海德拉刀齒截割煤巖的齒形結構力學特性分析

羅俊生

摘要：為了探究海德拉刀齒齒形結構對截割煤巖的力學特性，建立刀齒的力學模型。利用ABAQUS分別在圓周切向安裝角、軸向傾斜角和二次旋轉角中設計不同安裝角度參數仿真刀齒截割煤巖。結果表明：刀齒截割煤巖過程中，靠近齒座口的齒柄處易發生斷裂，刀齒的合金頭處所受彎矩最大。在圓周切向安裝角為25°時，截割力最小。煤巖的截槽寬度隨軸向傾斜角的增大而增大，且在軸向傾斜角為35°時，截割阻力最大。二次旋轉角為15°時，截割阻力最大。

Abstract： In order to explore the mechanical characteristics of the Hydera blade tooth structure on the cutting coal rock， a mechanical model of the blade tooth was established. ABAQUS was used to design different installation angle parameters in the circumferential tangential installation angle， axial tilt angle and secondary rotation angle to simulate the cutting of coal and rock. The results show that during the cutting of coal rock by the cutter teeth， the tooth shank near the mouth of the tooth seat is prone to break， and the alloy head of the cutter tooth is subjected to the largest bending moment. When the circumferential tangential installation angle is 25°， the cutting force is minimum. The cutting groove width of coal rock increases with the increase of the axial tilt angle， and when the axial tilt angle is 35°， the cutting resistance is the largest. When the secondary rotation angle is 15°， the cutting resistance is the largest.

關鍵詞：齒形結構;ABAQUS;截割阻力;力學特性

0? 引言

刀型截齒作為與煤巖直接發生接觸而產生相互作用的刀具，其結構尺寸對采煤機的生產率和截齒壽命具有重要意義。謝克淼[1]利用ABAQUS仿真軟件對三種不同齒形結構的刀齒進行靜力學受力模擬，得到三種型號刀齒的應力應變的規律，并改進其結構。曾慶良等[2]運用拓撲優化理論，對掘進機鎬型齒的刀桿進行拓撲優化，以達到使鎬齒輕量化，提高截齒壽命的強度的優化目標。王振華[3]以刀型齒的失效原因出發，改進刀型齒。并將改進后的刀齒進行實驗測試，結果表明刀齒刀柄受集中力較小，刀齒受力均勻。司鵬飛等[4]基于截齒破碎煤巖的原理，對鎬型齒破碎煤巖進行受力分析，并對其強度進行分析。王春華等[5]在自制的單齒直線截割試驗臺上分別對鎬型齒和刀型齒進行截煤實驗，研究表明截齒的三向載荷具有一定程度上的相似性。在刀型齒和鎬型齒切割同一厚度下的煤巖，鎬型所受到的阻力要遠大于刀型截齒。高魁東等[6]通過數學建模、計算機模擬和正交試驗對影響截齒和齒座壽命的因素進行分析。John P，Loui，U.M.Rao Karanam[7]等人利用有限元模擬截齒切割煤巖的動態過程，探究巖石破碎機理和截齒所受的阻力大小。研究結果為，當切削前角為正時，巖石破碎主要由拉和剪切共同破壞引起。當切削前角為負時，破壞形式主要是剪切破壞。筆者探究海德拉刀型齒形結構在不同的安裝角下截割煤巖的力學特性，利用ABAQUS進行仿真截割煤巖的動態過程，分析其力學特性。

1? 有限元模型的建立

有限元的三維模型建立有煤巖和刀型刀齒兩部分，先利用CATIA三維建模功能，再將三維模型導入到ABAQUS中，并完成相關的參數設置，從而建立有限元模型。

1.1 刀型刀齒的安裝角

端盤是滾筒采煤機的一部分，位于滾筒采煤機端部，用于安裝刀型刀齒，與刀型刀齒共同截割煤巖，工作環境比較惡劣。刀型刀齒在端盤上的安裝角度有圓周切向安裝角α、軸向傾斜角β和二次旋轉角γ。端盤刀形刀齒的圓周切向安裝角決定刀型刀齒的受力情況以及煤巖與刀齒前刃面的接觸形式如圖1所示。截齒的圓周切向安裝角一般在4°～25°，軸向傾斜角一般在0°～35°，二次旋轉角一般在0°～15°。

1.2 刀型齒所受的作用力

刀齒主要由合金頭和切削面與煤巖發生相互作用。刀齒合金頭隨著牽引速度楔入煤巖，隨轉速切削煤巖。煤巖在切削與擠壓作用中發生彈性變形，從而達到破碎煤巖的目的。為了探究海德拉刀齒的齒形結構截割煤巖的力學特性關系，建立其截割煤巖的安裝角理論模型。

1.2.1 圓周切向安裝角

圓周切向安裝角決定著單個刀齒截割煤巖的受力狀態和大小，且刀齒截割煤巖的前提是刀齒齒身不與煤巖發生干涉。55#海德拉刀齒的輔助水射流部分伸出齒身外的長度較大，容易與煤巖發生干涉。圖2表示刀齒在圓周切向安裝角下截割煤巖的截面圖，并以刀齒運動軌跡線半徑為原點建立直角坐標系。

在直角坐標系中分別建立合金頭區域和刀齒輔助射流部分的運動軌跡方程。具體軌跡模型圖如圖3所示。

當刀齒破碎煤巖時，其切削面與煤巖水平面夾角大于等于零。本文的研究對象海德拉55號刀齒，因刀齒的切削面與齒柄中軸面不平行，依據刀齒的尺寸參數，在切向安裝角中零度角為4°時建立圖4簡化模型。在三角形ABC中分別求解AB和AC的軌跡半徑長度。

當dAB=dAC時，合金頭運動軌跡與刀齒輔助射流部分運動軌跡重合。設采煤機螺旋滾筒直徑為1400mm，可得到當圓周切向角為25°時是海德拉55號刀齒與煤巖干涉的極限狀態。因此，海德拉55號刀齒截割煤巖不發生干涉的條件下圓周切向安裝角的范圍是4°～25°。

1.2.2 軸向傾斜角

軸向傾斜角的大小主要由端盤上截齒的截距決定，依靠調節齒座傾角獲得。端盤截割寬度一般為70～130mm，最大傾角的截齒應伸出端面35～50mm[9]。刀齒在不同圓周切向安裝角下的截面投影長度也不相同。刀齒的圓周切向角安裝范圍是4°～25°，將海德拉刀齒的尺寸結構參數帶入刀齒截割寬度約束條件可得刀型齒軸向傾斜角的范圍是0°～35°。

1.2.3 二次次旋轉角

端盤比較接近煤壁，所以端盤上的截齒工作環境非常惡劣。二次旋轉角的主要作用是為了齒座不與截割面的煤巖發生干涉，盡量遠離截割面，一般約5°～10°，最大不宜超過15°左右[10]。當截齒不進行二次旋轉角偏轉時，在截齒上的沖擊位置和摩擦位置會發生在刀齒側面處，不僅會影響截齒壽命還會影響截齒的截割效率。

1.3 煤巖

煤巖采用的是彈性擴展的Drucker-Prager塑性本構模型。根據圣維南原理，煤巖的尺寸應設為煤巖與刀齒接觸面積的5～10倍。所以，把煤巖的尺寸設置為130mm×100mm×200mm，截齒在煤巖上的運動軌跡弧長為200.69mm。截齒與煤巖接觸部分需要精確的網格劃分，便于精確計算。故在刀齒運動時與煤巖接觸部分沿弧線進行分區。分區的截面尺寸大小為50mm×55mm，煤巖的抗壓強度設為28MPa。

1.3.1 刀型刀齒有限元模型

在CATIA中建好刀型刀齒的三維模型，再導入到ABAQUS的part模塊，在屬性模塊對刀型刀齒設置材料屬性。分別對齒體和合金頭的材料、密度、楊氏模量設置相對應的材料參數。

1.3.2 有限元模型參數設置

在assembly模塊中利用下旋轉和平移命令設置刀型刀齒的不同安裝角。在step模塊中創建時間為0.07s的分析步，并設置相應的場輸出和歷程輸出。在相互作用模塊中創建相互作用屬性和創建相互作用。在載荷模塊中，創建刀齒和煤巖相應的邊界條件，本文設置的初始切削厚度為15mm，在網格模塊中分別對刀型刀齒和煤巖進行劃分網格。

2? 不同安裝角的力學性能

2.1 圓周切向安裝角

截齒的圓周切向安裝角一般在4°～25°，以4°、10°、15°、20°、25°不同的圓周切向安裝角為單因素變量，探究在不同切向安裝角下齒形結構的力學性能。建立刀齒截割煤巖的三向載荷力的均值、峰值均值及標準差，如表1所示。

由表1可知，在圓周切向角為4°中，截割力數值均值最大。圓周切向角為4°時，載荷壓強最大。隨著切向安裝角的增加，牽引力數值大小也隨之增加。在圓周切向角在4°時，刀齒的截割力數值最大。

根據仿真數據中，在不同切向角下截割力出現最大值的時間點中繪制出刀齒應力分布云圖如圖5所示。

由圖5應力云圖可知，隨著圓周切向安裝角的增大，刀齒的應力集中由下端面齒柄前端部移向刀齒上端面齒柄前端部。這是因為隨著圓周切向安裝角的增大，刀齒從主要由刀齒切面破碎煤巖到主要由合金頭區域和前刃面破碎煤巖。

2.2 軸向傾斜角

分別建立以軸向傾斜角分別為0°、5°、15°、20°、35°的刀型齒截割煤巖仿真模型，根據仿真結果建立三向載荷力統計表，如表2所示。

由圖表2可知，截割力和牽引力均值數值在軸向傾斜角為35°時最大。在不同軸向傾斜角下截割力出現最大值的時間點中繪制出刀齒應力分布云圖，如圖6所示。

由圖6應力應變圖中可知，隨軸向傾斜角的增加，刀齒齒柄下端面出現應力集中范圍變大，易發生斷裂。刀齒齒柄上端面應力集中范圍變小。

2.3 二次旋轉角

分別建立以二次旋轉角分別為0°、5°、8°、10°、15°的刀型齒截割煤巖仿真模型，根據仿真結果建立二次旋轉角三向載荷力統計表，如表3所示。

由表3可知，在二次旋轉角為15°時，截割力有最大值。由牽引力時域圖中可知，牽引力隨二次旋轉角的增大，載荷振幅逐漸減小。在不同軸向傾斜角下截割力出現最大值的時間點中繪制出刀齒應力分布云圖，如圖7所示。

由圖7的應力應變圖中可知，相比與圓周切向安裝角、軸向傾斜角，隨二次旋轉角的增加，刀齒應力應變分布較均勻。

3? 結論

①通過刀齒截割煤巖的應力云圖可以得出海德拉刀齒切削面區域所受的彎矩最大，齒座口處齒柄上表面應力應變較大。②海德拉刀齒圓周切向安裝角為25°時，截割力最小。隨著軸向傾斜角的增大，煤巖的截槽寬度也增大。截割力在軸向傾斜角為35°時達到最大。二次旋轉角為15°時，截割力有最大值。

參考文獻：

[1]謝克淼.滾筒采煤機刀型截齒強度分析及改進[D].阜新：遼寧工程技術大學，2013.

[2]曾慶良，王新超，劉晉霞.掘進機鎬形截齒的結構優化分析[J].煤炭技術，2016，35（10）：242-244.

[3]王振華.采煤機截齒失效機理與改進技術分析[J].機械管理開發，2019，34（10）：281-282.

[4]司鵬飛，李晉虎.采煤機鎬形截齒不同工況下受力和強度的分析[J].機械管理開發，2019，34（10）：92-94.

[5]王春華.截齒截割作用下煤體變形破壞規律研究[D].阜新：遼寧工程技術大學，2004：118-130.

[6]GaoKuiDong， Du ChangLong， Song Yong，etc. Research on the Factors of the Abnormal Wear of Shearer' Pick Holder[J]. Advanced Science，2012，13（1）：739-743.

[7]JohnP LouiUmrao， Karanam，Numerical Studies on Chip Formation in Drag-Pick Cutting of Rocks[J]. Geotechnical and Geological Engineering， 2012， 30（1）： 145-161.

[8]別隆，А.И.等著，王興祚譯.煤炭切削原理[M].北京：中國工業出版社，1965：118-130.

[9]李鋒，劉志毅.現代采掘機械[M].北京：煤炭工業出版社，2010：128-130.

[10]劉春生.滾筒式采煤機工作機構[M].哈爾濱：哈爾濱工程大學出版社，2010：120-130.