do wartości P s11 = 57,0 kn i P d11 = 49,2 kn dla Δr 10 = 15 mm. Natomiast dla dodatnich wartości przesunięcia Δr 10, gdy rośnie odległość wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy, wzrasta zarówno grubość skrawu, jak i obciążenie samego noża nr 10 (rys. 9). Siła skrawania i siła docisku osiągają wartości odpowiednio P s10 = 57,0 kn i P d10 = 47,9 kn dla Δr 10 = +15 mm. Znaczące zwiększenie obciążenia noża nr 11 spowodowane ujemnym przesunięciem wierzchołka noża nr 10 (Δr 10 < 0) oraz zwiększenie obciążenia noża nr 10 spowodowane dodatnim przesunięciem jego wierzchołka (Δr 10 > 0) skutkuje wzrostem mocy do napędu głowicy urabiającej. Moc ta wzrasta od wartości N = 215,0 kw dla nominalnego położenia wierzchołka noża nr 10 do wartości N = 232,1 kw dla Δr 10 = 15 mm oraz N = 233,6 kw dla Δr 10 = +15 mm. Przy niezmienionej wydajności urabiania wpływa to na wzrost energochłonności Rys. 10. Wpływ zmiany odległości wierzchołka ostrza noża nr 10 od osi obrotu głowicy urabiającej na energochłonność urabiania Fig. 10. Influence of the change of knife No. 10 edge vertex distance from the axis of the cutting head rotation on cutting energy-consumption urabiania głowicą (rys. 10). Przesunięcie wierzchołka ostrza tylko jednego noża nr 10 z położenia nominalnego wzdłuż osi r skutkuje wzrostem energochłonności urabiania głowicy od wartości E j = 4,95 kwh/m 3 do wartości E j = 5,32 kwh/ m 3 dla Δr 10 = 15 mm i do wartości E j = 5,38 kwh/m 3 dla Δr 10 = +15 mm. 4. Podsumowanie Zmiana ustawienia noża poprzez zmianę położenia wierzchołka ostrza noża powoduje zmniejszenie objętości skrawu realizowanego przez ten nóż i zmniejszenie sił działających na niego, przy równoczesnym wzroście obciążenia sąsiedniego noża lub wzrost sił działających na nóż o zmienionym położeniu. Ustawienie nawet jednego noża niezgodnie z położeniem przewidzianym w dokumentacji technicznej może prowadzić do znaczącego wzrostu obciążenia niektórych noży i wzrostu energochłonności procesu urabiania. Skomplikowany sposób ustawiania uchwytów nożowych na pobocznicach głowic urabiających kombajnów chodnikowych w stosowanych powszechnie do tego celu urządzeniach montażowych wymaga wysokich kwalifikacji zawodowych obsługi. Nie gwarantuje to jednak powtarzalności realizacji procesu montażu uchwytów nożowych. Ze względu na duże znaczenie głowic urabiających oraz jakości ich wykonania ze względu na skuteczność i niezawodność działania kombajnów chodnikowych, niezbędny jest przy tym stały nadzór i kontrola jakości procesu ich wytwarzania. Wobec dużej liczby produkowanych i remontowanych głowic urabiających (tylko w polskim górnictwie węgla kamiennego użytkowanych jest ponad 200 kombajnów chodnikowych, z których każdy wyposażony jest w dwie poprzeczne głowice urabiające) niezbędna staje się robotyzacja tych procesów technologicznych w celu zapewnienia rozmieszczenia noży na głowicach urabiających z wymaganą dokładnością uzyskiwaną zarówno w procesie produkcji, jak i remontu głowic. Literatura 1. Dolipski M., Cheluszka P., Sobota P., Mann R.: Badania energochłonności procesu urabiania poprzecznymi głowicami urabiającymi kombajnu chodnikowego. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa. Nr 3/1999.

17 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY Dolipski M., Mann R.: Analiza zmiany cech geometrycznych noży na głowicach urabiających kombajnu chodnikowego w zależności od ich rozmieszczenia. 28 Mezinárodní Konference Technická diagnostika strojů a výrobních zařízení DIAGO Ostrava, Mann R.: Zmiany obciążenia układów napędowych kombajnu chodnikowego spowodowane zużyciem narzędzi urabiających. Konferencja naukowa Górnictwo zrównoważonego rozwoju Gliwice, Sobota P.: Energochłonność urabiania kombajnami chodnikowymi. III Szkoła Mechanizacji i Automatyzacji Górnictwa Kombajny chodnikowe. Mechatronika w górnictwie. Wisła, Dolipski M., Cheluszka P., Sobota P.: Program komputerowy Kreator obwiedni noży KREON v Dolipski M., Cheluszka P., Sobota P.: Projektowanie układu urabiania kombajnu chodnikowego wspomagane komputerowo. Sympozjum Kombajny chodnikowe. Katowice, Apelujemy do Kadry inżynieryjno-technologicznej kopalń węgla kamiennego i innych kopalin zwłaszcza do zarządów kopalń o jak najszersze przekazywanie swych doświadczeń na łamach Przeglądu Górniczego w roku Konkurs im. Profesora Bolesława Krupińskiego trwa!

18 18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 UKD: : Doświadczalne wyznaczenie sprawności bębna łańcuchowego w przenośniku zgrzebłowym Experimental efficiency determination of the chain barrel in the scraper chain conveyor Dr inż. Piotr Sobota* ) Treść: W artykule przedstawiono rezultaty badań przenośnika zgrzebłowego w warunkach dołowych, pozwalających na doświadczalne wyznaczenie sprawności bębnów łańcuchowych, rozumianej jako sprawność zazębienia łańcucha z tymi bębnami. Sprawność bębnów łańcuchowych wraz z przekładnią zębatą w przenośniku zgrzebłowym wyznaczono na podstawie przebiegów czasowych sił w łańcuchu prawym i lewym, zarejestrowanych przez zestawy siłomierzy oraz przebiegów czasowych momentów obrotowych, zmierzonych przez momentomierze zamontowane na wałach silników napędowych w napędzie wysypowym i zwrotnym. Wyznaczone na drodze doświadczalnej, w rzeczywistych warunkach eksploatacji, górniczego przenośnika zgrzebłowego wartości sprawności bębnów łańcuchowych są niskie. W aspekcie dużych mocy zainstalowanych w napędach świadczy to o znacznych stratach mocy podczas przekazywania siły uciągu z bębnów na łańcuch zgrzebłowy. Abstract: The article presents the results of investigations of a scraper chain conveyor in underground conditions allowing experimental efficiency determination of chain barrels understood as the eficiency of chain meshing with these barrels. The efficiency of chain barrels together with toothened gear in the scraper chain conveyor was determined on the basis of time courses of forces in the right and left chain registered by dynamometer sets and time courses of torques measured by torque meters mounted on shafts of driving motors in the discharge driving set and reversible driving set. The values of efficiency of chain barrels determined by way of experiment in real conditions of exploitation of the mining scraper chain conveyor are low. In the aspect of high powers installed in the drives, this fact proves considerable losses of powers during the transmission of the draw-ball pull from the barrel to the scraper chain. Słowa kluczowe: przenośnik zgrzebłowy, bęben łańcuchowy, sprawność Key words: scraper chain conveyor, chain barrel, efficiency 1. Wprowadzenie W światowym i polskim górnictwie węgla kamiennego względy ekonomiczne wymuszają pracę przodków ścianowych o dużej koncentracji wydobycia i dużym postępie dobowym. Oznacza to, że maszyny tworzące ścianowy kompleks zmechanizowany muszą mieć wysokie wydajności i być niezawodne. O uzyskiwanym wydobyciu z przodka ścianowego decyduje wydajność maszyny urabiającej. Dlatego buduje się kombajny ścianowe i strugi węglowe o coraz wyższych parametrach, przy czym wydajność układu transportowego musi być wyższa od wydajności maszyny urabiającej. Aby sprostać tym wymaganiom projektuje się ścianowe przenośniki zgrzebłowe o coraz większych mocach napędów, coraz większych masach i wielkościach łańcuchów ogniwowych i zgrzebeł. W przenośnikach ścianowych, które wyposażone są w dwa lub trzy zespoły napędowe, moce pojedynczych silników napędowych przekraczają już 1000 kw, a łączna moc napędów przekracza 3000 kw. Stosuje się łańcuchy o wielkościach , , i większych. W układzie pociągowym przenośników zgrzebłowych, które * ) Politechnika Śląska, Gliwice. stały się jedynymi środkami odstawy w podziemnych wyrobiskach ścianowych w kopalniach węgla kamiennego, stosuje się łańcuchy zgrzebłowe składające się najczęściej z dwóch łańcuchów ogniwowych połączonych zgrzebłami. Jednym z najważniejszych elementów układu napędowego przenośnika ścianowego jest bęben łańcuchowy, ponieważ na nim odbywa się przekazywanie łańcuchowi zgrzebłowemu siły pociągowej wywołanej silnikiem. Bębny łańcuchowe przenoszą wysoki moment obrotowy z reduktora napędu i zazębiając się z torusami tylnymi ogniw poziomych łańcucha przekazują mu siłę pociągową. Wchodzeniu ogniw łańcucha w zazębienie z segmentami zębów bębna oraz wyzębianiu ogniw, w warunkach poślizgu ogniw na flance zęba i dnie gniazda, towarzyszą znaczące siły nacisku i tarcia mające decydujący wpływ na sprawność przeniesienia napędu z bębna łańcuchowego na łańcuch zgrzebłowy [2, 3]. Określenie wartości sprawności zazębienia łańcucha z bębnem jest istotnym warunkiem określenia strat przenoszonej mocy i podjęcia działań zmierzających do ich zmniejszenia a tym samym do zwiększenia trwałości bębnów łańcuchowych. Z badań doświadczalnych sprawności napędowych kół łańcuchowych prowadzonych na stanowisku badawczym wynika, że sprawność ta zależna jest od wartości napięcia

19 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 wstępnego łańcucha [4], zaś badania teoretyczne wskazują, że jest ona okresową funkcją położenia koła łańcuchowego [1]. W literaturze przedmiotu brak jest dotychczas wyników określających sprawność zazębienia łańcuchowego na drodze doświadczalnej w rzeczywistych warunkach eksploatacji górniczych przenośników zgrzebłowych. 2. Obiekt badań i metoda wyznaczania sprawności Przeprowadzone pomiary obciążeń realizowane były w pochylni transportowej o średnim nachyleniu 24, w której zainstalowany był przenośnik zgrzebłowy o długości 245 m. Wyposażony był w dwa jednosilnikowe napędy, każdy o mocy 250 kw. W napędzie wysypowym zastosowany był silnik dwubiegowy, który poprzez sprzęgło podatne oraz dwustopniową przekładnię zębatą planetarną napędzał bęben łańcuchowy (napęd prostopadły). Z kolei napęd zwrotny wyposażony był w trójstopniową przekładnię zębatą stożkowo-planetarną (napęd równoległy). Transport urobku realizowany był za pomocą dwupasmowego łańcucha zgrzebłowego mm. W celu doświadczalnego wyznaczenia sprawności mierzono i rejestrowano momenty obrotowe na wałach silników elektrycznych w napędzie wysypowym i zwrotnym. Pomiar obciążenia w łańcuchu zgrzebłowym zrealizowano za pomocą siłomierzy włączonych szeregowo w dwa pasma łańcucha ogniwowego. Do wyznaczenia sprawności bębnów łańcuchowych wykorzystano dwa zestawy siłomierzy oddalonych od siebie o długość rynnociągu. Poszczególne siłomierze oznaczono następująco (rys.1): zestaw pierwszy: S2 siłomierz w łańcuchu prawym, S4 siłomierz w łańcuchu lewym, zestaw drugi: S6 siłomierz w łańcuchu prawym, S7 siłomierz w łańcuchu lewym. Ze względu na rozmieszczenie elementów układu pomiarowego wyznaczono sprawność układu bęben łańcuchowy przekładnia zębata. Sprawność bębnów łańcuchowych wraz z przekładnią zębatą w przenośniku zgrzebłowym wyznaczono na podstawie przebiegów czasowych sił w łańcuchu prawym i lewym zarejestrowanych przez zestawy siłomierzy oraz przebiegów czasowych momentów obrotowych, zmierzonych przez momentomierze zamontowane na wałach silników napędowych w napędzie wysypowym i zwrotnym. Moc przekazywaną łańcuchowi zgrzebłowemu przez bęben łańcuchowy wyznaczono jako iloczyn prędkości łańcucha zgrzebłowego i siły obwodowej przekazywanej na ogniwa łańcucha. Moc mechaniczną na wale silnika napędowego obliczono jako iloczyn mocy nominalnej silnika i stosunku zarejestrowanego momentu obrotowego do momentu nominalnego silnika. Sprawność układu bęben łańcuchowy przekładnia zębata wyznaczono jako stosunek mocy przekazywanej łańcuchowi zgrzebłowemu do mocy mechanicznej na wale silnika. Siłę obwodową przekazywaną z bębna łańcuchowego na ogniwa łańcucha zgrzebłowego obliczono jako różnicę siły nabiegającej na bęben łańcuchowy i zbiegającej z niego. Siłę nabiegającą na bęben łańcuchowy wyznaczono jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundowych fragmentów przebiegów czasowych zarejestrowanych przed wejściem siłomierzy na bęben łańcuchowy, zaś siłę zbiegającą z bębna łańcuchowego jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundowych fragmentów przebiegów czasowych zarejestrowanych po zejściu tych samych siłomierzy z bębna łańcuchowego. Do tego celu wykorzystano siłomierze S2 i S4 z zestawu pierwszego i siłomierze S6 i S7 z zestawu drugiego. 3. Wyniki badań doświadczalnych Przykładowy sposób wyznaczenia sprawności układu bęben łańcuchowy przekładnia zębata w napędzie wysypowym przenośnika nieobciążonego urobkiem przedstawiono dla sytuacji przechodzenia przez bęben łańcuchowy siłomierzy S2 i S4 z pierwszego zestawu siłomierzy. Siłę nabiegającą na bęben łańcuchowy wyznaczono jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundowego fragmentu przebiegów w czasie od 4302 do 4304 sekundy pomiaru, zarejestrowanego przed wejściem siłomierzy S2 i S4 na bęben łańcuchowy (rys. 2). Średnia całkowa wartość sumarycznej siły nabiegającej na bęben wynosi 90,36 kn. Po przejściu siłomierzy S2 i S4 przez bęben łańcuchowy do gałęzi dolnej przenośnika wyznaczono z przebiegów czasowych od 4306 do 4308 sekundy pomiaru sumaryczną siłę zbiegającą w łańcuchu prawym i lewym (rys. 3), wynoszącą 25,14 kn. Siła obwodowa przekazywana z bębna łańcuchowego na łańcuch zgrzebłowy, obliczona jako różnica sumarycznej siły nabiegającej na bęben i zbiegającej z bębna łańcuchowego, wynosi w tym przypadku 65,22 kn, zaś dla prędkości łańcucha zgrzebłowego 1,3 m/s moc osiąga chwilową wartość wynoszącą 84,78 kw. Wyznaczony z przebiegów czasowych dla tych samych dwusekundowych odcinków (rys. 4) średni moment obrotowy rozwijany przez silnik napędu wysypowego wynosi 722,9 Nm, a moc silnika na tym czasowym odcinku wynosi 112,25 kw. Sprawność układu bęben łańcuchowy przekładnia zębata w napędzie wysypowym, wyznaczona jako stosunek mocy przekazywanej łańcuchowi zgrzebłowemu i mocy mechanicznej na wale silnika, ma wartość η A = 0,75. Przykładowy sposób wyznaczenia sprawności układu bęben łańcuchowy przekładnia zębata w napędzie zwrotnym przenośnika nieobciążonego urobkiem, przedstawiono dla sytuacji przechodzenia przez bęben łańcuchowy siłomierzy S6 i S7 z drugiego zestawu siłomierzy. Siłę nabiegającą na bęben łańcuchowy wyznaczono jako średnią całkową wartość sumarycznej siły w łańcuchu prawym i lewym z dwusekundowego fragmentu przebiegów w czasie od 4301 do 4303 sekundy pomiaru zarejestrowanego przed wejściem siłomierzy S6 i S7 na bęben łańcuchowy (rys. 5). Średnia całkowa wartość sumarycznej siły nabiegającej na bęben zwrotny wynosi 183,47 kn. Po przejściu siłomierzy S6 i S7 przez bęben łańcuchowy do gałęzi górnej przenośnika wyznaczono z przebiegów czasowych sumaryczną siłę zbiegającą w łańcuchu prawym i lewym (rys. 6), wynoszącą 118,49 kn. Pomimo znacznie wyższych wartości sił w łańcuchu nabiegającym i zbiegającym niż w napędzie wysypowym, siła obwodowa przekazywana z bębna łańcuchowego na łańcuch zgrzebłowy, obliczona jako różnica sumarycznej siły nabiegającej na bęben i zbiegającej z bębna łańcuchowego, ma zbliżoną wartość i wynosi 64,98 kn, zaś moc osiąga chwilową wartość wynoszącą 84,48 kw. Wyznaczony z przebiegów czasowych dla tych samych dwusekundowych odcinków (rys. 7) średni moment obrotowy rozwijany przez silnik napędu zwrotnego wynosi 695,11 Nm, a moc silnika w tym fragmencie wynosi 107,94 kw. Sprawność układu bęben łańcuchowy przekładnia zębata w napędzie zwrotnym, wyznaczona jako stosunek mocy przekazywanej łańcuchowi zgrzebłowemu i mocy mechanicznej na wale silnika, ma wartość η B = 0,78. Sposób wyznaczenia sprawności układu bęben łańcuchowy przekładnia zębata w napędzie wysypowym przenośnika załadowanego urobkiem, którego stopień załadowania oszacowano na 50 %, przedstawiono dla sytuacji przechodzenia przez

20 20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2012 Rys. 1. Schemat rozmieszczenia siłomierzy w łańcuchu zgrzebłowym Fig. 1. Scheme of lay-out of dynamometers in the scraper chain Rys. 2. Przebieg sił w łańcuchu zgrzebłowym podczas nabiegania na bęben łańcuchowy napędu wysypowego przenośnika nieobciążonego urobkiem Fig. 2. Course of forces in the scraper chain during running on the chain barrel of the discharge driving set of conveyor non-loaded with mined product