張倩倩， 韓振南， 張夢(mèng)奇， 張建廣

(1. 太原理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，太原　030024； 2.中國(guó)煤炭科工集團(tuán)太原研究院有限公司，太原　030006；3.煤礦采掘機(jī)械裝備國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，太原　030006)

沖擊載荷作用下錐形截齒磨損的試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究

張倩倩1， 韓振南1， 張夢(mèng)奇2,3， 張建廣2,3

(1. 太原理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，太原030024； 2.中國(guó)煤炭科工集團(tuán)太原研究院有限公司，太原030006；3.煤礦采掘機(jī)械裝備國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，太原030006)

通過(guò)試驗(yàn)和離散元數(shù)值模擬方法，研究錐形截齒的耐磨性能及其磨損特征對(duì)截割載荷的影響。在單齒旋轉(zhuǎn)截割試驗(yàn)臺(tái)上，以砂巖為試驗(yàn)對(duì)象，采用3種不同齒尖材料的錐形截齒進(jìn)行巖石截割試驗(yàn)，并結(jié)合試驗(yàn)后齒尖的磨損面形狀建立磨損截齒模型，利用PFC3D進(jìn)行巖石截割的數(shù)值模擬研究。統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明：在截割載荷各分量中，法向力顯著高于切向力和側(cè)向力；硬質(zhì)合金截齒、合金鋼截齒及有耐磨涂層的合金鋼截齒的質(zhì)量損失依次為0.07%，0.28%和0.22%，硬質(zhì)合金耐磨性優(yōu)勢(shì)突出，堆焊耐磨涂層對(duì)截齒有一定的保護(hù)作用；齒尖磨損區(qū)域的擴(kuò)展，使截齒連續(xù)過(guò)載，加劇磨損；通過(guò)離散元方法獲得的截割載荷與試驗(yàn)方法測(cè)定結(jié)果接近。在相同截割條件下，對(duì)硬質(zhì)合金和合金鋼齒尖耐磨性能的研究，為截齒的壽命估計(jì)提供必要參考。

錐形截齒；耐磨性；截割載荷；離散元方法

錐形截齒在煤巖截割領(lǐng)域廣泛使用，其耐磨性能嚴(yán)重制約著掘進(jìn)效率和生產(chǎn)成本。因此，從經(jīng)濟(jì)角度來(lái)考慮巖石的開(kāi)挖過(guò)程，掘進(jìn)設(shè)備刀具的磨損是重要影響因素之一。隨著其應(yīng)用領(lǐng)域的擴(kuò)展，截割對(duì)象更加多樣化，工況條件的復(fù)雜性使掘進(jìn)設(shè)備作業(yè)條件更為惡劣。尤其在硬巖掘進(jìn)條件下，截齒受高溫高壓作用的影響迅速磨損，縮短截齒壽命。因此，通過(guò)大量巖石截割試驗(yàn)及模擬仿真，研究截齒的耐磨性能及磨損特征很有實(shí)際意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)巖石截割過(guò)程中截齒的磨損機(jī)理、影響因素及改善條件進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究，Kenny等[1]通過(guò)試驗(yàn)并結(jié)合截齒表面的微觀結(jié)構(gòu)分析，對(duì)硬質(zhì)合金齒尖的磨損機(jī)理進(jìn)行了研究；Mehrotra[2]在采煤機(jī)上分別安裝標(biāo)準(zhǔn)截齒和試驗(yàn)用的硬質(zhì)合金錐形齒進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，為了便于分析，將截齒的漸近磨損過(guò)程分為四種磨損模式，并對(duì)兩種截齒的磨損形式分布和質(zhì)量損失的累積頻數(shù)分布進(jìn)行比較；Rogers 等[3]對(duì)截割巖石時(shí)截齒的磨損機(jī)理進(jìn)行探究，分析硬質(zhì)合金齒尖的磨損過(guò)程，其中摩擦熱和過(guò)載是導(dǎo)致截齒破壞的主要原因；Dogruoz等[4]采用不同磨損程度的截齒，在多種不同類型的巖石上進(jìn)行截割試驗(yàn)，評(píng)估截齒的不同磨損程度對(duì)截割力和比能耗的影響，分析磨損面與截割力、比能耗及不同巖石性質(zhì)(如單軸抗壓強(qiáng)度，拉伸強(qiáng)度，壓痕指數(shù)，肖氏硬度及密度等)之間的關(guān)系，并結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)，提出比能耗的最佳預(yù)測(cè)模型；張建廣等[5]使用EBZ260W縱軸式掘進(jìn)機(jī)截割人工巖壁，對(duì)比截齒在試驗(yàn)前后的質(zhì)量、高度、磨痕形狀，并測(cè)出截割過(guò)程中截齒溫度的變化，對(duì)其磨損機(jī)理進(jìn)行研究，分析不同磨損位置的主要影響因素；Dewangan等[6]采用掃描電鏡對(duì)4個(gè)已磨損錐形齒進(jìn)行細(xì)微觀察，分析并總結(jié)出磨損機(jī)理的四種主要類型，即煤巖顆?；烊氲毒卟牧稀⑺苄宰冃?、巖石穿過(guò)刀具形成劃痕及破裂，并且發(fā)現(xiàn)地下礦井中溫度和壓力的變化會(huì)加速磨損過(guò)程；Yaral等[7]研究了巖石磨蝕性對(duì)刀具消耗量的影響，較大的巖石磨蝕性使截齒齒尖磨損面快速擴(kuò)展，導(dǎo)致施加在截齒上的截割載荷過(guò)大，并且試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)磨蝕性指數(shù)與刀具消耗量呈線性關(guān)系；為降低錐形齒的磨損，提高截割效率，Yang等[8]對(duì)以不同打擊角和旋轉(zhuǎn)角進(jìn)行安裝的28個(gè)截齒進(jìn)行截割試驗(yàn)，研究了截齒安裝參數(shù)對(duì)截齒磨損影響的規(guī)律，根據(jù)實(shí)際情況，應(yīng)盡可能選擇較小的旋轉(zhuǎn)角和較大的打擊角；Khair等[9]通過(guò)干燥截割、外部水射流系統(tǒng)截割及內(nèi)部水射流截割三種試驗(yàn)方式，研究其對(duì)截齒磨損的影響，并對(duì)干燥截割及不同水壓下的水射流截割時(shí)的累積重量損失和累積高度損失進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

近年來(lái)有關(guān)巖石截割過(guò)程的數(shù)值模擬研究也很多，與基于連續(xù)介質(zhì)力學(xué)理論的有限元方法相比，離散元法在建立巖石模型上的優(yōu)勢(shì)更為突出，它考慮了介質(zhì)的非連續(xù)性及材料的失效特征，一些學(xué)者應(yīng)用離散元法進(jìn)行巖石力學(xué)特性細(xì)觀模擬的研究[10-14]，通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了該方法建立巖石模型的可靠性。Su等[15]采用PFC3D建立分層粒子模型，模擬巖石截割過(guò)程，該方法的可靠性通過(guò)理論及試驗(yàn)研究進(jìn)行了驗(yàn)證；Rojek等[16]建立巖石截割過(guò)程的二維和三維離散元模型，模擬結(jié)果與試驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比分析；Moon等[17]采用離散元法模擬多壓頭同時(shí)切入巖石的過(guò)程，研究最佳的巖石截割條件；van wyk等[18]采用多種類型截齒進(jìn)行巖石截割的離散元模擬，截割過(guò)程中考慮了摩擦的相互作用，比如接觸、剪切、斷裂、摩擦以及磨損等。

上述有關(guān)截齒磨損的相關(guān)試驗(yàn)側(cè)重于磨損機(jī)理研究，本文采用三種齒尖材料不同的錐形截齒進(jìn)行單刀旋轉(zhuǎn)截割試驗(yàn)，比較其磨損面積和磨損量，并監(jiān)測(cè)截齒漸近磨損過(guò)程中截割載荷各分量的大小，分析截齒在不同磨損程度時(shí)對(duì)其所受截割載荷的影響規(guī)律。另外，結(jié)合試驗(yàn)后截齒的普遍磨損形狀，建立帶磨損平面的截齒模型，采用Particle Flow Code in 3 Dimensions(PFC3D)軟件分別進(jìn)行截齒磨損前后的巖石截割過(guò)程模擬，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

1　巖石截割的試驗(yàn)研究

1.1試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)在煤礦采掘機(jī)械裝備國(guó)家實(shí)驗(yàn)室的截齒對(duì)巖石截割機(jī)理試驗(yàn)平臺(tái)[19]上進(jìn)行，它是目前國(guó)內(nèi)最先進(jìn)的單齒旋轉(zhuǎn)截割試驗(yàn)裝置，主要由試驗(yàn)平臺(tái)、控制系統(tǒng)、測(cè)試系統(tǒng)及數(shù)據(jù)分析軟件四部分組成，其中試驗(yàn)平臺(tái)的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖1所示。該裝置可以對(duì)掘進(jìn)機(jī)、采煤機(jī)上不同類型截齒的實(shí)際破巖過(guò)程進(jìn)行模擬，并可實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)試驗(yàn)中產(chǎn)生的截割載荷、振動(dòng)、溫度及粉塵量等。可容納最大巖石樣品尺寸為：1 400 mm×800 mm×600 mm，采用專用夾具裝置對(duì)其進(jìn)行夾緊，防止較大沖擊作用下的巖石錯(cuò)動(dòng)。截割載荷測(cè)試系統(tǒng)由八角環(huán)測(cè)力儀、多通道高精度數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)及接線板等組成。八角環(huán)測(cè)力儀是用來(lái)測(cè)試截割載荷三分量的裝置，將其與截齒-齒座裝配體相連，可將截割過(guò)程中截齒發(fā)生的切向、法向和側(cè)向應(yīng)變分別轉(zhuǎn)換成電量，輸入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)中，進(jìn)行記錄和分析處理，采樣頻率最大可調(diào)整到20 kHz。

截割之前要對(duì)待截割面進(jìn)行修整，以保證整個(gè)截割過(guò)程中，截齒與巖石的相對(duì)位置保持一致。

1.基座固定裝置；2.石料移動(dòng)裝置；3.石料裝夾裝置；4.石料；5.試驗(yàn)控制系統(tǒng)；6.試驗(yàn)截齒；7.截割力傳感器；8.截割傳動(dòng)裝置；9.刀架移動(dòng)裝置；10.變速箱；11.聯(lián)軸器；12.傳動(dòng)帶；13.驅(qū)動(dòng)電機(jī)；14.截割力采集裝置；15.刀架臺(tái)驅(qū)動(dòng)電機(jī)；16.聯(lián)軸器；17.驅(qū)動(dòng)絲杠；18.除塵系統(tǒng)；19.配電柜；20.液壓泵站；21.截割滅塵水泵站；22.鎖緊手柄；23.刀架移動(dòng)導(dǎo)軌；24.防護(hù)總成；25.影像采集系統(tǒng)；26.石料移動(dòng)導(dǎo)軌；27.石料臺(tái)驅(qū)動(dòng)電機(jī)；28.聯(lián)軸器；29.驅(qū)動(dòng)絲杠；30.聯(lián)軸器Ⅲ；31.石料臺(tái)驅(qū)動(dòng)絲杠圖1　旋轉(zhuǎn)截割試驗(yàn)臺(tái)示意圖Fig.1 Schematic drawing of rotary cutting machine

1.2截割對(duì)象

本次試驗(yàn)選擇天然砂巖作為截割對(duì)象，尺寸為1 200 mm×800 mm×600 mm。試驗(yàn)之前，沿水平和垂直兩個(gè)方向?qū)悠愤M(jìn)行取樣，在壓力試驗(yàn)機(jī)上分別按GB/T 23561.7-2009和GB/T 23561.10-2010對(duì)圓柱形樣品進(jìn)行單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)與巴西劈裂試驗(yàn)，每組取8個(gè)樣品進(jìn)行重復(fù)試驗(yàn)，最終獲取砂巖的力學(xué)性質(zhì)參數(shù)如表1所示。

表1　巖石力學(xué)性質(zhì)參數(shù)

1.3試驗(yàn)結(jié)果與分析

為研究截齒齒尖的耐磨性能以及不同磨損程度對(duì)截割載荷的影響，采用三種齒尖材料不同的錐形截齒進(jìn)行試驗(yàn)，即：硬質(zhì)合金截齒，型號(hào)為P5MS-3880-1762，適用于截割普通硬度巖石，簡(jiǎn)稱CC截齒；合金鋼截齒，其整體材料為35CrMnSiA高強(qiáng)度鋼，簡(jiǎn)稱AS截齒；帶耐磨涂層的合金鋼截齒，利用耐磨堆焊工藝，在AS截齒齒尖表面制備鎳基耐磨涂層，簡(jiǎn)稱ASWRC截齒。通過(guò)OU2200硬度計(jì)測(cè)量到3種截齒維氏顯微硬度分別為1 380 HV，862 HV，1 025 HV。3種截齒的幾何尺寸相同，外伸長(zhǎng)度為80 mm，邊緣直徑60 mm，齒柄直徑38 mm，齒尖角80°，齒尖直徑25 mm。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，截割速度為1.47 m/s，切深4 mm，刀間距12 mm，打擊角50°。相同試驗(yàn)條件下，每種截齒均進(jìn)行70刀次截割試驗(yàn)。

在截割過(guò)程中，CC截齒未出現(xiàn)明顯火花，AS截齒則產(chǎn)生明顯火花，ASWRC截齒在后期出現(xiàn)明顯火花。截齒與巖石之間產(chǎn)生很大的沖擊力，在摩擦和熱的共同作用下，齒尖附近的磨損區(qū)域逐漸增大。對(duì)截齒試驗(yàn)前后的質(zhì)量和高度進(jìn)行測(cè)量，由表2可知，CC截齒、ASWRC截齒及AS截齒的磨損量依次為1.23, 3.62和4.6 g，質(zhì)量分別損失0.07%, 0.22%和0.28%，高度依次降低0.45, 0.81和1.09 mm。對(duì)比截齒磨損前后(如圖2)可以發(fā)現(xiàn)，CC截齒的磨損區(qū)域小，其耐磨性能明顯高于其它兩種截齒；與AS截齒相比，對(duì)于有耐磨涂層的ASWRC截齒，在試驗(yàn)前期，受耐磨層的保護(hù)，磨損區(qū)域擴(kuò)展速度較慢，隨著試驗(yàn)過(guò)程的進(jìn)行，磨損區(qū)域不斷擴(kuò)大，耐磨層逐漸失去保護(hù)作用。在大量截割試驗(yàn)后，ASWRC截齒與AS截齒磨損形式趨于一致。普遍使用的截齒是硬質(zhì)合金頭焊接在合金鋼齒體上，當(dāng)合金頭脫落后，齒體將直接參與截割，發(fā)生急劇磨損現(xiàn)象，若在截齒的外伸部分堆焊耐磨性能好的耐磨涂層，則可以降低齒身的磨損速度，減緩對(duì)齒座及截割頭體的損壞。

圖2　截齒磨損前后對(duì)比Fig.2 Comparison of the picks before and after wear

測(cè)量參數(shù)CC截齒ASWRC截齒AS截齒試驗(yàn)前質(zhì)量/g1843.11649.41650.3高度/mm156.28155.13155.01試驗(yàn)后質(zhì)量/g1841.871645.781645.7高度/mm155.83154.32153.92

信號(hào)采集系統(tǒng)記錄了每次截割試驗(yàn)作用在截齒上的載荷，圖3為CC截齒在第49刀次時(shí)的截割載荷圖，試驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示，截齒與巖石相互作用過(guò)程大約持續(xù)325 ms，水平線數(shù)值為截割載荷各分量的平均值。

圖3　CC截齒第49刀次截割載荷各分量Fig.3 Components of the cutting force at forty-ninth cut

在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，刀架與巖石保持固定的相對(duì)位置。受截齒磨損的影響，截齒齒尖與待截割面之間的相對(duì)位置逐漸變大， 從而使切削深度變小。對(duì)試驗(yàn)

數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，計(jì)算每一刀次的截割載荷各分量平均值，每隔兩刀次取一個(gè)值進(jìn)行線性擬合分析，如圖4所示?？梢钥闯?，截齒磨損對(duì)法向力影響最大，而切向力和側(cè)向力波動(dòng)較小。另外，3種截齒的平均法向力變化趨勢(shì)顯示，CC截齒與ASWRC截齒的截割載荷隨著截割刀次的增加先減小后增大，AS截齒的截割載荷則隨截割刀次的增加而減小并趨于平穩(wěn)，且平均法向力的大小依次為FCC截齒

圖4　三種截齒平均截割力隨截割刀次的變化Fig.4 The mean cutting force of three picks varying with cuts

2　巖石截割的數(shù)值模擬

采用PFC3D軟件模擬單齒旋轉(zhuǎn)截割巖石的過(guò)程，預(yù)測(cè)作用于截齒上截割載荷的各分量大小。建立代表砂巖樣品的顆粒體模型，其微觀參數(shù)通過(guò)模擬單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)與巴西劈裂試驗(yàn)來(lái)校準(zhǔn)，相應(yīng)的力學(xué)性質(zhì)與試驗(yàn)測(cè)得的結(jié)果相吻合。在截割模擬過(guò)程中，監(jiān)測(cè)作用于截齒上載荷，記錄剪切失效和拉伸失效兩種模式下的黏結(jié)顆粒斷裂數(shù)目，并觀察刀具與巖石的相互作用、裂紋的擴(kuò)展及截齒周圍切屑的形成等。

2.1PFC3D的基本原理及其數(shù)學(xué)模型

圖5　顆粒-顆粒接觸與顆粒-墻體接觸的符號(hào)描述Fig.5 Notation used to describe ball-ball contact and ball-wall contact

力-位移定律描述了顆粒與顆粒及顆粒與墻體之間的接觸，用于計(jì)算單個(gè)顆粒的不平衡力。接觸力被分解為沿法向矢量方向的法向力和作用在接觸平面上的切向力，對(duì)應(yīng)的計(jì)算公式如下[20]：

(1)

(2)

移動(dòng)：

(3)

轉(zhuǎn)動(dòng)：

(4)

式中：Fi為合力，施加于顆粒上的所有外部作用力之和；m為顆?？傎|(zhì)量；gi為重力加速度；Mi為作用于顆粒上的合力矩；I為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；R為顆粒半徑。

2.2模型的校準(zhǔn)

在PFC3D中，采用Potyondy等[11]提出的樣品生成程序，建立長(zhǎng)徑比為2∶1的圓柱體模型和長(zhǎng)徑比為1∶2的巴西圓盤(pán)模型，通過(guò)模擬單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)與巴西劈裂試驗(yàn)，對(duì)顆粒體微觀參數(shù)進(jìn)行校準(zhǔn)。為了避免尺寸效應(yīng)對(duì)校準(zhǔn)結(jié)果的影響，模型尺寸與試驗(yàn)樣品尺寸相同。

顆粒半徑越小，生成的顆粒體模型越能真實(shí)體現(xiàn)巖石的物理力學(xué)性能，但是顆粒數(shù)目太多，模擬時(shí)間會(huì)大大增加。綜合考慮計(jì)算效率，盡量減小顆粒尺寸效應(yīng)對(duì)模擬過(guò)程的影響，在初始截割時(shí)，顆粒與刀具的接觸數(shù)量不應(yīng)少于3。建立巖石顆粒體的分層粒子模型，分別定義第一層和第二層顆粒的半徑變化范圍為0.5～0.6 mm，0.6～0.72 mm。校準(zhǔn)時(shí)，首先對(duì)顆粒之間接觸的楊氏模量賦試驗(yàn)初始值，若得到的宏觀性質(zhì)與試驗(yàn)值偏離較大，則再次調(diào)整模量值進(jìn)行嘗試；然后，調(diào)整kn/ks(法向剛度與切向剛度之比)的大小，不斷嘗試，直到獲得與試驗(yàn)值較吻合的宏觀性質(zhì)，最終的校準(zhǔn)結(jié)果如表3所示。另外，由于模型校準(zhǔn)過(guò)程比較繁瑣，把握宏觀性質(zhì)隨微觀參數(shù)的變化規(guī)律，可有助于獲得與測(cè)量值相匹配的結(jié)果，縮短校準(zhǔn)時(shí)間。在校準(zhǔn)顆粒半徑為0.6～0.72 mm的巖石模型過(guò)程中，得到宏觀性質(zhì)隨kn/ks的變化曲線，如圖6。統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示，對(duì)于單軸抗壓強(qiáng)度(UCS)，當(dāng)kn/ks=0～1時(shí)，UCS隨kn/ks的增大而增大，當(dāng)kn/ks=1～2.4時(shí)，kn/ks的增大對(duì)UCS影響較小，并趨于平穩(wěn)；巴西劈裂強(qiáng)度(BTS)和泊松比(V)隨kn/ks的增大呈上升趨勢(shì)，局部有上下波動(dòng)；楊氏模量E隨kn/ks的增大而減小。

圖6　不同宏觀性質(zhì)隨kn/ks的變化曲線Fig.6 Macro-properties varying with kn/ks

巖石類型抗壓強(qiáng)度/MPa抗拉強(qiáng)度/MPa彈性模量/GPa泊松比砂巖6210220.27

2.3巖石截割模型的建立

根據(jù)相似試驗(yàn)條件，對(duì)刀具-巖石模型進(jìn)行必要的簡(jiǎn)化，將截齒視為剛性體，忽略截齒與巖石接觸不到的部分，僅保留外伸部的一半，建立如圖7所示的新截齒及磨損截齒模型，其中，磨損區(qū)域的形狀大小與ASWRC截齒試驗(yàn)完畢后齒尖的磨損區(qū)域大小相近。根據(jù)校準(zhǔn)后的微觀參數(shù)及樣品生成程序，建立代表砂巖的巖石模型，尺寸為35 mm×40 mm×75 mm，共68 638個(gè)顆粒。圖8為刀具-巖石相互作用模型，兩者的接觸表面為圓弧形。

初始階段，沿底面和與截齒相對(duì)的側(cè)面分別固定5 mm厚度的顆粒。截齒以恒定的速度進(jìn)行截割，一旦與顆粒接觸，巖石模型便開(kāi)始發(fā)生黏結(jié)斷裂，形成微裂紋。隨著截齒的不斷擠壓，微裂紋在齒尖周圍逐漸擴(kuò)展，形成巖屑，圖9是模擬結(jié)束后巖石模型與截齒之間的巖屑形成示意圖，圈出部分是幾個(gè)黏結(jié)在一起的顆粒整體斷裂，等同于試驗(yàn)過(guò)程中形成的大塊巖屑。巖石模型中的顆粒體斷裂是基于剪切失效和拉伸失效兩種模式下產(chǎn)生的，在接觸區(qū)域附近，只要截齒對(duì)顆粒體的法向或切向作用力超過(guò)黏結(jié)鍵的法向或切向強(qiáng)度，則發(fā)生黏結(jié)斷裂。圖9中的紅色圓柱體代表黏結(jié)鍵的拉伸斷裂失效，而黑色圓柱體代表剪切斷裂失效。

圖7　三維截齒模型Fig.7 Three dimensional model of pick

圖8　刀具-巖石模型及局部放大圖Fig.8 The rock-tool model and drawing of partial enlargement

圖9　模擬結(jié)束后錐形齒與巖石顆粒體的巖屑形成示意圖 Fig.9 Schematic drawing of chips formation between conical pick and particle assembly after simulating

2.4數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較

為研究截齒磨損前后對(duì)截割載荷的影響，將嚴(yán)重磨損的ASWRC截齒試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較分析。通過(guò)試驗(yàn)觀察，ASWRC截齒參與截割的前4刀次幾乎沒(méi)有發(fā)生磨損，取前4刀次的截割載荷數(shù)據(jù)，得到截齒磨損前截割載荷各分量的平均值為6.92，0.78，0.25 kN。然后，對(duì)ASWRC截齒最后10刀次的截割載荷進(jìn)行計(jì)算，得到截齒磨損后截割載荷各分量的平均值為5.64，0.75，0.23 kN。試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果顯示，在截割載荷三個(gè)分量中，截齒磨損對(duì)法向力的影響最大，切向力次之，側(cè)向力最小，可不予考慮。圖10為截齒在第3刀次(磨損前)和65刀次(磨損后)時(shí)的截割載荷曲線。

在數(shù)值模擬過(guò)程中，把作用于截齒上的截割載荷按法向力、切向力和側(cè)向力進(jìn)行分解并記錄數(shù)據(jù)。圖11是采用新截齒和磨損截齒模型時(shí)，截割載荷隨截割距離的變化曲線，其中，截齒磨損前后所受截割載荷各分量的平均值分別為6.06，1.74，0.03 kN和4.46，1.03，0.01 kN。為與試驗(yàn)條件保持一致，截齒磨損前后的刀具-巖石模型具有相同的旋轉(zhuǎn)中心，因此兩種截割狀態(tài)的切深不同，磨損截齒的刀具-巖石模型切深較小，由圖9中的顆粒斷裂區(qū)域也可明顯觀察到兩者的切深差異。但是在磨損截齒參與截割的模型中，由于齒尖與巖石的接觸面積大，截割載荷并沒(méi)有因?yàn)榍猩畹臏p小而明顯降低。

圖10　試驗(yàn)中截齒磨損前后截割載荷各分量Fig.10 Components of the cutting force before and after pick wear in experimental studies

圖11　模擬中截割載荷隨截割距離的變化曲線 Fig.11 The cutting forces varying with cutting distance in numerical studies

對(duì)比截齒磨損前后的試驗(yàn)與仿真結(jié)果可知，法向力、側(cè)向力的模擬平均值均低于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，其中平均法向力分別偏小12%和21%，而切向力的模擬平均值高于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，其平均值分別偏大55%和27%。造成兩者之間的差異性可能存在多方面原因，如試驗(yàn)采用天然砂巖作為截割對(duì)象，其內(nèi)部是不連續(xù)的，存在裂隙、節(jié)理和斷層等，而模擬仿真中采用的顆粒體巖石模型具有各向同性的均質(zhì)特征，無(wú)節(jié)理、斷層等；截齒在試驗(yàn)過(guò)程中逐漸發(fā)生磨損，磨損面是不斷變化的，而模擬中采用具有一定磨損面積的截齒。綜合考慮以上影響因素及存在的較小差異性可知，用離散元方法模擬巖石截割過(guò)程是可靠的，本研究方法也可以為截齒的幾何形狀設(shè)計(jì)及其在截割頭上的空間安裝姿態(tài)優(yōu)化提供必要的參考依據(jù)。

3　結(jié)　論

(1) 采用齒尖材料分別為硬質(zhì)合金、合金鋼及合金鋼上堆焊耐磨涂層的三種錐形截齒，在單齒旋轉(zhuǎn)截割試驗(yàn)臺(tái)上，對(duì)抗壓強(qiáng)度為61.7 MPa的天然砂巖進(jìn)行截割試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，CC截齒、AS截齒及ASWRC截齒的質(zhì)量損失依次為0.07%，0.28%和0.22%，硬質(zhì)合金耐磨性優(yōu)勢(shì)突出，堆焊耐磨涂層對(duì)截齒有一定的保護(hù)作用。

(2) 截齒磨損對(duì)法向力影響最大，而切向力和側(cè)向力僅有微小的波動(dòng)。對(duì)于CC截齒和ASWRC截齒，在磨損前期，切深變化對(duì)截割載荷的影響占主導(dǎo)地位，平均法向力隨切深的減小呈下降趨勢(shì)；在磨損后期，由于熱和摩擦的共同作用，使磨損面積擴(kuò)展較快，該階段磨損面大小對(duì)截割載荷的影響占主導(dǎo)地位，平均法向力隨磨損面的增大呈上升趨勢(shì)。對(duì)于AS截齒，其材料極其不耐磨，齒尖從初始截割就處于磨損率急劇上升的狀態(tài)，受齒尖磨損區(qū)域迅速擴(kuò)展的影響，在平均法向力方面，AS截齒比CC截齒和ASWRC截齒分別偏大16%和25%，且隨切深的減小呈下降趨勢(shì)。

(3) 利用PFC3D軟件建立刀具-巖石模型，并在校準(zhǔn)巖石模型過(guò)程中，對(duì)宏觀性質(zhì)隨kn/ks的變化規(guī)律進(jìn)行總結(jié)，為獲得與測(cè)量值相匹配的結(jié)果提供必要的參考。

(4) 結(jié)合試驗(yàn)條件，模擬新截齒和磨損截齒對(duì)巖石模型的截割過(guò)程，并與相應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。截齒磨損前后，數(shù)值模擬產(chǎn)生的平均法向力較試驗(yàn)結(jié)果分別偏小12%和21%，兩者差異性較小，用離散元方法模擬巖石截割過(guò)程的可靠性得到了驗(yàn)證。

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Tests and simulation for wear of conical pick under impact load

ZHANG Qian-qian1, HAN Zhen-nan1, ZHANG Meng-qi2,3, ZHANG Jian-guang2,3

(1. College of Mechanical Engineering, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, China;2. Taiyuan Institute of China Coal Technology and Engineering Group, Taiyuan 030006, China;3. National Engineering Laboratory for Coal Mining Machinery, Taiyuan 030006, China)

The effects of wear resistance of conical pick and its wear characteristics on cutting force were studied with tests and simulation. On a rotary cutting test table with a single pick, sandstone cutting tests were performed by using three types of conical pick made of different pick-tip materials. The wear pick model was built according to the wear surface shape of pick tip, and the numerical simulation of rock cutting was studied with PFC3Dsoftware. Statistical results showed that the normal force is significantly higher than the tangential force and lateral force in components of cutting force; the mass loss of cemented carbide pick, alloy steel pick and alloy steel pick coated with wear resistance material are 0.07%, 0.28% and 0.22%, respectively; using cemented carbide as pick tip material has excellent wear resistance, and surface welding with wear-resistant coating on pick has a protective effect; an expanded wear surface of pick tip causes a heavy load acting on pick continuously to aggravate pick wear; cutting forces obtained with the discrete element method agree well with relevant test results. Under the same cutting conditions, the study results of wear resistance of pick tip made of cemented carbide and alloy steel provided a necessary reference for pick life evaluation.

conical pick; wear resistance; cutting force; discrete element method

10.13465/j.cnki.jvs.2016.13.010

山西省基礎(chǔ)研究計(jì)劃項(xiàng)目(2015011061)；山西省基礎(chǔ)研究計(jì)劃項(xiàng)目(2015021135)；國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2012AA06A405)

2015-01-14修改稿收到日期：2015-06-08

張倩倩 女，博士，1987年生

韓振南 男，博士, 教授,1958年生

TD402

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