автореферат диссертации по технологии, машинам и оборудованию лесозаготовок, лесного хозяйства, деревопереработки и химической переработки биомассы дерева, 05.21.01, диссертация на тему:Повышение эффективности щелерезных машинно-тракторных агрегатов обоснованием динамических параметров

На правах рукописи

Орловский Сергей Николаевич

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ 1ЦЕЛЕРЕЗНЫХ МАШИННО-ТРАКТОРНЫХ АГРЕГАТОВ ОБОСНОВАНИЕМ ДИНАМИЧЕСКИХ

ПАРАМЕТРОВ рГБ ОД

05.21.01 -Технология и машины лесного хозяйства и лесозаготовок;

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание учёной степени кандидата технических наук

Красноярск - 2000

Работа выполнена во Всероссийском научно- исследовательском ш статуте противопожарной охраны лесов и механизации лесного хозяйст ва (ВНИИПОМлесхоз) и на кафедре проектирования лесного оборудовани Сибирского Государственного Технологического Университета (СибГТУ)

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор

В.Ф. Полетайкт

Научный консультант - кандидат технических нау

Г.Д. Главацкш

Официальные оппоненты - доктор технических наук, профессо]

Н.М. Антоно

- кандидат технических наук, профессор

В.Н. Хологго

Ведущая организация - Сибирский научно- исследовательский

институт гидротехники и мелиорацш (СибНИИГиМ)

Защита диссертации состоится " "_2000 г. в_часов на за

ссдаиии диссертационного совета ДР 063.83.28 при Сибирском государст венном технологическом университете по адресу:

660049, г. Красноярск, пр. Мира 82, СибГТУ.

Ваши отзывы просим направлять по указанному выше адресу (в двух экземплярах с заверенными подписями).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университета. Автореферат разослан "24"июня 2000 г. Учёный секретарь диссертационного совета,

кандидат технических наук В Н. Коршун

ВВЕДЕНИЕ. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Лесные пожары остаются основным фактором, жазывающим негативное воздействие на экологический и ресурсный потен-диал Российской Федерации. В отдельных областях они способны в крат-«йшие сроки коренным образом негативно изменить и преобразовать всю экологическую среду, состояние лесного биогеоценоза, динамику и тенденции дальнейшего его развития. Если тенденции роста горимости лесов не изменятся, это может привести к экологическому кризису, поскольку вредные выбросы в атмосферу Земли в таких масштабах уже сказываются на гло-эапьном изменении климатических условий. По степени наносимого вреда да первом месте стоят торфяные пожары, так как экологические изменения на пройденных огнём площадях носят необратимый характер.

Осушение лесных площадей, подверженных переувлажнению, является важным резервом повышения продуктивности лесов и дополнительного депонирования углерода. Торфяные месторождения только Азиатской части РФ имеют площадь 19,5 млн. га (45 млрд. т), из них мелиоративный фонд, пригодный для сельскохозяйственного освоения, составляет более 10 млн. га. Заболоченные земли обладают высоким потенциальным плодородием и требуют относительно небольших капитальных вложений на осушение и освоение. Известен и широко применяется способ их осушения открытыми канавами с расстоянием между ними 60-100 м, однако он не обеспечивает понижение уровня грунтовых вод в заданные агротехнические сроки, приводит к дроблению полей на мелкие участки, нарушает ландшафты и экологию болот. Осушение болот с применением щелевого дренажа позволяет снизить объёмы земляных работ и энергозатраты на их выполнение, значительно повысить производительность туда и исключить экологические нарушения земной поверхности. Для выполнения вышеперечисленных работ необходима разработка специальных щелерезных агрегатов, способных выполнять технологический процесс в условиях залесённых неосвоенных болот и удовлетворяющих лесоводственно - экологическим, технике - эксплуатационным и экономическим требованиям.

Особенностью работы щелерезных агрегатов являются длительные энергоёмкие колебания нагрузки на рабочем органе, происходящие вследствие его контактов с находящимися в разрабатываемой среде древесными включениями. Такие колебания обуславливают работу агрегатов с низкими значениями коэффициента загрузки двигателя и КПД. Для создания высокопроизводительных щелерезных агрегатов необходимо связать их динамические характеристики с характеристиками внешней среды и на этой основе

обеспечить использование кинетической энергии вращающихся масс для преодоления перегрузок.

В этой связи вопрос установления закономерностей динамических процессов в системе "энергетическое средство + орудие + разрабатываемая среда" и определение на этой основе энергетических и динамических параметров щелерезных агрегатов является актуальным и имеет большое теоретическое и практическое значение.

Цель работы - исследование процессов взаимодействия щелерезного агрегата с внешней средой и обоснование его энергетических и динамических параметров.

Научная новизна. Разработана методика определения динамических параметров щелерезных агрегатов. Получены аналитические выражения для оценки влияния режимов резания и геометрических параметров резцов дисковых фрез на энергоёмкость рабочего процесса прорезания щелей в торфяной залежи и моховом покрове по элементам. Исследована динамика условий работы для четырёх видов болот и зеленомошных лесов.

Практическая значимость. Результаты исследований динамической модели щелерезного агрегата служат основой методов проектирования и расчётов агрегатов для заранее заданных условий эксплуатации. Методика аналитического расчёта дисковых фрез позволяет выбирать их геометрические параметры и режимы резания на стадии проектирования.

Реализация результатов работы. Результаты исследований используются на Монетном РМЗ (г. Екатеринбург) и Абаканском ОЭРМЗ в орудиях МДН - 3, МДН - 4 и ЩДМ - 1, в СИБНИИГиМ и ВНИИПОМЛесхозе (орудия МДМ, ОЗТ- 0,9 и MP - 30), в трестах "Красноярскводстрой", "Минусинск-водстрой" и "Новосибирскмелиоводстрой" при внедрении орудий на осушении болот.

Апробация работы. Основные результаты работы доложены и одобрены на республиканском семинаре и научно - технической конференции в 1978 и 1980 г., на техническом совете Монетного РМЗ в 1980 г., на конференции "Лесной комплекс - проблемы и решения" в 1999 г.

Публикации. Основные положения, изложенные в диссертации, опубликованы в 31 научной статье, получено 5 авторских свидетельств на изобретения.

Структура и объём работы. Основное содержание диссертации изложено на 155 страницах, состоит из пяти глав, общих выводов и девятнадцати приложений, включает 47 рисунков, 23 таблицы и 135 наименований списка литературы.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ В первой главе приведены масштабы и тенденции горимости лесов и торфяных залежей, размеры гидролесомелиоративного фонда, площади подлежащих осушению болот, рассмотрены задачи охраны окружающей среды при выполнении лесопожарных и мелиоративных работ. Проанализированы пути снижения экологических нарушений окружающей среды при выполнении технологических операций, связанных с тушением пожаров в зелено-мошных лесах и на торфяниках, осушением заболоченных земель. Рассмотрены особенности эксплуатации щелерезных агрегатов. Проведён обзор конструкций рабочих органов и проанализированы литературные источники по рассматриваемой тематике.

Вопросам работы земледельческих машин и тракторов при неустановившейся нагрузке посвящены работы В.П. Горячкина, В.Н. Болтинского, И.Б. Барского, В.Я. Аниловича, Г.М. Кутькова, П.П. Упирова, Г.М. Аниси-мова и др. Основоположниками исследования тяговой динамики лесных машин являются А.Д. Драке, К.В. Васильев, Ю.И. Стахеев. Вопросы исследования динамики процессов в щелерезных агрегатах и резания торфов широко освещены в работах H.A. Кота, В.К. Фомина, Ю.В. Краснова, Ю.Н. Мизгирёва, A.B. Мирошкина, В.Г. Степаничева, В.В. Персикова и В.А. Якимчука.

Проведённый анализ работ свидетельствует о сложности динамических процессов, происходящих между энергетическим средством, орудием и внешней средой, об их значительной взаимной связи и влиянии на производительность агрегатов. В результате проведённых исследований накоплена информация по работе щелерезных агрегатов в условиях, когда изменчивость сил сопротивления носит случайный характер. Достаточно полно рассмотрены в литературе вопросы резания торфов и грунтов.

Несмотря на многочисленность научных работ, посвященных изучению динамических процессов тракторных агрегатов, до настоящего времени недостаточно глубоко изучены вопросы взаимодействия агрегатов с активными рабочими органами, являющимися аккумуляторами кинетической энергии, с разрабатываемой средой, а также резания торфов и мхов с древесными включениями дисковыми фрезами.

В соответствии с целью, поставленной в диссертационной работе, сформулированы следующие задачи исследования:

1. Изучение взаимодействия щелерезных агрегатов, как динамических систем, с внешней средой и обоснование на этой основе их энергетических и динамических параметров.

2. Исследование характеристик сопротивлений разрабатываемой среды как внешних нагрузок на рабочий орган агрегата.

3. Разработка аналитических методов расчёта дисковых фрез, прорезающих щели в торфах и мхах с древесными включениями.

4. Разработка и создание ряда экспериментальных орудий и измерительной аппаратуры, обеспечивающей регистрацию необходимых параметров в условиях автономной работы на залесённых неосвоенных болотах.

Во второй главе проведен анализ динамики трансмиссии, обоснована возможность преодоления перегрузок при выполнении технологического процесса за счёт кинетической энергии вращающихся масс и определение рациональных энергетических и динамических параметров агрегата.

Из анализа расчётной схемы щелерезного агрегата следует, что его инерционные массы сосредоточены в маховике двигателя и дисковой фрезе, а демпфирование - в двигателе. Основной спектр частот внешнего воздействия на агрегат от сил сопротивления на рабочем органе лежит в пределах 0,5 Гц и менее. Парциальные частоты трансмиссии привода фрезы и движителей трактора составляют 25,4; 525,3 и 161,1 с"1 и значительно отличаются от частот вынужденных колебаний (Ш/ =188,4 с'1, а>2 =3391,2 с"1, ю3 =3042,02 с"1 и £У/=178,9 с" ), при этом частное Ул/а> не попадает в гармоники, то есть рассматриваемая динамическая система не подвержена резонансу.

Следовательно, анализируемый агрегат состоит из двух инерционно -жесткостных блоков и динамические системы "двигатель - рабочий орган" и "двигатель - трансмиссия" можно рассматривать обособленно.

Сравнение жёсткостей разрабатываемой среды (С„ = 1,2х104-ь1,5х104 Н/м) и трансмиссии привода рабочего органа (С„= 1,2х106 Н/м) анализируемого агрегата показывает, что нет оснований ожидать резонансных явлений в системе "грунт - рабочий орган" и динамическая схема щелерезного агрегата приводится к одномассовой динамической системе. Математическая модель функционирования двигателя щелерезного агрегата строится с позиций теории автоматического регулирования. Одномассовая линейная динамическая система, которой может быть представлен исследуемый агрегат, описывается дифференциальным уравнением второго порядка с постоянными коэффициентами, что позволяет рассматривать её в виде линейной модели. Изменение суммарного момента сопротивления Мс происходит, относительно некоторого постоянного (среднего) значения и может быть выражено коэффициентом динамичности:

Кдмшс = МГс!Мсср„ или Кдср = Мс.срмакс/Мс,с

■с. ср.

макс

(1) (2)

где Мсмтс - момент сопротивления максимальный; Мсср" \ - момент сопротивления средний на участке перегрузки; Ме.ф. - момент сопротивления средний, длительно наблюдаемый.

Анализ динамики агрегата может быть проведён на основе исследования динамических процессов, происходящих в его трансмиссии и двигателе. Для случаев, характеризующихся увеличением нагрузки со снижением частоты вращения коленчатого вала двигателя связь между входной и выходной величинами запишется в виде:

Мс = Мг + (3)

где Мс -момент сопротивления, приведённый к коленчатому валу двигателя;

Ме - крутящий момент, развиваемый двигателем; - приведённый момент инерции агрегата;

Ж - угловое ускорение коленчатого вала двигателя.

При изучении процессов с длительностью г > 0,5 с уравнение (3) описывает эквивалентную схему агрегата, так как на формирование нагрузки на коленчатом валу двигателя не будут оказывать влияние упругие свойства элементов трансмиссии. В случаях нагрузок, когда момент сопротивления превышает расчётные значения крутящего момента, развиваемого двигателем, происходит снижение угловой скорости его коленчатого вала и баланс моментов поддерживается лишь за счёт отдачи кинетической энергии инерционными массами агрегата.

Уравнение двигателя по управляющему воздействию подачи топлива на основании теории тепловых процессов для приращений моментов ДМС, ДМе и угловой скорости оз в окончательном виде запишется:

а> = КШЬ- 1 ЛМС. (4)

К м

Таким образом, при исследовании влияния длительных энергоёмких из-иенений сил сопротивления на работу агрегата математическая модель его динамической системы может быть представлена системой двух уравнений:

'лмс = лме + —;

Л

О) = Ка И - — АМС. (5)

Кы

'ешение этой системы уравнений относительно угловой скорости коленча-ого вала даёт следующее уравнение движения агрегата:

а, =каЪ -±.АМ.--±- /г—. (6)

ки км х а 7

Полученное выражение является уравнением работы двигателя в усло-иях длительных энергоёмких изменений нагрузки с г > 0,5 с. Для регуля-

торной ветви характеристики двигателя при максимальном ходе рейки И уравнение (6) можно записать в виде:

1 л/ 1 т дАса

а-юхх=— ЛМе- — (7)

Км Кы <"

где сохх -минимально устойчивая скорость коленчатого вала двигателя;

со - текущее значение угловой скорости в период переходного процесса. Или после преобразований:

сое =Ла> - Т0 (8)

ш

где й>и -текущее снижение угловой скорости вала, равное со - сохх,

Лео - снижение угловой скорости вала за время переходного процесса;

То - постоянная времени, равная ^ (основная характеристика дина-

ЛМ

мики звена при переходных процессах).

Постоянная времени апериодического звена характеризует длительность переходного процесса или инерционное запаздывание при передаче входного и выходного сигналов звена.

В случае скачкообразного изменения момента решение уравнения (6) с учётом переходкой характеристики инерционного звена представляется в следующем виде:

о.=Ла

(9)

где / - текущее значение времени действия импульса нагрузки.

Решение уравнения (9) при ЛМ = Мер и Лео = сор~ еохх реходный процесс будет практически завершён через 0,5 с. Следовательно, при работе двигателя на регуляторной ветви характеристики его приспособление к нагрузке можно считать мгновенным, то есть а>в = со, Та = О, ЛМе = ЛМС и процесс регулирования происходит без реализации инерционных сил.

При моментах сопротивления Мс_, превышающих расчётное значение крутящего момента двигателя Мер, управляющее действие регулятора практически прекращается и переходные процессы в основном определяются действием сил инерции агрегата. Поведение динамической системы может быть выяснено на основании уравнения (9) посредством подведения к инерционному звену динамической системы (двигателю) детерминированных тормозных импульсов (скачков), равных по площади работе сил инерции агрегата при снижении угловой скорости вала двигателя с расчётного значения (ор до допустимого при перегрузках сом. Длительность исходного импульса / примем равным 0,5 с. Этим условием определяется величина возмущения (прирост момента сил сопротивления), приведённая к двигателю и равная

Постоянная времени Тм в соответствии с законом сохранения количества движения найдётся по выражению:

_ 1х&а> ДМЛ

Величина возмущения инерционного звена при различных длительностях импульса с / > 0,5 с (из условия равенства площади импульсов) запишется в виде:

АМ]п = АЩ,к_. (12)

<„

Постоянная времени Тм' при различных значениях АМ определится по выражению:

„ Л-Дй)

(13)

Из уравнений (9) и (13) следует вывод о том, что переходные процессы при Мс > Мер не могут оцениваться статической характеристикой работы двигателя на безрегуляторной ветви. При больших интервалах изменения угловой скорости уравнение (7) нелинейно. На основании уравнения (9) получено выражение для определения величин углового ускорения коленчатого вала £и,п-/за произвольно взятую (/„) секунду действия нагрузки:

А со

\ ,-(И)

'» 'я-1

где - угловое ускорение коленчатого вала за п-ную секунду действия нагрузки.

Максимальный прирост крутящего момента двигателя от действия моментов инерции динамической системы найдётся по выражению:

Щ.макс = Je£ n,n-l. (15)

Способность двигателя с приведёнными к его валу инерционными массами динамической системы агрегата преодолевать перегрузки за счёт кратковременного увеличения крутящего момента от действия сил инерции с учётом текущего значения коэффициента приспособляемости характеризуется в относительных единицах динамической реакцией системы на вынужденные перегрузки К:

K = Kn'+J^± или К = К„'+К. (16)(17)

Мер

где К„' - текущее значение коэффициента приспособляемости двигателя;

Я,- - величина прироста динамической реакции за счёт действия моментов инерции агрегата.

Уравнения (16,17) являются уравнением динамики двигателя с приведённой к нему динамической системой агрегата, работающего в условиях детерминированных импульсных перегрузок. В развёрнутом виде они запишутся так:

/гДй)Е

К = К„' +-—V—(18)

В конце действия импульса нагрузки с любой длительностью величина снижения угловой скорости представляет вполне определённую величину Ло)0„т , близкую к снижению угловой скорости при максимальном значении крутящего момента Мемакс На рисунке 1 приведён график зависимости снижения угловой скорости коленчатого вала двигателя от времени действия импульса нагрузки. Из графика следует, что наиболее эффективно аккумулированная энергия отдаётся при длительности импульса 2 - 3 с.

Рисунок 1 - График зависимости со=/(г) для агрегата в составе трактора ДТ-75 Б с дискофрезерным орудием.

В таблице 1 приведены данные расчётов по определению показателей динамической реакции агрегата.

Возможная отдача аккумулированной в движущихся массах энергии определяется средним значением динамической реакции ( динамическими параметрами агрегата), которое находится по выражению:

Кср = К'п+11Л^П!п (19)

Мер'

Таблица 1 - Динамическая реакция агрегата

Длительность импульса, с Коэффициент приспособляемости (текущее значение) Динамическая реакция при t= 0,5 с Динамическая реакция при г = г Оптимальное значение динамической реакции

0,5 1,12 0,76 0,76 1,88

1,0 1,10 0,49 0,29 1,45

1,5 1,09 0,30 0,15 1,30

2,0 1,08 0,22 0,08 1,23

2,5 1,06 0,190 0,06 1,19

3,0 1,05 0,16 0,05 1,16

3,5 1,04 0,15 0,04 1,14

4,0 1,03 0,14 0,03 1,11

4,5 1,02 0,13 0,03 1,11

5,0 1,01 0,12 0,03 1,09

Энергетические и динамические параметры щелерезного агрегата могут быть определены на основе сопоставления параметров его динамической системы и динамики внешних условий. Возможны два подхода к решению данной задачи:

1. Составляется портретная модель в виде системы дифференциальных уравнений второго порядка, определяется вид оптимизационной функции, выписывается система неравенств и уравнений, а также налагаемых ограничений. Затем находится значение параметров в экстремуме оптимизационной функции. Недостатком такого подхода является сложность анализа полученных результатов и их практического применения.

2. В теории оптимального управления используются методы, позволяющие уже на начальных этапах решения оптимизационной задачи резко упростить (снизить) размерность и порядок дифференциальных уравнений в математической модели. Хорошо известен метод малого параметра Тихонова. Учиты-

решению данной задачи. При этом следует, что на решение налагаются ограничения по значениям скоростей движения, мощности двигателей, конструктивным отличиям агрегатов.

Определение энергетических и динамических параметров щелерезных агрегатов начинается после определения степени их соответствия динамике внешних условий Кс, которая вычислена по отношению динамической реакции агрегата, соответствующей определённой длительности импульса нагрузки, к полученным экспериментальным или расчётным путём значениям коэффициента динамичности при той же длительности:

Кс = Кср.опт. /Кд.ср. (20)

При импульсном характере переменной составляющей момента сопротивления и переходе работы двигателя на безрегуляторную ветвь характеристики целесообразная степень его загрузки К30Пт. определяется с учётом соответствия динамической реакции агрегата динамике внешних условий по выражению:

К-З.опт. ^ (Кд.ср. ~ КСр опт)- (^0

Для щелерезного агрегата скорость движения Крац. при выполнении технологического процесса с импульсными перегрузками на рабочем органе определяется из условия соответствия длительности перегрузки времени эффективной отдачи аккумулированной инерционными массами динамической системы энергии и выражается зависимостью:

^рац. tonm Уд (22)

где Vd - рабочая скорость агрегата из опыта;

/<) - вероятная длительность участка перегрузки, определяемая опытным путём.

Необходимая номинальная мощность двигателя Nc р найдётся из выражения:

N„= (23)

з.опт. д

где A'd - мощность, затрачиваемая на выполнение рабочего процесса при скорости Vä (определяется по экспериментальным данным);

Ки - коэффициент, учитывающий изменение силы сопротивления движению агрегата при изменении его скорости.

Рациональное значение приведённого момента инерции Урац агрегата определяется по выражению:

Ji

Ерац.'

Кд.ср,-0 ~ К з.опт ) ~ \deptonm ^^

А<У0™

При рациональных значениях К,, V, N. Jz агрегат будет работать в данном диапазоне условий с максимальным значением производительности, что обуславливается соответствием параметров его динамической системы динамике внешних условий.

На основе ранее проведённых исследований разработана методика определения энергоёмкости процессов резания торфа и мха дисковыми фрезами аналитическим методом. В методике удельная работа резания представлена в виде суммы: на преодоление упругих сил еу„р , сопротивления вязко-пластического течения продуктов резания при прохождении ножом дуги контакта с залежью ех и протаскивании по кожуху ек , на прорезание древесных включений еп , а также на сообщение кинетической энергии продуктам резания екин. Баланс удельной работы дисковой фрезы, может быть представлен уравнением:

<?г =

+ ел + ех + е„ +

(25)

Работа на преодоление упругих сил, Дж/м .выражается зависимостью:

1

1

где у/о = 90-

- угол сдвига стружки в плоскости резания, град.;

(26)

Р о- угол резания, приведённый к направлению подачи, град. (рис. 2). Рисунок 2 - Схема взаимодействия ножа с разрабатываемой средой.

<р и р- углы внешнего и внутреннего трения разрабатываемой среды, град. ,т, (90-а) + <р + р

4-90 - --- - угол сдвига стружки относительно плоскости резания, град.;

а - угол расположения режущей кромки относительно плоскости, перпендикулярной плоскости резания, град.;

\

г = 9 + Ри/2 - сопротивление сдвигу в плоскости, проходящей под углом щ к направлению подачи, Н/м2; в - предельное напряжение сдвига, Н/м2; (2 - коэффициент внутреннего трения;

Ри - нормальное давление от действия инерционных сил в плоскости, проходящей под углом У к направлению подачи, Па.

Величина давления Ри может быть определена по двум уравнениям в зависимости от толщины деформируемого слоя 5q ,м:

s ^6cpSinfi¿Sin(<p+ -90) * Sin ty¿Cos<p

при Sq < Scp

P - Y*Vc Sm<Cos2aCo""^'"{f + V¡> + Д ~ 9Q). (28)

q CoscpSin2 (90 - y + a)

при Sq > Scp

p _ Ybvc Sin у/¿Cos aCos ц/ ^c»)

g Sm(90 - i/ + a)

где: y0 -удельный вес разрабатываемого материала, Н/м3; Vc - скорость резания, м/с; q - ускорение силы тяжести, м/с2. Удельная работа на преодоление сопротивлений вязкопластического течения продуктов резания ел, при прохождении ножом дуги контакта с залежью и протаскивании по кожуху ек, Дж/м3:

(30)

ек = Кк ср Л (31)

Величины Коср, Kwp и определяются по известной частной методике.

Применительно к дисковой фрезе величина степени воздействия на продукты резания складывается из степени воздействия ножа в процессе резания при свободном Лр0 и стеснённом ЛрГ заполнении его впадины, а также за счёт протаскивания продуктов резания по кожуху Л*, то есть:

ЕХ^Хро+^ + К, (32)

На основании проведённых исследований предложены уравнения для определения указанных величин: 1) при толщине деформируемого слоя 8q < 8ср

V=V2 (Нт) ----Vi +tg>atg\+-

2S<[tSin(90 - у/+ a) V В

(33)

2) при 8Ч > 6ср возникают условия стеснённого заполнения впадины ножа и значение Хр1 определится по выражению:

\х = у/2.1,

СозаСо*р:0

(34)

где: В - ширина ножа, мм.

Условия свободного заполнения продуктами резания площади впадины ножа мм2 определяются конструктивными особенностями передней грани и углами резания. Для ножа с плоской передней гранью свободное заполнение впадины ножа возможно до величины удельного объёма на единицу ширины ножа:

= (35)

где И„ - высота ножа по радиусу, мм.

Удельная работа, Дж/м3, на протаскивание продуктов резания по защитному кожуху определяется из выражения:

0Д<7 Я

<Рк

- СохР!)

Я>к.

(36)

где вх - предельное напряжение сдвига продуктов резания после переработки, Н/м2.

Удельная работа прорезання древесных включений е„, Дж/м3, рассчитывается по эмпирическим зависимостям:

= Ю5, (37)

где к„ = 78-0,9 Ус+—,

£„ - пнистость залежи, %.

Затраты мощности Л'г, кВт, на выполнение технологического процесса прорезання щелей дискофрезерным рабочим органом определятся по выражению:

где Л' =

егП

рег - ^ " затРаты мощности на прорезание щели, кБт;

Nотбр .

ПгУ/т;

- затраты мощности на отбрасывание грунта, кВт;

П - производительность рабочего органа, м/с, Я = Пф вщ ач Уд; Пф - число фрез, шт; в„, - ширина прорезаемой щели, м; ащ - глубина щели, м;

Vd - скорость движения (подачи) фрезы, м/с; rj - КПД отбрасывания;

Nmp - затраты мощности на трение в трансмиссии рабочих органов, кВт;

Nmp = (Npa+ Nom6p) (1 - r]mp), цтр - КПД трансмиссии;

Ne - затраты мощности на протаскивание орудия при работе, кВт. Полная энергоёмкость рабочего процесса Е„ол определится как:

МДж/м3. (39)

По вышеприведённым математическим зависимостям произведён расчёт энергоёмкости фрезерования щелей в торфяной залежи и моховом покрове для трёх вариантов дисковых фрез.

В третьей главе приведена общая методика экспериментов, даны описания конструкций испытываемых орудий и применяемой аппаратуры, обоснован выбор условий и объёма работ.

Орудие - прототип с диаметром дисковой фрезы 1600 мм, имеющее скорости резания от 1,91 до 22,3 м/с и возможность монтажа на рабочий орган резцов различных геометрических форм агрегатировалось с трактором ДТ - 75 Б, оборудованном комплектом измерительной аппаратуры.. Изменение момента сопротивления учитывалось с длительностью 0,5 с.

Суммарную длину гонов Sj при испытаниях агрегатов находят по выражению: Sj; = К Уд Тер пя, (40) где: К - коэффициент, учитывающий отношение времени движения по мерному гону в рабочем режиме к времени работы с увеличенной нагрузкой; Уд - рабочая скорость движения агрегата, м/с;

Хер - средняя длительность увеличения нагрузки; х = 1,1 - 1,3 с (из опытов); Пуч. - количество участков с увеличенной нагрузкой, шт. Суммарная длина мерных гонов для испытаний щелерезных агрегатов при вероятности 95 % составляет 950 - 1900 м. Условия испытаний характеризовалась пнистостью торфяной залежи, которая составляла от 0,5 до 3,5 %.

В методике определена степень весомости факторов, влияющих на энергоёмкость прорезания щели в торфяной залежи. Для этого был использован двухфакторный дисперсионный анализ. Факторы по значимости расположены в следующем порядке: 5ср, Vp, jj, Fen, углы резания, состояние торфа. В качестве критерия оптимизации при разработке факторного плана использовалась энергоёмкость прорезания щели Епол., которая позволяет количественно оценить влияние факторов, имеющих определённый физический смысл. Из требований, предъявляемых к исследованиям технологических процессов орудий аналогичного назначения вытекает необходимость приме-

нения активного полнофакторного эксперимента, проводимого в соответствии с планом 2т, где т = 2 для парных факторов, выбранных при проведении дисперсионного анализа. Опыты проведены по частным методикам с соблюдением мероприятий, обеспечивающих нормальную работу измерительной аппаратуры и необходимую точность измерений. Обработка экспериментальных данных произведена на ЭВМ СМ - 1500.

В четвёртой главе изложены результаты экспериментальных исследований. Изучение осциллографических записей испытаний показало, что момент сопротивления на рабочем органе непрерывно изменяется и для его оценки требуется установить по экспериментальным данным расчётный нагрузочный режим на двигатель и его реакцию на расчётные нагрузки. Двигатель в этом случае можно рассматривать как прибор с определённой шкалой и точностью измерений. Преодоление участков перегрузок происходит за счёт коэффициента приспособляемости двигателя, корректировки по топливу и использования сил инерции агрегата. С увеличением Кэ на кривых распределения Мс появляется вторая вершина, характеризующая работу двигателя при перегрузках (рисунки 3 и 4).

IX ™ « МсНм

Рисунок 3 - Распределение Мс при работе ДТ-75Б с орудием-прототипом при К3 =0,75.

МС,Н. М

Рисунок 4 - Распределение Мс при К3 =0,48.

Динамическая характеристика агрегата может быть получена из значений коэффициента динамичности и длительности импульсных нагрузок. По значениям Кд,ср. и г, составлена корреляционная таблица этих величин и решено корреляционное уравнение. Наиболее точно искомую зависимость выражает уравнение: т = -0,228Х2 + 0,3663Х+ 0,4109, (41)

где X - порядковый номер разряда Кдср-

На рисунке 5 представлен график зависимости г /(Кдср) при работе агрегата, который характеризует длительность импульсных отклонений Мс при различных его средних значениях (К, = 0,5 - 0,75) и скорости движения

Уд = 0,1 - 0,5 м/с. Импульсные отклонения с Кдср_ =1,65 - 1,85 - это предел, который может преодолевать двигатель, работая с К, = 0,5 - 0,75.

т,с

1-5

(и

1 12 1.4 1.6 18 2 2.2 К „

^оср.

Рисунок 5 - График зависимости г = /(Кдср).

При Кдср больше этих значений двигатель, определённое время преодолевая перегрузку, останавливается. Следовательно, левая часть кривой является характеристикой импульсных нагрузок по их вероятной длительности, а правая характеризует временную динамическую реакцию агрегата в условиях непреодолимых перегрузок. Динамическая реакция агрегата К при найденной вероятной длительности х = 2с составляет 1,27, что близко к расчётному (1,23) и свидетельствует о полной реализации возможностей агрегата.

Для более полной характеристики условий работы и возможностей агрегата найдём корреляционную зависимость Кдср = /(х), которая будет отражать вероятные значения Каср. при определённых длительностях в тех случаях, когда эти значения не превышают возможных величин динамической реакции двигателя при тех же длительностях. В предельных случаях перегрузок зависимость характеризует динамическую реакцию двигателя.

Кд.ср. = - 0,00459 X2 + 0,08161 ^+1,2154. (42)

График зависимости Кд ср =/(т) представлен на рисунке 6.

Кдср.' и ■

1.4 1.3 1.2

О

Рисунок 6 - График зависимости Кдср = /(т).

На основе рассмотренного статистического материала можно выделить две группы характерных увеличений нагрузки: 1- Kà cp. = 1,65 ^1,85 при г = 2 с; 2. г = 4 с при Кд ср. — 1,6. При Кдср = 1,85 Кс = 0,66; К,.„„,„. = 0,38. При Kàcp. = 1,75 Кс = 0,70, Кэ опт, = 0,48. Вероятность Кцгр> 1,75 составляет 7 % или 1 раз на 34 м пути. Из сказанного следует, что энергетические параметры агрегата не вполне соответствуют условиям работы, выполнение технологического процесса происходит при низких значениях КТаким образом, улучшение параметров агрегата сводится к определению рациональных значений его рабочей скорости, мощности двигателя и момента инерции динамической системы.

Аналогичные испытания агрегата проводились на других болотах. При анализе их результатов доказана возможность обобщения корреляционных таблиц по передачам для значений К, , превышающих 0,8. Анализ корреляционных зависимостей Кдср = /(т) и т=/(Кдср. ) показывает, что они дают возможность:

1. Выявить динамические свойства агрегата при работе в данных условиях.

2. Установить вероятные значения Kàcp. и т, которые должны использоваться как расчётные при определении параметров агрегата.

Динамическая реакция агрегата К = 1,23 может быть получена при г =2 с. Отсюда, скорость агрегата может быть увеличена пропорционально отношению длительностей нагрузок из опыта (4 - 5 с) и соответствующей оптимальному значению длительности tonT. Рациональная скорость движения агрегата определяется по выражению (22) и составляет 0,52 - 0,65 м/с (1860 - 2325 м/ч) при принятом К]плт = 0,86.

В соответствии с увеличением скорости поминальная монщость двигателя определится по выражению (23) и составит 96 кВт. Приведённый момент инерции агрегата согласно (24) будет равен 6,86 кгм2. При скорости движения агрегата 0,34 - 0,43 м/с произойдёт изменение необходимой динамической реакции до значения 1,13 при г = 3,5 с. В этом случае Nep = 77 кВт и -/¿рац = 6,17 кгм2 для /{¿ ср, = 1,5 и 7,84 кгм2 для Kàcp, =1,6. Полученные значения Jïpm, превышают действительные на 37 - 72 %.

Очевидно, что повышение динамических свойств агрегатов должно заключаться в одновременном подборе его энергетических, динамических и скоростных параметров. Наиболее реально агрегатировать трактор ДТ - 75 Б с щелерезным орудием, имеющим приведённый моментом инерции дисковой фрезы порядка 6-8 кгм2. Испытания орудия - прототипа с дисковой фрезой диаметром 2500 мм = 6,9 кгм2) подтвердили правильность выводов и теоретических исследований о возможности выполнения технологиче-

ского процесса при скорости движения 2180 м/ч и коэффициенте загрузки двигателя 0,95 в торфах с пнистостью до 2 % при использовании агрегата с научно обоснованными параметрами.

Обработка результатов экспериментальных исследований зависимости энергоёмкости прорезания щели в торфе от скоростей резания и подачи по матрице планирования позволила получить зависимость Е„ая = /(Уд, Ур). Епол =3,0911 - 3,7847 X, - 0,1761 22 +2,2313 2,2 +0,0045 272 +0,0309 2, 22. (43)

Данная зависимость является статистической моделью изучаемого процесса и позволяет определить влияние режимов резания на энергоёмкость процесса. В результате эксперимента установлено, что замена блокированного резания полублокированным и свободным снижает энергоёмкость прорезания щели в 1,4 и 2,9 раза. По данным А. И. Зеленина, коэффициенты блокировки резания ¡л принимаются 1,0; 0,75 и 0,5 для блокированного, полублокированного и свободного резания грунтов, по экспериментальным данным они составляют 1,0; 0,69 и 0,35 для талых торфов и 1,0; 0,86 и 0,45 для мёрзлых. Энергоёмкость прорезания щелей определялась как на испытаниях опытных образцов орудий, так и аналитическими методами ( рисунок 7).

1а - За - экспериментальные зависимости для тех же орудий.

Рисунок 7. - Графики зависимостей удельной энергоёмкости прорезания

щелей в моховом покрове и торфяной залежи от скорости движения.

Из приведённых графиков следует, что расчётные значения энергоёмкостей достаточно точно согласуются с опытными, отклонения составляют 6 -10 %.

Пятая глава содержит описание конструкций, эффективности применения и результатах внедрения щелерезных орудий и методов их расчётов. Проведённые теоретические исследования позволили обосновать конструкцию мелиоративного дискофрезерного навесного орудия МДН - 3 и в дальнейшем усовершенствовать его в моделях МДН - 4, ЩДМ - 1, МДМ и

ОЗТ - 0,9. Данные орудия состоят из рамы, на которой установлены редуктор с дисковой фрезой диаметром 1600, 2350 или 2500 мм. Рама, выполняющая функции опорной лыжи, присоединяется к трактору взамен нижних тяг заднего навесного механизма.' Производительность МДН - 3 составляет 84 м3/ч, МДН - 4, ЩДМ - 1 и ОЗТ - 0,9 207,234 и 256 м3/ч соответственно.

Конструкции орудий защищены авторскими свидетельствами. Применение дискофрезерных орудий на строительстве щелевого дренажа, только подтвержденное актами внедрения, позволило сократить объёмы земляных работ на 2,9 млн. м3, исключить прокладку 2 тыс. км осушительных канав, тем самым предупредив использование на эти цели около 480 т. горючего.

На основании этих же теоретических разработок создана мохорезка МР - 30 на базе бензопилы "Урал", рабочая скорость до 2,4 км/ч, масса 30 кг. Экологический эффект от применения щелерезных орудий для борьбы с пожарами по предлагаемой автором методике определяется в стоимостном выражении сокращением площадей выгоревшего леса, в количественном -сокращением объёма выгоревшего кислорода, отсутствием выделения в атмосферу диоксида углерода, а также продуктов пиролиза, выделением кислорода и поглощением диоксида углерода сохранёнными лесами.

За счёт применения мохорезки МР - 30 в сезон сохранится 189 т. кислорода и не выделится в атмосферу 76 т. диоксида углерода. Использование орудий МДН - 3 - ЩДМ - 1 на осушении повышает производительность труда, снижает стоимость работ, исключает сезонность, а также нарушения ландшафтов и экологии болот. Применение одного агрегата ОЗТ - 0,9 при локализации торфяных пожаров заградительными барьерами из огнестойкой пены позволяет на 90 % снизить трудоёмкость работ, высвободить 46 рабочих, исключить экологические нарушения болот.

Общие выводы и рекомендации

1 Для осушения заболоченных земель и выполнения гидролесомелиоративных работ целесообразно применение щелевого дренажа взамен осушительных систем открытого типа, что позволяет сократить объёмы земляных работ, исключить нарушения ландшафтов и лесных биогеоценозов, снизить расход горючего и стоимость работ, в 5 - 6 раз повысить производительность труда.

2 Для выполнения работ по строительству щелевого дренажа, борьбе с пожарами в зеленомошных лесах и на торфяниках требуется создание новых щелерезных агрегатов с дискофрезерными рабочими органами, способных выполнять технологический процесс в грунтах с неоднородными физико - механическими свойствами.

3 Предложена математическая модель функционирования двигателя щелерезного агрегата при детерминированных внешних воздействиях, дающая возможность рассчитать его динамические свойства без проведения испытаний.

4 Получены аналитические выражения, описывающие процесс резания торфов и мохового покрова с учётом геометрических параметров резцов дисковых фрез и режимов резания, позволяющие определить на стадии проектирования энергоёмкость технологического процесса по элементам, найти оптимальные рабочие режимы и повысить производительность орудий.

5 Разработана методика определения рациональных энергетических и динамических параметров щелерезных агрегатов, учитывающая их конструктивные, технологические и эксплуатационные особенности. Выполнение агрегатов с рациональными значениями динамических параметров обеспечивает повышение коэффициента загрузки двигателя и производительности на 30 - 40 %.

6 Полученное в результате экспериментальных исследований уравнение регрессии, подтверждённое проверочными опытами, позволяет рекомендовать его для определения рациональных скоростей резания и подачи дис-кофрезерных рабочих органов при прорезании щелей в торфяной залежи и моховом покрове.

7 Методики расчётов щелерезных орудий прошли апробацию на Монетном РМЗ объединения "Свердловскторф", Абаканском ОЭРМЗ Минвод-хоза, в СибНИИГиМ.

8 Прорезание дисковой фрезой торфяной залежи с наличием в ней 2 -3 % древесных включений характеризуется значением коэффициента динамичности 1,65 - 1,85 при длительности участков повышенной нагрузки 4 с.

9 По результатам определения энергетических и динамических параметров щелерезный агрегат с мощностью двигателя 66 кВт при коэффициенте его загрузки 0,9 и скорости движения 0,6 м/с должен иметь приведённый момент инерции дисковой фрезы 6-8 кгм2.

10 По результатам экспериментальных исследований коэффициенты блокировки резания составляют 1,0; 0,69; 0,35 для талого торфа и 1,0; 0,86; 0,45 для мёрзлого. Рекомендуемая скорость резания талого торфа 15 м/с, подача на резец 9-14 мм.

11 По результатам теоретических и экспериментальных исследований разработаны серийные щелерезные орудия МДН - 3, МДН - 4, МДМ, ЩДМ - 1, АЩД, ОЗТ - 0,9 и МР - 30 и технологические карты на устройство щелевого дренажа для условий Сибири и Дальнего Востока.

12 Результаты исследований динамики рабочего процесса телерезных агрегатов могут быть использованы для совершенствования конструкций орудий, обеспечивающих выполнение работ по энергосберегающим технологиям при минимальных нарушениях окружающей среды. Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1 Выбор условий и объёма работ для испытаний лесохозяйственных тракто-ров//Изв. вузов. Лесной журнал. 1978.№З.С. 56 - 59. (соавтор Стахеев Ю.И.)

2 Экспериментальные исследования технологических режимов резания торфов дискофрезерным рабочим органов/Механизация гидромелиоративных работ в Сибири. Красноярск: СибНИИГиМ, 1979. С. 3 - 11.

3 К методике определения оптимальных параметров мелиоративных щелед-ренажных агрегатов с активными рабочими органами//Механизация гидромелиоративных работ в Сибири. Красноярск: СибНИИГиМ, 1979. С 11 - 21.

4 Оценка энергетической и тяговой динамики мелиоративных щеледренаж-ных агрегатов//Научные основы мелиорации земель при создании территориально - производственных комплексов в Сибири. Красноярск: СибНИИГиМ, 1980. С. 140 - 142.

5 Оценка энергетической и тяговой динамики мелиоративных щеледренаж-ных агрегатов//Научные основы мелиорации земель при создании территориально - производственных комплексов в Сибири. Красноярск: СибНИИГиМ, 1980. С. 140-142.

6 Комплекс мелиоративных машин на базе трактора ДТ - 75 Б//Особенности водохозяйственного строительства в условиях Восточной Сибири. Красноярск: СибНИИГиМ, 1981. С. 22 - 31.

7 Рабочие скорости и энергетические параметры мелиоративных агрега-тов//Гидротехнические сооружения и механизация гидромелиоративного строительства в Сибири. Красноярск: СибНИИГиМ, 1982. С. 77 - 86.

8 Разработка новых высокопроизводительных машин для щелевого дренирования торфяных почв//Торфяная промышленность, 1982. № 3. С. 9 - 12.

9 Энергетические качества мелиоративных тракторных агрегатов// Строительство и эксплуатация мелиоративных систем в климатических условиях Сибири. Красноярск: СибНИИГиМ, 1982. С. 33 - 40.

10 Щеледренажная машина ЩДМ - 1. М.: Проспект ВДНХ, 1985. 4 с.

11 Рекомендации по строительству щелевого дренажа в условиях Сибири. Красноярск: СибНИИГиМ, 1987. 26 с.(соавтор - Бурчак Г.В.)

12 Осушение торфяников щелевым дренажом//Гидротехника и мелиорация. 1987. С. 49-50.

13 Технологическая карта на устройство щелевого дренажа при осушении торфяных болот для условий Сибири и Дальнего Востока. Красноярск: Росоргтехводстрой, 1987. 22 с.(соавторы - Межеумов В.К. и др.).

14 Обоснование и выбор рациональных параметров торфяной щелерезной машины//Строительные и дорожные машины, 1990. № 12. С. 9 - 10.

15 Оптимальные параметры лесопожарных агрегатов//Изв. вузов. Лесной журнал.1994. № 1. С. 32 - 36. (соавтор - Филимонов Э.Г.)

16 Орудие для локализации торфяных пожаров//Лесное хозяйство. 1995. № 2.

17 К теории расчёта рабочих органов дискофрезерных щелерезных машин, используемых для тушения лесных пожаров//Профилактика и тушение лесных пожаров. Красноярск: ВНИИПОМлесхоз, 1998. С. 140 - 149.

18 О создании минерализованных полос в мшистых типах лесов//Профилак-тика и тушение лесных пожаров. Красноярск: хШИИПОМлесхоз, 1998. С. 155

19 A.c. № 781460 СССР МКИ F 16 Н 33/02. Устройство для преодоления перегрузок при работе тяговой машины/С.Н. Орловский. № 2720350. Заявл. 30.01.79. Опубл.23.11.80. Бюл. №43. ■

20 A.c. № 1301937 СССР МКИ Е 02 F 5/08. Рабочий орган теледренажной машины Орловского С.Н. / С.Н. Орловский. № 3964256. Заявл. 31.07.85. Опубл. 07.04.87. Бюл. № 13.

21 A.c. № 1431406 СССР МКИ Е 02 F 5/12. Рабочий орган землеройной машины /С.Н. Орловский, А.И. Щербаков, Т.П. Орловская. № 3780669. Заявл. 10.08.84. Опубл.15.06.88. ДСП.

22 A.c. № 1553623 СССР МКИ Е 02 F 5/08. Рабочий орган щеледренажной машины /С.Н. Орловский, Т.П. Орловская, С.А. Кульчинский. № 4441689. Заявл.17.06.88. Опубл. 30.03.90. Бюл. № 12.

23 A.c. №> 1573104 СССР МКИ Е 02 F 5/08. Рабочий орган траншейного экскаватора / С.Н. Орловский, Э.Г. Филимонов, В.Ф. Плывч. № 4441711. Заявл. 17.06.88. Опубл. 23.06.90. Бюл. № 23.

С. 34 - 35.

-159.

Подписано в печать 19.06.2000

л/f fil.

Тираж 100 экз. Заказ № №0.

Отпечатано в типографии СибГТУ 660049, Красноярск, пр. Мира, 82