автореферат диссертации по транспортному, горному и строительному машиностроению, 05.05.06, диссертация на тему:Разработка и исследование дискового тормоза шахтных подъемных машин

РГ6 од

I ¡..„О „

ГОСКОМИТЕТ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ПО ВЫСШЕМУ ОБРАЗОВАНИЮ УРАЛЬСКИЙ ГОРНЫЙ ИНСТИТУТ т. В.В.ВАХРУШЕВА

На правах рукописи

ФРОЛОВ Александр Никитович

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ДИСКОВОГО ТОРМОЗА ШАХТНЫХ ПОДЪЕМНЫХ МАШИН

Специальность 05.05.06-«Горные машины»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Екатеринбург 1993

Работа выполнена в Пермском политехническом институт*-.

Научный руководитель - доктор технических каук, профессор Степанов А.Г.

Официальные оппоненты: доктор технических наук,

Фесенко С.Л.; кандидат технических наук, доцент Попов Ю.В.

Ведущее предприятие - Екатеринбургское специализированное-монтажно-наладочное управление "Цветметналздка"

на заседании специализигл°чнного совет;; Д 063.03.01 Урки, оком горном институте им. В.В.Вэхрушева.

620219. ГСП-тзб, г. Екатеринбург, ул. Куйбывеьа, л.

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке Уральского горного института.

Автореферат разослан ".¿и " 1993 г.

Ученый секретарь специализированного совета,

к.т.н., доцент , Прокофьев Е.В.

Сдано в печать ''.05.93. Формат 60x84/16• Объем 1,25 ч.д. Тира» 100. Заказ 1251.

Ротапринт Пзтг.скогз госдарстзеннсго техн::«зг?ого университета

Защита состоится "25" июня

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Современный шахтный подъем характеризуется расширяющимся применением в конструкциях шахтных подъемных машин (ШПМ) дисковых тормозов с многоэлементным приводом. Это обусловлено тем, что дальнейшее развитие шахтного подъема находится под влиянием следущих факторов:

-возрастания глубины разработки месторождений полезных ископаемых;

-увеличения грузоподъемности и скорости движения подъемных сосудов;

-уменьшения веса основных частей и узлов подъемных установок за счет совершенствования технологии изготовления и применения более прогрессивных конструкционных решений и схем.

В настоящее время ведутся научные работы по созданию дисковых тормозов ШПМ, содержащих системы регулируемого предохранительного торможения (СРПТ), которые позволят получить широкий диапазон регулирования величины тормозного момента для выполнения требований Правил безопасности к шахтным подъемным установкам (ШПУ) при предохранительном торможении.

Вместе с тем, в отечественной практике шахтного подъема, применение дисковых тормозов ШПМ с многоэлементным приводом сдерживается из-за конструкционной сложности тормозных элементов и более высокой их стоимости по сравнению с радиально-колодочными тормозами. Известные опытные образцы тормозных элементов имеют большой гистерезис, габариты и вес.

Кроме того, недооценка тепловых явлений в дисковых тормозах при существувдих фрикционных материалах для условий дальнейшей интенсификации шахтного подъема может привести к нарушению режимов предохранительного торможения. Поэтому теоретическое исследование перечисленных выше вопросов с целью дальнейшего совершенствования дисковых тормозов ШПМ является актуальным.

Целью работы является повышение безопасности и эксплуатационной надежности шнУ при минимальных затратах на изготовление и обслуживание дисковых тормозов ШПМ с многоэлементным приводом.

Идея работы заключается в комплексном учете при математическом моделировании некоторых из наиболее значимых факторов и параметров дискового тормоза ШПМ при переходных процессах для последующей программной реализации на ЭВМ.

Метода исследований. Исследование режимов предохранительного торможения ШПУ проводилось с использованием основных положе-

ний теории рудничного подъема.

Теоретические исследования ШПУ проводились на основе мат« -матических моделей, представляющих собой системы дифференциальных и алгебраических уравнений, решение которых осуществлялось использованием численных методов.

Экспериментальные исследования проводились на стендовой установке методом осциллографирования статических и переходных процессов при затормаживании и растормаживании подъемной машины.

Достоверность научных результатов, выводов и рекомендаций

обоснована использованием общепринятых методов исследования ШУ на основе положений теоретической механики, динамики машин, теории теплопроводности, корректной математической постановкой соответствующих краевых задач, а также апробированных и стандартных программ при решении на ЭВМ систем дифференциальных уравнений. Достоверность результатов в некоторых случаях подтверждается сопоставлением результатов расчетов с экспериментом и данными других авторов.

При экспериментальных исследованиях применялись известные способы получения изучаемых параметров с использованием современной измерительной аппаратуры.

Научные положения, выносише на защиту:

-методика, результаты численного моделирования и анализ температурных полей пары трения дискового тормоза ШПМ на основе метода конечных элементов (МКЭ);

-результаты численного моделирования переходных процессов в дисковом тормозе ШПМ;

-результаты экспериментальных исследований дискового тормоза ШПМ с гидроприводом, содержащим силовой квазисильфон.

Реализация выводов н рекомендаций работы. Выводы и рекомендации работы могут быть использованы при разработке дисковых тормозов ШПМ. Полученные математические модели, результаты численного моделирования вошли в отчет о научно-исследовательской работе "Разработка теоретических основ создания принципиально новых схем рудничных подъемных установок и систем управления ими с использованием микропроцессорной техники и ЭВМ".

Создан и испытан в лабораторных условиях на подъемной машине типа 2Щ,6«0,8 экспериментальный образец дискового тормоза с гидроприводом, содержащим силовой квазисильфон.

При помощи прикладной программы для ПЭВМ для исследования переходных процессов в тормозе ШПМ по предварительным испытаниям осуществлен синтез оптимальных параметров для реального тормоза

подъемных машин НПО "ДОНЕЦКГОРМАШ", системы управления которых содержат регуляторы давления типа РДУ и РДИ.

Апробация работы. Основные положения диссертации докладывались на следующих научно-технических конференциях: "Динамические процессы в горных машинах и стационарных установках" (г.Тбилиси, 1989 г.), "Техника и технология горного производства" (^.Днепропетровск, 1990 г.): семинарах вузсвско-академкческоЗ „-¿берэторип ¿.роолем горной электромеханики горного института .YpWK'To отделения Академии наук России.

Публикации. По результатам выполненных исследований опубликовано 7 печатных работ, в том числе получено 2 авторских свидетельства.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения и содержит 145 страниц машинописного текста, 34 рисунка, список использованной литературы из 146 наименований и 3 приложений.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Безопасность и надежность эксплуатации шахтного подъема обусловлена, в частности, регламентацией параметров режимов предохранительного торможения. Решение этой проблемы связано с качеством работы тормозного устройства и, прежде всего, с возможностью регулирования величины тормозного момента.

Теория создания тормозных устройств ШПМ, основанная научными трудами М.М.Федорова, А.П.Германа, Ф.Н.Шклярского, А.С.Ильичева, В.Б.Уманского, получила дальнейшее развитие в работах Г.М.Еланчика. В.С.Тулина, Б.Л.Давыдова. Большой вклад е теорию и практику современного шахтного подъема внесли К.М.Барамидзе, В.Д.Белый, Г.Н.Савин, П.П.Нестеров, З.М.Федорова, Ф.В.Флоринс-кий, Н.С.Карпышев, Е.С.Траубе, Б.А.Носырев, А.Г.Степанов, В.М.Чермалых. В.И.Белобров, В.И.Дворников, А.Н.Шатало и др.

Необходимость изменения величины тормозного момента при предохранительном торможении ШПУ показана в работах А.Г.Степанова, Е.С.Траубе, Н.В.Каледина, И.С.Найденко, Н.И.Шаповалова и других авторов. Влияние быстродействия тормоза ШПМ на процесс предохранительного торможения отражено в работах Степанова А.Г.

Радиальные тормозные устройства отечественных ШПМ, выпущенных до 1987 г., не позволяют регулировать величину тормозного момента при предохранительном торможении ШПУ. Для них вид тормозной характеристики не зависит от рода выполняемой операции и степени загрузки подъемного сосуда. С 1987 г. ШПМ, имеющие ради-

алыше тормоза, могут комплектоваться СРПТ. Вместе с тем, радиальные тормоза ШПМ практически исчерпали возможность дальнейшего совершенствования. Наиболее просто регулирование величины тормозного момента при предохранительном торможении решается при использовании в ШПМ дисковых тормозов с многоэлементным приводом. Известные образцы отечественного производства имеют большой гистерезис, габариты и Еес. Тормозные колодки дисковых тормозов имеют фрикционные накладки из композиционных материалов, которые при температурах выше 400°С потеряют свои упругие и фрикционные свойства. Это может привести их к интенсивному износу и, вследствие охрупчивания, к разрушению при предохранительном торможении ШПУ. Для реализации преимуществ дисковых тормозов ШПМ с многоэлементным приводом, выбора их рациональных параметров необходимо на основе теоретических положений исследовать условия теплового состояния пары трения и добиться снижения динамических усилий в тормозной системе при переходных процессах для режимов предохранительного торможения ШПУ.

Тепловое состояние дискового тормоза ШПМ получею Белобровым П.И. при аналитическом решении соответствующей задачи теплопроводности. В отмеченных исследованиях приведены математические постановки задачи теплопроводности линейной по теплофизическши характеристикам. Граничные условия указанных задач выбраны таким образом, чтобы приближенно описать реально существующие процессы и получить решение в аналитическом виде. Отмечая высокий уровень проведении В.И.Белобровым исследований, значимость полученных результатов для теории теплопроводности и некоторых прикладных задач, заметим, что эти данные имеют все же ограниченный характер для частных случаев шахтного подъема. Использование численных методов, в частности МКЭ в задачах теплопроводности, позволяет избежать указанных выше ограничений и более точно описать реализуемые граничные условия.

С точки зрения теории теплопроводности поставленная проблема представляет собой неосесимметричную нестационарную задачу. При математической постановке нелинейной задачи нестационарной теплопроводности приняты следующие допущения:

1) задачу теплопроводности приближенно будем считать осе-симметричной. Учет несимметрии производится введением коэффициента перекрытия в задании источника тепла, который определяется отношением мгновенной площади контакта в парах трения к суммарной площади контактирующей поверхности;

2) отвод тепла от нетруидахся поверхностей фрикционных нак-

«падок в окружающую среду не учитывается;

3) контакт между фрикционными накладками пов-рлнсс:; тормозного диска идеальный.

Рассмотрим область Г. евклидова пространства х-', гаи;"":-•:.:;;:--исследуемым телом (тормозной диск и фрикционная накладка •, п границей 5 = 5>аиз . Математическая постановка задачи соси-пт ь следующем. Необходим при г>0 ({-время процесса) найти редени^ уравнения нестационарной теплопроводности:

ЗТ

дг

дТ д (

\— = — V

' дt дг (

дТ дг

Л£ дТ д

I

д2

'I :

Здесь си-индекс, обозначающий принадлежность к соответствующей части рассматриваемой области: (1)-к тормозному диску; (2)-к фрикционной накладке.

При соответствующих начальных

ПО, = г , 1 € а 'я;

и граничных условиях (на поверхности 5а задан теплообмен с окружающей средой)

__= Г, , Т . " ~ с г

дп ' * и а-

Коэффициент теплоотдачи я в общем случае может гг.?.;:сеть от тем -пературы и линейной скорости движения точки за счет конвекции а=а(Т, V). На поверхности Я задано условие теплоизоляции

<3 Т

— = о , х е э (4)

<371

В зоне контакта считаем тепловой поток заданным. Плотность потека на единицу поверхности ЯП) определим ниже,

q = жг), X € Яд. (£•)

Уравнение (I) нелинейно, т.к. теплофизические характеристики материалов в рассматриваемом случае являются функциями температуры: с{=с{(Т), р(=р{СТ), \1=Х1(Т). В данной задаче использованы фрикционные свойства и теплофизические характеристики композита 231-8, приме.мемого для тормозных колодок ШПМ.

В момент отсутствия контакта в паре трения тормозной диск-фрикционная накладка, решение уравнения теплопроводности (I) распадается на две самостоятельные задачи, неучитывая взаимооблучения тел. Начальными условиями этих задач будут результаты предыдущего решения. Соответствующим образом переформулируются и граничные условия. Вместо источника тепла на вновь образованной границе необходимо будет задать теплоотдачу конвекцией.

Плотность теплового потока, проходящего через поверхность

контакта, определяется из уравнения энергетического баланса подъемной системы, в которой работа внешних сил расходуется на изменение механической энергии этой системы и нагрев трущихся поверхностей:

hp* кп + Е = Аст + V <6)

Здесь Ябр, Ji^ -кинетическая энергия вращающихся и поступательно

движущихся частей ШПУ;

Аст' 4лр ~Раб°та от действующих в подъемной системе статических сил и сил трения;

F-тепловая энергия, выделяющаяся на поверхности контакта. Тогда плотность теплового потока, проходящего через поверхность контакта, определяется соотношением:

1 dS

Q(t) =--, (7)

4S at

где S- площадь одной из четырех кольцевых фрикционных накладок.

Соотношения метода конечных элементов для задачи нестационарной теплопроводности получены с помощью некоторого формального вариационного принципа. Экстремалью функционала этсго принци-. па являются уравнение (I) с граничным/ условиями (3), (4).

Возможное температурное состояние системы определено как функция Tit, х) на некотором пространстве с элементами (, t, х). При этом, Г(t, х) удовлетворяет уравнению (I), а также начальным условиям и граничным условиям 1-го рода. Тогда решение краевой задачи теплопроводности определяется как такое возможнее состояние, которое удовлетворяет условиям (2-5) и позволяет поставить вопрос о ¡формулировке критерия выбора из множества возможных состояний решения данной задачи. Такой критерий можно затеять в форме минимизации следующего функционала:

Ф(г г+\2jciV+jcpnff/+Г-TJ2ciS. (8)

2v ar az V Sc 2

При этом считается, что а-0 на So и а/О на S„. Т- означает производную по времени.

Использование функционала (8) лля выбора из кне ss"TFa возможных функций Tit, х) одной, удовлетворяющей гостаглсянэВ задаче, основано на следующем утверждении стносптельнс С С ->. Для того, чтобы некоторое возможное состояние являлось рев?Ш!ем гадглк (1)-(5), необходимо и достаточно, чтобы ь интервале времени [О, tJ выполнялось условие:

б<2>(t)=o. (9)

Для расчета температурных пслэй используется осескммотрэт -ннй треугольный конечный элемент, узловыми неизвестными которого являются знэчения температуры. Внутри элемента температура аппроксимируется полиномом первой степени.

Задача (9) эквивалентна следующим соотношениям:

дФ(г) д г т л дф*(г)

= О , (10)

9(Т) дСТ) . J д(Т)

* е

где Феа)~ функционал (8), записанный для конечного элемента;

(Т)- Еектор узловых температур всей системы конечных элементов. Формируя глобальные матрицы системы, приходим к следующей системе уравнений:

[КИТ) + 1СНТ) - 1Ю = (О), (II)

в которой вклад каздого конечного элемента в глобальные матрицы выражается соотношениями:

ш = ^св^свт + ^ГЙГЯУ® ;тск),

Vе Б*

IX

[с] = |>РегГяГ ,

в ув

(Ю = |аеГюГГ;Т£Е - | циГ . г® я?

п О

Здесь Ш-вектор производных по времени от узловых температур. Аппроксимируем производную температуры по времени конечно-раз-постным соотношением и перепишем (II) в виде

(1 » т+1 1 п

[КИ-1С)}(Т) ={Ю+-[ОСТ) , (12)

гда (ТУЛ - известное поле температур на т-ном шаге по времени;

-неизвестное поле тегякрзтур кз и <1 лаге по времени; А£ - величина шага по времени. Рокуронтныя соотношения представляют собой систему линейных алгебраических уравнений. Решая ее на каждом шаге по времен;!, получаем искомые значения поля температур в узлах конечно-элементной сетки.

Рассмотренная методика реализована на ЕС ЭВМ. Для рзсчетэ была составлена программа для решения задачи осесимметричной нестационарной теплопроводности. С псмоаью данной программы исследовались режимы предохранительного торможения ИПУ, оборудованной

Изменение температуры поверхности трения контактирущкх тел для различных заданных режимов предохранительного торможения

т;с

m

m 200 100

1

/_

у**

/

г

д t,c

TfC 300

200 100

Рис.1

Процесс изменения температуры пары трения в зависимости от осевой координаты I

ч ХГ III п/шг.Кср

|Л Zn/ff.ÎLKJH й\

//

II \\ V л

11 фгга

m

0,06

0,й Z.M

Рис.2

;;:г.5 типа 1К4-4Д к работающей в условиях шахты 9-ой Пятилетки в Лонбаосе. С целы; получения верхней сценки поля температуре принималось, что ППМ имеет максимальные паспортные значения скорости подъема и разности статических натяжений головных канатов.

Анализ изменения температуры во времени на контактирующих поверхностях в паре трения (рисЛ) показал, что наиболее рациональный (дающий наименьшую температуру) режим предохранительного торможения ШГГ/ (график 3), будет в том случае, если тормозное устройство ШПМ обеспечит регулируемую тормозную характеристику.

По графикам, отражающим зависимость температуры от ссевой координаты 2 Грис.2), видно, что процесс характеризуется локально высокими значениями температуры в зоне контакта, в то время как основная масса материала накладок и диска не подвергается воздействию еысоких температур. Причем, фрикционные накладки прогреваются на незначительную глубину (4-5 мм) по сравнению с тормозным диском. Максимальный градиент температуры направлен перпендикулярно поверхности трения соприкасающихся материале!., поэтому теплоотдача от тормозного диекз в обечайку барабана незначительна и в прикладных расчетах ею можно пренебречь.

Исследованию динамики тормозов современных ШЛИ посвящены работы А.Г.Степанова и Е.С.Трэубе, имеющие методологическое значение для рассматриваемого вопроса. В частности, ряд исследований А.Г.Степанова и созданной им научной школы направлены на анализ переходных процессов в дисковом тормозе ШПМ, которпй содержит регулятор давления с серийно выпускаемым электромеханическим преобразователем (ЭМП), функционирующего на принципе проточного регулирования рабочей жидкости в камере управления при помощи элемента сопло-заслонка. Применение современных ЭВМ пред гтовляет в настоящее Бремя дополнительные возможности в проведении исследований указанной проблемы.

В переходных режимах тормозное устройство описывается системой дифференциальных уравнений отдельных ее элементов и связей. Исследуемая конструкция разбивается на пять взаимосвязанных элементов: ЭМП, камера управления, распределительная камера, золотник регулятора давления и гидроцилиндр привода. Яри создзнта математической модели переходных режимов приняты следующие допущения :

1) утечки в регуляторе давления и в пружинно-гидравлическом приводе отсутствуют;

2) коэффициенты расходов дросселя, сопла и распределительной камеры регулятора давления постоянны;

3) силы трения считаются постоянными;

4) рабочая жидкость в камере управления ЭМП считается несжимаемой;

5) исключаем возможность появления процесса облитерации сопла и золотника.

В зависимости от положения золотника, распределительная камера работает в трех режимах: перекрытия нагнетающего и сливного трубопроводов; нагнетания рабочей жидкости в пружинно-гидравлический привод тормозного элемента; выпуска рабочей жидкости из пружинно-гидравлического привода тормозного элемента.

Для исследования переходных процессов ь дисковом тормозе ШПМ и определения динамических свойств привода, управляемого электрогидравлическим регулятором давления, необходимо решить систему уравнений (13)-(21).

Здесь И0у- напряжение на обмотке управления ЭМП, В; Ь0у- индуктивность обмотки управления ЭМП, Гн;

активное сопротивление обмотки управления ЭМП, Ом; 10у- ток в обмотке управления ЭМП, А; ?эл= Ы-0у~ электромагнитная сила ЭМП, Н;

к- коэффициент пропорциональности, Н/А; |7цс- масса подвижных частей ЭМП, кг;

ц.0р- коэффициент расхода дросселя, питающего камеру управления рабочей жидкостью от гидрогазового аккумулятора; площадь отверстия дросселя, мг; йс~ диаметр сопла камеры управления ЭМП, м; /с~ площадь сечения сопла камеры управления ЭМП, м?;

коэффициент расхода сопла камеры управления ЭМП; Е^-максимальное перемещение заслонки в зоне регулирования давления рабочей жидкости в камере управления ЭМП. м; спэс~ *есткость пружины заслонки ЭМП, Н/м; /цс- коэффициент демпфирования заслони ЭМП при движении в рабочей жидкости, Нс/м;

текущее значение перемещения заслонки ЭМП, м; р - текущее значение давления рабочей жидкости в к-ж-ре управления ЭМП, Па;

рт у- максимальная величина давления рабочей жидкости в гидрогазовом аккумуляторе, питающего камеру управления ЭМП че-IV;! дроссель. Па;

7" удельный вес рабочей жидкости, Н/м3; Л', текущее значение перемещения золотника в рагпродели-г-^июП камере регулятора давления, :..;

Loy i? * Wo'j^oy- ÍI3)

■ - -g -л Y -h _ f .- ■ ;

':tc эл 'пзсsc ' зс •'с^у' '

аХзх > / J8< 7¿r S 7

dt J3A

V-др föp /<PaK.y-P<j)s ISníPa¡c.v Pu

rP.J-

WW^xVPj J: <I5>

пх

c!X-t, / 2g

Ыэл fmp / — (РркРх* St^Ppy.-Pr >• 1* ' '

/ Zg

>V.p 4p /— (Ррк-Рх} ^(РркРх^зл

=*экв восхзл ~У ~(Рак ~Ррк)Б1еп(Ран -Ррк>' a3!

ао /

Vo^ai^y ■"г (PpK-Pc>SiSn(PpK-Pc -

-Ущ/тр/-^- (Рх-РщЯМРх-Ррк'^'ах^: а?)

Л Q Я ± ff; (20)

/V dí - - -

З^.Гп/та / р )Slgnt рт,м--(21 )

r,t -, / . lf-pK ^ , rJt .....ц 1 nip J4

4ЗЛ- площадь торцевой поверхности золотника со стороны камера управления ЭМП, мг;

тзл- масса золотника, кг; • вес золотника, Н;

Ь/зл- разность торцевых площадей для ступенчатого золотника, м2;

р^- максимальная величина давления рабочей жидкости в нагнетащей магистрали распределительной камеры регулятора давления, Па;

РрК- текущее значение давления рабочей жидкости в распределительной камере регулятора давления, Па;

ГПр- силы трения золотника в распределительной камере регулятора давления, Н;

йг3= ¿Уэк6бо*зд(Рак'Ррк1С03в~ осевая гидродинамическая сила, действущая на золотник в распределительной камере при открытии нагнетащей магистрали, Н;

цЭйб= —-- эквивалентный коэффициент расхода регулятора;

/2*

суммарный коэффициент гидравлических сопротивлений регулятора давления;

б0- эквивалентная ширина проходных окон нагнетащей и сливной магистралей распределительной камеры регулятора давления, м;

6- угол входа струи рабочей жидкости в распределительную камеру при открытии золотником нагнетащей магистрали, град;

спЗА- жесткости пружин золотника, Н/м;

коэффициент демпфирования золотника при движении в рабочей жидкости, Нс/м.

Цдр- коэффициент расхода трубопровода, соединяющего распределительную кчмеру регулятора давления с гидроцилиндром привода тормоза;

/Яр- проходное сечение трубопровода, м2;

а0- величина положительного перекрытия золотником проходных окон нагнетащей и сливной магистралей распределительной камеры регулятора давления, м;

рс- текущее значение давления рабочей жидкости в сливной магистрали распределительной камеры регулятора давления. Па;

<3Х= Р-сХдр- сила реакции колодки, приведенная к поршню гидропривода тормоза, Н;

Р- максимальное усилие, передаваемое колодкой на тормозной диск, Н;

с- жесткость тормозной колодки, Н/м;

Хпр- текущее значение перемещения поршня гидропривода тормоза, за начало координат которого принято положение, соответствующее полностью заторможенной подъемной машине, м;

К- сила неуравновешенности тормоза, Н;

Нх= /прх- сила гидравлического давления рабочей жидкости в

гидроприводе тормоза, Н;

/п= эффективная площадь поршня в гидроприводе тормоза, м2;

рх= текущее значение давления рабочей жидкости в гидроприводе тормоза, Па;

Ж- силы трения в подвижной системе гидропривода тормоза, Н;

?х= ~Е+спХпр- текущее значение силы сжатия пружин тормоза, Н;

Сд= жесткость пакета тарельчатых пружин последовательной сборки (сильфона) в гидроприводе тормоза, Н/м;

тпт- :.',г.сса подвижных частей гидропривода тормоза, кг;

л - число гидроцилиндров привода тормоза, параллельно включенных на один регулятор давления, шт.;

Ч0- начальный объем тг^ гидроцилиндров привода тормоза с соединительными трубопроводами, параллельно включенных на один регулятор давления, м3;

площадь гидрощшшдра привода тормоза, м2;

зе?)р=-- приведенный модуль упругости. Па;

1 * ^Ар

зеж - модуль упругости рабочей жидкости. Па;

ае^р- модуль упругости соединительных трубопроводов. Па;

Для решения дифференциальных уравнений (13)-(21) разработан алгоритм и составлена программа для персональных ЭВМ с использованием метода численного интегрирования - метод Рунге-Кутта.

Решение задачи начинается после подачи на вход системы возмущения. Входные возмущения могут иметь форму импульсной функции, функции вида единичного скачка, гармоническая функция и др. В научной работе рассматриваются переходные процессы при подаче- снятии ступенчатого сигнала управления и0у и изменении его величины в рабочем диапазоне при варьировании следующих параметров тормозного устройства: верхнего предела величины давления в камере управления р^ диаметра дросселя, питающего камеру управления рабочей жидкостью от гидрогазового аккумулятора чис-

ла гидроцилиндров пц, управляемых одним регулятором давления; величины холостого хода тормоза X ; величин перекрытия золотником нагнетающей и сливной магистралей а0, его максимального хода Хзл и величин жесткостей пружин спзл в распределительной камере регулятора давления.

Анализ полученных результатов показал, что величина холостого хода, количество гидроцилиндров тормоза существенно влияют на продолжительность переходных процессов. Увеличение, с одной стороны, величины положительного перекрытия золотником нагнетающей и сливной магистралей, а с другой, уменьшение его полного хода в распределительной камере одновременно приводит к некоторому увеличению времени на растормаживание тормоза и более плавному прижатию колодок к диску. Моделирование показало, что величина хода золотника в распределительной камере определена давлением рабочей жидкости в напорных магистралях и ее проходными сечениями. Увеличение хода золотника в распределительной камере при принятых рациональных величинах давления в напорных магистралях и ее проходных сечениях приводит к перерегулированию переходного процесса. Уменьшение диаметра питающего камеру управления дросселя существенно снижает скорость золотника при растор-маживаши привода и приводит к некоторому увеличению интенсивности ггроцесса затормаживания дискового тормоза. В случае использования регулятороз давления с серийно выпускаемым ЭШ в гидросистемах дисковых тормозов ШПМ в силу более высокого давления рабочей жидкости напорных магистралей необходимо уменьшать эффективную площадь камеры обратной связи золотника. Это приводит к уменьшению ее объема и, следовательно, к увеличению скорости перестановки золотника. Такой принцип, например, нашел применение б регуляторах давления со ступенчатым золотником и типа РДУЗ-З. Регуляторы давления выполнены таким образом, что золотник начинает движение в положение "отсечка" только при равенстве сил гидравлического давления в камерах управления и обратной связи. Это условие приводит к процессу перерегулирования. С целью устранения этого явления на золотник должна действовать такая обратная связь, которая начинает переставлять золотник в положение "отсечка" раньше, чем сравняются силы гидравлического давления в камерах управления и обратной связи. В указанных регуляторах давления при положении "отсечка" такой обратной связи нет. Ее реализация может быть выполнена путем подпружинивания золотника с двух сторон. Правильный подбор жесткостей пружин золотника и величин положительного перекрытия им проходных окон

Переходные процессы в дисковом тормозе ШПМ при автоколебании золотника в распределительной камере регулятора давления

Рис.3

Процесс предохранительного затормаживания ШПМ при X =0,001л; п„=2

нагнетающей и сливной магистралей распределительной камеры регулятора давления обеспечивает апериодячный переходный процесс тормоза ШПМ.

На рис.3 показаны графики переходных процессов в тормозе ШПМ при неустойчивой работе регулятора давления, которая определена режимом автоколебания золотника в распределительной камере. Экспериментальные испытания регулятора давления, технические параметры которого аналогичны математической модели, также показали его неустойчивую работу. На рис.4 показан один из вариантов переходного процесса при предохранительном затормаживании ШПМ. Полученные переходные процессы имеют высокое быстродействие, время которых не более 0,06 с.

Разработанная математическая модель позволяет оценить характеристики регуляторов давления, применяемых в шахтном подъеме и содержащих серийно выпускаемый ЭМП с проточным регулированием рабочей жидкости в камере управления при помощи элемента сопло-заслонка.

Моделирование динамических режимов с помощью ЭВМ позволяет синтезировать реальный тормоз ШПМ и обеспечить получение желаемых переходных процессов. Исследование и знание закономерностей Формирования динамических усилий дает возможность уменьшить эти нагрузки в элементах шахтного подъема и, следовательно, погасить надежность и безопасность эксплуатации 1Ш1У.

Гидропривод существующих тормозных элементов ШПМ состоит из гидроцплиндра, нажиулого поршня с уплотнениями, пакета тарельчатых пружин последовательной сборки. Сила трения, возникающая в подвижных частях гидропривода, зависит от силы реакции колодок и от величины гидравлического давления в рабочей полости. Указанные факторы приводят к гистерезису тормоза. Кроме этого, известные тормозные элементы ШПМ отечественного производства сложны, имеют большие габариты и вес. Для дальнейшего совершенствования дисковых тормозов необходимо устранить приведенные недостатки. Одним из возможных путей решения этой проблемы является применение в качестве источника тормозного усилия силового квазисильфо-на, состоящего из пакета тарельчатых пружин последовательной сборки и расположенных между ними Т-образных кольцевых уплотнений. В этом случае упрощается устройство дискового тормоза, а давление в гидроприводе тормозного элемента практически не влияет на силы вредного сопротивления, чем и определяется минимальный гистерезис. Для расчета рабочего давления гидропривода тормоза получена следующая зависимость:

р=*,-№ (22)

где ^-коэффициент, показывающий степень сжатия силового квазисильфона;

й2=3/''л;('Кг+ЯЯ)+Я^.И~'-коэффициент, характеризующий эффективную площадь силового квазисильфона в гидроприводе, м2;

й, ^-соответственно наружный и внутренний радиусы терельча-той пружины, м;

Рп-сила пакета тарельчатых пружин последовательной сборки

при максимальной деформации, Н.

На основе статических характеристик дискового тормоза при степени деформации в гидроприводе силового квазисильфона к,=0,34 построена диаграмма гистерезиса. Анализ диаграммы показал, что дисковый тормоз с силовым квазисильфоном имеет незначительный гистерезис («5£).

Динамические свойства системы определялись из задачи анализа переходных процессов, реализующихся при подаши на вход системы сигналов ступенчатой формы, при предохранительном торможении и растормаживании ШПМ. При обработке осциллограмм получены следующие параметры тормоза: время холостого хода гхх=0,0835п, время срабатывания £ор=0.185с; время растормаживания £р=0,485с, время наполнения гн=0,51с.

Моделирование при помощи созданной компьютерной программы разработанного дискового тормоза с целью его проверки показало совпадение с инженерной точностью графиков переходных процессов, полученных на персональной ЭВМ и методом осциллографирования.

Стендовые экспериментальные исследования показали, что дисковый тормоз работоспособен, технические характеристики удовлетворяют требованиям Правил безопасности. Дисковый тормоз имеет незначительный гистерезис и обладает еысоким быстродействием при малых габарите и весе. Результаты лабораторных исследований позволяют рекомендовать дисковый тормоз для применения в современных ШПМ с целью управления и защиты ШПУ.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертационной работе дано новое решение некоторых из наиболее важных научно-технических вопросов, возникающих при разработке дисковых тормозных устройств шахтных подъемных машин с многоэлементным приводом. Указанные вопросы имеют значение для безопасности и эффективности работы шахтного подъема. Полученные в работе результаты могут быть использованы при разработке новых и модернизации существующих тормозных устройств ШПМ.

Основные выводы и результаты исследований следующие:

1) разработана математическая модель теплового состояния дискового тормоза, позволяющая исследовать температурные поля в паре трения, обосновать требования к теплофизическим, физико-механическим свойствам фрикционных материалов и рассчитать рациональные размеры тормозной колодки из условия теплового режима предохранительного торможения;

2) составлена программа для персональной ЭВМ по исследованию переходных процессов в дисковом тормозе ЫПМ с многоэлементным приводом, системы управления которых содержат регуляторы давления с ЭМП, работающий на принципе проточного регулирования рабочей жидкости при помощи элемента сопло-заслонка. Практическое использование программы позволяет предварительно оценить характеристики тормоза в ходе его разработки и осуществить анализ имеющихся изделий с целью совершенствования.

3)р:;зработан дисковый тормоз с многоэлементным приводом для современных КШ. Тормоз имеет технические параметры, отвечающие нормативам Правил безопасности, малые вес и габариты при незначительном гистерезисе. Экспериментальные испытания показали, что дисковый тормоз работоспособен и может быть использован для управления и защиты 11ШУ.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Степанов А.Г., Фролов А.Н. Динамика пружинно-гидравлического привода дискового тормоза шахтной подъемной машины //. Тез. докл. Всесоюзной конф. "Динамические процессы в горных машинах и стационарных установках".-Тбилиси, 1989.-С.93-94.

2. Фролов А.Н. Моделирование динамики пружинно-гидравлического привода дискового тормоза шахтной подъемной машины // Тез. докл. Всесоюзной конф. молодых ученых и специалистов "Техника и технология горного производства".-Днепропетровск, 1990.- 0.48.

3. К вопросу применение дисковых тормозов шахтных подъемных машин / Климентов Г.В., ФролоЕ А.Н.; Перм. политехи. ИН-т.-Пермь, 1992.-11с.-Деп. в ВИНИТИ 17.03.92.-* 886-В92.

4. Тепловое состояние дисковых тормозов шахтных подъемных машин / «ролов А.Н., Давыдов Ы.Г., Якубович М.В.; Перм. политехи ИН-Т.-Пермь, 1992.-?4с.-Деп. в ВИНИТИ 02.04.92.-* Н21-В92.

5. Гидропривод дискового тормоза шахтных подъемных машин / / Фролов А.Н., Чекмасов Н.В; Перм. политехи, ин-т.-Пермь, 1992. -15с.-Деп. в ВИНИТИ 06.05.92.-* 1492-В92.

6. Чекмасов Н.В., Чугунов А.Н., Фролов А.Н. Дисковый тормоз шахтных подъемных машин.-Авторское свидетельство СССР * 1684251.-Опубл. В БИ * 38, 1991.

7. Степанов А.Г., Ыартемьянов С.А., Фролов А.Н. Дисковый тормоз шахтных подъемных машин.-Авторское свидетельство СССР * 1751145.-Опубл. в БИ * 28. 1992.