Г. И. Носова Южно-Уральский учебно-производственный центр «Добыча и обработка природного камня» добыча, обработка и применение природного камня сборник



страница1/11
Дата24.04.2016
Размер2.13 Mb.
ТипЗадача
  1   2   3   4   5   6   7   8   9   10   11
Министерство образования и науки Российской Федерации

Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова


Южно-Уральский учебно-производственный центр
«Добыча и обработка природного камня»

ДОБЫЧА, ОБРАБОТКА И ПРИМЕНЕНИЕ
ПРИРОДНОГО КАМНЯ

Сборник научных трудов



RECOVERY, PROCESSING AND APPLICATION

OF NATURAL STONE

A collection of scholarly works



ESTRAZIONE, LAVORAZIONE E USO DELLA PIETRA NATURALE

Raccolta delle opere scientifiche


Магнитогорск – Екатеринбург

2013

УДК 622.35+679




Редакционная коллегия:
Б.М. Габбасов, канд. техн. наук (технический редактор),
Д.Х. Девятов, д-р техн. наук,
А.И. Косолапов, д-р техн. наук (зам. ответственного редактора),
Ю.А. Павлов, д-р техн. наук,

Г.Д. Першин, д-р техн. наук (ответственный редактор).





Добыча, обработка и применение природного камня: сб. науч. тр. / под ред. Г.Д. Першина. Вып.13. – Магнитогорск: Изд-во Магнитогорск. гос. техн. ун-та им. Г.И. Носова», 2013. – 166 c.

ISBN
Сборник включает 18 статей по результатам Международной технической конференции «Теория и практика добычи, обработки и прменения природного камня» 2013 г.

Задача сборника – информирование работников и руководителей камнедобывающих и камнеобрабатывающих предприятий отрасли, проектных и учебных заведений о достижениях науки и техники, передовом опыте предприятий в современных условиях.

УДК 622.35+679


ISBN 978-5-9967-  Магнитогорский государственный
технический университет
им. Г.И. Носова, 2013
ПРЕДИСЛОВИЕ
В России Уральский регион традиционно занимает лидирующее положение по объёмам производства камнеблоков и облицовочно-строительных изделий из природного камня, что обеспечивается природными запасами. К настоящему времени Урал добывает порядка 60% блоков и производит около 40 % изделий из камня от общего объёма производства в России. Однако возможности сырьевой базы региона, как и высокие объёмы производства, не стимулируют в должной мере внутренний спрос на изделия из природного камня, на что есть несколько причин. Одна из них заключается в том, что спрос на природный камень формируют архитекторы, строители, дизайнеры, профессионалы в области городского хозяйства, ландшафтного дизайна, реставраторы, художники, работники ритуальных служб. Именно эти специалисты определяют культуру применения камня как в регионе, так и стране через идеи использования его в новых сферах и формах.

Соединение творческих идей дизайнеров, строителей и других специалистов с возможностями производителей индустрии камня плодотворна только в рамках системно проводимых специализированных выставках по камню. Основной целью недавно организованной (с 2010 г.) и проводимой ежегодно в г. Екатеринбурге выставке предприятий изготовителей облицовочных архитектурно-строительных изделий из камня является расширение информационного поля путём демонстрирования возможностей регионального производства для всех специалистов отделочно-строительного сектора.

Начиная с 2012 г. региональная выставка «Уралэкспокамень» и уже ставшая традиционной Международная научно-техническая конференция «Теория и практика добычи и обработки природного камня», ранее проводимая в г.Магнитогорске на базе МГТУ им.Г.И.Носова, объединились и проводятся совместно в силу единой главной цели – обеспечение научно-технического прогресса и эффективного производства в отрасли на основе решения актуальных задач как с практических, так и с научно-прикладных позиций.

Объединение этих важных для Уральского региона мероприятий состоялось, и хочется надеяться на их долгое и плодотворное сотрудничество.


С уважением, Першин Г.Д.
ТЕХНОЛОГИЯ И ТЕХНИКА

ДОБЫЧИ ПРИРОДНОГО КАМНЯ

УДК 622.35:621.93.025.7
Першин Г.Д., д-р техн. наук,

Пшеничная Е.Г., канд. техн. наук,

Уляков М.С., инж.

ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный

технический университет им. Г.И. Носова»
повышение выхода блоков гранита
на месторождениях со сложным залеганием природных трещин в массиве

Трещиноватостью и природной блочностью массива определяются возможность и экономическая целесообразность разработки месторождений облицовочного камня, поэтому горно-геометрический анализ структуры массива представляет не только теоретический интерес, но и имеет важное практическое значение. Под структурой массива понимается геометрическое множество его монолитных частей, образованных в результате развития в массиве природной трещиноватости. Природный структурный блок, ограниченный трещинами, имеет форму прямой или наклонной призмы. На форму природного блока оказывают влияние геометрические характеристики залегания трещин в массиве – азимут простирания и угол падения, а на его объем - межтрещинные расстояния основных систем трещин. Таким образом, структура горного массива может быть описана как параметрами природной трещиноватости, так и параметрами природной блочности, которые в совокупности и определяют теоретический выход товарных блоков из массива. Фактический выход блоков при добыче существенно отличается от теоретического (предельно-возможного) уровня, в связи с чем, процесс добычи облицовочного камня является многоотходным производством.

Причина невысокого использования потенциала месторождений облицовочного камня состоит в недостаточном соответствии применяемой технологии добычи блоков структурным особенностям разрабатываемого породного массива. Процентное содержание различных по объему природных блоков в массиве, а также их форма обуславливают экономическую целесообразность применения одностадийной или двухстадийной схем добычи камня. Необходимость применения двухстадийной технологии добычи обусловлена сложным залеганием природных трещин на месторождении, когда природный блок, слагающий массив, образован несколькими системами крутопадающих трещин и системой первично-пластовых (пологопадающих) трещин. При этом, как показывает опыт, двухстадийная технология особенно эффективна при разработке месторождений со слаботрещиноватой толщей горных пород.

В настоящее время по двухстадийной схеме отрабатывается более 90% месторождений группы мраморов, и, как правило, это единственный путь существенного повышения коэффициента выхода товарных блоков. Мраморный карьер Коелгинского месторождения (Челябинская область) после внедрения в 1997 году и работы в течение ряда лет по двухстадийной высокоуступной технологии с применением алмазно-канатных машин (АКМ), по сравнению с двадцатилетним периодом работы по одностадийной схеме с применением баровых камнерезных машин, добился повышения выхода товарной продукции в среднем на 65 % с повышением ее блочности за счет увеличения средневзвешенного объема блока на 75 %. При этом рост выхода товарных блоков был получен за счет снижения технологических потерь [1].

Применение современной высокоуступной двухстадийной технологии добычи мраморных блоков стало возможным с появлением и использованием в карьерах АКМ, позволяющих в широком диапазоне изменять линейные параметры отделяемых от массива монолитов камня. Так как природная блочность массива существует как заданность месторождения, то влиять на выход товарных блоков остается только линейными параметрами отделяемых монолитов. В связи с чем был разработан ряд методик расчета и выбора рациональных параметров отделяемых монолитов в зависимости от природной трещиноватости массива [2-4].

Породные массивы группы гранитов, как правило, разбиты тремя системами развитых, практически ортогональных друг к другу трещин с различными межтрещинными расстояниями. Первую систему образуют пластовые трещины, имеющие горизонтальное, либо слабонаклонное залегание (угол падения составляет 5-15 град). Ко второй и третьей системам относятся продольные и поперечные трещины, имеющие почти вертикальное падение. На долю продольных и поперечных трещин приходится 40-50 и 25-30 % от общего числа трещин соответственно.

При этом могут проявляться и диагональные трещины под углом падения ≈45 град. Неортогональность плоскостей продольных и поперечных трещин может достигать 15 град, что позволяет выкалывать из массива блоки, имеющие форму параллелепипеда. Так как мощность горизонтальных пластов от глубины разработки изменяется в широком диапазоне от нескольких сантиметров до нескольких метров, то отработку породного массива на его продуктивной толще осуществляют горизонтальными слоями. При этом выемка пород возможна продольными, поперечными и диагональными заходками в зависимости от расстояния между смежными вертикальными трещинами [5]. На пластовых месторождениях отделение блоков от массива осуществляют, как правило, по одностадийной схеме, которая предусматривает получение готовой продукции (товарных блоков) сразу после отделения объема камня стандартных размеров и прямоугольной формы.

При работе горизонтальными слоями мощность отрабатываемого слоя, как правило, соответствует высоте уступа (подуступа), т.е. высоте отделяемого блока. С повышением толщи горизонтальных слоев по мере понижения отработки находит применение и двухстадийная схема, когда готовую продукцию получают с помощью дополнительных операций уже после отделения крупноразмерных блоков – монолитов.

В качестве примера перехода с одностадийной на двухстадийную схему добычи блоков высокопрочного камня можно привести Мансуровский гранитный карьер (Республика Башкортостан). Причиной перехода явился низкий выход товарных блоков, отделяемых шпуровым способом с применением механических клиньев, с нарастанием мощности пластов.

У механических (либо гидроклиньев) распорное усилие локализовано в верхней части шпура. Поэтому с увеличением мощности пласта (уступа) наблюдается искривление трещины отрыва от заданного направления. Отклонение плоскости отрыва от намеченной контурной плоскости увеличивает технологические потери товарных блоков, что снижает коэффициент их выхода. Внедрение на Мансуровском гранитном карьере двухстадийной схемы с отделением на первом этапе крупных монолитов шпуровым способом с применением в теплый и переходный периоды (до -10 °С) года в качестве распорных средств НРС (невзврывчатые разрушающие смеси) повысило коэффициент выхода блоков товарной кондиции от 20 до 50 % в зависимости от участка карьера [6]. Высота уступа по данной технологии устанавливалась в пределах 3 м и включала один, два либо три пласта в зависимости от их мощности.

Пластовое залегание пород группы гранитов с практически горизонтальными слоями дает возможность вести добычу блоков с выходом до 75 % и более при невысоких трудозатратах. Однако такое благоприятное для камнедобычи залегание является лишь частным случаем генетической природы трещин в массиве. Более общим случаем является трансформация горизонтальных (слабонаклонных) трещин в пологопадающие, а вертикальных поперечных и продольных трещин – в крутопадающие, при этом количество крутопадающих систем может быть более двух. Выход блоков на таких месторождениях составляет 10-60 %, что и является главной причиной дефицита блочной продукции из высокопрочного облицовочного камня.

В последние годы в мировой индустрии камня наметилась стабильная тенденция применения АКМ на гранитных карьерах со сложным залеганием в массиве природных трещин. Основанием явился многолетний практический опыт и положительные результаты применения АКМ на мраморных карьерах. Более высокий удельный расход дорогостоящего гибкого алмазного инструмента на породах типа гранит по сравнению с породами средней прочности являлся сдерживающим фактором применения данного камнерезного оборудования при добыче гранитных блоков. Однако по мере совершенствования технологии и техники производства алмазно-канатного инструмента цена его снижалась, а применение на карьерах высокопрочного камня добычного оборудования с гибким режущим инструментом расширялось. Технология ведения добычных работ на гранитных карьерах полностью соответствует мраморным карьерам, т.е. применяется двухстадийная схема с отделением монолита от массива на первом этапе и разделкой на блоки опрокинутого монолита на рабочую площадку на втором этапе. При этом главной целью двухстадийной технологии также остается обеспечение повышения выхода товарных блоков в условиях сложного залегания природных трещин в массиве за счет обоснованного выбора линейных размеров отделяемого монолита.

Данную чисто геометрическую задачу будем решать при тех же упрощениях и допущениях, принятых в работе [4]. Принимаем, что природный блок ограничивается плоскостями трех почти взаимно ортогональных и наиболее развитых в массиве систем трещин, к которым относятся система пологопадающих и две системы крутопадающих трещин. Так как в первую очередь определяются высота и длина монолита, то фронтальную (продольную) плоскость монолита располагаем так, чтобы следы первой основной (пологопадающей) системы трещин и второй основной (крутопадающей) системы на фронтальную плоскость представляли собой линии падения данных трещин. В таком случае вторая система крутопадающих трещин будет располагаться практически параллельно фронтальной плоскости, которая в этом случае примет положение, ортогональное азимуту простирания первой основной системы трещин.

Полученная таким образом картограмма трещиноватости фронтальной плоскости монолита является проекциями природных отдельностей, ограниченных плоскостями отделения монолита от массива. На картограмме выстраиваются прямоугольники, одна из сторон которых совпадает с направлением системы трещин, имеющей минимальное межтрещинное расстояние, т. е. максимальное развитие в массиве. Площадки других геометрических фигур, как правило, треугольной формы, помноженные на ширину монолита, будут выражать технологические потери блочной продукции, так как согласно ГОСТ 9479-98 «Блоки из природного камня для производства облицовочных изделий» за технологические потери принимаются все объемы камня, составляющие монолит, которые не вписываются в форму прямоугольного параллелепипеда или близкую к нему.

Продуктивность принятой в работе [4] расчетной схемы заключается в том, что высота и длина монолита выражаются в целочисленных значениях количеством пологопадающих и крутопадающих отдельностей. Так, за высоту монолита принимается расстояние, кратное числу пологопадающих отдельностей, а длина монолита определяется числом, кратным круто- и пологопадающим отдельностям в пределах фронтальной плоскости монолита. Предложенная методика расчета позволила в простом виде получить геометрические уравнения, в параметрическом виде связывающие искомые линейные параметры монолита от горно-геометрических параметров трещиноватости массива:


(1)

; (2)

, (3)

где nк и nп – количество отдельностей систем круто- и пологопадающих трещин массива, шт; к, п – углы падения круто- и пологопадающих систем трещин, град; γ – угол между круто- и пологопадающими системами трещин, град; lк и lп – расстояние между круто- и пологопадающими системами трещин, м; коэффициент относительных технологических потерь блочной продукции.

Суммарные относительные технологические потери блочной продукции предложено записать и как функцию высоты уступа (1). В результате выражение (3) примет следующий вид:
. (4)
Нахождение экстремумов технологических потерь по условию

(5)
дает зависимость для расчета оптимальной (с минимальными технологическими потерями) высоты уступа:
. (6)
Определение оптимальной высоты уступа позволяет найти из (2) и длину монолита как рациональную величину:
. (7)
Как видим из полученных выражений (6) и (7), каждому целочисленному значению nк при заданной характеристике трещиноватости массива соответствует оптимальное значение высоты уступа и рациональная величина длины монолита, которым отвечает условие минимальных технологических потерь блочной продукции, т. е. условие максимального выхода блоков (рис. 1).

В качестве критерия определения величины nк принято относительное снижение технологических потерь блочной продукции (рис. 2). По наибольшему значению данного показателя с учетом рациональных размеров рабочей площадки и возможности опрокидывания на нее монолита для горно-геологических условий Юго-Восточного участка Нижне-Санарского месторождения гранодиорита находим nк=3 либо nк=4.


а
б
Рис. 1. Зависимость: а – оптимальной высоты уступа и длины монолита от количества в нем крутопадающих отдельностей; б – длины монолита от оптимальной высоты уступа и количества в нем крутопадающих отдельностей

для Юго-Восточного участка Нижне-Санарского месторождения гранодиорита (δк=68°, γ=65°, lк=1,9 м, lп=2 м)



Рис. 2. Зависимость коэффициента относительных технологических потерь блочной продукции (kт.п) и относительного снижения его величины (Относительное снижение, %) от количества отдельностей крутопадающих систем трещин массива (nк, шт.)


Для оценки влияния режима работы АКМ на себестоимость пиления необходимо еще определить рациональную ширину монолита (B). Она находится из условия наибольшего выхода блоков из монолита и возможности его опрокидывания на рабочую площадку. Применительно к горно-геологическим характеристикам трещиноватости Юго-Восточного участка Нижне-Санарского месторождения гранодиорита (δк=68°, γ=65°, lк=1,9 м, lп=2 м) по разработанной методике были рассчитаны рациональные размеры отделяемого монолита: для nк=3 – =5,6 м, Lм=8,4 м, Bм=1,7 м; для nк=4 – =6,2 м, Lм=10,7 м, Bм=1,7 м.
Выводы

  1. Совершенствование процесса подготовки блоков к выемке на месторождениях с системами круто- и пологопадающих трещин осуществляется за счет использования комбинированного способа по двухстадийной высокоуступной схеме, когда на первой стадии от горного массива отделяется монолит с помощью АКМ, а на второй стадии, после завалки монолита на рабочую площадку, осуществляется его разделка на товарные блоки с использованием станков строчечного бурения.

  2. Получена зависимость величины технологических потерь блочной продукции от высоты уступа и геометрических характеристик природных трещин горного массива. Путем минимизации данной зависимости, как условия, обеспечивающего повышение выхода блоков, определена оптимальная высота уступа, в соответствии с которой находятся высота и длина монолита.

  3. Согласно разработанной методике для горно-геологических условий Юго-Восточного участка Нижне-Санарского месторождения гранодиоритов (δк=68°, γ=65°, lк=1,9 м, lп=2 м) рассчитаны рациональные линейные параметры отделяемых монолитов:

  • для 3-х отдельностей системы крутопадающих трещин массива – Нм=5,6 м; Lм=8,4 м; Bм=1,7 м;

  • для 4-х отдельностей системы крутопадающих трещин массива – Нм=6,2 м; Lм=10,7 м; Bм=1,7 м.


Литература


  1. Першин Г.Д., Чеботарев Г.И. Горно-технологические оценки работы канатных пил на Коелгинском мраморном карьере // Добыча, обработка и применение природного камня: Сб. науч. трудов. Магнитогорск: МГТУ, 2003. С. 98-106.

  2. Оптимизация параметров забоя при добыче блочного камня с применением канатно-алмазных пил / Першин Г.Д., Караулов Н.Г., Афонин А.В., Северин Е.В. // Добыча, обработка и применение природного камня: сб. науч. трудов. Магнитогорск: МГТУ, 2001. С. 56-67.

  3. Косолапов А.И., Невежин А.Ю. Моделирование трещиноватости пород для оценки пространственной изменчивости блочности массива месторождений облицовочного камня // Добыча, обработка и применение природного камня: сб. науч. трудов. Магнитогорск: МГТУ, 2003. С. 119-128.

  4. Першин Г.Д., Косарев Л. В., Фарук Сафи. Методика расчета рациональных параметров отделяемых монолитов мрамора на основе горно–геометрического анализа трещиноватости месторождения // Добыча, обработка и применение природного камня: сб. науч. тр. Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ», 2010. С. 51-62.

  5. Карасев Ю.Г. Технология горных работ на карьерах облицовочного камня. М.: Недра, 1995. 198 c.

  6. Повышение эффективности добычи блоков на Мансуровском месторождении гранитов / Першин Г.Д., Пшеничная Е.Г., Хасанов Х.Ф., Ахабзянов Р.М. // Добыча, обработка и применение природного камня: сб. науч. тр.  Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ им. Г.И. Носова», 2009.  C. 4-17.

УДК 622.35:621.93.025.7
Першин Г.Д., д-р техн. наук

Пшеничная Е.Г., канд. техн. наук

Уляков М.С., инж.

ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный

технический университет им. Г.И. Носова»
ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ РЕЖИМА РАБОТЫ

АЛМАЗНО-КАНАТНОЙ МАШИНЫ

НА ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ И СЕБЕСТОИМОСТЬ ПИЛЕНИЯ
На технико-экономические показатели резания камня при отделении монолита от массива влияют его линейные размеры (H, L, B) и режимы работы алмазно-канатной машины (АКМ). Экономическая оценка работы АКМ производится с учетом производительности резания, удельного расхода электроэнергии и алмазного инструмента. Удельные эксплуатационные затраты (руб./м2) на отделение монолита от массива с помощью АКМ при этом определяются по зависимости
, (1)
где Со, Сэ, Си – стоимости соответственно работы канатной пилы (руб./ч), электроэнергии (руб./кВт∙ч), алмазного инструмента (руб./карат); Kио=0,75 – расчетный коэффициент использования АКМ во времени; П – техническая производительность АКМ, м2/с; b – ширина пропила (диаметр алмазорежущей втулки гибкого инструмента), м; А – удельная работа резания, Дж/м3; R – удельный расход алмазного инструмента, м33; – содержание алмазов в единице объема алмазонесущего слоя инструмента, карат/м3.

Первое слагаемое уравнения представляет затраты на амортизационные отчисления камнерезного оборудования с учетом затрат на обслуживание и ремонт и заработную плату оператору АКМ САО+ЗП; второе слагаемое – это затраты на электроэнергию, потребляемую двигателем в процессе резания СЭЭ, а третье – затраты, связанные с расходом алмазного инструмента САИ.

Применяются две схемы управления работой АКМ. В первой из схем через задание на пульте управления силы тока определенной величины выдерживается постоянной мощность главного привода (N=const), но изменяется скорость подачи тележки машины (Vп=var). Существующая обратная связь отслеживает изменение мощности энергии основного двигателя и сводит это изменение к нулю за счет увеличения или уменьшения скорости вращения двигателя механизма подачи. С изменением скорости подачи прямо пропорционально изменяется и силовой режим резания, т. е. величина контактного давления инструмента на породу (σn=var). Во второй схеме – тележке АКМ путем использования реостата в электрической схеме привода подачи задается постоянная скорость перемещения (Vп=const). При этом на пульте управления амперметр показывает силу тока на главном приводе машины. Так как в режиме постоянной скорости подачи обеспечивается неизменным контактное давление инструмента на породу (σn=const), то величина силы тока будет изменяться прямо пропорционально изменению длины контакта инструмента с породой, что вызовет аналогичное изменение мощности энергии главного привода АКМ.

Как видим, применяемые схемы управления работой АКМ влияют только на силовой режим резания. По первой схеме силовой режим переменный во времени, во второй схеме – постоянный. Силовой режим определяет и производительность резания, и мощность главного привода камнерезной машины, влияющие на расход дорогостоящего алмазного инструмента и удельное энергопотребление. Среди технико-экономических показателей любой камнерезной машины определяющим является производительность (так как остальные показатели во многом производны от нее). Применительно к существующим схемам управления работой АКМ рассмотрим методики оценки производительности, энергопотребления и расхода алмазного инструмента.

В случае применения схемы управления с постоянной скоростью подачи средняя производительность АКМ рассчитывается согласно работе [1]:

, (2)
где Км<1коэффициент влияния геометрии плоскости отделения монолита на среднюю производительность резания от ее максимального значения.

Максимальная производительность определяется выражением [2]



, (3)
где hпр – высота пропила, м; φд – дополнительный угол охвата, рад; µрас и kп – коэффициенты распиловки и прерывистости режущей поверхности; b - диаметр режущей втулки, м; Vp - скорость распиловки (скорость движения гибкого режущего органа), м/с.

Для продольного пропила (kф=L/H>1), , а значение коэффициента Кмпр рассчитывается по формуле


,
где Dшк – диаметр ведущего шкива, м; Hу – высота уступа, м.

Для поперечного пропила, отделяющего монолит камня от массива, выполняется условие kф=B/H≤1. В этом случае максимальная высота пропила не равна высоте уступа и находится из уравнения



, (4)
что в итоге определяет расчетную величину коэффициента Кмп для поперечного пропила:
. (5)
Зависимость производительности АКМ, соответствующей схеме управления ею в режиме постоянной мощности резания, когда kф=B/H≤1, определяется по выражению [2]
. (6)
При отделении монолита по продольной плоскости (kф=L/H>1, ) необходимо учитывать стационарность процесса пиления по отношению к длине контакта инструмента с породой. В этом случае производительность в режиме постоянной мощности находится как средневзвешенная величина
, (7)
где – время нестационарного пиления плоскости отделения, ч; – время стационарного пиления плоскости отделения, ч.

Отношение производительностей при двух режимах для kф1 запишется в виде


(8)

а для kф>1



. (9)
На рис. 1 представлено отношение производительностей резания АКМ (8), (9), управляемой по рассмотренным выше силовым режимам.
Рис. 1. Зависимость отношения производительностей резания при различных режимах работы АКМ от высоты уступа
При этом, начиная с высоты уступа 2-4 м, производительность резания в режиме N=const по отношению к режиму VП=const возрастает по степенной зависимости в соответствии с формой плоскости отделения.

Для реализации алмазосберегающего режима распиловки необходимо, чтобы (т. е. отвечало условию минимального удельного расхода алмазного инструмента), где - величина контактного нормального напряжения [2], когда в процессе резания выдерживается постоянная скорость подачи (рис. 2).


Рис. 2. Зависимости удельного расхода (R) алмазного инструмента и удельной работы резания (A) от нормального контактного давления (σn) для пород с σсж=100-120 МПа

Реализуемое в процессе резания энергопотребление (А) для расчета удельных затрат по формуле (1) определяется для режима работы АКМ с постоянной скоростью подачи следующим образом [2]:



. (10)
Для режима постоянной мощности резания удельное энергопотребление в случае kф≤1 находится как средняя интегральная величина по следующей зависимости:
, (11)
где - максимальное значение нормального напряжения, соответствующее минимальной длине контакта инструмента с породой, Па [2].

При отделении монолита по продольной плоскости (kф>1) удельная работа резания в режиме постоянной мощности находится как средневзвешенная величина:


(12)
Отношение удельных работ резания при двух режимах для поперечной плоскости отделения запишется в следующем виде:
, (13)
а для продольной плоскости отделения
. 14)
На рис. 3 в графическом виде показаны зависимости (10)–(12) значений удельной работы резания (А, МДж/м3) от высоты уступа при различных схемах управления АКМ и величине коэффициента kф. Расчеты выполнены для следующих значений: N=25,47 кВт, μрас=0,25, kп=0,16, b=0,01 м, Dшк=0,8 м, Vр=30 м/с.

Средняя удельная работа резания (в режиме N=const) по отношению к удельной работе резания, соответствующей (в режиме VП=const), возрастает в соответствии с формой плоскости отделения (рис. 4).

Рис. 3. Зависимость показателя удельной работы резания

(А, МДж/м3) от высоты уступа при различных

схемах управления АКМ

Рис. 4. Зависимость отношения среднего (в режиме N=const) и соответствующего (в режиме VП=const) значений удельной работы резания от высоты уступа


Удельный расход алмазного инструмента (R), как и удельная работа резания (A), может быть получен на основе стендовых испытаний. Для дальнейших расчетов были приняты экспериментальные данные канд. техн. наук К. Г. Лусиняна по резанию алмазным инструментом природного камня различной прочности [3]. В результате обработки экспериментальных точек получена следующая аппроксимирующая зависимость R от σn:
, (15)
решение которой при условии дает оптимальное контактное давление . Его подстановка в (15) и определяет расход алмазного инструмента в режиме VП=const:
. (16)
Численные значения аппроксимирующих коэффициентов -1,46*10-5, 0,376*10-5 МПа, 10,5*10-5 1/МПа были получены при резании природного камня с σсж=120-140 МПа. Для режима N=const удельный расход может быть получен как средняя интегральная величина:
. (17)
Тогда их отношение для поперечной плоскости отделения запишется в следующем виде:
. (18)
При отделении монолита по продольной плоскости удельный расход инструмента в режиме постоянной мощности находится как средневзвешенная величина:
(19)
Тогда отношение удельных расходов инструмента при двух режимах для продольной плоскости отделения запишется в виде
. (20)
На рис. 5 в графическом виде показаны зависимости показателя R∙γа (карат/м3) от высоты уступа при различных схемах управления АКМ и величине коэффициента kф.
Рис. 5. Зависимость показателя R∙γа (карат/м3) от высоты уступа при различных схемах управления АКМ
Среднее значение удельного расхода алмазного инструмента (в режиме N=const) по отношению к минимальному (в режиме VП=const) возрастает в соответствии с формой плоскости отделения (рис. 6).
Рис. 6. Зависимость отношения среднего (в режиме N=const)

и минимального (в режиме VП=const) значений удельного расхода алмазного инструмента от высоты уступа

Экономические показатели при различных параметрах и режимах распиловки алмазно-канатным инструментом гранодиорита Нижне-Санарского месторождения (линейные размеры монолита: Нм=5,6 м, Lм=8,4 м, Bм=1,7 м) приведены в табл. 1, 2.
Таблица 1

Расчетные параметры и технико-экономические показатели работы АКМ в режиме VП=const




Режим

VП=const, σn=const, σn min=0,2 МПа, А= 1833,58 МДж/м3

Вид плоскости

отделения (kф)



Горизонтальная (0,2)

Поперечная (0,3)

Продольная (1,5)

Nmax, кВт

8,24

12,18

25,47

Rmin∙γа, карат/м3

55,31

КМ

0,63

0,60

0,70

Пmax, м2

1,62

2,39

5,00

Пср, м2

1,01

1,42

3,48

Nуд, кВт•ч/м2

18,34

САО+ЗП, руб./м2

391,69

279,69

114,36

СЭЭ, руб./м2

15,80

САИ, руб./м2

158,07

СS, руб./м2

565,56

453,56

288,23

S, м2

14,11

9,41

47,04

tпиления, ч

14,1

6,7

13,5

∑tпиления, ч

34,4

С, тыс. руб.

7,98

4,27

13,56

∑С (по монолиту),

тыс. руб.



25,81

Время, затраченное на резание плоскостей, для условий Юго-Восточного участка Нижне-Санарского месторождения гранодиоритов в случае работы АКМ в режиме N=const в 1,5 раза меньше, чем в режиме VП=const. Результаты оценки доли пиления во всем процессе подготовки камня к выемке в зависимости от режима работы АКМ приведены в табл. 3.


Таблица 2



Расчетные параметры и технико-экономические показатели работы АКМ в режиме N=const

Режим

N=const, σn=var

Вид плоскости отделения (kф)

Горизонтальная (0,2)

Поперечная (0,3)

Продольная (1,5)

N, кВт

8,24

12,18

25,47

σn max, МПа

0,57

0,81

1,69

Аср, МДж/м3

1364,34

1219,42

1185,90

R∙γа, карат/м3

78,21

103,20

158,61

П, м2

1,10

2,41

8,28

Nуд, кВт•ч/м2

13,64

12,19

11,86

САО+ЗП, руб./м2

362,96

165,00

47,99

СЭЭ, руб./м2

11,75

10,51

10,22

САИ, руб./м2

223,54

294,94

453,30

СS, руб./м2

598,26

470,45

511,51

tпиления, ч

13,0

4,0

5,7

∑tпиления, ч

22,7

С, тыс. руб.

8,44

4,43

24,06

∑С (по монолиту), тыс. руб.

36,93

Таблица 3

Доля времени выполнения пропилов АКМ в процессе подготовки

к выемке гранодиорита Нижне-Санарского месторождения

при различных режимах


Вид работ

Время

выполнения, ч



VП=const, σn=const

N=const, σn=var

Бурение горизонтальной продольной скважины (8,4 м)

3,5

Поиск отметок для стыковки скважин

3,0

Бурение горизонтальной поперечной скважины (1,7 м)

2,0

Горизонтальный пропил АКМ (14,28 м2)

14,14

13,0

Поиск отметок для стыковки скважин

3,0

Бурение вертикальной скважины (5,6 м)

2,5

Вертикальный поперечный пропил АКМ (9,52 м2)

6,70

4,0

Вертикальный продольный пропил АКМ (47,04 м2)

13,52

5,68

Отсыпка подушки

0,5

Опрокидывание монолита на рабочую площадку

3,0

Окончание табл. 3

Вид работ

Время

выполнения, ч



VП=const, σn=const

N=const, σn=var

Разделка опрокинутого монолита и пассировка блоков шпуровым способом с применением механических клиньев

4,0

Время подготовки к выемке блоков природного камня, ч

55,9

44,1

Время пиления, ч (в % от общего)

34,4 (61,5 %)

22,7 (51,5 %)

Таким образом, время, затраченное на выполнение пропилов АКМ, в процессе подготовки к выемке камня занимает 51,5 и 61,5 % для режимов N=const и VП=const соответственно.

По формуле (1) были рассчитаны удельные эксплуатационные затраты на резание плоскостей отделения монолита от массива (рис. 7).
Рис. 7. Зависимость удельных эксплуатационных затрат

на резание плоскостей при различных режимах работы АКМ

от высоты уступа

Это позволило представить в графическом виде отношения удельных эксплуатационных затрат при различных режимах работы АКМ от высоты уступа (рис. 8).


Рис. 8. Зависимость отношения удельных эксплуатационных затрат на резание плоскостей при различных режимах работы АКМ от высоты уступа
Удельные эксплуатационные затраты на резание плоскостей в режиме N=const по отношению к режиму VП=const возрастают, начиная с высоты уступа 4,5 м (см. рис. 8, 9) в соответствии с формой плоскости отделения. Так, при высоте уступа =5,6 м отношение значений себестоимости Сs(N)s(V) составляет 1,0-1,8 в зависимости от величины коэффициента kф.
Рис. 9. Зависимость отношения удельных эксплуатационных

затрат на резание плоскостей и времени, затраченного на пиление (по монолиту) при различных режимах работы АКМ

от высоты уступа

На рис. 10 и 11 приведены графики зависимостей отношения эксплуатационных затрат к объему монолита (C/W, руб./м3) и времени, необходимого для его отделения (С/t, тыс. руб./ч).


Рис. 10. Зависимость отношения эксплуатационных затрат к объему отделяемого монолита при различных режимах работы АКМ от высоты уступа
Рис. 11. Зависимость отношения эксплуатационных затрат ко времени, необходимого для отделения монолита от горного массива, при различных режимах работы АКМ от высоты уступа

Основным результатом проведенных исследований и полученных зависимостей (1), (8), (9), (13), (14), (18), (20) влияния силового режима на технико-экономические показатели является вывод о неоднозначном вкладе в эксплуатационные затраты производительности, энергопотребления и расхода алмазного инструмента при резании. Так как силовой режим в пределах заданной мощности главного привода канатной пилы связан с высотой пропила (уступа), то с практических позиций целесообразнее полученные технико-экономические показатели представлять в виде функциональных зависимостей от высоты уступа для различных режимов работы АКМ.

Анализ таких итоговых показателей, как производительность отделения монолита от массива (рис. 12, а) и эксплуатационные затраты на отделение (рис. 12, б) в зависимости от высоты уступа для различных режимов работы АКМ не позволяет выделить преимущества одного режима работы АКМ от другого, так как повышение производительности отделения монолита сопровождается повышением эксплуатационных затрат на его отделение при работе в режиме постоянной мощности резания и, наоборот, когда снижению эксплуатационных затрат соответствует понижение производительности, если АКМ работает в режиме постоянной скорости подачи.

В этом случае корректная оценка зависимости режима работы АКМ от высоты уступа может быть дана на основе комплексного технико-экономического показателя:


, (21)
где – эксплуатационные затраты на отделение монолита от массива, тыс. руб.; – производительность отделения монолита от массива, м3/ч.

Тогда выбор режима работы АКМ в зависимости от высоты уступа осуществляется по минимальной величине предложенного комплексного показателя (рис. 12, в).

Как видно из рис. 12, в, при отделении монолита с высотой добычного уступа менее 4,5 м предпочтение следует отдавать режиму с постоянной скоростью подачи АКМ на забой. При высоте уступа более 4,5 м, когда показатель сw изменяется незначительно от режима работы АКМ, целесообразен режим работы с постоянной мощностью резания, обеспечивающий более высокую производительность отделения монолита.

а
б


в
Рис. 12. Зависимость от высоты уступа (при различных режимах работы АКМ): а – производительности отделения монолита

от массива с помощью АКМ (W/t, м3/ч); б – эксплуатационных

затрат на отделение монолита от массива (C, тыс. руб.);

в – комплексного технико-экономического показателя (cw, руб.*ч/м3)



  1   2   3   4   5   6   7   8   9   10   11


База данных защищена авторским правом ©ekollog.ru 2017
обратиться к администрации

войти | регистрация
    Главная страница


загрузить материал