CZASOPISMO NAUKOWO-TECHNICZNE

Transkrypt

1

2 CZASOPISMO NAUKOWO-TECHNICZNE NR 2(492) LUTY 2012 Wersja pierwotna wydania INNOWACYJNOŚĆ W TECHNICE PROCESY TECHNOLOGICZNE MECHANIKA ENERGOELEKTRONIKA AUTOMATYKA INFORMATYKA TELEKOMUNIKACJA AEROLOGIA ZAGROŻENIA NATURALNE I BEZPIECZEŃSTWO EKOLOGIA I OCHRONA ŚRODOWISKA ORGANIZACJA I ZARZĄDZANIE НОВАТОРСКИЕ ИЗДЕЛИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ МЕХАНИКА ЭНЕРГОЭЛЕКТРОНИКА АВТОМАТИКА ИНФОРМАТИКА ТЕЛЕКОММУНИКАЦИЯ АЭРОЛОГИЯ ЕСТЕСТВЕННЫЕ ОПАСНОСТИ И БЕЗОПАСНОСТЬ ЭКОЛОГИЯ И ЗАЩИТА ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ ОРГАНИЗАЦИЯ И УПРАВЛЕНИЕ INNOVATIVE TECHNOLOGIES MANUFACTURING PROCESSES MECHANICS POWER ELECTRONICS AUTOMATICS INFORMATION TECHNOLOGY TELECOMMUNICATION AEROLOGY NATURAL HAZARDS AND SAFETY ECOLOGY AND ENVIRONMENT PROTECTION ORGANISATION AND MANAGEMENT PL ISSN Wydawca: Instytut Technik Innowacyjnych EMAG

3 SPIS TREŚCI nr 2 1. Badania diagnostyczne i niezawodnościowe górniczych maszyn transportowych zasilanych z zasilaczy przekształtnikowych * 5 dr inż. Zygmunt Szymański 2. Pomiary obciążeń dynamicznych ścianowego przenośnika zgrzebłowego w warunkach eksploatacyjnych 3. System rozmyty wspomagający identyfikację źródeł emisji tlenku węgla w wyrobiskach kopalnianych 4. Wyznaczenie obciążenia segmentów zębów bębna łańcuchowego 5. Bezpieczeństwo maszyn i urządzeń wprowadzanych na rynek Unii Europejskiej w kontekście obowiązującego prawa 6. Z życia EMAG-u prof. dr hab. inż. Marian Dolipski dr inż. Piotr Cheluszka dr inż. Piotr Sobota mgr inż. Stanisław Tytko 20 dr inż. Zdzisław Krzystanek dr Marek Sikora dr hab. inż. Stanisław Trenczek 28 dr inż. Piotr Sobota 35 mgr inż. Jacek Cuber * Artykuł wznowiony ukazał się w numerze 1(491) w styczniu 2012 r. z błędem drukarskim. Za zaistniałą sytuację przepraszamy Autora oraz Czytelników. Redakcja Rada Programowa Wydawnictw Instytutu EMAG: Przewodniczący Rady prof. dr hab. inż. Stanisław Cierpisz, Instytut EMAG Sekretarz Rady dr hab. inż. Stanisław Trenczek, prof. nadzw. Instytutu EMAG Członkowie: mgr inż. Marek Chagowski, Lubelski Węgiel Bogdanka SA; dr hab. inż. Piotr Czaja, prof. nadzw. AGH; prof. dr hab. inż. Marian Dolipski, Politechnika Śląska; prof. dr hab. inż. Józef Dubiński, Główny Instytut Górnictwa; prof. dr hab. inż. Monika Hardygóra, CUPRUM; prof. dr hab. inż. Marek Jaszczuk, ITG KOMAG; dr hab. inż. Andrzej Kwiecień, prof. nadzw. Politechniki Śląskiej; prof. dr hab. inż. Stanisław Kozielski, Politechnika Śląska; prof. dr hab. inż. Bogdan Miedziński, Politechnika Wrocławska; dr inż. Roman Pilorz, doc. Politechniki Śląskiej; dr hab. inż. Janusz Reś, prof. nadzw. AGH; prof. dr hab. inż. Wacław Trutwin, Instytut EMAG; prof. dr hab. inż. Stanisław Wasilewski, Instytut Mechaniki Górotworu PAN; prof. dr hab. inż. Andrzej Zorychta, AGH Komitet Redakcyjny: Redaktor naczelny dr inż. Piotr Wojtas Zastępca redaktora naczelnego dr hab. inż. Stanisław Trenczek Sekretarz redakcji mgr Waldemar Cichoń Redaktorzy tematyczni: dr inż. Włodzimierz Boroń (Innowacyjność w technice; Organizacja i Zarządzanie), prof. dr hab. inż. Marek Jaszczuk (Automatyka; Procesy Technologiczne), dr hab. inż. Janusz Reś, prof. nadzw. AGH (Mechanika), dr hab. inż. Stanisław Trenczek (Aerologia; Zagrożenia naturalne i bezpieczeństwo), prof. dr hab. inż. Stanisław Wasilewski (Telekomunikacja; Informatyka), dr hab. inż. Marian Wójcik prof. nadzw. AGH (Energoelektronika; Ekologia i Ochrona Środowiska) Redaktor językowy: mgr Jadwiga Machowska Adres redakcji: ul. Leopolda 31, Katowice, tel. (32) , faks: (32) , miag@emag.pl, Nakład: 150 egz.

4

5

6 dr inż. ZYGMUNT SZYMAŃSKI Politechnika Śląska Katedra Elektryfikacji i Automatyzacji Górnictwa Badania diagnostyczne i niezawodnościowe górniczych maszyn transportowych zasilanych z zasilaczy przekształtnikowych W referacie przedstawiono metodykę badań diagnostycznych i niezawodnościowych układów: zasilania, sterowania i zespołów napędowych maszyn górniczych, zasilanych z zasilaczy przekształtnikowych. Omówiono wybrane metody badań diagnostycznych silników napędowych, zasilaczy przekształtnikowych oraz węzłów łożyskowych. Opisano metodykę badań niezawodnościowych oraz przedstawiono wyniki badań awaryjności górniczych maszyn transportowych, przenośników ścianowych i taśmowych. 1. WSTĘP W polskich kopalniach węgla kamiennego stosowane są systemy urabiania, oparte na wysokiej koncentracji wydobycia. Wymaga to zastosowania odpowiednich maszyn urabiających oraz niezawodnych systemów transportowych, zarówno transportu poziomego, jak i transportu pionowego. Systemy transportu poziomego powinny zapewniać płynną odstawę urobku do stacji załadowczych na podszybiu lub bezpośrednio na powierzchnię [1]. Systemy transportu pionowego powinny być skoordynowane z dostawą urobku. Do odstawy urobku wykorzystuje się przede wszystkim układy przenośników taśmowych oraz w ograniczonym zakresie transport szynowy. Maszyny górnicze eksploatowane w podziemnych zakładach górniczych wymagają spełnienia warunków: energooszczędności, niezawodności oraz bezpieczeństwa pracy [1]. Systematycznie wzrasta ilość napędów maszyn górniczych zasilanych z zasilaczy przekształtnikowych. Są to układy zasilania maszyn wyciągowych, maszyn transportowych i przepływowych. Negatywnym skutkiem wzrostu mocy znamionowej zasilaczy przekształtnikowych jest wzrost poboru mocy biernej przez przekształtniki statyczne, generowanie wyższych harmonicznych prądu i napięcia w układach zasilania, występowanie komutacyjnych spadków napięcia oraz pojawienie się zakłóceń elektromagnetycznych wpływających na pracę układów sterowania oraz systemów transmisji sygnałów. Wzrost częstotliwości kluczowania przekształtnika powoduje przepływ prądów pasożytniczych przez korpus silnika. Są to m.in. prądy łożyskowe przepływające przez węzeł łożyskowy, które zmniejszają jego żywotność. W referacie przedstawiono metodykę badań diagnostycznych maszyn górniczych, zasilanych z zasilaczy przekształtnikowych. Dla wybranego napędu maszyny górniczej przedstawiono przyczyny powstawania prądów pasożytniczych oraz sposoby ich ograniczania. 2. OCENA AWARYJNOŚCI MASZYN GÓRNICZYCH Niezawodność pracy górniczej maszyny transportowej jest definiowana jako zdolność tej maszyny do realizacji zadań przewozowych w danym przedziale czasu (zmiany roboczej), w określonych warunkach eksploatacyjnych [1, 3, 4, 5]. Do oceny jej niezawodności służą wskaźniki niezawodności układu, określające rodzaj obiektu, jego własności konstrukcyjne oraz eksploatacyjne. Zgodnie z teorią niezawodności przenośniki górnicze są obiektami naprawialnymi, nato-

7 6 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA miast podzespoły przenośników należą zarówno do klas obiektów naprawialnych, jak i nienaprawialnych. Silnik elektryczny jest obiektem nienaprawialnym, pracującym z przerwami losowymi, a praca układu może być kontynuowana po wymianie silnika odpowiada to kodowi Dla obiektów nienaprawialnych należy określać wskaźniki: średni czas pracy do wystąpienia awarii, (t) intensywność uszkodzeń. Badania niezawodnościowe przeprowadzono na reprezentatywnej grupie przenośników górniczych pracujących na 20 kopalniach węgla kamiennego. Informacje uzyskano na podstawie ankiet wysłanych do kopalń, rozmów z pracownikami dozoru oraz danych z zakładów remontowych silników elektrycznych. Badania wykonano w okresie r. Z analizy danych wynika, że: w przenośnikach ze sprzęgłem hydrokinetycznym 70% uszkodzeń było spowodowanych awarią sprzęgła, 20% awarią przekładni, 8% uszkodzony silnik napędowy, w napędach przenośników ze sprzęgłem podatnym 65% uszkodzeń było spowodowanych awarią przekładni, 20% awarią silnika napędowego, 12% awarią sprzęgła. Głównymi przyczynami awarii silników napędowych było zwarcie uzwojenia stojana 80% i uszkodzenie łożysk 16%. Podstawowymi przyczynami awarii sprzęgła hydrokinetycznego były: utrata szczelności 70%, uszkodzenie łożysk 25%, natomiast w przekładni najczęściej uszkodzeniu ulegały: wałek szybkobieżny 70%, łożyska 15%, koła zębate 10% oraz utrata szczelności 4%. [1, 5]. Badania przeprowadzono dla przenośników typu Rybnik, napędzanych silnikami o mocach znamionowych 90 kw lub 135 kw. W silnikach górniczych najczęściej ulegały uszkodzeniu: uzwojenie wirnika 52%, uzwojenie stojana 18%, węzły łożyskowe 15% i inne 15% [5]. Na podstawie analizy przyczyn uszkodzeń 1500 silników obliczono ich średni czas pracy, który wynosi 345 dni dla silnika SZD- KSp-74f oraz 517 dni dla silnika BMSKf-250, przy czym pierwsza awaria wystąpiła po 6 dniach, natomiast ostatni silnik uległ uszkodzeniu po 1737 dniach pracy [5]. Intensywność uszkodzeń określona na podstawie wyników empirycznych ma charakter monotoniczny o rozkładzie Weibulla o postaci: R(t) = exp(-t / ) (1) Wartości nieznanych parametrów, określających intensywność uszkodzeń oraz dystrybuanty i przedziały pracy bezawaryjnej, można obliczyć, wykorzystując metodę największej wiarygodności Fischera [2, 3, 4, 5]. Po przeprowadzeniu obliczeń analitycznych i wykorzystaniu metody analizy statystycznej oraz teorii niezawodności [2, 4] uzyskano dla poszczególnych silników analityczne wartości funkcji niezawodności: R(t) = exp(-t 0,9 /179) dla silnika BMSKf-250, R(t) = exp(-t 0,72 /110) dla silnika SZDKSp-74f. [4, 5]. 3. METODYKA BADAŃ DIAGNOSTYCZNYCH MASZYN GÓRNICZYCH Niezawodność pracy maszyn górniczych zależy w znacznym stopniu od prawidłowej oceny stanu technicznego ich obwodów elektrycznych, elektromechanicznych oraz mechanicznych. Ocenę można zrealizować w sposób globalny, wykorzystując centralne stanowisko diagnostyczne lub w ograniczonym zakresie, stosując elementy diagnostyczne zainstalowane w maszynie. Diagnostykę globalną powinno się przeprowadzać w sposób okresowy [1, 5, 6]. Ocena lokalna powinna być realizowana przed każdym uruchomieniem maszyny. W ramach diagnostyki lokalnej sprawdza się stan techniczny silnika napędowego, układu zasilania, obwodów sterowania i zabezpieczeń, parametry i stan techniczny elementów transportowych: bębnów napędowych oraz taśmy przenośnika, a także ocenia się skuteczność pracy układu hamulcowego. Specjalny program symulacyjny Diagoprzen (opracowany przez Autora) oraz odpowiednie czujniki i przetworniki pomiarowe umożliwiają realizację pomiarów w sposób automatyczny. Wyniki obliczeń numerycznych i symulacyjnych uzyskanych na podstawie modeli matematycznych silników napędowych, zasilacza przekształtnikowego oraz układu mechanicznego, są prezentowane w sposób tabelaryczny i graficzny na ekranie monitora oraz drukowane w postaci protokołu badań diagnostycznych. Ocenę stanu technicznego silnika napędowego można przeprowadzić przy wykorzystaniu wyników analizy harmonicznych napięć i prądów stojana przy zasilaniu trójfazowym i dwufazowym, analizy sygnału napięciowego, indukowanego w dodatkowym uzwojeniu umieszczonym w żłobkach stojana, stosując metody wibromechaniczne albo akustyczne [1, 5, 6]. Przy bieżącej kontroli stanu technicznego silnika napędowego można ograniczyć zakres badań do pomiarów: rezystancji uzwojeń stojana, rezystancji izolacji uzwojenia stojana, kontroli stanu technicznego łożysk silnika [1, 5]. Ocenę stanu technicznego układu zasilania (falownika napięcia) przeprowadza się, sprawdzając elementy wykonawcze, zabezpiecze-

8 Nr 2(492) LUTY Rys. 1. Elektroniczny system zabezpieczenia taśmy nia zwarciowe oraz realizując programy testujące umieszczone w pamięci sterownika mikroprocesorowego. Do diagnostyki układu mechanicznego i kinematycznego przenośnika wykorzystuje się sygnały z czujników umieszczonych na przenośniku. Są to m.in. czujniki: temperatury, ruchu taśmy, spiętrzenia urobku oraz czujniki uszkodzeń taśmy, bębnów napędowych oraz przekładni. Sygnały z czujników są przesyłane do komputera nadrzędnego magistralą komunikacyjną, gdzie są wykorzystywane zarówno do celów diagnostycznych, jak i do optymalnego sterowania pracą przenośnika. 4. NOWOCZESNE PRZETWORNIKI POMIA- ROWE W NAPĘDACH MASZYN TRANS- PORTOWYCH Większość kopalń węgla kamiennego wykorzystuje do głównej odstawy urobku przenośniki taśmowe. Do pomiaru ilościowego wielkości urobku stosowane są taśmowe wagi elektroniczne, natomiast do oceny jakościowej wykorzystuje się przetworniki izotopowe lub komputerową analizę obrazu z kamery przemysłowej [1, 5]. Do kontroli pracy przenośnika oraz dla celów diagnostycznych obok przenośnika są umieszczone między innymi: zespoły łączności, wyłączniki awaryjne, urządzenia zraszające, natomiast w obrębie bębna napędowego umieszczono czujniki: prędkości bębna, prędkości taśmy, temperatury, schodzenia taśmy, spiętrzenia urobku oraz bramki materiałowe. Zastosowanie sterowników przemysłowych umożliwi wprowadzenie dla celów kontrolnych oraz diagnostycznych dodatkowych czujników, które będą informować o stopniu zużycia taśmy, przekładni zębatej lub o awarii: silnika, łożysk, bębna napędowego, hamulca lub taśmy. W silniku napędowym należy zastosować czujniki temperatury: uzwojeń, łożysk, medium chłodzącego, przetworniki napięcia, prądu oraz kontroli stanu izolacji. Układ zasilania powinien posiadać przetworniki napięcia, prądu, temperatury modułów zasilacza, temperatury medium chłodzącego. Układ mechaniczny oraz układ przeniesienia napędu należy wyposażyć w czujniki: zużycia okładzin ciernych hamulca, pęknięcia bębna napędowego, uszkodzenia taśmy. Dane z czujników są przesyłane do komputerów sterownika, w których w oparciu o bazy danych, bazy wiedzy i wykorzystania odpowiednich programów diagnostycznych oraz modeli matematycznych: silnika oraz układu kinematycznego podejmuje się decyzje o stanie technicznym układu oraz o trwałości i niezawodności pracy układów przenośników taśmowych. Do wykrywania uszkodzeń taśmy mogą być wykorzystywane czujniki: elektromechaniczne, magnetyczne lub elektroniczne [1, 5]. Na rysunku 1 przedstawiono elektroniczny system zabezpieczenia taśmy przenośnika typu Sensor Guard [1, 6]. System ten służy do ochrony taśmy przed rozległymi uszkodzeniami (przecięcie taśmy) oraz sygnalizuje ruchy poprzeczne i nadmierny poślizg taśmy. W skład układu wchodzą: pętle przewodów implantowane w taśmie, detektor uszkodzeń oraz jednostka sterująca. Czujniki i głowice detektora są sprzężone rozkładem pola elektromagnetycznego. Jeśli nastąpi uszkodzenie taśmy, to zostanie uszkodzony czujnik. Wtedy detektor wykrywa uszkodzenie i wyłącza taśmę. Innym wariantem zabezpieczenia jest czujnik elektroniczny typu Conti Tronic [5], który wymaga zastosowania taśmy z zaimplantowanymi transponderami.

9 8 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Rys. 2. Wyniki badań węzła łożyskowego Do oceny zużycia, korozji oraz do wykrywania pęknięć linek stalowych stanowiących rdzeń taśmy przenośnikowej wykorzystuje się metody magnetyczne. W skład układu wchodzi wzbudnik magnetyczny z magnesami trwałymi, czujniki indukcyjne oraz defektoskop. Uszkodzony pręt powoduje zmiany rozkładu pola magnetycznego wykrywane przez defektoskop. Nowoczesne, inteligentne czujniki pomiarowe wymagają zmian w konstrukcji taśm przenośnikowych, co wiąże się z określonymi kosztami ekonomicznymi. Dlatego proponuje się wprowadzić do układów diagnostycznych przenośnika układy bazujące na rozbudowanym modelu matematycznym układu elektromechanicznego przenośnika, wykorzystując możliwości obliczeniowe sterowników przemysłowych. Jedną z przyczyn awarii maszyn górniczych jest awaria węzła łożyskowego. Uszkodzeniu węzła łożyskowego maszyny górniczej towarzyszy wzrost drgań, głośna praca, szum, wzrost temperatury uzwojeń i obudowy. Do diagnostyki węzła łożyskowego wykorzystuje się m.in. metody: SPM (Shock Pulse Metod), SE (Spike Energy), SEE (Spectral Emitted Energy), metodę analizy częstotliwościowej, analizy akustycznej oraz metodę detekcji obwiedni. Metoda detekcji obwiedni polega na analizie drgań rezonansowych maszyny. Krótkotrwale udary widoczne w przebiegach czasowych mierzonego sygnału maszyny mogą być spowodowane uszkodzeniem węzła łożyskowego. Znając geometrię łożyska, ilość elementów tocznych oraz prędkość obrotową bieżni, można obliczyć częstotliwości rezonansowe układu. Czujnik drgań jest umieszczany na badanym elemencie. Sygnał pomiarowy, po filtracji w filtrach pasmowo przepustowych i dopasowaniu, jest analizowany w pobliżu obliczonych częstotliwości rezonansowych. Transformaty Fouriera z otrzymanego sygnału widma pozwalają określić dominujące częstotliwości i określić stopień uszkodzenia. Przykładowe wyniki badań diagnostycznych węzła łożyskowego przedstawiono na rysunku WPŁYW UKŁADU PRZEKSZTAŁTNIKO- WEGO NA UKŁAD NAPĘDOWY MASZY- NY GÓRNICZEJ W kopalniach wzrasta ilość maszyn górniczych zasilanych z przemienników częstotliwości. Są to układy napędowe maszyn wyciągowych, napędy maszyn transportowych i maszyn przepływowych. Negatywnymi skutkami zwiększania mocy zasilaczy przekształtnikowych są: wzrost poboru mocy biernej przez przekształtniki statyczne, generowanie wyższych harmonicznych prądu i napięcia w sieciach zasilających, występowanie komutacyjnych spadków napięcia oraz pojawienie się zakłóceń elektromagnetycznych. Dopuszczalne wartości poziomów zakłóceń narzucone przez obowiązujące przepisy [6] dla napięcia 6 kv wynoszą: wielkość załamania komutacyjnego sinusoidy napięcia zasilającego nie powinna przekraczać 20% napięcia zasilania, wielkość odkształcenia sinusoidy napięcia zasilającego nie może przekraczać 5% napięcia zasilania, wielkość wahań napięcia przy udarach mocy biernej nie może przekroczyć wartości napięcia 0,03U 1n. Przykładowe przebiegi napięcia zasilania oraz prądu pobieranego podczas rozruchu maszyny wyciągowej przedstawiono na rysunku 3. Stopień załamania komutacyjnego napięcia zasilania można ograniczyć przez zastosowanie dodatkowych dławików sieciowych lub zmieniając przesunięcia godzinowe na stronach wtórnych transformatorów zasilających (układ H). Poziom wyższych harmonicznych w górniczych sieciach energetycznych można ograniczyć, stosując filtry wyższych harmonicznych prądu oraz napięcia. W górniczych sieciach energetycznych stosuje się przede wszystkim różne kombinacje rezonansowych filtrów LC (szeregowe lub równoległe połączenie po-

10 Nr 2(492) LUTY Rys. 3. Przebiegi napięcia i prądu podczas rozruchu jemności oraz indukcyjności), dostrojonych do poszczególnych harmonicznych (5 h, 7 h, 11 h, 13 h,...) odkształconego napięcia. Filtry statyczne LC są załączane w sposób indywidualny lub grupowy przez układy odłączników liniowych wyposażonych w blokady uniemożliwiające pracę filtrów wyższych harmonicznych przy odłączonych filtrach niższego rzędu. Większość zasilaczy przekształtnikowych maszyn górniczych jest wyposażona w sterownik MSI (PWM). Przebieg napięcia wyjściowego falownika jest superpozycją przebiegów prostokątnych o różnych szerokościach. Teoretyczny przebieg napięcia wyjściowego falownika przedstawiono na rysunku. 4. Falowniki napięcia generują szerokie spektrum wyższych harmonicznych. Istnieje szereg zjawisk na wyjściu falownika, które nie są bezpośrednio przedmiotem obowiązujących norm, a które mają ogromy wpływ na niezawodność pracy maszyny górniczej. Do zjawisk tych należą: duże stromości narastania napięcia wyjściowego du/dt, przepięcia i piki napięciowe, dodatkowe straty mocy czynnej (straty w uzwojeniu i straty mechaniczne) w silniku, ekranowanie przewodów i prądy pasożytnicze do ziemi, prądy w łożyskach silnika, zaburzenia o charakterze akustycznym. Zjawiska te negatywnie wpływają na pracę układu napędowego maszyny górniczej. Rys. 4. Napięcie wyjściowe falownika z modulacji MSI Duże stromości narastania napięcia wyjściowego du/dt (związane z wysoką częstotliwością przełączania tranzystorów IGBT) powodują punktowe uszkodzenie izolacji uzwojeń silnika (tzw. gorące punkty izolacji). Tętnienia prądu wywołane przez modulacje MSI oraz przez wyższe harmoniczne powodują wzrost strat w żelazie silnika. Żywotność silnika skraca się z powodu przekroczenia temperatury dopuszczalnej dla danej klasy izolacji (maszyny górnicze klasa izolacji F). Ekranowanie przewodów jest skuteczne tylko wtedy, gdy oba końce ekranu zostaną przyłączone do zacisków uziemienia falownika i silnika za pomocą obejmy o niskiej impedancji RF. Natężenie prądów pasożytniczych w ekranie przewodu zależy od wartości stromości napięcia du/dt oraz od wartości pojemności pasożytniczych (I = C du/dt). W przewodach o długości około 100 m wartości szczytowe impulsów prądu są rzędu 20 A i są niezależne od mocy układu napędowego. W układach napędowych maszyn górniczych łożyska silników elektrycznych ulegają uszkodzeniu już w kilka miesięcy po uruchomieniu. Objawia się to głośną pracą łożyska, występowaniem wibracji, a podczas oględzin bieżni można zauważyć równoległe, ciemne, gęste rysy ułożone prostopadle do toru przetaczania elementów tocznych. Zjawisko to może być spowodowane prądami łożyskowymi, które indukują się w wale silnika i przepływają do uziomu przez łożyska. Bardzo szybkie przełączanie zaworów przemienników częstotliwości (falowników) może generować impulsy prądowe wysokiej częstotliwości przepływające przez łożyska. Jeśli ich natężenie jest wystarczająco duże, to wystąpi zjawisko przemieszczania się cząstek metalu między kulą łożyska a bieżnią. Zjawisko to jest znane jako maszynowe elektryczne rozładowanie (Electric Discharge Machine EDM).

11 10 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Rys. 5a. Widok bieżni wewnętrznej łożyska Rys. 5b. Widok bieżni zewnętrznej łożyska Rys. 6. Droga przepływu prądu łożyskowego od strony napędowej wału silnika Może to spowodować konieczność wymiany łożyska już po krótkim czasie pracy. Zmiany struktury łożyska spowodowane przepływem prądów łożyskowych przedstawiono na rysunku 5a i 5b. W układach zasilania maszyn górniczych można zaobserwować wzrost liczby uszkodzeń łożysk z powodu elektrycznego rozładowania maszynowego, występujących w okresie od jednego do sześciu miesięcy po uruchomieniu lub remoncie maszyny. Jedną z przyczyn występowania prądów łożyskowych wysokiej częstotliwości jest SEM indukowana na wale z powodu asymetrycznego rozpływu strumienia w obwodzie elektromagnetycznym silnika. Impulsy napięciowe na wyjściu falownika zawierają cechy harmoniczne, dzięki którym rozkład strumienia rozproszenia uzwojeń silnika zapewnia przepływ prądu pasożytniczego do uziomu. Powoduje to powstanie różnicy potencjałów między końcami wału. Jeśli indukowane napięcie jest wystarczająco duże do przebicia cienkiej powłoki oleju na łożysku, zachodzi zjawisko przepływu cyrkulacyjnych prądów łożyskowych o wysokiej częstotliwości. Prądy łożyskowe zamykają się przez obwód składowej zerowej. Ich przepływ powoduje powstanie różnicy potencjału pomiędzy wyjściem falownika i uziomem, co wymusza przepływ prądu przez impedancję rozproszenia. Prąd płynący przez łożyska może ulegać nagłym wahaniom, jego wartość zależy od stanu technicznego łożyska. Przy bardzo małych prędkościach łożyska mają galwaniczne połączenie, ponieważ bieżnie nie są izolowane warstwą oleju. Występuje zjawisko przerwania ciągłości filmu smarowego. Impedancja łożysk określa poziom napięcia, przy którym łożyska zaczynają przewodzić. Impedancja ta jest nieliniową funkcją: obciążenia łożysk, prędkości obrotowej oraz użytego smaru i podlega ona chwilowym zmianom. Drogi przepływu prądów łożyskowych w układzie napędowym maszyny górniczej przedstawiono na rysunku METODY OGRANICZANIA WPŁYWU ZASI- LACZY PRZEKSZTAŁTNIKOWYCH NA UKŁAD ZASILANIA MASZYNY GÓRNICZEJ Dla ograniczenia wielkości prądów łożyskowych należy zastosować właściwy system okablowania i uziemienia układu napędowego, również należy przerwać galwaniczny obwód przepływu prądu łożyskowego oraz ograniczyć prądy wysokiej częstotliwości składowej kolejności zerowej prądu zasilania. Napęd z płynną regulacją prędkości może być skutecznie uziemiony dla składowych zerowych kolejności prądu wysokich częstotliwości, jeśli stosowane są

12 Nr 2(492) LUTY symetryczne wielożyłowe kable zasilające obwód silnika. Należy dla nich określić drogę powrotu dla prądu składowej zerowej do obwodu falownika, zastosować połączenia wyrównawcze dla wysokich częstotliwości pomiędzy obwodem składowej zerowej i znanymi punktami odniesienia potencjału ziemi, używając miedzianej plecionki oraz stosując wkładki izolacyjne między silnikiem i podstawą, montowane w silniku łożyska z izolowanym pierścieniem zewnętrznym. Znaczny stopień deformacji napięcia i prądu sieci zasilających, spowodowany przez aktywne odbiorniki nieliniowe, wymaga wprowadzania nowych metod kompensacji zniekształceń. Stosowane obecnie statyczne kompensatory rezonansowe oprócz zalet posiadają także szereg mankamentów: skokową regulację mocy biernej, ograniczoną szybkość regulacji mocy chwilowej oddawanej do sieci, duży wpływ parametrów sieci zasilającej na efektywność filtracji filtrów pasywnych LC, możliwość powstawania rezonan- sów: szeregowych lub równoległych pomiędzy układem filtrów a źródłami zasilania. Wady te można znacznie ograniczyć, stosując filtry aktywne [6]. Filtry aktywne AFP zapewniają skuteczną kompensację wyższych harmonicznych prądu i napięcia, ograniczają skutki niesymetrii napięć i prądów sieci, stabilizują wartość napięcia na zaciskach odbiornika, kompensują spadki napięcia na reaktancji sieci zasilającej oraz umożliwiają kompensację mocy biernej. Badania sprawdzające opracowaną metodykę badań diagnostycznych przeprowadzono na modelach laboratoryjnych maszyny transportowej oraz w warunkach przemysłowych. Przebiegi zarejestrowane podczas badań pozwoliły skutecznie przewidywać stany awaryjne napędu. Proponowana metodyka badań diagnostycznych jest na etapie testowania. Przykładowe przebiegi napięcia oraz spektrum harmonicznych prądu zasilania łącznika przekształtnikowego przedstawiono na rysunku 7. Rys. 7. Przebiegi napięcia i prądu zasilania maszyny górniczej

13 12 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA 7. ZAKOŃCZENIE Zastosowanie teorii niezawodności oraz metod statystyki matematycznej do projektowania, eksploatacji oraz diagnostyki maszyn transportowych zapewni znaczne wydłużenie czasów bezawaryjnej eksploatacji, umożliwi zaprojektowanie odpowiedniej bazy remontowej oraz opracowanie harmonogramów przeglądów, newralgicznych elementów konstrukcyjnych maszyn transportowych. Wykorzystując bazy danych oraz bazę wiedzy o ilości i przyczynach uszkodzeń górniczych maszyn transportowych, można zmodyfikować rozwiązania konstrukcyjne awaryjnych elementów. Zapewni to pewne oszczędności eksploatacyjne górniczych maszyn transportowych oraz umożliwi ograniczenie ilości potencjalnych awarii tych maszyn. Dla zwiększenia niezawodności oraz trwałości pracy maszyn górniczych muszą być przeprowadzane pomiary diagnostyczne, które zapewniają właściwą kontrolę poszczególnych zespołów maszyny oraz zapobiegną ewentualnym awariom. Wprowadzenie nowoczesnych metod diagnostycznych wiąże się ze znacznymi kosztami inwestycyjnymi, ale rachunek ekonomiczny powinien skło- nić kopalnie do modernizacji układów sterowania i stosowania procedur diagnostycznych do systemów sterujących. Zastosowanie zasilaczy przekształtnikowych w układach napędowych maszyn górniczych wiąże się ze zmianą sposobu montażu kabli zasilających, wymaga także wprowadzenia zmian konstrukcyjnych silników napędowych oraz sposobu ich montażu. Literatura 1. Antoniak J.: Urządzenia i systemy transportu poziomego w kopalniach. Wyd. Śląsk. Katowice, Bobrowski D.: Wprowadzenie matematyczne do teorii niezawodności. Wyd. Politechniki Poznańskiej. Poznań, Gawuć W.: Niezawodność maszyn elektrycznych. Zagadnienia ogólne, badania. Szkoła niezawodności T. X. Bydgoszcz, Migdalski J. red.: Poradnik niezawodności. Podstawy matematyczne. Wyd. WEMA. Warszawa, Szymański Z.: Nowoczesne układy diagnostyki górniczych maszyn transportowych zasilanych z układów przekształtnikowych. Materiały Konferencyjne Międzynarodowej Konferencji TEMAG Szczyrk, październik, Szymański Z.: Wpływ oddziaływania zasilaczy przekształtnikowych na niezawodność i bezpieczeństwo pracy układów zasilania maszyn górniczych. Materiały Konferencyjne Krajowej Konferencji Elektryki Górniczej Elektryka Szczyrk, czerwiec, Artykuł został zrecenzowany przez dwóch niezależnych recenzentów.

14 prof. dr hab. inż. MARIAN DOLIPSKI dr inż. PIOTR CHELUSZKA dr inż. PIOTR SOBOTA Instytut Mechanizacji Górnictwa Wydział Górnictwa i Geologii Politechnika Śląska mgr inż. STANISŁAW TYTKO GRUPA KOPEX, Rybnicka Fabryka Maszyn RYFAMA S.A. Pomiary obciążeń dynamicznych ścianowego przenośnika zgrzebłowego w warunkach eksploatacyjnych W artykule przedstawiono zagadnienie pomiaru obciążeń dynamicznych w wysoko wydajnym ścianowym przenośniku zgrzebłowym dla potrzeb wyznaczenia obciążenia bębnów łańcuchowych przenośnika zgrzebłowego oraz określenia ich sprawności. Opracowany został w tym celu układ do pomiaru i cyfrowej rejestracji charakterystyk dynamicznych napędów oraz łańcucha zgrzebłowego ścianowego przenośnika zgrzebłowego, o konstrukcji dostosowanej do warunków podziemnych wyrobisk górniczych. Pomiar obciążenia dynamicznego w łańcuchu zgrzebłowym realizowany był przy tym jednocześnie w gałęzi nabiegającej i zbiegającej. Wykorzystane zostały w tym celu dedykowane ogniwa pomiarowe, stanowiące autonomiczny układ pomiarowo rejestrujący. Konstrukcja ogniw pomiarowych zapewniała przy tym swobodny ruch łańcucha zgrzebłowego pomiędzy bębnami łańcuchowymi wzdłuż trasy przenośnika. Istotnym zagadnieniem, jakie musiało być tu rozwiązane, była synchronizacja wszystkich torów pomiarowych. Opracowany układ pomiarowy zaimplementowany został dla potrzeb badań eksploatacyjnych w przenośniku ścianowym zgrzebłowym RYBNIK 750, eksploatowanym w kopalni węgla kamiennego. 1. WPROWADZENIE Przenośniki zgrzebłowe stanowią jeden z głównych środków odstawy urobku z przodków w górnictwie podziemnym węgla kamiennego. Rozwój konstrukcji tych maszyn musi więc nadążać za wymaganiami wynikającymi z postępu technicznego, jaki dokonuje się w sferze maszyn urabiających. Przenośniki zgrzebłowe: ścianowe i podścianowe cechują się więc coraz większą wydajnością, a co za tym idzie, coraz większą mocą napędów [1,6]. Istotnym zagadnieniem jest przy tym stałe dążenie do wzrostu trwałości i niezawodności tych maszyn, co skutkować ma dużą żywotnością oraz możliwością bezawaryjnej ich pracy, szczególnie w trudnych warunkach eksploatacyjnych. Stale rosnące moce napędów, które dochodzą już obecnie do 1500, a nawet 1800 kw [5], są równoznaczne z intensywnym wzrostem obciążenia dynamicznego poszczególnych elementów przenośnika, w tym łańcucha zgrzebłowego oraz bębnów łańcuchowych, które pośredniczą w przeniesieniu ruchu z napędu na ten łańcuch. Prowadzone badania komputerowe oraz obserwacje eksploatacyjne wskazują na skomplikowany charakter współdziałania bębnów łańcuchowych z łańcuchem zgrzebłowym, czego skutkiem jest szybkie ich zużycie oraz znaczne straty energii w zazębieniu [2, 3, 4]. Poprawa warunków współdziałania wymienionych elementów jest więc istotnym zagadnieniem, mającym na celu zwiększenie ich trwałości oraz zmniejszenia energochłonności transportu urobku przenośnikami zgrzebłowymi. Jednym z kierunków działań w sferze badawczej jest

15 14 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA określenie wielkości i charakteru rzeczywistego obciążenia dynamicznego bębnów łańcuchowych, napędów oraz łańcuchów wysoko wydajnego przenośnika zgrzebłowego w warunkach eksploatacyjnych. W tym celu w Instytucie Mechanizacji Górnictwa Wydziału Górnictwa i Geologii Politechniki Śląskiej opracowane zostały założenia techniczne oraz dokonana została konfiguracja układu do pomiaru obciążeń dynamicznych w wysoko wydajnym przenośniku ścianowym zgrzebłowym. Opracowane tory pomiarowe wykorzystane zostały w pomiarach dołowych przenośnika ścianowego zgrzebłowego RYBNIK 750 w warunkach KWK Chwałowice. Przyjęta lokalizacja obiektu badań pozwoliła na pomiar i rejestrację rzeczywistych stanów obciążenia dynamicznego napędów przenośnika oraz łańcucha zgrzebłowego generowanego oporami ruchu łańcucha oraz obciążeniem pochodzącym od urobku węglowego. Wielkość tych obciążeń była więc odzwierciedleniem faktycznego stanu wynikającego z warunków pracy badanego przenośnika zgrzebłowego, jego geometrii oraz wielkości strumienia nadawy, jaką był on obciążony w rzeczywistych warunkach eksploatacyjnych. Parametry tego przenośnika odpowiadały przy tym parametrom powszechnie stosowanych przenośników ścianowych w polskim górnictwie węgla kamiennego. 2. OBIEKT BADAŃ Pomiary obciążeń dynamicznych realizowane były w pochylni transportowej, w której zainstalowany był przenośnik zgrzebłowy RYBNIK 750 o długości 245 m. Wyposażony był on w dwa jednosilnikowe napędy o mocy 250 kw (tab. 1). 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 pośrednictwem łańcucha zgrzebłowego mm. Średnie nachylenie podłużne trasy badanego przenośnika zgrzebłowego wyniosło KONFIGURACJA TORÓW POMIAROWYCH Dla potrzeb doświadczalnego wyznaczenia obciążenia dynamicznego bębnów łańcuchowych badany przenośnik zgrzebłowy wyposażony był w układy Tabela 1 Charakterystyka techniczna obiektu badań Parametr Wielkość Typ przenośnika RYBNIK 750 Długość 245 m Średnie nachylenie podłużne 24 Liczba napędów 2 Moc silników napędowych 85/250 kw Typ przekładni zębatych: napęd wysypowy 25P napęd zwrotny 25KP Wielkość łańcucha zgrzebłowego mm Prędkość łańcucha zgrzebłowego 1,3 m/s pomiarowe umożliwiające pomiar i rejestrację następujących charakterystyk czasowych: momentu obrotowego na wale silnika w napędzie wysypowym, prędkości kątowej wirnika silnika w napędzie wysypowym, momentu obrotowego na wale silnika w napędzie zwrotnym, prędkości kątowej wirnika silnika w napędzie zwrotnym, obciążenia dynamicznego w obu pasmach łańcucha zgrzebłowego w czterech miejscach konturu łańcuchowego. Pomiar wymienionych parametrów realizowany był za pomocą dedykowanych układów pomiarowych, w które wyposażony został rozpatrywany tu przenośnik na czas prowadzenia badań doświadczalnych (rys. 1). Rejestracja sygnałów pomiarowych z częstotliwością 50 Hz realizowana była przy tym dwudrogowo. Sygnały z układów pomiarowych stacjonarnych, to znaczy układów do pomiaru obciążeń dynamicznych napędów przenośnika, doprowadzone zostały do ośmiokanałowego rejestratora cyfrowego RE 1 (prod. firmy SEL z Rybnika). Z kolei przebiegi obciążenia dynamicznego łańcucha zgrzebłowego rejestrowane były za pomocą rejestratorów, stanowiących integralną część zastosowanych w tym celu ogniw pomiarowych. Sposób rejestracji wymienionych parametrów gwarantować musiał synchronizację wszystkich sygnałów pomiarowych, co, biorąc pod uwagę fakt, iż układy do pomiaru i rejestracji obciążenia w łańcuchu zgrzebłowym przemieszczały się wraz z łańcuchem zgrzebłowym, wymagało zastosowania w tym zakresie specjalnych rozwiązań Oprócz wymienionych wyżej dwunastu parametrów, mierzonych i rejestrowanych w sposób ciągły, dla potrzeb określenia obciążenia zewnętrznego badanego przenośnika zgrzebłowego ustalono w sposób dyskretny (okresowy) natężenie strugi urobku węglowego transportowanego wzdłuż rynnociągu przenośnika, w czasie, gdy realizowana była odstawa

16 Nr 2(492) LUTY Rys. 1. Rozmieszczenie elementów układu do pomiaru obciążenia dynamicznego w łańcuchu zgrzebłowym oraz napędach przenośnika zgrzebłowego urobku ze ściany, z której był on zasilany nadawą. W tym celu dokonywano pomiaru wymiarów przekroju poprzecznego oraz określano długość strugi transportowanego urobku. W celu identyfikacji zewnętrznych warunków pracy, przed rozpoczęciem badań dokonano pomiaru nachylenia podłużnego wzdłuż trasy przenośnika z wykorzystaniem dalmierza laserowego wyposażonego w inklinometr Leica DISTO D3. Program badań obejmował pomiar i rejestrację obciążeń dynamicznych w napędach oraz pasmach łańcucha zgrzebłowego dla dwóch zasadniczych stanów obciążenia przenośnika zgrzebłowego nosiwem: przenośnik pusty ruch łańcucha zgrzebłowego na biegu szybkim i wolnym, przenośnik obciążony nosiwem o różnym natężeniu transport urobku na biegu szybkim i biegu wolnym oraz różnego napięcia wstępnego łańcucha. Napięcie wstępne zmieniane było w wyniku przesuwania kadłuba napędu zwrotnego. 4. UKŁADY DO POMIARU OBCIĄŻENIA DY- NAMICZNEGO NAPĘDÓW PRZENOŚNIKA Pomiar momentu obrotowego i prędkości kątowej w obu napędach badanego przenośnika zgrzebłowego realizowany był za pomocą dwóch momentomierzy tensometrycznych typu 1811 produkcji firmy BCM Sensor Technologies b.v.b.a. (Belgia), przystosowanych przez firmę EC ELECTRONICS sp. z o.o. z Krakowa do współpracy z rejestratorem RE 1. Wielkość zastosowanych momentomierzy (zakres pomiarowy momentu obrotowego oraz prędkości kątowej) dobrana została do mocy napędów badanego przenośnika zgrzebłowego (tab. 2). Momentomierze te włączone zostały w łańcuch kinematyczny napędu wysypowego i zwrotnego, pomiędzy silnik oraz sprzęgło podatne, osadzone na wale wejściowym reduktora (rys. 2). Zabudowa momentomierzy wymagała przy tym modyfikacji konstrukcji napędów przenośnika w obrębie połączenia wału silnika napędowego ze sprzęgłem podatnym, stanowiącym integralną część Tabela 2 Charakterystyka układu do pomiaru obciążeń dynamicznych w napędach przenośnika zgrzebłowego Parametr Typ momentomierza 1811 Wartość Nominalny zakres pomiarowy momentu obrotowego 0 2 knm Przeciążalność (w zakresie pomiarowym) 150% wartości nominalnej Zakres pomiarowy prędkości obrotowej obr/min Liczba impulsów na obrót dla pomiaru prędkości obrotowej 60 Maksymalny błąd pomiaru 0,5% Sygnały wyjściowe analogowe prądowe Zasilanie 4 20 ma zewnętrzne 42 V AC

17 16 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Rys. 2. Sposób zabudowy układu do pomiaru obciążenia dynamicznego w napędzie ścianowego przenośnika zgrzebłowego tego napędu. W tym celu dla każdego napędu zaprojektowane i wykonane zostały w firmie RYFAMA elementy montażowe w postaci dodatkowej cylindrycznej obudowy sprzęgła oraz wspornika momentomierza, poprzez które silnik napędowy zamocowany był kołnierzowo do kadłuba przekładni zębatej. Długość tych elementów wynikała przy tym z długości momentomierza oraz wymiarów dodatkowego sprzęgła podatnego, stanowiącego element łączący wał silnika z czopem wału momentomierza. Próbny montaż elementów układu do pomiaru obciążenia dynamicznego w napędzie przenośnika dokonany został w hali montażowej firmy RYFAMA (rys. 3). Umożliwił on sprawdzenie prawidłowości wykonania tych dodatkowych elementów, opracowanie technologii montażu w warunkach dołowych oraz przetestowanie torów pomiarowych. Rys. 3. Napęd zwrotny ścianowego przenośnika zgrzebłowego RYBNIK 750 z zabudowanym momentomierzem w hali montażowej firmy RYFAMA Pomiary obciążeń dynamicznych w łańcuchu zgrzebłowym badanego przenośnika zrealizowano z wykorzystaniem ośmiu dedykowanych siłomierzy, włączonych szeregowo w poszczególne pasma łańcucha. W każdym paśmie łańcucha zabudowane zostały cztery czujniki rozmieszczone w ten sposób, aby możliwy był jednoczesny pomiar obciążenia łańcucha w gałęzi nabiegającej i zbiegającej w obrębie obu napędów przenośnika (rys. 1). Zastosowano specjalnie wykonane ogniwa pomiarowe typu OP 88 produkcji firmy BITS ze Świdnicy. Ogniwa te stanowią element 5-ogniwowych odcinków łańcucha ogniwowego (rys. 4). Wyposażone one zostały w układ do pomiaru siły na bazie pełnego mostka tensometrycznego, sprzężonego ze wzmacniaczem zainstalowanym wewnątrz ogniwa pomiarowego. Układ pomiarowy każdego ogniwa 5. UKŁADY DO POMIARU OBCIĄŻENIA DYNAMICZNEGO W ŁAŃCUCHU ZGRZEBŁOWYM Pomiar obciążenia dynamicznego w łańcuchu zgrzebłowym przenośnika zgrzebłowego stanowił duże wyzwanie w zakresie opracowania odpowiedniej konstrukcji elementów pomiarowo rejestrujących. Ponieważ elementy te wpięte były w łańcuch zgrzebłowy i wraz z nim się przemieszczały wzdłuż trasy przenośnika, cechować się musiały małymi wymiarami gabarytowymi oraz wysoką odpornością na działanie czynników zewnętrznych, w tym obciążenia o charakterze udarowym od spadających brył urobku oraz wody. Rys. 4. Układ do pomiaru obciążenia dynamicznego w łańcuchu zgrzebłowym przenośnika zgrzebłowego (dwa ogniwa pomiarowe zintegrowane z rejestratorami)

18 Nr 2(492) LUTY pomiarowego połączony jest sygnałowo z własnym rejestratorem cyfrowym zabudowanym w hermetycznej, masywnej stalowej obudowie wraz ze źródłem zasilania. Rejestrator przytwierdzony jest do ogniwa za pomocą czterech śrub, dzięki czemu istnieje możliwość łatwego jego montażu przed rozpoczęciem pomiarów oraz demontażu po ich zakończeniu w celu sczytania zarejestrowanych w pamięci danych. Konstrukcja układów do pomiaru i rejestracji siły w łańcuchu zgrzebłowym przenośnika zgrzebłowego pozwala na rejestrację przebiegów czasowych obciążenia dynamicznego z częstotliwością 50 Hz w czasie do około 2 godzin od włączenia zasilania (tab. 3). Czas pomiaru wynika tu przy tym z jednej strony z pojemności baterii, z drugiej zaś pojemności zastosowanych kart pamięci. Tabela 3 Charakterystyka układu do pomiaru obciążeń dynamicznych w łańcuchu zgrzebłowym przenośnika zgrzebłowego Parametr Wartość Typ ogniw pomiarowych OP 88 Nominalny zakres pomiarowy siły kn Przeciążalność (w zakresie pomiarowym) 150% wartości nominalnej Wielkość ogniwa pomiarowego klasy PW9 Częstotliwość rejestracji 50 Hz Maksymalny czas rejestracji ~2 godz. Maksymalny błąd pomiaru 0,5% Zasilanie bateryjne 9V DC Wymiary gabarytowe elementów zabudowanych na ogniwach pomiarowych oraz ich lokalizacja wyklucza możliwość kolizji z elementami przenośnika, w tym przede wszystkim z zębami bębnów łańcuchowych oraz elementami trasy przenośnika, szczególnie w przedziale dolnym rynnociągu. Dzięki temu możliwy jest swobodny ruch łańcucha zgrzebłowego wzdłuż rynnociągu przenośnika w czasie pełnego jego obiegu. W efekcie możliwy był ciągły pomiar i rejestracja obciążenia dynamicznego łańcucha zgrzebłowego w czasie kolejnych jego obiegów bez konieczności zatrzymywania przenośnika. 6. INTEGRACJA UKŁADÓW POMIAROWYCH Pomiar obciążeń dynamicznych w badanym ścianowym przenośniku zgrzebłowym realizowano z wykorzystaniem dwunastu torów pomiarowych, połączonych sygnałowo z dziewięcioma rejestratorami (ośmioma mobilnymi związanymi z ogniwami pomiarowymi oraz jednym stacjonarnym). Istotnym zagadnieniem, jakie należało rozwiązać na etapie konfiguracji układu pomiarowego, była więc synchronizacja rejestrowanych charakterystyk czasowych. Zestaw do pomiaru obciążenia dynamicznego w łańcuchu zgrzebłowym wyposażony był w tym celu w układ synchronizujący rejestratory ogniw pomiarowych. Po podłączeniu do rejestratorów ogniw pomiarowych, przed ich zabudową na ogniwach pomiarowych, dokonywał on jednoczesnego uruchomienia zegarów czasu rzeczywistego, zainstalowanych w poszczególnych rejestratorach cyfrowych, co zapewniało ich synchroniczną pracę. Rolę synchronizatora spełniał tu dodatkowy dziewiąty rejestrator cyfrowy, który połączony był przewodem z jednym z kanałów rejestratora stacjonarnego RE 1. Za pomocą przycisku istniała możliwość wygenerowania znacznika w postaci impulsu, który zapisywany był jednocześnie w pamięci rejestratora stacjonarnego oraz rejestratora synchronizującego ogniwa pomiarowe. Znaczniki te umożliwiły synchronizację przebiegów czasowych, rejestrowanych przez rejestratory ogniw pomiarowych oraz rejestrator stacjonarny, jak również ich korelację ze stanem obciążenia zewnętrznego badanego przenośnika zgrzebłowego. 7. PRZYKŁADOWE CHARAKTERYSTYKI DYNAMICZNE UZYSKANE NA DRODZE POMIAROWEJ Na rysunku 5 pokazano przykładowy fragment przebiegu obciążenia dynamicznego napędu wysypowego M A (linia w kolorze czerwonym) oraz napędu zwrotnego M B (linia w kolorze zielonym). W rozpatrywanym tu przypadku przenośnik nie był obciążony nosiwem. Moment obrotowy rozwijany przez silnik napędu wysypowego zmieniał się w zakresie od 486,8 Nm do 1045,8 Nm przy wartości średniej M Aśr = 759,6 Nm. Natomiast moment obrotowy rozwijany przez silnik napędu zwrotnego, przy niższej wartości średniej wynoszącej M Bśr = 676,0 Nm, zmieniał się w zakresie od 387,5 Nm do 976,9 Nm. Napęd wysypowy i zwrotny nie były więc obciążone równomiernie. Różnica średnich wartości momentów obrotowych w napędzie wysypowym i zwrotnym dla pełnego obiegu łańcucha zgrzebłowego świadczy o zróżnicowaniu rzeczywistych charakterystyk mechanicznych zespołów napędowych, natomiast chwilowe różnice momentów obrotowych wywołane są zróżnicowaniem podziałek ogniw wzdłuż konturu łańcuchowego. Charakterystyczne dla tej przyczyny różnicującej obciążenie napędów jest lustrzane odbicie przebiegów z pierwszej i drugiej połowy obiegu łańcucha zgrzebłowego.

19 S [kn] M [Nm] 18 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA MA MB t [s] Rys. 5. Przykładowe przebiegi obciążenia dynamicznego w napędzie wysypowym (M A ) oraz zwrotnym (M B ) przenośnika zgrzebłowego Przykładowe 20-sekundowe przebiegi czasowe obciążenia dynamicznego w łańcuchu zgrzebłowym zarejestrowane przez siłomierze dla przenośnika pustego przedstawiono na rysunku 6 i 7. Przebiegi obciążenia dynamicznego w łańcuchu zgrzebłowym poruszającym się w gałęzi górnej przenośnika, zarejestrowane w łańcuchu lewym (siłomierz S4) i w łańcuchu prawym (siłomierz S2), mają podobny charakter (rys.6). Różny jest tu jednak poziom obciążenia poszczególnych pasm łańcucha. Średnia wartość siły w łańcuchu lewym ma w prezentowanym fragmencie wartość wyższą niż w prawym o około 25 kn. Przebiegi obciążeń dynamicznych, zarejestrowane przez siłomierze zamontowane w tym samym łańcuchu i oddalone od siebie o 28 ogniw, są przesunięte w fazie (rys. 7). Przesunięcie to wynika przy tym z czasu, w którym łańcuch zgrzebłowy przemieszczał się o odległość wynikającą z rozmieszczenia poszczególnych siłomierzy. Przebieg sił w łańcuchu lewym, poruszającym się w gałęzi dolnej przenośnika zarejestrowany przez siłomierz S3 (przebieg czasowy w kolorze zielonym na rys. 7), wyprzedza przebieg zarejestrowany przez siłomierz S4 (przebieg czasowy w kolorze czerwonym) S2 S4 gałąź górna ,0 4202,5 4205,0 4207,5 4210,0 4212,5 4215,0 4217,5 4220,0 t [s] Rys. 6. Przebiegi obciążenia dynamicznego w łańcuchu prawym (S2) oraz lewym (S4) wybrany fragment

20 S [kn] Nr 2(492) LUTY S4 S gałąź dolna ,0 4442,5 4445,0 4447,5 4450,0 4452,5 4455,0 4457,5 4460,0 t [s] Rys. 7. Przykładowe przebiegi obciążenia dynamicznego w łańcuchu lewym zarejestrowane przez dwa ogniwa pomiarowe rozmieszczone w odległości 28 ogniw 8. PODSUMOWANIE Przedstawiony w niniejszym artykule układ pomiarowy wykorzystany został do wyznaczenia obciążeń dynamicznych w napędach oraz w łańcuchu zgrzebłowym wysoko wydajnego przenośnika zgrzebłowego w warunkach eksploatacyjnych. Badania obciążenia przenośnika zgrzebłowego RYBNIK 750 zrealizowano przy tym dla różnego napięcia wstępnego łańcucha (w wyniku przesuwania napędu zwrotnego) oraz różnego jego obciążenia transportowanym urobkiem węglowym. Zarejestrowane charakterystyki dynamiczne umożliwią określenie rzeczywistego obciążenia dynamicznego bębnów łańcuchowych oraz wyznaczenie ich sprawności. Wyniki tych badań w powiązaniu z badaniami komputerowymi doprowadzić mają do określenia wymagań w zakresie modyfikacji konstrukcji bębnów łańcuchowych. Pomiary obciążenia dynamicznego w przenośniku zgrzebłowym prowadzone były z wykorzystaniem torów pomiarowych cechujących się wysoką, jak dla realizowanego zadania metrologicznego, dokładnością pomiarową. Jak wynika ze świadectwa wzorcowania, maksymalny błąd pomiaru momentu obrotowego wynosił 10 Nm. Na podstawie przeprowadzonej kalibracji zestawów do pomiaru obciążenia dynamicznego w łańcuchu stwierdzono zaś, że maksymalny błąd pomiaru kształtował się na poziomie 500 N. Zdobyte doświadczenia badawcze w zakresie pomiarów wielkości dynamicznych ścianowego przenośnika zgrzebłowego w rzeczywistych warunkach eksploatacyjnych pozwolą również na opracowanie metody ciągłego monitoringu stanu dynamicznego i technicznego tego przenośnika. Literatura 1. Antoniak J.: Osiągnięcia i rozwój środków odstawy ścianowej. Monografia: Nowoczesne metody eksploatacji węgla i skał zwięzłych, Kraków 2009, s Dolipski M., Remiorz E., Sobota P., Osadnik J.: Wpływ zwiększenia podziałki łańcucha na położenie jego ogniw w gniazdach bębnów łańcuchowych. Wiadomości Górnicze 2010, nr 9, s Dolipski M., Remiorz E., Sobota P., Osadnik J.: Komputerowe badania wpływu zużycia den gniazd i flanki zębów bębna na położenie ogniw w gniazdach bębna łańcuchowego. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa 2011, Nr 4(482), s Kandzia R., Philips G., Pytlik A., Szot M.: Dobór łańcuchów górniczych do pracy w warunkach obciążeń dynamicznych. Monografia: Nowoczesne metody eksploatacji węgla i skał zwięzłych, Kraków 2009, s Kusak E., Suchoń J.: Niektóre aspekty związane z trwałością i oporami ruchu cięgien łańcuchowych w przenośnikach zgrzebłowych. Wiadomości Górnicze nr 7 8/2009, s Kusak E., Tytko S.: Dokonania techniczne Rybnickiej Fabryki Maszyn RYFAMA w zakresie rozwoju i innowacyjności górniczych przenośników zgrzebłowych. Polski Kongres Górniczy Kongres Górnictwa Podziemnego, Gliwice 2010, s Praca zrealizowana w ramach projektu rozwojowego nr N R /2009 finansowanego ze środków Ministerstwa Nauki i Szkolnictwa Wyższego decyzją nr 0481/R/T02/2009/06. Artykuł został zrecenzowany przez dwóch niezależnych recenzentów.

21 dr inż. ZDZISŁAW KRZYSTANEK dr MAREK SIKORA dr hab. inż. STANISŁAW TRENCZEK Instytut Technik Innowacyjnych EMAG, Katowice System rozmyty wspomagający identyfikację źródeł emisji tlenku węgla w wyrobiskach kopalnianych W artykule nawiązano do zagadnienia identyfikacji przyczyn wzrostów stężenia tlenku węgla w powietrzu kopalnianym jako jednego z głównych celów realizowanego w ITI EMAG projektu europejskiego, związanego z poprawą bezpieczeństwa pracy w kopalniach węgla kamiennego. W ramach projektu prowadzone są prace badawcze, zmierzające do opracowania algorytmu przetwarzania danych pomiarowych w systemach monitorowania, który spośród występujących w powietrzu kopalnianym wzrostów stężenia tlenku węgla, spowodowanych różnymi przyczynami, umożliwi odpowiednio wczesne zidentyfikowanie i zasygnalizowanie objawów rozwijającego się pożaru endogenicznego. Przedstawiono koncepcję rozwiązania systemu identyfikacji opartą na metodzie porównywania szeregów czasowych na bazie reguł eksperckich i logiki rozmytej. 1. WPROWADZENIE W przypadku wystąpienia wzrostu poziomu zagrożeń naturalnych w wyrobiskach podziemnych, szczególnie w rejonach ścian wydobywczych, sprawność i prawidłowość podejmowania decyzji wspomagane są monitorowaniem szeregu parametrów aerologicznych i geofizycznych [9, 13, 16]. Pojawienie się zwiększonych ilości tlenku węgla w powietrzu kopalnianym łączy się z wieloma przyczynami, gdyż różne mogą być źródła emisji tego gazu, np. związane są one z niektórymi procesami technologicznymi, takimi jak: roboty strzałowe, używanie maszyn o napędzie spalinowym czy wypływ gazów zrobowych spowodowany podawaniem do zrobów mieszaniny podsadzkowej, wody, pyłów dymnicowych itp. Dla wyeliminowania nieuzasadnionego ogłaszania akcji przeciwpożarowej w przypadku pojawienia się stężeń tlenku węgla przekraczających wartości kryterialne, niebędącego wynikiem pożaru, dobrze jest dysponować systemem monitorowania, który potrafi rozpoznawać źródła emisji CO. Chociaż w literaturze spotkać można wiele opisów prac zmierzających do określania prognozowanych przyszłych przebiegów stężeń gazów [4, 6, 7, 8, 11, 12, 13, 14, 18], to w przypadku stężenia tlenku węgla nie jest to sprawa prosta. Od połowy 2010 roku Instytut Technik Innowacyjnych EMAG realizuje jedno z kluczowych zadań międzynarodowego projektu pt. Minimalizacja ryzyka występowania i zmniejszenie skutków zagrożenia pożarem i wybuchem w podziemnym górnictwie węglowym (Minimising Risk for and Reducing Impact of Fire and Explosion Hazards in Underground Coal Mining) o akronimie MINFIREX. Udział ITI EMAG w tym projekcie polega na opracowaniu nowego sprzętowo-programowego modułu, który, włączony do kopalnianego systemu monitorowania zagrożeń naturalnych, realizowałby funkcję wczesnej identyfikacji i sygnalizacji objawów pożaru endogenicznego. W chwili obecnej realizowany jest czwarty etap projektu [1]. Jego przedmiotem jest opracowanie koncepcji i algorytmu działania programowego systemu prognostycznego umożliwiającego identyfikację przyczyn wzrostu stężenia tlenku węgla w wyrobiskach kopalnianych.

22 Nr 2(492) LUTY PODSUMOWANIE WYNIKÓW PIERWSZEGO ETAPU BADAŃ Przedmiotem pierwszego etapu badań wykonanych w ITI EMAG było zebranie reprezentatywnego materiału badawczego w postaci danych pomiarowych z kopalnianych systemów monitorowania parametrów środowiska, wstępna analiza, selekcja i przetworzenie pozyskanych plików danych pomiarowych oraz opracowanie modelu matematycznego, opisującego uzyskane w ten sposób szeregi czasowe zmian stężenia tlenku węgla. Wyniki przeprowadzonych na tym etapie badań są przedmiotem wcześniejszych publikacji [5, 17]. Poniżej przytoczono niektóre z wniosków wynikających z analiz i badań wykonanych we wstępnym etapie projektu, istotnych z punktu widzenia dalszych prac badawczych: 1. Czas trwania procesu rozwoju pożaru endogenicznego, od pierwszych rejestrowalnych oznak samozagrzewania do chwili wystąpienia otwartego pożaru lub podjęcia akcji likwidacji ogniska samozapłonu, jest bardzo zróżnicowany. W analizowanych w projekcie przykładach czas ten wahał się w granicach od kilku godzin do kilku tygodni. Zmienna była także dynamika zjawiska, zależna między innymi od zmian przepływu powietrza i odległości miejsca obserwacji (czujnika od źródła emisji CO). Biorąc pod uwagę stosunkowo niewielką dynamikę zjawiska, można przyjąć, że do prognozowania pożarów endogenicznych wystarczającym okresem próbkowania sygnałów pomiarowych jest 30 sekund. 2. Spośród wzrostów stężenia CO wywołanych przyczynami technologicznymi jedynie skutki robót strzałowych i przejazdów urządzeń transportowych z napędem spalinowym mogą być przez system prognostyczny rozpoznawane i odróżnione od objawów rozwoju pożaru endogenicznego. Ze wstępnych obserwacji wynika, że istnieje możliwość odróżnienia wzrostów spowodowanych tymi zdarzeniami od objawów pożaru endogenicznego na podstawie analizy dynamiki i struktury wznoszącej części przebiegu czasowego. Dynamika tych zjawisk wymaga dysponowania szeregiem czasowym o wyższej częstotliwości akwizycji (okres próbkowania kilku sekund). 3. Wzrosty stężenia tlenku węgla, spowodowane spawaniem lub wypływem CO ze zrobów podczas ich przemulania, nie są, z nielicznymi wyjątkami, możliwe do opisania jednolitym modelem matematycznym. Pierwszy z tych przypadków to czynność określona harmonogramem i planowana, prowadzona pod ścisłą kontrolą służb dyspozytorskich. W drugim również występuje kontrola tych służb. Zatem dla tych przypadków w systemie prognostycznym powinna być uwzględniona możliwość blokowania procedury identyfikacji. Podobny wniosek sformułowano w opracowaniu [2]. 4. Na podstawie wcześniejszych badań [15] przyjęto, że do opisu przebiegów czasowych CO wywołanych pożarami i identyfikowalnymi przyczynami technologicznymi może być wykorzystany model matematyczny zawierający dwie funkcję wykładnicze, z których jedna opisuje fazę wzrostową przebiegu, druga fazę opadającą. W zależności od rodzaju zjawiska kompletny model jest iloczynem lub złożeniem tych dwóch funkcji. Model ten dobrze opisuje kompletny przebieg czasowy i stanowi dobre narzędzie do badań symulacyjnych, jednak jego bezpośrednie wykorzystanie w systemie prognostycznym, gdzie decyzja o rodzaju zjawiska ma być podjęta na podstawie początkowej fazy przebiegu, nie jest możliwe. 5. Z dostępnych przykładów pożarów egzogenicznych (zapalenie metanu w zrobach, zapalenie taśmy przenośnika) wynika, że czas rozwoju tego typu pożaru (od pierwszych mierzalnych objawów) może się wahać w granicach od kilkunastu do kilkudziesięciu minut. Aczkolwiek detekcja pożarów egzogenicznych nie jest bezpośrednim celem projektu, wydaje się, że jest to czas wystarczający do uruchomienia procedury identyfikacji i wczesnego wykrycia również tego rodzaju pożarów. Zagadnienie to wymaga jednak przeprowadzenia dodatkowych badań i weryfikacji na większej liczbie przypadków. 3. KONCEPCJA SYSTEMU PROGNOSTYCZNEGO 3.1. Wybór metody prognozowania Wykonane w pierwszym etapie projektu analizy i badania prowadzą do wniosku, że w systemie prognozowania przyczyn wzrostu stężenia tlenku węgla, ze względu na relatywnie niewielką ilość możliwego do zgromadzenia materiału porównawczego, nie mogą być zastosowane automatyczne algorytmy uczenia na podstawie przykładów. Ryzykowne byłoby także oparcie się na jednej, wybranej a priori, metodzie prognozy. Dlatego postanowiono, że prace nad algorytmem prognozowania zasadzać będą się na dwóch podstawach:

23 22 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA 1. Na systemie eksperckim, wykorzystującym informacje o średnich stężeniach CO i trendach zmian tych wartości. Dokładniej, dla średnich kroczących definiowanych dla różnych okresów agregacji danych pomiarowych (5-minutowych, 30-minutowych, godzinnych i dziennych), wyznaczane będą współczynniki kierunkowe równania regresji liniowej. W przypadku wyjaśniania przez równanie regresji co najmniej 90% wariancji wartości średnich kroczących, wartość współczynnika kierunkowego decydować będzie o generowaniu sygnału ostrzegawczego lub alarmowego, oznaczającego możliwość pojawienia się pożaru endogenicznego. Metoda ta bazuje na dotychczas stosowanych systemach prognozowania zagrożenia pożarowego [19]. 2. Na systemie rozmytym, wiążącym przyczyny wzrostu stężenia tlenku węgla z wartościami CO, dynamiką zmian tych wartości, czasem trwania przekroczenia wartości CO ponad progi ostrzegawcze oraz pomiarem prędkości powietrza w pobliżu czujnika rejestrującego największą dynamikę zmian wartości CO. Prace nad opracowaniem bazy reguł rozmytych dla systemu prognozowania pożarów endogenicznych prowadzone były przez T. Grychowskiego [3]. Do prognozowania wykorzystano bazę reguł rozmytych, definiowanych przez ekspertów dziedzinowych. Uzyskaną w ten sposób bazę wiedzy połączono z mechanizmem wnioskowania znanym jako wnioskowanie Larsena [10]. Zadaniem tworzonego przez autorów publikacji systemu prognozowania nie jest jednak jedynie rozpoznawanie pożarów endogenicznych, co stosunkowo dobrze realizuje wymieniona w pkt. 1 metoda ekspercka. Zadaniem systemu tworzonego w ramach MINEFIREX jest ocena przyczyn wzrostu stężenia CO w szerszym zakresie. Zakłada się, że system odróżnia co najmniej trzy przyczyny wzrostu stężenia CO: pożaru, strzelania i pracy kolejki spalinowej. Dlatego w opracowanej przez autorów bazie reguł rozmytych uwzględniono nie 2 (jak w systemie Grychowskiego) ale 4 zmienne warunkowe. Poza aktualnym stężeniem CO oraz dynamiką zmian stężenia CO uwzględniono także czas trwania przekroczenia stężenia CO ponad wartość poziomu ostrzegawczego oraz informację o zmianach prędkości powietrza w pobliżu czujnika CO, którego dotyczy prognoza. Jak wynika z analiz przykładowych szeregów czasowych, jakie udało się zgromadzić w trakcie trwania projektu MINEFIREX, uwzględnienie tych zmiennych pozawala na stosunkowo dokładną identyfikację przyczyn wzrostu stężenia CO Założenia procedur obliczeniowych Dane pomiarowe, gromadzone przez kopalniane systemy monitorowania, charakteryzują się różnymi czasami akwizycji (okresami próbkowania sygnału pomiarowego). Wizualna ocena takich przebiegów wskazuje na możliwość ich opisu i w związku z tym predykcji ich wznoszącej części. Ponadto można zauważyć różnice w dynamice (prędkości narastania) sygnałów reprezentujących zjawiska naturalne (objawy rozwijającego się pożaru) i identyfikowalne przyczyny technologiczne (przykłady na rysunkach 1, 2). Uwzględniając różnice w dynamice branych pod uwagę zdarzeń, można przyjąć, że wzorcowe przebiegi, odzwierciedlające pożar endogeniczny, są szeregami czasowymi, w których czas próbkowania wynosi 30 sekund. Pozostałe są szeregami czasowymi, w których czas próbkowania wynosi 2 sekundy. Rys. 1. Zapis przebiegu pożaru endogenicznego

24 Nr 2(492) LUTY Rys. 2. Przebieg czasowy CO spowodowany zakłóceniem technologicznym (strzelanie) Analiza dynamiki zmian wartości stężenia CO dla różnych przyczyn wzrostu tego stężenia wykazuje, że procedura prognostyczna, związana z uruchamianiem systemu wnioskowania rozmytego, powinna być wykonywana co 30 sekund. Taka częstotliwość oceny zapewnia, że system wykorzystujący prezentowaną w kolejnym rozdziale bazę reguł rozmytych charakteryzuje się maksymalną czułością i wrażliwością (czułością i wrażliwością w sensie miar jakości klasyfikatorów [20]). Oczywiście, procedury eksperckiej oceny przyczyn wzrostu stężenia CO, bazujące na wartościach średnich kroczących, uruchamiane są tak często, jak do szeregu czasowego tych średnich dodawana jest nowa wartość (czyli nie częściej niż 5 minut). Zadaniem procedury eksperckiej jest jednak jedynie prognoza pożaru endogenicznego, pozostałe przyczyny wzrostu stężenia CO nie są przez tę procedurę rozważane. Procedury obliczeniowe, związane z uruchomieniem procesu prognozowania przyczyn stężenia wzrostu CO, uruchamiane są jedynie po przekroczeniu stężenia tlenku węgla wartości granicznej. W tworzonym systemie przyjęto, że granica ta wynosi około (10-15) ppm. Wartość tę rutynowo w kopalnianych systemach monitorowania przyjmuje się do sygnalizacji ostrzegawczej. Jeśli wartość CO przekroczy wartość ostrzegawczą, uruchamiane są procedury prognostyczne oraz zliczany jest czas przekroczenia stężenia CO ponad wartość ostrzegawczą. Po powrocie stężenia do wartości dopuszczalnych procedury prognostyczne są dekatyzowane, a licznik czasu przekroczenia stężenia CO jest zerowany. Prognozy wykonywane są oddzielnie dla każdego czujnika CO, który w systemie monitorowania został skonfigurowany jako czujnik podlegający prognozowaniu. Po uwzględnieniu powyższych założeń algorytm działania systemu prognostycznego można przedstawić następująco: W razie wzrostu stężenia CO powyżej progu ostrzegawczego: 1. Co 30 sekund uruchamiana jest procedura wnioskowania systemu rozmytego. Wynikiem działania tej procedury jest jeden z czterech stanów określających poziom zagrożenia związanego z emisją CO. 2. Wraz z wydłużającym się czasem przekroczenia stężenia CO ponad wartości ostrzegawcze uruchamiane są również procedury związane z wyznaczaniem wartości współczynników kierunkowych funkcji regresji liniowej, opisującej wartości średnich kroczących, jak również długoterminową dynamikę zmian wartości CO. Na tej podstawie generowany jest jeden z trzech stanów zagrożenia pożarem endogenicznym: brak, ostrzeżenie, pożar. 3. Ostateczna prognoza jest efektem uwzględnienia prognoz pochodzących z systemu rozmytego i eksperckiego. W chwili obecnej nie opracowano jeszcze mechanizmu uzgadniania ostatecznej prognozy pomiędzy systemami. Badania te prowadzone będą w kolejnym etapie projektu MINEFIREX. Bazę reguł systemu rozmytego zdefiniowano na podstawie analizy przykładowych szeregów czasowych oraz we współpracy z ekspertami dziedzinowymi. Podziały wartości zmiennych lingwistycznych (stężenie CO, przyrost CO, czas trwania, przepływ powietrza) na odpowiednie kategorie (zbiory rozmyte) zilustrowano na rysunkach (rys. 3, 4, 5, 6). Ze względu na fakt, że reguły definiowane były jedynie na podstawie wiedzy eksperckiej (nie zachodziła konieczność uczenia systemu), do określania kategorii zmiennych lingwistycznych wybrano trapezoidalne (nieróżniczkowalne) funkcje przynależności. Pozwala to na proste zaprojektowanie bazy reguł oraz zmniejsza złożoność obliczeń realizowanych w etapie wnioskowania.

25 24 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Rys. 3. Podział zmiennej lingwistycznej stężenie CO na zbiory rozmyte Rys. 4. Podział zmiennej lingwistycznej przyrost CO na zbiory rozmyte Rys. 5. Podział zmiennej lingwistycznej czas trwania na zbiory rozmyte Rys. 6. Podział zmiennej lingwistycznej przepływ powietrza na zbiory rozmyte

26 Nr 2(492) LUTY Rys. 7. Podział zmiennej lingwistycznej prognoza zagrożenia na zbiory rozmyte Zauważmy, że dla zmiennych przepływ powietrza oraz czas trwania zdefiniowano również pojęcie (zbiór) interpretowany jako dowolny. Wartość funk- cji przynależności tego zbioru jest zawsze równa 1. Bazę reguł rozmytych dla przedstawionych zmiennych zaprezentowano w tabeli 1. Tabela 1 Baza reguł rozmytych dla prototypowego systemu prognozowania zagrożenia pożarowego Reguła Stężenie CO Przyrost stężenia CO Czas trwania Przepływ powietrza Prognoza 1 norma zerowy dowolny dowolny norma 2 norma dodatni dowolny dowolny norma 3 norma szybko rosnący dowolny dowolny ostrzeżenie 4 dopuszczalne zerowy dowolny dowolny ostrzeżenie (praca kolejki) 5 dopuszczalne dodatni krótki dowolny ostrzeżenie 6 dopuszczalne dodatni średni dowolny zagrożenie 7 dopuszczalne mocno dodatni krótki dowolny ostrzeżenie (strzelanie albo przejazd kolejki) 8 graniczne zerowy krótki dowolny ostrzeżenie 9 graniczne zerowy średni dowolny zagrożenie 10 graniczne zerowy długi dowolny zagrożenie 11 graniczne dodatni krótki dowolny ostrzeżenie 12 graniczne dodatni średni dowolny zagrożenie 13 graniczne dodatni długi dowolny pożar 14 graniczne mocno dodatni krótki bez zmian zagrożenie 15 graniczne mocno dodatni krótki wzrost ostrzeżenie (strzelanie lub przejazd kolejki) 16 przekroczone zerowy krótki bez zmian zagrożenie 17 przekroczone zerowy krótki wzrost ostrzeżenie (strzelanie lub przejazd kolejki) 18 przekroczone dodatni średni bez zmian pożar 19 przekroczone dodatni średni wzrost ostrzeżenie (strzelanie) 20 przekroczone dodatni długi dowolny pożar 21 przekroczone mocno dodatni krótki bez zmian pożar 22 przekroczone mocno dodatni krótki wzrost ostrzeżenie (strzelanie lub przejazd kolejki) Zdefiniowane reguły rozmyte zgodne są z intuicją eksperta oraz klasyfikują poprawnie wszystkie analizowane przez nas przyczyny wzrostu stężenia CO. Na rysunkach 8 i 9 zaprezentowano płaszczyzny odpowiedzi systemu rozmytego dla par zmiennych: stężenie CO i przyrost CO (rys. 8), stężenie CO i czas trwania (rys. 9).

27 26 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Rys. 8. Płaszczyzna odpowiedzi systemu dla zmiennych stężenie CO i przyrost CO Rys. 9. Płaszczyzna odpowiedzi systemu dla zmiennych stężenie CO i czas trwania Rys. 10. Ogólna architektura systemu prognostycznego 3.3. Koncepcja architektury systemu predykcyjnego Ogólną koncepcję architektury systemu prognostycznego do identyfikacji przyczyn wzrostu stężenia tlenku węgla przedstawia rysunek 10. Z implementacyjnego punktu widzenia obliczenia są w przedstawionej koncepcji realizowane w oddzielnych procesach, a kluczową częścią systemu jest Broker, którego zadaniem jest zarządzanie danymi i procesami obliczeniowymi. Aplikacja ta steruje modułami obliczeniowymi (w ramach modułu realizowany jest jeden proces obliczeniowy, który z kolei może być realizowany przez kilka wątków) oraz odpowiada za przekazywanie wyników prognoz do graficznego interfejsu użytkownika. Dane reprezentujące aktualny poziom stężenia CO pobierane są z zewnętrznego systemu monitorowania, informacje o czasie trwania przekroczenia wartości CO ponad próg alarmowy przechowywane i uaktualniane są przez odpowiednią procedurę obliczeniową (Moduł obliczeniowy n). Moduły obliczeniowe będą współpracowały z pakietem obliczeń inżynierskich Matlab, w którym opra-

28 Nr 2(492) LUTY cowano system rozmyty, działający według reguł prezentowanych w tabeli 1. W systemie wykorzystano mechanizm wnioskowania Mamdamiego- Assilana. Oznacza to, że jako t-normę wykorzystano operację minimum, jako s-normę wykorzystano operację maksimum, jako operat agregacji reguł wykorzystano operację maksimum, wreszcie do wyostrzania wykorzystano metodę środka ciężkości [10]. 4. PODSUMOWANIE Źródłami tlenku węgla rejestrowanego przez kopalniane systemy monitorowania mogą być: pożar endo- lub egzogeniczny, wykonywanie robót strzałowych, stosowanie maszyn transportowych o napędzie spalinowym, gazy zrobowe wypływające z nich na skutek wstrząsu górotworu lub podawania do nich mieszaniny podsadzkowej, wody itp. Rezultatem zadania realizowanego przez ITI EMAG w ramach projektu MINFIREX ma być możliwość określania źródła emisji tlenku węgla przez system monitorowania, co pozwoli poprawić sprawność i prawidłowość podejmowania decyzji dotyczącej ewentualnego rozpoczęcia akcji pożarowej. Dla celów realizacji modułu sprzętowoprogramowego, służącego identyfikacji źródeł emisji CO, wykorzystano stosunkowo dobrze zdefiniowaną metodę ekspercką oraz system rozmyty typu Mamdamiego-Assilana. Opracowana baza reguł rozmytych pozwala ze 100% dokładnością na rozróżnienie przyczyn wzrostu stężenia CO dla dotychczas analizowanych danych pomiarowych. Oczywiście, dokładność ta jest obciążona faktem, iż baza reguł powstała właśnie na podstawie analizy dostępnych danych pomiarowych. Ponieważ danych tych było niewiele, zostały one wszystkie wykorzystane do identyfikacji modelu rozmytego. W obecnym etapie realizacji projektu planowane jest dalsze, w porozumieniu z kopalniami, gromadzenie materiału pomiarowego, który tym razem będzie służył do weryfikacji uzyskanego modelu. Wynikiem prognozy, określającej poziom aktualnie analizowanego stanu, są komunikaty potwierdzające stan normalny lub sygnalizujące ostrzeżenie, zagrożenie i pożar. Dotychczasowe rezultaty projektu są podstawą do przeprowadzenia dalszych badań, mających na celu wyznaczenie krytycznych wartości kryteriów oceny stężenia tlenku węgla w powietrzu kopalnianym, a także konstrukcji algorytmu sygnalizacji ostrzegawczej i alarmowej w systemach monitorowania zagrożenia pożarowego. Literatura 1. Dokumentacja etapu 4 projektu MINFIREX pt. Opracowanie algorytmu predykcji wzrostu stężenia CO świadczącego o zagrożeniu pożarem endogenicznym. ITI EMAG, Katowice 2011, niepublikowane. 2. Dziurzyński W., Wasilewski S., Pałka T., Kozielska R.: Analiza szeregów czasowych i opracowanie modeli matematycznych różnych występujących w kopalni źródeł emisji tlenku węgla. Opracowanie IMG PAN na zlecenie projektu MINFIREX, Grychowski T.: Hazard Assessment Based on Fuzzy Logic. Archives of Mining Sciences vol.53, no 4 p , Kraków Krzystanek Z., Bojko B., Trenczek S., Wojtas P.: New Concept of Environmental Hazard Monitoring in Coal Mines, Proceedings of the 9th International Mine Ventilation Congress, New Delhi, November 2009, str Krzystanek Z., Sikora M., Śpiechowicz K., Trenczek S.: Modele źródeł emisji tlenku węgla w kopalniach węgla kamiennego opis i klasyfikacja. Wybrane zagrożenia aerologiczne w kopalniach podziemnych i ich zwalczanie. Praca zbiorowa pod redakcją Nikodema Szlązaka. Wyd. AGH Kraków 2011, s Krzystanek Z., Szywacz J., Wasilewski S.: Algorytmy wczesnego wykrywania pożarów podziemnych. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa nr 11, Krzystanek Z., Szywacz J., Wasilewski S.: Analiza sygnałów stochastycznych w wentylacji kopalnianej. Praca CNPEiAG EMAG. Katowice Krzystanek Z., Trenczek S., Sikora M.: Wykorzystanie predykcji zagrożenia metanowego w eksploatacji maszyn w przodkach. Rozdział w monografii: Problemy bezpieczeństwa w budowie i eksploatacji maszyn i urządzeń górnictwa podziemnego. Praca zbiorowa pod redakcją K. Kauzego. Wyd. CBiDGP, Lędziny 2010, s Krzystanek Z., Wojtas P., Bojko B., Isakow Z.: Zintegrowany system monitorowania zagrożeń naturalnych w kopalniach, Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa 2004, nr 9, Katowice, str Łęski J.: Systemy neuronowo-rozmyte. WNT Sikora M., Krzystanek Z., Bojko B., Śpiechowicz K.: Hybrid adaptive system of gas concentration prediction in hard-coal mines. Proceedings of the 19 th International Conference on System Engineering, August 2008, Las Vegas, Nevada, pp Sikora M., Krzystanek Z., Bojko B., Śpiechowicz K.: Moduł czyszczenia i agregacji jako komponent systemu predykcji stężenia gazów w kopalniach węgla kamiennego, Materiały konferencji EMTECH, Ossa k. Rawy Mazowieckiej, maja 2009, str Szywacz J.: Modelowanie przemieszczania tlenku węgla wzdłuż wyrobiska kopalnianego. Praca badawczo-rozwojowa Gwarectwa Automatyzacji Górnictwa EMAG, Katowice Szywacz J.: Modelowanie sygnałów stężenia tlenku węgla. Materiały 1 Szkoły Aerologii Górniczej. Zakopane Szywacz J.: Opracowanie modeli matematycznych źródeł emisji tlenku węgla w kopalni wywołanych przejazdem środków transportowych o napędzie spalinowym i wypływem ze zrobów zawałowych. Praca wykonana na zlecenie projektu MINFIREX, Trenczek S.: Automatyczna aerometria w kontroli zagrożeń wentylacyjnych. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa 2005, nr 3, str Trenczek S.: Ocena oraz predykcja poziomu zagrożeń. Prace Naukowe GIG. Górnictwo i Środowisko 2011, Nr 1, s Trenczek S.: Wstępne badania predykcji cząstkowej zagrożenia metanowego w rejonie eksploatacyjnym. Prace Naukowe GIG. Górnictwo i Środowisko Nr 4/2/2009, Katowice 2009, s Krzystanek Z., Szywacz J., Wasilewski S.: Algorytmy wczesnego wykrywania pożarów podziemnych. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa nr 11, Fawcett T.: An introduction to ROC analysis. Pattern Recognition Letters 27(8), 2006 pp Artykuł został zrecenzowany przez dwóch niezależnych recenzentów.

29 dr inż. PIOTR SOBOTA Instytut Mechanizacji Górnictwa Wydział Górnictwa i Geologii Politechnika Śląska Wyznaczenie obciążenia segmentów zębów bębna łańcuchowego Wartości sił obciążenia zębów bębna łańcuchowego wyznacza się dotychczas przy założeniu, że działają one na flankę zęba w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego. W rzeczywistości zęby bębna łańcuchowego nie są jednolite, lecz składają się z segmentów przedzielonych rowkiem zębnym. W artykule przedstawiono sposób wyznaczenia reakcji pomiędzy torusem tylnym ogniwa poziomego a segmentem zęba, o której decyduje położenie punktu styku ogniwa z segmentem. Określono wpływ odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba i kąta nachylenia flanki segmentu zęba na wartość kąta rozwarcia segmentów zęba, jak i na stosunek siły w punkcie styku do siły wyznaczonej w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego na przykładzie łańcucha wielkości mm. 1. WSTĘP Przenośniki zgrzebłowe są środkami odstawy powszechnie stosowanymi w wyrobiskach ścianowych kopalń węgla kamiennego. Jednym z najmniej trwałych elementów przenośników ścianowych są bębny łańcuchowe, które przenoszą wysoki moment obrotowy z reduktora napędu i przekazują łańcuchowi zgrzebłowemu siłę pociągową. Wchodzeniu ogniw łańcucha w zazębienie z segmentami zębów bębna towarzyszą znaczące siły nacisku i siły tarcia, mające decydujący wpływ na zużycie ścierne segmentów zębów bębna. Relacje geometryczne pomiędzy bębnem łańcuchowym a ogniwami łańcucha decydują o położeniu ogniw łańcucha w gniazdach bębna i miejscu wystąpienia sprzężenia kształtowego pomiędzy segmentami zębów bębna i ogniwami poziomymi łańcucha. W czasie eksploatacji pociągowego układu łańcuchowego przenośnika zgrzebłowego, na skutek zużycia, następuje zwiększenie podziałki łańcucha ogniwowego i zmniejszenie podziałki bębna łańcuchowego. Wskutek tego nabiegające ogniwo poziome nie styka się z dnem gniazda na całej swej długości. Z flankami zębów bębna łańcuchowego styka się jedynie ogniwo poziome nabiegające, nachylone względem dna gniazda oraz ogniwo poziome je poprzedzające. Ten wariant zazębienia charakteryzuje się tym, że ogniwa poziome łańcucha znajdujące się na kole gniazdowym są nachylone względem den gniazd pod kątem ε n, tak, że ich torusy przednie stykają się z dnami gniazd, a torusy tylne stykają się z flankami zębów koła o kącie pochylenia względem dna gniazda β (rys. 1). 2. OBCIĄŻENIE ZĘBÓW BĘBNA ŁAŃCU- CHOWEGO PRZY STYKU Z TORUSEM TYLNYM OGNIWA POZIOMEGO Ze względu na powtarzalność położenia ogniw w gniazdach koła łańcuchowego podczas ich nabiegania następuje cykliczne obciążanie kolejnych den gniazd, flanek zębów i ogniw łańcucha siłami o tym samym przebiegu, w czasie obrotu bębna łańcuchowego o kąt podziałowy φ = 2π/z. Zakres obrotu o kąt podziałowy bębna łańcuchowego podzielono na dwa etapy różniące się sposobem obciążenia bębna. Etap pierwszy trwa od chwili zetknięcia się torusa przedniego nabiegającego ogniwa poziomego z dnem gniazda do chwili zetknięcia się torusa tylnego tego ogniwa poziomego z flanką zęba. Dno gniazda obciąża wtedy siła reakcji R pomiędzy torusem przednim ogniwa poziomego a dnem, przy czym poślizgowi torusa przedniego na dnie gniazda może towa-

30 Nr 2(492) LUTY Rys. 1. Obciążenie ogniwa poziomego stykającego się torusem przednim z dnem gniazda i torusem tylnym z flanką zęba [3] rzyszyć prostopadła do reakcji siła tarcia, zależna od wartości reakcji i współczynnika tarcia na dnie gniazda [2]. W etapie drugim, trwającym od chwili zetknięcia się torusa tylnego ogniwa poziomego z flanką zęba do chwili zetknięcia się torusa przedniego kolejnego ogniwa poziomego z dnem następnego gniazda, na ogniwo poziome działają następujące siły (rys. 1) [3]: siła nabiegająca S H, przy czym przechylaniu ogniwa pionowego względem ogniwa poziomego towarzyszy toczenie się lub poślizg ogniwa w przegubie, co skutkuje przemieszczeniem punktu styku tych ogniw o kąt γ t ; siła reakcji F w punkcie styku torusa tylnego ogniwa poziomego z flanką zęba; siła reakcji R pomiędzy torusem przednim ogniwa poziomego a dnem gniazda; siła S V częściowo przekazująca siłę uciągu z ogniwa poziomego na poprzedzające go ogniwo pionowe; siła T prostopadła do reakcji F, zapobiegająca poślizgowi torusa tylnego ogniwa poziomego po flance zęba w stronę dna gniazda, niezbędna do utrzymania ogniwa poziomego w równowadze od chwili, w której wartość reakcji R spada do zera. Jeśli wartość siły tarcia rozwiniętego od nacisku reakcji na flankę zęba jest co najmniej równa wartości siły T, to układ sił jest w równowadze i ogniwo poziome nie zmienia swego położenia względem bębna łańcuchowego. Jeżeli natomiast siła tarcia od nacisku na flance zęba jest mniejsza od wartości siły T, to następuje poślizg torusa tylnego ogniwa poziomego po flance zęba w stronę dna gniazda, co zmienia położenie ogniw łańcucha w gniazdach koła. Flankę zęba bębna łańcuchowego obciąża siła reakcji F w punkcie styku torusa tylnego ogniwa poziomego z flanką zęba oraz siła T prostopadła do reakcji F, niezbędna do utrzymania ogniwa poziomego w równowadze od chwili, w której wartość reakcji R spada do zera. Wartości tych sił wyznaczono przy założeniu, że działają one na flankę zęba w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego [3]. W rzeczywistości zęby bębna łańcuchowego nie są jednolite, lecz składają się z segmentów przedzielonych rowkiem zębnym, w którym układają się ogniwa pionowe spełniające rolę łączników ogniw poziomych. Z segmentami zębów stykają się torusy tylne ogniw poziomych. 3. OBCIĄŻENIA SEGMENTÓW ZĘBA O wartości reakcji pomiędzy torusem tylnym ogniwa poziomego a segmentami zęba decyduje położenie punktów K styku ogniwa z segmentami (rys. 2). Położenie to zależne jest od: rzeczywistych wymiarów ogniwa poziomego, usytuowania ogniwa poziomego w gnieździe, nominalnego kształtu flanki segmentu zęba oraz stopnia i formy zużycia tej flanki. Torus tylny ogniwa poziomego styka się z flanką zęba w punkcie K, leżącym na promieniu kontaktu k, mniejszym od zewnętrznego promienia r torusa ze względu na nachylenie flanki zęba do dna gniazda pod kątem β < 90 o oraz nachylenie ogniwa względem dna gniazda o kąt ε n. Styczne do torusa ogniwa w punktach kontaktu K wyznaczają kąt rozwarcia segmentów zęba ψ. Dla ogniwa poziomego nachylonego

31 k [mm] 30 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Rys. 2. Położenie punktów styku ogniwa poziomego z segmentami zęba do dna gniazda pod kątem ε n promień kontaktu torusa ogniwa z segmentem zęba opisany jest zależnością: d k r 1 cos n (1) 2 2 gdzie: k promień kontaktu torusa ogniwa z segmentem zęba, r zewnętrzny promień torusa ogniwa, d grubość ogniwa, β kąt nachylenia flanki segmentu w punkcie styku z ogniwem, ε n kąt nachylenia ogniwa względem dna gniazda. Dla łańcucha wielkości mm, dla którego zewnętrzny promień torusa ma wartość r = 52 mm, a grubość ogniwa wynosi d = 34 mm, przedstawiono zmienność promienia kontaktu w zależności od kąta nachylenia flanki dla różnych wartości kąta nachylenia ogniwa względem dna gniazda (rys. 3). Wartość promienia kontaktu maleje wraz ze spadkiem wartości kąta nachylenia flanki segmentu i dla β = 50 o wynosi k = 48,0 mm (linia w kolorze czerwonym na rys. 3). Dodatkowo nachylenie ogniwa poziomego w gnieździe zmniejsza promień kontaktu i przy ε n = 6 o oraz β = 50 o jego wartość wynosi k = 46,8 mm (linia w kolorze zielonym na rys. 3). Kąt rozwarcia segmentów zęba wyznaczyć można z zależności: s 2 arccos (2) 2k gdzie: ψ kąt rozwarcia segmentów zęba, s odległość punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba, k promień kontaktu torusa ogniwa z segmentem zęba ε = 0 ε = 2 [stopnie] ε = 4 [stopnie] ε = 6 [stopnie] β [stopnie] Rys. 3. Zmienność promienia kontaktu dla ogniwa łańcucha wielkości mm

32 Fk / F ψ [stopnie] Nr 2(492) LUTY Maksymalna wartość kąta rozwarcia segmentów zęba występuje dla minimalnej odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba, która jest równa szerokości rowka zębnego pod ogniwa pionowe c. W celu uniknięcia krawędziowego zetknięcia torusa ogniwa z segmentem zęba zaleca się przyjmowanie kąta rozwarcia segmentów zęba o wartości mniejszej od maksymalnej [1], co jest spełnione dla s > c. Dla łańcucha wielkości mm, którego torus ogniwa poziomego styka się krawędziowo z segmentem zęba bębna łańcuchowego o nominalnej szerokości rowka zębnego c = 45 mm, kąt rozwarcia segmentów zęba maleje wraz ze spadkiem wartości kąta nachylenia flanki segmentu i dla β = 50 o wynosi ψ = 124,1 o (linia w kolorze czerwonym na rys. 4). Również nachylenie ogniwa poziomego w gnieździe zmniejsza wartość kąta rozwarcia segmentów i dla ε n = 6 o oraz β = 50 o jego wartość wynosi ψ = 122,5 o (linia w kolorze zielonym na rys. 4). Przy symetrycznym położeniu ogniwa poziomego w gnieździe stosunek siły w punkcie styku torusa tyl- nego ogniwa poziomego z każdym segmentem zęba F K do siły F wyznaczonej w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego wynosi: F K F 1 (3) k 2 sin acos 2 r d[1 cos( 2 n)] Dla krawędziowego styku torusa ogniwa poziomego łańcucha wielkości mm z segmentem zęba bębna łańcuchowego o nominalnej szerokości rowka zębnego c = 45 mm stosunek siły w punkcie styku F K do siły F zależy nieliniowo od kąta nachylenia flanki segmentu i kąta nachylenia ogniwa poziomego w gnieździe. Stosunek ten rośnie wraz ze spadkiem wartości kąta nachylenia flanki segmentu oraz ze wzrostem kąta nachylenia ogniwa poziomego w gnieździe (rys. 5). Wartość siły w punkcie styku F K w stosunku do siły F dla β = 50 o i ε n = 0 wynosi F K /F = 0,566, zaś dla β = 50 o i ε n = 6 o stosunek ten wynosi F K /F = 0, ε = 0 ε = 2 [stopnie] ε = 4 [stopnie] ε = 6 [stopnie] β [stopnie] Rys. 4. Zmienność kąta rozwarcia segmentów przy krawędziowym styku ogniwa łańcucha wielkości mm 0,58 0,575 0,57 ε = 0 ε = 2 [stopnie] ε = 4 [stopnie] ε = 6 [stopnie] 0,565 0,56 0,555 0, β [stopnie] Rys. 5. Zmienność stosunku siły FK do siły F w punkcie krawędziowego styku dla łańcucha wielkości mm

33 Fk / F ψ [stopnie] 32 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA β = 50 [stopnie] β = 60 [stopnie] 120 β = 70 [stopnie] β = 80 [stopnie] s [mm] Rys. 6. Zależność kąta rozwarcia segmentów zęba ψ od odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami 0,75 0,70 β = 50 [stopnie] β = 60 [stopnie] β = 70 [stopnie] 0,65 β = 80 [stopnie] 0,60 0,55 0, s [mm] Rys. 7. Zależność stosunku siły w punkcie styku FK do siły F od odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami 4. WPŁYW ODLEGŁOŚCI PUNKTÓW STYKU TORUSA TYLNEGO OGNIWA POZIOMEGO Z SEGMENTAMI ZĘBA NA ICH OBCIĄŻENIE Najsilniejszy wpływ, zarówno na wartość kąta rozwarcia segmentów zęba jak i na stosunek siły w punkcie styku F K do siły F, ma odległość punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba. Wraz ze wzrostem wartości odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba, czyli z odsuwaniem punktu styku K od rowka zębnego, silnie zmniejsza się wartość kąta rozwarcia segmentów zęba ψ (rys. 6) oraz rośnie wartość stosunku siły w punkcie styku F K do siły F (rys. 7). Zwiększeniu wartości odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba od wartości s = 45 mm do wartości s = 70 mm, dla ε n = 0 odpowiada zmniejszenie kąta rozwarcia segmentów od ψ = 124,1 o do ψ = 86,4 o dla β = 50 o oraz od ψ = 128,7 o do ψ = 94,9 o dla β = 80 o (rys. 6). Równocześnie zwiększeniu wartości odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba od wartości s = 45 mm do wartości s = 70 mm towarzyszy szybki nieliniowy wzrost stosunku siły w punkcie styku F K do siły F od F K /F = 0,566 do F K /F = 0,730 dla β = 50 o oraz od F K /F = 0,555 do F K /F = 0,679 dla β = 80 o (rys. 7). Zastąpienie siły reakcji F w punkcie styku torusa tylnego ogniwa poziomego z flanką zęba, działającej w osi symetrii rowka zębnego, przez dwie składowe F K działające na segmenty zęba w rzeczywistych punktach styku z torusem tylnym ogniwa pozwala na określenie obciążenia segmentów zęba. Obciążająca segment zęba siła F K, przy symetrycznym położeniu ogniwa poziomego w gnieździe, oprócz równoważenia połowy działającej w płaszczyźnie obrotu bębna siły F, daje również składową F P prostopadłą do siły F o wielkości:

34 (2Tk/T 1) * 100% Fp / F Nr 2(492) LUTY ,55 0,50 β = 50 [stopnie] β = 60 [stopnie] 0,45 0,40 β = 70 [stopnie] β = 80 [stopnie] 0,35 0,30 0,25 0, s [mm] Rys. 8. Zależność stosunku składowej FP do siły F od odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami β = 50 [stopnie] β = 60 [stopnie] β = 70 [stopnie] β = 80 [stopnie] s [mm] Rys. 9. Procentowe przewyższenie siły tarcia wywołanej naciskiem składowych FK w stosunku do wywołanej naciskiem siły F F F P (4) 2 tan 2 Na wartość stosunku składowej F P do siły F wpływa przede wszystkim wartość odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba s, a także kąt nachylenia flanki segmentu (rys. 8). Składowa F P osiąga przy tym znaczące wartości przekraczające 50% wartości siły F w analizowanym zakresie zmienności odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba i kąta nachylenia flanki segmentu. W przypadku, gdy ogniwa poziome łańcucha znajdujące się na kole gniazdowym są nachylone względem den gniazd (ε n > 0), od chwili, w której wartość reakcji R spada do zera, musi się pojawić na flance zęba siła tarcia niezbędna do utrzymania ogniwa poziomego w równowadze. W przeciwnym przypadku nastąpi poślizg torusa tylnego ogniwa poziomego po flance zęba w stronę dna gniazda. W rzeczywistości siła tarcia nie jest wywołana naciskiem siły F działającej w osi symetrii rowka zębnego, a przez nacisk dwóch składowych F K działających na segmenty zęba w punktach styku z torusem tylnym ogniwa. Ze względu na to, że wartości składowych F K są większe od połowy wartości siły F, siły tarcia ogniwa poziomego o segmenty zęba osiągają wyższe wartości niż wyznaczone dla tych samych warunków tarcia od nacisku siły F. Siły tarcia wywołane naciskiem składowych F K, działających na segmenty zęba, przewyższają siłę tarcia spowodowaną naciskiem siły F tym bardziej, im większa jest odległość punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba s i im mniejszy jest kąt nachylenia flanki segmentu β (rys. 9). Dla odległości punktów styku s = 70 mm i kąta nachylenia flanki β = 50 o wzrost ten przekracza 50%.

35 34 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA 5. PODSUMOWANIE Wartości sił obciążenia zębów bębna łańcuchowego wyznacza się dotychczas przy założeniu, że działają one na flankę zęba w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego. W rzeczywistości zęby bębna łańcuchowego nie są jednolite, lecz składają się z segmentów przedzielonych rowkiem zębnym. O wartości reakcji pomiędzy torusem tylnym ogniwa poziomego a segmentem zęba decyduje położenie punktu styku ogniwa z segmentem. Położenie to zależne jest od rzeczywistych wymiarów ogniwa poziomego, usytuowania ogniwa poziomego w gnieździe, nominalnego kształtu flanki segmentu zęba oraz stopnia i formy zużycia tej flanki. Styczne do torusa ogniwa w punkcie kontaktu wyznaczają kąt rozwarcia segmentów zęba w tym punkcie. Maksymalna wartość kąta rozwarcia segmentów zęba występuje przy krawędziowym styku torusa ogniwa z segmentami zęba na brzegach rowka zębnego pod ogniwa pionowe. Dla krawędziowego styku torusa ogniwa poziomego z segmentem zęba stosunek siły w punkcie styku torusa do siły wyznaczonej w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego rośnie wraz ze spadkiem wartości kąta nachylenia flanki segmentu oraz ze wzrostem kąta nachylenia ogniwa poziomego w gnieździe. Najsilniejszy wpływ, zarówno na wartość kąta rozwarcia segmentów zęba jak i na stosunek siły w punkcie styku do siły wyznaczonej w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego, ma odległość punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba. Wraz ze wzrostem wartości odległości punktów styku torusa ogniwa z segmentami zęba, czyli z odsuwaniem punktu styku od rowka zębnego, silnie zmniejsza się wartość kąta rozwarcia segmentów zęba oraz rośnie wartość tego stosunku. Ze względu na większą wartość składowej siły w punkcie styku torusa z segmentem od połowy wartości siły wyznaczonej w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego, siły tarcia ogniwa poziomego o segmenty zęba osiągają wyższe wartości niż wyznaczone dla tych samych warunków tarcia od nacisku siły wyznaczonej w płaszczyźnie symetrii rowka zębnego. Praca zrealizowana w ramach projektu rozwojowego nr N R /2009 finansowanego ze środków Ministerstwa Nauki i Szkolnictwa Wyższego decyzją nr 0481/R/T02/2009/06. Literatura 1. Dolipski M.: Obciążenie zębów napędowych kół gniazdowych. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa nr 3/ Dolipski M., Remiorz E., Sobota P., Osadnik J.: Określenie obciążenia ogniw łańcucha i dna gniazda bębna łańcuchowego przy kontakcie z torusem przednim ogniwa. Przegląd Górniczy nr 7-8/ Dolipski M., Remiorz E., Sobota P., Osadnik J.: Określenie obciążenia ogniw łańcucha i flanki zęba bębna łańcuchowego przy kontakcie z torusem tylnym ogniwa. Wiadomości Górnicze nr 10/2011. Artykuł został zrecenzowany przez dwóch niezależnych recenzentów.

36 mgr inż. JACEK CUBER Centrum Transferu Technologii EMAG Sp. z o.o. Bezpieczeństwo maszyn i urządzeń wprowadzanych na rynek Unii Europejskiej w kontekście obowiązującego prawa W artykule przedstawiono podstawy dotyczące przepisów prawnych związanych z wprowadzaniem na rynek Unii Europejskiej wyrobów bezpiecznych dla użytkownika na wszystkich etapach życia wyrobu, począwszy od projektowania, a kończąc na utylizacji zużytych wyrobów. Omówiono podstawowe terminy i definicje pomocne we właściwym pojmowaniu wymogów prawa, co związane jest z wprowadzaniem wyrobów na rynek oraz ich oceną. 1. WPROWADZENIE Wraz z wejściem Polski do Unii Europejskiej do naszego ustawodawstwa wprowadzone zostały akty prawne określające kierunki działania wymagania dla przepisów krajowych, zwane popularnie dyrektywami. Zatem konieczne stało się dostosowanie polskiego prawa (tzw. harmonizacja prawa ) do uregulowań UE także w zakresie obrotu wyrobów. Jednym z podstawowych aktów prawnych w tym zakresie jest Ustawa z dnia 30 sierpnia 2002 r. o systemie oceny zgodności (najnowszy tekst ujednolicony, Dz. U. z 2011, nr 227 poz. 1367), która ustanowiła podstawy dotyczące prawa związanego z wprowadzaniem wyrobów na rynek. Celem jej wprowadzenia jest: eliminowanie stwarzanych przez wyroby zagrożeń dla życia lub zdrowia użytkowników i konsumentów oraz mienia, a także zagrożeń dla środowiska; znoszenie barier technicznych w handlu i ułatwianie międzynarodowego obrotu towarowego; stworzenie warunków do rzetelnej oceny wyrobów i procesów ich wytwarzania przez kompetentne i niezależne podmioty. Takie zdefiniowanie celu ustawy pokazuje w sposób jednoznaczny, że bezpieczeństwo nabywcy wyrobów jest najważniejsze. W ustawie opisane zostały podmioty, z którymi mamy do czynienia przy wprowadzaniu wyrobu na rynek. Są nimi: wprowadzający wyrób, nabywca, jednostka certyfikująca wyroby (JCW) strona trzecia. Stosunki pomiędzy nabywcą i wprowadzającym wyrób regulują odpowiednio: umowa cywilna w zakresie funkcjonalności wyrobu spełnienia wymagań nabywcy, ustawa o systemie oceny zgodności w zakresie bezpieczeństwa użytkowania wyrobu. Ustawa o systemie oceny zgodności wprowadza na rynek dodatkowy podmiot, pomiędzy nabywcę i wprowadzającego wyrób, jakim jest Jednostka Certyfikująca Wyroby (JCW). Jest to specyficzny organ, którego zadaniem jest potwierdzenie (lub nie) deklarowanych przez wprowadzającego parametrów wyrobów, w tym parametrów związanych z bezpieczeństwem użytkowania wyrobów. W dyrektywach oraz pozycjach literatury [18] dotyczących interpretacji treści dyrektyw (np. w przewodnikach [17]) występują między innymi następujące pojęcia: certyfikacja obowiązkowa oznacza, że w procesie wprowadzania wyrobu na rynek niezbędny jest udział strony trzeciej (JCW), certyfikacja dobrowolna udział strony trzeciej (JCW) w procesie wprowadzania wyrobu na rynek jest uzależniony od woli stron wprowadzającego wyrób oraz nabywcy.

37 36 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Należy podkreślić, że certyfikacja dobrowolna nie zwalnia wprowadzającego wyrób od oceny ryzyka związanego z wyrobem oraz od konieczności przeprowadzenia niezbędnych badań w związku z obowiązkiem wprowadzenia do obrotu wyrobów bezpiecznych dla użytkownika. Zdarza się niejednokrotnie, że reprezentant podmiotu wprowadzającego wyrób na rynek stwierdza, że dla danego wyrobu nie ma dyrektywy, która pozwoliłaby ocenić wprowadzany wyrób pod kątem wymogów bezpieczeństwa. Tego rodzaju założenie w stosunku do wyrobu wydaje się niewłaściwe, gdyż poza przepisami szczegółowymi mamy do dyspozycji przepisy ogólne, określające wymagania dla wszystkich wyrobów, pomimo iż nie zawsze wymagane jest umieszczenie oznakowania CE na wyrobach. W przypadku wielu wyrobów przeznaczonych do stosowania w przemyśle obowiązujące są przepisy branżowe, którymi w przypadku wyrobów dedykowanych dla zakładów górniczych jest prawo geologiczne i górnicze [12] oraz związane z nim akty wykonawcze. 2. DYREKTYWY NOWEGO PODEJŚCIA Dyrektywy kojarzone są głównie z wprowadzaniem wyrobów na rynek oraz oznakowaniem CE, jednak związane są one z całością życia społecznego i gospodarczego, natomiast dyrektywy związane z ustawą o systemie oceny zgodności są jedynie specyficzną grupą aktów prawnych. Do dyrektyw związanych bezpośrednio z maszynami i urządzeniami wprowadzanymi do podziemnych zakładów górniczych, dla których Prezes Wyższego Urzędu Górniczego jest jednym ze specjalistycznych organów nadzoru, należy zaliczyć: Dyrektywę maszynową (MD) [1], Dyrektywę w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich, dotyczącego urządzeń i systemów ochronnych przeznaczonych do użytku w przestrzeniach zagrożonych wybuchem (ATEX) [2], Dyrektywę w sprawie harmonizacji ustawodawstwa państw członkowskich odnoszącego się do sprzętu elektrycznego przewidzianego do stosowania w określonych granicach napięcia (LVD) [3], Dyrektywę w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich odnoszącego się do kompatybilności elektromagnetycznej, która uchyla dyrektywę 89/336/EWG (EMC) [4]. Poza wymienionymi powyżej dyrektywami Prezes Wyższego Urzędu Górniczego jest również specjalistycznym organem nadzoru rynku dla następujących aktów prawnych: Dyrektywa w sprawie harmonizacji przepisów dotyczących wprowadzania do obrotu i kontroli materiałów wybuchowych, przeznaczonych do użytku cywilnego [5], Dyrektywa w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich dotycząca urządzeń ciśnieniowych [6], Dyrektywa odnosząca się do prostych zbiorników ciśnieniowych [7], Dyrektywa w sprawie przyrządów pomiarowych [8], Dyrektywa w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich odnosząca się do emisji hałasu do środowiska przez urządzenia używane na zewnątrz pomieszczeń [9], Dyrektywa w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich odnosząca się do wyposażenia ochrony osobistej [10], Dyrektywa w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich, odnosząca się do środków dotyczących ograniczenia emisji zanieczyszczeń gazowych i pyłowych z silników spalinowych, montowanych w maszynach samojezdnych, nieporuszających się po drogach publicznych [11]. Wymienione powyżej akty prawne objęte nadzorem Prezesa WUG obejmują większość obszaru związanego z organizacją pracy w podziemnych zakładach górniczych. Są one uszczegółowione dodatkowo przepisami branżowymi, do których należą: Prawo geologiczne i górnicze [12], Rozporządzenie Rady Ministrów w sprawie dopuszczania wyrobów do stosowania w zakładach górniczych [13], Rozporządzenie Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych [14]. 3. WYMAGANIA DYREKTYWY MASZYNOWEJ Analizę wymagań prawnych w stosunku do maszyn i urządzeń wprowadzanych do użytku w podziemnych zakładach górniczych oparto na dyrektywie maszynowej (MD) wprowadzonej do polskiego ustawodawstwa Rozporządzeniem Ministra Gospodarki z dnia 21 października 2008 roku [15]. Lektura dyrektywy maszynowej pozwala na stwierdzenie, że o ile oznakowanie CE oraz Deklaracja Zgodności WE dotyczą

38 Nr 2(492) LUTY Wykaz przykładowych zagrożeń, z jakimi możemy mieć do czynienia przy użytkowaniu maszyn w podziemnych zakładach górniczych oraz określenie sposobów realizacji ochrony Tabela 1 Występujące zagrożenia Ograniczona przestrzeń oraz narażenia związane z ruchem elementów maszyny Zagrożenie wybuchem metanu i/lub pyłu węglowego Przebywanie osób w sąsiedztwie maszyn i urządzeń będących pod napięciem Utrata funkcjonalności przez maszynę Zagrożenia temperaturowe oraz pożarowe Zagrożenie hałasem Podstawowe akty określające wymagania dotyczące sposobu zabezpieczeń Dyrektywa MD, przepisy branżowe Dyrektywa MD, Dyrektywa ATEX Dyrektywa MD, Dyrektywa LVD, Ustawa o ogólnym bezpieczeństwie wyrobów, przepisy branżowe Dyrektywa MD, Dyrektywa EMC, przepisy branżowe Dyrektywa MD, przepisy branżowe, Dyrektywa 2000/14/WE (dotycząca ochrony przed hałasem) wymienionych w niej wyrobów, to może ona obejmować wiele innych produktów, gdyż znaczna część wyrobów, części zamiennych i materiałów może się stać elementem maszyny. Opisane powyżej wyjaśnienia, dotyczące zakresu stosowania dyrektywy maszynowej, sformułowane zostały w definicji maszyny zawartej w normie PN-EN ISO :2005 (zastąpionej obecnie normą PN-EN ISO 12100:2011), w której stwierdzono: Maszyna zbiór powiązanych ze sobą części lub podzespołów, z których przynajmniej jedna część lub zespół porusza się wraz z odpowiednimi elementami napędu maszyny, obwodami sterowania i zasilania, wspólnie połączonych do określonego zastosowania, w szczególności do przetwarzania, obrabiania, przemieszczania lub pakowania materiału.. Przy czym: terminy maszyna, maszyny obejmują także zestawy maszyn, które są tak rozmieszczone i sterowane, aby funkcjonowały jak zintegrowana całość dla osiągnięcia jednego wspólnego celu. Przedstawiona definicja pozwala zaliczyć do wyrobów objętych wymaganiami dyrektywy maszynowej większość wyrobów wprowadzanych do zakładów produkcyjnych, w tym do podziemnych zakładów górniczych oraz związanych z nimi zakładów przeróbki mechanicznej. W rozdziale 2 dyrektywy zawarte zostały wymagania dotyczące bezpieczeństwa związanego ze stosowaniem maszyn, nałożono bowiem na producenta obowiązek przeprowadzenia oceny ryzyka związanego z wprowadzaną maszyną. Przy czym ocena ta uwzględniać musi zagrożenia wynikające ze środowiska, w jakim będzie ona użytkowana. W przypadku braku możliwości zabezpieczenia pracowników przed wszystkimi zagrożeniami związanymi ze środowiskiem, wprowadzane rozwiązania techniczne i organizacyjne muszą je uwzględnić, w celu zapewnienia możliwie najwyższego poziomu bezpieczeństwa. W tabeli 1. przedstawiono przykładowe zagrożenia oraz przepisy określające wymagania związane z tymi zagrożeniami. W przypadku urządzeń dla górnictwa mamy niejednokrotnie do czynienia z innego rodzaju zagrożeniami oraz z innymi, wymienionymi wcześniej, aktami prawnymi. Zapisy dyrektywy maszynowej (MD) oraz zharmonizowanych z nią norm, dotyczące oceny ryzyka maszyn i urządzeń wprowadzanych do podziemnych zakładów górniczych, wskazują, że osiągnięcie właściwego poziomu bezpieczeństwa łączy się niejednokrotnie z koniecznością spełnienia innych dyrektyw związanych z wprowadzanym wyrobem. Tego rodzaju zapisy pozwalają na stwierdzenie, że dyrektywa MD pełni rolę dyrektywy nadrzędnej w przypadku wyrobów wprowadzanych do zakładów przemysłowych, w tym do podziemnych zakładów górniczych. Przykład powiązań został przedstawiony na rysunku 1. Przedstawiony powyżej schemat wzajemnych powiązań dotyczy odpowiednio następujących rodzajów wyrobów oraz związanych z nimi dyrektyw: Wyroby elektryczne budowy zwykłej nieobjęte dyrektywą LVD wymagana dyrektywa EMC. Wyroby elektryczne budowy zwykłej objęte dyrektywą LVD wskazane wykorzystanie wymagań dyrektyw EMC oraz LVD. Wyroby elektryczne budowy przeciwwybuchowej objęte dyrektywą LVD zalecane wykorzystanie wymagań dyrektyw EMC, LVD oraz ATEX. Wyroby objęte dyrektywą maszynową (MD) wykorzystujące energię elektryczną do zasilania i/lub sterowania wymagane wykorzystanie dyrektyw MD, EMC, LVD oraz ATEX.

39 38 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Rys. 1. Przykład wzajemnych powiązań dyrektyw wykorzystywanych przy projektowaniu i ocenie wyrobów dla podziemnych zakładów górniczych We wszystkich opisanych powyżej przypadkach możemy mieć dodatkowo do czynienia z wymaganiami innych aktów prawnych, w tym przepisów przeznaczonych dla konkretnych branż gospodarki, zwanych popularnie przepisami branżowymi. 4. NORMY ZHARMONIZOWANE Wprowadzenie wyrobów na rynek wiąże się z koniecznością spełnienia wymagań, które są określane jako: wymagania ogólne wynikające bezpośrednio z przepisów prawa, wymagania szczegółowe opisane w przepisach branżowych oraz normach związanych, inne związane ze spełnieniem wymagań aktów prawnych, niezwiązanych z wprowadzeniem i stosowaniem wyrobów (np.: likwidacja wyrobów). Spełnienie powyższych wymagań można osiągnąć przez: wykazanie spełnienia wymagań w oparciu o normy zharmonizowane. wykazanie zgodności z wymaganiami na podstawie badań opartych o obliczenia własne oraz wymagania techniczne określone przez projektanta i konstruktora. Bezpośrednie zastosowanie norm, w tym zharmonizowanych, jest częstsze. Normy zawierają niezbędne wymagania dotyczące badań oraz wymagań, co pozwala na wykazanie zgodności z przepisami. Wykorzystanie norm pozwala na porównywanie urządzeń o zbliżonych funkcjach wprowadzanych przez różnych producentów. Na podstawie propozycji Grupy Roboczej Maszyny, wspieranej przez Komisję Europejską, rozróżniamy trzy typy norm [16]: normy typu A podstawowe normy dotyczące bezpieczeństwa, zawierają podstawowe terminy, zasady projektowania oraz aspekty ogólne, mające zastosowanie dla wszystkich maszyn, normy typu B grupowe normy bezpieczeństwa, odnoszą się do określonego aspektu bezpieczeństwa lub określonego rodzaju urządzeń służących bezpieczeństwu. Wyróżniamy wśród nich: normy typu B1 dotyczące specjalnych aspektów bezpieczeństwa (np. bezpieczeństwa elektrycznego maszyn), normy typu B2 dotyczące urządzeń służących bezpieczeństwu (np.: osłony czy kurtyny). normy typu C odnoszą się do konkretnej grupy maszyn i zawierają wszystkie wymagania bezpieczeństwa dla tych maszyn. Normy te należy traktować jako nadrzędne w stosunku do norm typu A lub B. Sposób drugi dotyczący wykazania zgodności w oparciu o indywidualne opracowania stosowany jest głównie przez wielkie koncerny o wieloletniej tradycji i dużym zapleczu konstrukcyjnym i badawczym. 5. PODSUMOWANIE Podsumowując, należy podkreślić, że obowiązujące prawo związane z wprowadzaniem wyrobów na rynek zawiera niezbędne wymagania, a świadome jego stosowanie w sposób właściwy zabezpiecza osoby obsługujące lub narażone w inny sposób na oddziaływanie maszyn i urządzeń. Główne założenie obowiązującego prawa w zakresie dyrektywy maszynowej (MD) to właściwe jej stosowanie, co pozwala na spełnienie wymagań dotyczących bezpieczeństwa użytkowania. Wysoki poziom bezpieczeństwa maszyn wprowadzanych na rynek oznacza, że konstruk-

40 Nr 2(492) LUTY tor i producent spełnili bardzo wysokie wymagania dotyczące jakości zastosowanych materiałów i wymagań konstrukcyjnych, co przenosi się na jakość całej maszyny oraz spełnianych przez nią funkcji. Zharmonizowane z dyrektywą maszynową (MD) normy umożliwiają ocenę wyrobów pod kątem spełnienia wymagań dotyczących bezpieczeństwa. Producent powinien wykazać, jaki poziom bezpieczeństwa spełnia oferowany wyrób. Znajomość tego parametru pozwala nabywcy na wybór maszyny właściwej do jego potrzeb oraz zagrożeń istniejących w miejscu instalacji. Należy podkreślić, że przy projektowaniu wyrobów i wprowadzaniu ich na rynek konieczne jest zachowanie równowagi pomiędzy rozwiązaniami związanymi z bezpieczeństwem oraz funkcjonalnością wyrobu. Zastosowanie nadmiernej ilości zabezpieczeń, które będą powodowały dodatkowe (zbędne) przerwy w pracy maszyny, może być przyczyną blokowania ich przez użytkownika i w konsekwencji doprowadzi to do obniżenia poziomu bezpieczeństwa maszyny. Należy pamiętać, że podstawą nabycia maszyny są względy ekonomiczne maszyna ma spełniać określone cechy, zgodnie z wymaganiami klienta i jedynie właściwa konstrukcja maszyn i urządzeń pozwala na spełnienie jej podstawowych funkcji przy zachowaniu akceptowanego poziomu bezpieczeństwa osób znajdujących się w zasięgu działania. 10. Dyrektywa Rady 89/686/EWG z dnia 21 grudnia 1989 r. w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich odnoszącego się do wyposażenia ochrony osobistej. 11. Dyrektywa 97/68/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 16 grudnia 1997 r. w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich odnoszącego się do środków dotyczących ograniczenia emisji zanieczyszczeń gazowych i pyłowych z silników spalinowych montowanych w maszynach samojezdnych nieporuszających się po drogach publicznych. 12. Prawo geologiczne i górnicze. Ustawa z dnia 9 czerwca 2011, Dz. U. z 2011, nr 163 poz Rozporządzenie Rady Ministrów z dnia 30 kwietnia 2004 w sprawie dopuszczania wyrobów do stosowania w zakładach górniczych. Dz. U. z 2007, nr 249 poz Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych. Dz. U. 2010, nr 126, poz Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 21 października 2008 roku, Dz. U, Nr 199, poz w sprawie zasadniczych wymagań dla maszyn. 16. Procedury oceny zgodności w odniesieniu do grup wyrobów objętych dyrektywą maszynową 98/37/WE, autor Alicja Gach Polski Komitet Normalizacyjny, materiały szkoleniowe Ośrodka Doskonalenia Kadr, Warszawa r. 17. Przewodnik PKN-ISO/IEC Guide 67 Ocena zgodności. Podstawa certyfikacji wyrobów marzec Przewodnik bezpieczne maszyny, Bezpieczna maszyna w sześciu krokach. SICK Sensor Intelligence. Wydanie SICK Sp. z o.o. Warszawa r. Artykuł został zrecenzowany przez dwóch niezależnych recenzentów. Literatura 1. Dyrektywa 2006/42/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 17 maja 2006 r. w sprawie maszyn (MD). 2. Dyrektywa 94/9/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 23 marca 1994 r. w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich dotyczących urządzeń i systemów ochronnych przeznaczonych do użytku w przestrzeniach zagrożonych wybuchem (ATEX). 3. Dyrektywa 2006/95/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 12 grudnia 2006 r. w sprawie harmonizacji ustawodawstwa państw członkowskich odnoszącego się do sprzętu elektrycznego przewidzianego do stosowania w określonych granicach napięcia (LVD). 4. Dyrektywa 2004/108/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 15 grudnia 2004 r. w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich odnoszącego się do kompatybilności elektromagnetycznej oraz uchylająca dyrektywę 89/336/EWG (EMC). 5. Dyrektywa Rady 93/15/EWG z dnia 5 kwietnia 1993 r. w sprawie harmonizacji przepisów dotyczących wprowadzania do obrotu i kontroli materiałów wybuchowych przeznaczonych do użytku cywilnego. 6. Dyrektywa 97/23/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 29 maja 1997 r. w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich dotyczącego urządzeń ciśnieniowych. 7. Dyrektywa 2009/105/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 16 września 2009 r., odnosząca się do prostych zbiorników ciśnieniowych. 8. Dyrektywa 2004/22/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 31 marca 2004 r. w sprawie przyrządów pomiarowych. 9. Dyrektywa 2000/14//WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 8 maja 2000 r. w sprawie zbliżenia ustawodawstwa państw członkowskich odnoszącego się do emisji hałasu do środowiska przez urządzenia używane na zewnątrz pomieszczeń.

41 Z ŻYCIA EMAG-u ZAPRASZAMY NA EMTECH 2012 Serdecznie zapraszamy do udziału w konferencji naukowo-technicznej EMTECH 2012 (Hotel Klimczok, Szczyrk-Biła, maja 2012 r.) Cyklicznie organizowana przez Instytut Technik Innowacyjnych EMAG konferencja dotycząca zasilania, informatyki i automatyki w przemyśle wydobywczym jest uznawana za jedno z ważniejszych branżowych wydarzeń tego typu w kraju. Jej celem jest prezentacja nowych rozwiązań z zakresu zasilania, informatyki technicznej oraz automatyki, a także zagadnień związanych z wdrażaniem nowych rozwiązań i wykorzystaniem innowacyjnych technik i technologii do poprawy bezpieczeństwa pracy, zwłaszcza w przemyśle wydobywczym. Więcej informacji na stronie NOWOCZESNE ROZWIĄZANIA Z ZAKRESU PROCESÓW TECHNOLOGICZNYCH PRZERÓBKI WĘGLA Serdecznie zapraszamy do udziału w konferencji naukowo-szkoleniowej: Nowoczesne rozwiązania z za-- kresu procesów technologicznych przeróbki węgla (Hotel Klimczok, Szczyrk-Biła, maja 2012 r.). Jest ona kontynuacją tematyki konferencji Automatyzacja Procesów Przeróbczych Kopalin organizowanej przez Katedrę Elektryfikacji i Automatyzacji Górnictwa Politechniki Śląskiej w Gliwicach, Komitet Górnictwa PAN, Sekcję Cybernetyki w Górnictwie, która odbyła się w 2008 roku. Więcej informacji na stronie EMAG PONOWNIE SOLIDNĄ FIRMĄ Instytut Technik Innowacyjnych EMAG ponownie laureatem programu Solidna Firma. W tegorocznej jubileuszowej, dziesiątej edycji programu, EMAG został nagrodzony Srebrnym Certyfikatem specjalnym wyróżnieniem dla firm i instytucji, które po raz trzeci pomyślnie przeszły proces weryfikacji przy ubieganiu się o tytuł. Uroczystość wręczenia certyfikatów potwierdzających nadanie tytułu odbyła się 10 lutego 2012 r. w Śląskim Urzędzie Wojewódzkim w Katowicach. Nagrodę z rąk wicewojewody śląskiego Stanisława Dąbrowy odebrał dyrektor Instytutu EMAG, dr inż. Piotr Wojtas. Program Gospodarczo-Konsumencki Solidna Firma promuje podmioty gospodarcze kierujące się w swojej działalności zasadami etyki i uczciwości, rzetelnie i terminowo realizujące zobowiązania, a także wykazujące się odpowiedzialnością za środowisko oraz otoczenie społeczne. Certyfikaty otrzymują te firmy, które dobrowolnie poddadzą się trzystopniowej weryfikacji, dokonywanej przez ekspertów programu, klientów oraz partnerów gospodarczych. WYRÓŻNIENIE W KONKURSIE GÓRNICZY SUKCES ROKU Opracowany w Instytucie EMAG system WLSS (do wspomagania logistyki dla transportu dołowego) został wyróżniony w tegorocznej edycji konkursu Górniczy Sukces Roku. Uroczystość wręczenia nagród i wyróżnień laureatom konkursu organizowanego przez Górniczą Izbę Przemysłowo Handlową i Szkołę Eksploatacji Podziemnej odbyła się 23 lutego 2012 roku w Krakowie, podczas Gali XXI Szkoły Eksploatacji Podziemnej. System WLSS, który został nagrodzony w kategorii Innowacyjność, umożliwia bezprzewodową komunikację i monitorowanie bieżącego położenia pojazdów w systemach transportu szynowego spągowego oraz jednoszynowego podwieszonego. System został wdrożony w kopalni KGH ZG Polkowice-Sieroszowice.

42